/
Автор: Краснов А.Н. Зильберберг В.Г. Шаривкер С.Ю.
Теги: металлургия издательство металлургия
Год: 1970
Текст
chipmaker.ru
АН. КРАСНОВ, В.Г. ЗИЛЬБЕРБЕРГ, СЮ.ШАРИВКЕР
НИЗКОТЕМПЕРАТУРНАЯ
ПЛАЗМА О МЕТАЛЛУРГИИ
chipmaker.ru
A. H. КРАСНОВ, С. Ю. ШАРИВКЕР, В. Г. ЗИЛЬБЕРБЕРГ
НИЗКОТЕМПЕРАТУРНАЯ
ПЛАЗМА
В МЕТАЛЛУРГИИ
ОТВЕТСТВЕННЫЙ РЕДАКТОР
член-корр. АН УССР Г. В. САМСОНОВ
Chipmaker.ru
Издательство «Металлургия»
Москва 1970
| chipmaker.ru
УДК 669 : 533.9
Низкотемпературная плазма в металлургии. Крас-
нов А. Н., Шаривкер С. Ю., Зильбер-
б е р г В. Г. Изд-во «Металлургия», 1970, с. 216.
Рассмотрено современное состояние техники полу-
чения низкотемпературной плазмы и плазменных струй,
даны основные характеристики плазмотронов, рас-
смотрены возможности их применения для проведения
различных технологических процессов — восстановле-
ния металлов; плазменной плавки металлов, синтеза
соединений, получения металлических сферических по-
рошков, создания металлических и других покрытий
различного назначения, выращивания монокристаллов.
Обобщены и классифицированы сведения об исполь-
зовании плазмы в металлургических и других техно-
логических процессах. Приведены свойства продуктов
плазменной обработки.
Книга рассчитана на научных работников, инже-
неров и техников, связанных с металлургическим про-
изводством, а также ведущих исследования в области
плазменной технологии. Кроме того, книга может быть
рекомендована студентам старших курсов металлурги-
ческих и химических специальностей.
Илл. 99. Табл. 32. Библ. 197 назв.
3-10-2
22-70
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение................................................. 5
Глава 1. Источники низкотемпературной плазмы . . 7
Общая характеристика низкотемпературной плазмы . . 7
Дуговые плазмотроны . . .............................. 9
Схема получения плазменной струи .... 9
Плазмообразующие газы.............................. 12
Типы плазмотронов. 16
Характеристики плазменной струи.............. 23
Конструкции дуговых плазмотронов........... 32
Особенности нагрева в плазменной струе ... 39
Безэлектродные плазмотроны 45
Получение высокочастотной плазмы........... 45
Получение сверхвысокочастотной плазмы................. 52
Глава II. Низкотемпературная плазма в металлургии
и химической технологии................................. 55
Использование дуговой плазмы .... 55
Классификация процессов плазменной металлургии и
плазмохимии.......................................... 55
Газовые процессы в плазменной металлургии и химии 61
Металлургические процессы с использованием эрозии
электродов........................................... 63
Процессы с использованием энтальпии плазмы в метал-
лургии .............................................. 65
Процессы с введением в плазму конденсированных веществ
в металлургии и химии................................ 73
Применение высокочастотных плазмотронов в металлурги-
ческих и химических процессах........................... 77
Глава III. Сфероидизация тугоплавких металлических
и других материалов .............................. 82
Распыление проволоки плазменной струей . 83
Перенос металла и распыление.................... 84
Сфероидизация и разгон капель ... . . 88
Коагуляция и охлаждение капель ..................... 90
Затвердевание капель ............................... 93
Гранулометрический состав продуктов распыления . . 97
Сфероидизация порошков.......................... 106
Обработка порошков в дуговых плазмотронах .... 106
Сфероидизация порошков в безэлектродных плазмотро-
3
chipmaker.ru
Глава IV. Плазменное напыление.................... . ИЗ
История развития процесса, его преимущества . . . ИЗ
Основы процесса «напыления распылением» .... 114
Общие положения ................................... 114
Транспортировка напыляемого материала в плазменную
струю и формирование металлизационной струи . 116
Температура и скорость частиц при плазменном распылении 122
Химические и структурные изменения в продуктах рас-
пыления .................................'......... 125
Формирование покрытия...................... . . 138
Сцепление покрытий с подложкой..................... 139
Плотность плазменных покрытий . .-................. 155
Эффективность процесса плазменного напыления . . . 160
Технология напыления, свойства и применение покрытий 162
Металлические покрытия......................... . . 162
Окисные покрытия .................................. 166
Покрытия из тугоплавких соединений . . . . . 170
Керметные покрытия ............................ . 173
Формирование деталей напылением.................176
Глава V. Применение плазмы в сварочных процессах 179
Плазменная резка.............................. .. 179
Механизм процесса................................. 179
Принципы создания аппаратуры для плазменной резки 183
Применение плазменной резки . ........... 189
Плазменная сварка....................... . . 191
Сварка большими токами......................... . . 191
Микроплазменная сварка .................... . .201
Плазменная наплавка............................... 204
Заключение 206
Литература........................................ 207
ВВЕДЕНИЕ
Современная промышленность все шире использует
процессы, которые еще недавно казались далекими от
практического применения. На службу человеку ставятся
сверхвысокие и сверхнизкие давления и температуры,
сверхзвуковые скорости, гигантские концентрации энер-
гии. Среди многих новшеств, вошедших за последние годы
в арсенал техники, видное место занимает низкотемпера-
турная плазма. Понятие «низкотемпературная» в данном
случае достаточно относительно, так как низкотемператур-
ная плазма позволяет реализовать в различных техноло-
гических целях температуру до десятков тысяч градусов
в сочетании с высокой энтальпией и сверхзвуковыми ско-
ростями движения газовых потоков. Сравнительная лег-
кость регулирования в широких пределах энергетических
тепловых и газодинамических параметров плазменных
процессов создает предпосылки для использования их в
научных исследованиях и производстве. Достоинства низ-
котемпературной плазмы настолько очевидны, а перспек-
тивы использования так широки, что за сравнительно ко-
роткий срок сформировался ряд направлений ее практи-
ческого применения.
Перспективной, но еще недостаточно исследованной
областью является плазменная металлургия. Здесь воз-
можно применение низкотемпературной плазмы для обра-
ботки рудного сырья, извлечения металлов из руд, плав-
ки металлов и сплавов, распыления металлических мате-
риалов и получения металлических порошков.
Широкое распространение получила плазменно-дуго-
вая резка металлов и сплавов. В нашей стране впервые
была освоена плазменная резка металла больших толщин
и плазменно-дуговая резка в процессе непрерывной от-
5
chipmaker.ru
ливки труб. Внедрение в практику этих процессов, отли-
чающихся высокой производительностью, дает большой
технико-экономический эффект.
В сварочном производстве плазменная струя выгоднр
отличается от обычной открытой электрической дуги вы-
сокой стабильностью протекания процесса и формирова-
ния шва.
Интенсивно развивается молодая отрасль химии —
плазмохимия. В низкотемпературной плазме и плазмен-
ных потоках можно осуществлять процессы, которые в
обычных условиях не протекают, ускорить течение этих
процессов в сотни и тысячи раз, упростить ряд сложных
и многостадийных химических процессов и заменить их
одностадийными.
В последние годы в ряде научных организаций страны
выполнен большой объем исследований по термодинами-
ке, механизму и кинетике плазменных процессов в метал-
лургии, химии, сварке, металлокерамике, технике защит-
ных покрытий и других отраслях. Однако, отмечая успехи,
достигнутые в научно-исследовательской разработке во-
просов возможного применения низкотемпературной плаз-
мы, нельзя не обратить внимания на отставание в области
практического применения и особенно внедрения про-
цессов плазменной технологии в промышленность. Во
многом это определяется отсутствием достаточной инфор-
мации о возможностях и областях применения плазмен-
ных методов. Как правило, сведения об этом распылены
в специальных периодических изданиях и материалах те-
матических конференций и доступны лишь узкому кругу
специалистов.
Поэтому авторы сочли целесообразным предложить чи-
тателю свою работу, в которой обобщены имеющиеся све-
дения о разработке и использовании плазменных процес-
сов.
В нее вошли также и результаты исследований, выпол-
ненных авторами в Институте проблем материаловедения
АН УССР под руководством члена-корр. АН УССР
Г. В. Самсонова, которому авторы выражают свою глу-
бокую признательность.
Авторы надеются, что эта работа принесет пользу спе-
циалистам, занимающимся разработкой и применением
процессов плазменной технологии, и будут благодарны за
все критические замечания.
Глава I
ИСТОЧНИКИ НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ПЛАЗМЫ
Chipmaker.ru
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ПЛАЗМЫ
Плазмой называется газ, полностью или частично
ионизированный под воздействием тех или иных факторов.
Такими факторами являются: температура, детонация,
электрический или высокочастотный разряд, фотоиони-
зация, у-излучение. Название «плазма» было предложено
в 1923 г, американскими физиками Ленгмюром и Тонксом
[11.
По мнению Тринга [2, с. 53], плазмой может счи-
таться любая газовая система, содержащая по меньшей
мере около 1 % молекул в ионизированном состоянии.
Однако не всякий ионизированный газ можно назвать
плазмой. Необходимым условием существования плазмы
является ее квазинейтральность, т. е. она не должна со-
держать заметного избытка зарядов одного знака над за-
рядами другого знака [3]. Это условие выполняется при
вполне определенном соотношении между числом заряд-
ных частиц N, электронной температурой Те и диаметром
сосуда D, в котором находится ионизированный газ:
П«5(-^)Л (1)
Таким образом, в данном объеме должно содержаться
количество заряженных частиц, достаточное для того, что-
бы уход электронов на стенку сосуда компенсировался
возникновением электронного поля, восстанавливающего
квазинейтральность.
В отличие от обычной газовой смеси, все частицы ко-
торой имеют одинаковую среднюю кинетическую энергию
беспорядочного теплового движения, у электронов, ионов
и нейтральных атомов плазмы газового разряда средняя
кинетическая энергия различна. Электроны, как прави-
7
chipmaker.ru
ло, обладают гораздо более высокими энергиями, чем ио-
ны, а кинетическая энергия ионов может превышать энер-
гию нейтральных атомов и молекул.
Из-за различия в величине средней кинетической
энергии электронов, ионов и нейтральных частиц в плаз-
ме вместо одной общей температуры следует различать три
разные температуры — электронную Те, ионную и
атомную Та, обычно Те > Tt > Та.
Очень большое различие между Те и Th характерное
для большинства форм газового разряда, обусловлено
громадной разницей в величине массы электронов и ио-
нов. Внешние источники электрической энергии, при по-
мощи которых создается и поддерживается газовый раз-
ряд, передают энергию непосредственно электронам плаз-
мы, так как именно легкие электроны являются носите-
лями тока. Ионы принимают свою энергию в результате
столкновений с быстро движущимися электронами. Одна-
ко при каждом отдельном столкновении из-за большого
различия в массе электрон передает иону лишь неболь-
шую часть своей кинетической энергии.
Из анализа, основанного на применении закона сохра-
нения энергии и закона сохранения суммарного количест-
ва движения, следует, что при упругом столкновении тела
массы mj с телом во много раз большей массы т2 относи-
тельная доля кинетической энергии, которую легкое те-
ло может передать тяжелому, не будет превышать
4-^1
т2 ’
Отношение —злсктР°»а = „
«иоиа 1840-А '
где А — атомный вес вещества, которому принадлежат
ионы.
Следовательно, наибольшая относительная величина
передаваемой энергии составляет около 2*10-3-^-.
Электрон должен испытать очень много столкновений
с ионами, прежде чем отдаст имеющийся у него избыток
энергии. Но параллельно процессу обмена энергиями идет
процесс приобретения энергии электронами от источников
ионизации. Поэтому в плазме все время поддерживается
большой перепад энергий, а следовательно и температур
между электронами и ионами. Так, например, в лампах
дневного света величина Те обычно лежит в пределах не-
скольких десятков тысяч градусов, в то время как величи-
8
ны Г- и Та, как правило, не превышают тысячи градусов
[1].
При дуговом разряде Те и Т) ближе друг к другу вслед-
ствие того, что в этом случае разряд происходит в газе
с большей плотностью и частые столкновения между элек-
тронами и ионами быстро выравнивают разность темпе-
ратур; однако в этом случае Те все же больше Tt.
При некоторых условиях в сильно ионизированной
плазме Т1 может значительно превысить Те. Эти условия
возникают при электроразрядах большой мощности в
экспериментальных установках, предназначенных для ис-
следования способов генерации управляемых термоядер-
ных реакций.
Таким образом, по температурному признаку плазму
можно разделить на три вида [4,5].
1. Термоядерная плазма, существующая только в об-
ласти высоких температур порядка 10®—10® °К. Иссле-
дованием такой плазмы, составляющей основную массу
Вселенной, занимаются астрофизика, геофизика, разраба-
тывающие теории солнечных пятен, движения межзвезд-
ного газа. С термоядерной плазмой сталкиваются при ис-
следовании управляемых термоядерных реакций.
2. Низкотемпературная плазма, имеющая температуру
порядка 103—105 °К и представляющая собой частично
ионизированный таз.
3. Газоразрядная плазма — электрический разряд в
разреженном газе (газосветные трубки).
ДУГОВЫЕ ПЛАЗМОТРОНЫ
Схема получения плазменной струи
Работы по созданию эффективных источников плазмен-
ной струи и получению низкотемпературной плазмы ве-
лись в двух основных направлениях: создание дуговых
плазмаструйных источников и создание высокочастотных
источников низкотемпературной плазмы.
В первом реализовывался следующий основной прин-
цип — зависимость термических параметров электри-
ческой дуги от ее геометрической формы (сокращение се-
чения дугового разряда увеличивает концентрацию энер-
гии в нем). Успехи работ этого направления явились логи-
ческим завершением многочисленных попыток повысить
9
chipmaker.ru
температуру электрической дуги. Было доказано, что
температура дуги тем выше, чем больше плотность тока
в ней и чем меньше потери на излучение. Однако труд-
ность повышения температуры заключается в том, что с
увеличением подводимой мощности тока к свободно горя-
щей дуге одновременно увеличивается сечение столба ду-
ги, сопротивление уменьшается, а плотность тока стремит-
ся остаться постоянной. Вольт-ам-
Рис. 1. Схема полу-
чения дуговой плаз-
менной струи в ап-
парате Гардиеиа
перная характеристика свободно го-
рящей дуги является падающей.
Одна из первых попыток повы-
шения интенсивности дуги была сде-
лана Беком в 1910—1912 гг. [6]. Ему
удалось в несколько раз повысить
плотность тока в дуге, вводя в ма-
териал анода окись и фториды це-
рия. Максимальная температура в та-
кой дуге составляла 9000—10000 ° К.
Высокая плотность тока приводит к
очень быстрому испарению материа-
ла с поверхности анода и, как сле-
дствие, к чрезвычайно большому
анодному падению потенциала и по-
ложительной крутизне вольт-ампер-
ной характеристики. Большая часть
энергии дуги Бека расходуется на
световое излучение и компенсацию
тепловых потерь, обусловленных
внешней конвекцией.
В 1922—1924 гг. Гардиен пытался получить высокие
плотности тока, пропуская дугу через узкое отверстие
в керамической диафрагме (рис. 1). В диафрагму танген-
циально подавалась вода, которая, образуя своеобразную
воронку, предохраняла диафрагму от воздействия дуги.
Кроме того, охлаждая внешние части столба дуги, водя-
ная воронка приводила к уменьшению сечения проводя-
щего канала (что эквивалентно дополнительному сжа-
тию дуги) и, при поддержании тока постоянным, к повы-
шению выделяющейся на этом участке мощности; была
достигнута температура 20000—30000 ° К.
Развитием идеи Гардиена явилась попытка Маккера
в 1949—1951 гг. заключить столб дуги в водяной канал.
Такой канал образовывался центробежными силами при
10
тангенциальной подаче Ноды в трубку малого диаметра.
Он обеспечивал сужение уже не ограниченной части дуги,
как в случае воронки Гардиена, а почти всей дуги. В
устройствах такого типа при диаметре канала 2,3 мм бы-
ла получена температура 52000 °К 17].
В нашей стране работы по созданию автономного
источника теплоты были начаты в 1943 г. экспериментами
по пространственному разделению искрового и дугового
разряда [8]. Было показано, что возможно выделение из
разрядного промежутка по-
тока ионизированных частиц
с большим запасом энергии.
Такой поток создается при
прохождении газа в электри-
чески нейтральном канале, в
котором между стержневым и
кольцевым электродами воз-
буждается дуга; температура
потока 8000—10000 °К.
Как уже указывалось,
все электрические разряды
содержат плазму. Наиболее
удобным для технических це-
лей является самостоятель-
Рис. 2. Распределение потен-
циала между электродами элек-
трической дуги С областями
прикатодного и приаиодного
падения потенциала
ная электрическая дуга, т. е.
электрический разряд при относительно большой силе то-
ка (> 1а) и относительно малом напряжении горения. В
этом случае температура, достаточная для создания высо-
кой термоэлектронной эмиссии с катода (10s—104 а/см2),
достигается в результате элементарных процессов в самой
дуге.
В такой дуге различаются три принципиально различ-
ные области: прикатодное и прианодное падение потен-
циала и столб дуги (рис. 2) ]12]. Столб дуги имеет неболь-
шое электрическое сопротивление и состоит из газа со
степенью ионизации 1—100%, в зависимости от темпера-
туры дуги. Приэлектродные области отличаются более
высоким сопротивлением. Процессы, протекающие возле
электродов, сложны и недостаточно изучены.
В настоящее время принята в основном следующая
схема получения дуговой плазменной струи. Плазма обра-
зуется при пропускании рабочего плазмообразующего га-
за через электрическую дугу. В специальных устройст-
11
chipmaker.ru
вах, получивших название дуговых плазматронов или ду-
говых плазменных горелок, создают разность потенциа-
лов, подавая на электроды постоянный ток сравнительно
небольшого напряжения. Электрическая дуга, представ-
ляющая собой газовый разряд, возникает между электро-
дами в результате проходящей ионизации при соударении
электронов, ускоренных приложенным внешним электри-
ческим полем, с нейтральными частицами газа. Газ в.стол-
бе дуги имеет температуру 5000 °C и выше. Это создает
предпосылки для термической ионизации, когда газ иони-
зируется вследствие соударений нейтральных частиц с
электронами, ионами и между собой (10, 11, 12]. Таким
образом, та часть плазмообразующего газа, которая про-
ходит через столб дуги, ионизируется и образуется плаз-
ма.
Под действием пинч-эффекта происходит отшнуровы-
вание объема плазмы, а так как плазмообразующий газ
подается под избыточным давлением, образовавшийся
шнур вытягивается в направлении движения струи газа.
Все это способствует резкому повышению плотности тока
и нагреванию частиц под воздействием эффекта сжатия
плазмы и возрастанию при этом джоулевых потерь на на-
грев проводника (плазменного шнура).
Плазмообразующие газы
Характеристики плазменной струи в значительной ме-
ре определяются выбором плазмообразующего газа.
Теплосодержание газов зависит от температуры; на рис. 3
представлена эта зависимость для наиболее часто исполь-
зуемых в дуговых плазмотронах газов [2]. Как видно из
рисунка, при нагреве моноатомных газов вклад в энталь-
пию вносят только тепловое движение молекул и иони-
зация, в то время как для двухатомных газов дополни-
тельным «резервуаром» энергии является процесс диссо-
циации. В результате плазма двух- и многоатомных газов
содержит большие количества тепла при более низких
температурах.
Поэтому для работ, связанных с теплопередачей, когда
не нужны температуры более 10000 ° К, целесообразнее
использовать двухатомные газы. Для получения же высо-
ких температур необходимо применять одноатомные газы.
В табл. 1 приведены термические, параметры плазменной
12
Т аблица 1
Термические параметры дугбвой плазменной струи
при использовании различных плазмодбразующих газов
Газ Мощность, подводимая к плазмо- трону, кет Напря- жение на дуге, в Темпе- ратура плазмы, °к Энтальпия плазмы, кдж[г Эффек- тивность нагрева газа струн. %
Азот 60 65 7473 46,33 60
Водород . . 62 120 5273 323,90 80
Гелий 50 47 20273 237,80 48
Аргон 48 40 14273 21,73 40
Рис. 3. Зависимость энтальпии газов от темпе-
ратуры:
1 —азот; 2 — кислород; 3 — водород; 4 — аргон;
5 — гелий
струи при использовании различных плазмообразующих
газов [13].
Следует отметить, что по данным работы [2], увеличе-
ние давления несколько снижает теплосодержание газов
(в области диссоциации).
На энтальпию плазменного потока сильно влияет рас-
ход плазмообразующего газа. Теплопередача от дуги к
потоку газа происходит в период их совместного нахожде-
ния в канале сопла плазматрона. С увеличением расхода
газа уменьшается площадь поверхности разряда вслед-
13
chipmaker.ru
СТвие уменьшения диаметра проводящего столба. Это сни-
жает интенсивность теплопередачи к потоку газа, а сле-
довательно, и его теплосодержание [14].
Большие возможности открывает использование для
образования плазмы смеси газов. В работе [8] отмечается,
что количество тепла, вводимого плазменной струей в
нагреваемое изделие, при работе на смеси из 86% гелия
и 14% аргона почти в два раза выше, чем при работе на
чистом аргоне. Авторы объясняют это высоким потенциа-
лом ионизации гелия.
Из табл. 1 видно, что водород обладает наиболее высо-
кими значениями энтальпии и к.п.д. Вместе с тем он срав-
нительно недорог. Однако чистый водород при высоких
температурах оказывает разрушающее действие на элек-
троды. С целью увеличения срока службы сопла обычно
используют водородно-азотную или водородно-аргоновую
смесь газов, в которой содержание водорода составляет
около 10—20% (объемн.) [15, 16].
Энтальпия смеси газов (Нсм) может быть рассчитана
по формуле [17]:
х /И 1 Лл *
где Hi и Н2 — энтальпия компонентов смеси;
Мг и М2 — молекулярный вес компонентов смеси;
Л4СМ — молекулярный вес смеси;
гг и г2 — объемная доля компонентов смеси.
Молекулярный вес смеси при этом определяется по
формуле
(2)
Чм=^л+^2- (3)
Подбором плазмообразующего газа можно создать
любую среду плазменной струи: окислительную, восста-
новительную, нейтральную.
Важной характеристикой плазменной струи являет-
ся степень ионизации плазмообразующего газа. Так как
газ в дуговом разряде в зависимости от силы тока и типа
рассматриваемой дуги имеет температуру от 5000 до
50000 ° К, то степень его ионизации лежит в пределах
от 1 до 100% и даже выше, если принять во внимание мно-
гократную ионизацию [12]. Высокая степень ионизации
газов в зоне электрической дуги требует тщательного рас-
смотрения возможного взаимодействия между ними и обра-
батываемым материалом.
14
В работе [18] исследовалась низковольтная дуга, го-
рящая между вольфрамовым стержнем — катодом и
охлаждаемым медным анодом, в струе аргона. С помощью
спектрографа было обнаружено, что вблизи катода имеют-
ся линии нейтрального, однократно и двукратно ионизи-
рованного аргона. У анода присутствует только нейтраль-
ный и однократно ионизированный аргон. Относительная
интенсивность линий Аг, Аг+, Аг++ показывает, что тем-
пература газа в ядре катодной области достигает пример-
но 30000 °К 119].
Аналогично в дуге, горящей в азоте, были обнаруже-
ны дважды и трижды ионизированные атомы, что нахо-
дится в полном соответствии с теорией, по которой при
высоких температурах в азоте находится свыше 60%
частиц плазмы, состоящих из свободных электронов; ос-
тальные 40% составляют частицы N+ и N++ с незначитель-
ной примесью N и N+++. По интенсивности линий темпера-
тура превышает 30000 ° К [12].
Диссоциация и ионизация в потоке плазмы сопровож-
дается следующими тепловыми эффектами [20]:
Н2 |-103000 кал/моль----> 2Н;
Н + 310000 кал)моль —Н+ 4- е~;
Ь)2 + 225000 кал!моль---> 2N;
Аг + 361000 кал!моль----> Аг+ + е~;
О2 -|-120000 кал(моль---> 20.
При выходе плазменной струи из сопла плазмотрона
в холодной зоне в результате рекомбинации ионов и элек-
тронов в одноатомный газ происходит выделение энергии,
затраченной ранее на ионизацию. При использовании для
образования плазмы двухатомного газа в холодной зоне,
кроме энергии ионизации, выделяется энергия диссоциа-
ции.
Степень ионизации (5г) определяет состав плазмы, ко-
торый в зависимости от температуры может быть рассчи-
тан при помощи уравнений Эггерта — Саха, условия рав-
новесия зарядов и закона Дальтона [21]:
(Л = )3/2 <W/6 ех₽ (— ~£г) • <4)
15
chipmaker.ru
где Zz и trit — статистическая сумма и масса i-той частицы;
К — постоянная Больцмана;
Е — потенциал ионизации.
Результаты расчетов для азота приведены на рис. 4
[6, 12, 20 ].
Однако, как было показано в одной из более ранних
работ [22], газ в области дуги и непосредственно по выходе
из нее не находится в тепловом равновесии. Ионизация в
Рис. 4. Состав азотной плазмы
в зависимости от температуры
этих областях должна быть
выше равновесной.
Таким образом, использо-
вание электрической дуги по-
зволяет получать потоки иони-
зированного газа. В технике
эти потоки принято называть
«плазменной струей».
Типы плазмотронов
Существует два типа дуго-
вых плазмотронов — с незави-
симой (косвенной, выделенной)
и зависимой (прямой, совме-
щенной) дугой (рис. 5). Прин-
ципиальное различие между
ними состоит в том, что плаз-
мотроны с независимой дугой
представляют автономные источники плазменной струи;
в плазмотронах с зависимой дугой плазменная струя
совпадает по направлению с дугой, горящей между
электродом и обрабатываемым материалом. В этом слу-
чае большое количество энергии передается непосредствен-
но материалу. Такая схема предпочтительна для процес-
сов, требующих нагрева обрабатываемого материала до
высоких температур
Различной может быть стабилизация дугового стол-
ба — продольным обдувом поперечным обдувом, вихре-
вым обжатием, обжатием охлаждаемой стенкой, магнит-
ным полем, водяная стабилизация. Наиболее широко при-
менимы в конструкциях современных плазмотронов три
схемы стабилизации дуги [13, 23, 24]: вихрем, газовым
слоем и охлаждаемыми стенками.
16
В первом случае стабилизация достигается обжатием
дуги потоком газа, подаваемого тангенциально в дуговую
камеру (рис. 6, а).
Во втором случае газ течет аксиально, образуя слой,
ограничивающий дугу (рис. 6, б).
В третьем случае диаметр канала сопла выполняется
соизмеримым с диаметром дуги. При этом толщина погра-
ничного слоя и расход через него холодного газа умень-
Рис. 5. Типы электрических дуг, плазмотронов и схемы подачи материалов
в плазменную струю:
а — типы электрических дуг; б — плазмотрон с независимой дугой; в — плаз-
мотрон с зависимой дугой; г» д, е,— подачи пруткового материала по схеме;
материал — катод, нейтральный материал, материал — аиод; эк — подача
порошкового материала вместе с плазмообразующим газом; з — подача порош-
ка в плазменную струю; 1 — источник электропитания; 2 — плазмообразую-
щий газ; 3 — охлаждающая вода; 4 — материал
шается, что приводит к дополнительному увеличению
средней температуры газа (рис. 6, в) [25].
В случае независимой дуги возможны два варианта
привязки дуги.
Дуга, выбрасываемая наружу потоком горячего га-
за, огибает изолирующий слой холодного ионизированно-
го газа (рис. 7, а). Это характерно для устройств с корот-
ким каналом сопла при значительных расходах газа.
Дуга замыкается на стенку канала сопла, образуя
группу анодных пятен (рис. 7, б). При этом наблюдается
постепенное уменьшение тока вдоль канала по мере при-
ближения к срезу сопла (рис. 8). Замыкание дуги по этой
17
chipmaker.ru
схеме характерно для сопел с длинным каналом при не-
больших расходах газа.
По характеру протекающих в канале сопла процессов
его можно разбить на 2 участка, разделяемых между со-
бой анодным пятном дуги 126].
На начальном участке сопла, занимающем область от
катода до активного анодного пятна дуги, располагается
столб дуги и происходит накопление энергии с увеличени-
ем количества теплоносителя — диссоциированного и ио-
Рис. 6. Схема стабилизации дуги:
а — стабилизация вихрем; б — стабилизация газовым
слоем; в — стабилизация стенками; 1—стержневой элект-
род; 2 — плоскости водяного охлаждения; 3 — источник
электроэнергии; 4 — сопло; 5 — струя плазмы; 6—дуга;
7 —подвод газа; 8 — электроизолирующие шайбы
визированного газа. Вследствие высокой скорости газа
и большого собственного электромагнитного поля столб
дуги на этом участке отшнурован и занимает относитель-
но небольшую часть сечения канала. За активным пятном
в канале сопла теплосодержание плазменной струи умень-
шается. На этом участке интенсифицируются процессы
нейтрализации ионизированных частиц и рекомбинации
атомов в молекулы, протекающие с выделением энергии.
Очевидно, длина участка, на котором происходят эти про-
18
цессы с тепловыделением, зависит, с одной стороны, от
скорости плазмы, с другой — от скорости процесса. Реком-
бинация электронов и ионов с образованием нейтральных
атомов, а также рекомбинация атомов с образованием мо-
лекул должна протекать быстро, так как энергия актива-
ции не затрачивается на разрыв каких-либо связей. Одна-
ко практически необходимо отвести энергию, выделяю-
щуюся в результате столкновения рекомбинирующихся
частиц — в противном случае частица будет находиться в
возбужденном, неустойчивом со-
стоянии и может снова распа-
сться . Интенсивность теплоотвода
стенкой невелика, так как она от-
делена от плазмы газом, имеющим
относительно низкую теплопро-
водность. Об этом свидетельствует
высокий к.п.д. плазменной горел-
ки, достигающий 80% при исполь-
зовании водорода. В связи с этим
можно сказать, что длина участ-
ка, на котором газ имеет высокое
теплосодержание, должна быть
значительной и практически рав-
ной длине светящейся части плаз-
менной струи. На участке сопла
после активного пятна происхо-
дит выравнивание температуры
газа по сечению движущейся
струи, так как здесь не действуют
а
Рис. 7. Схемы привязки ду-
ги в сопле:
а — анодное пятно иа торце
сопла; б — анодное пятно в
канале сопла; 1 — электрод
(катод); 2 — камера (анод);
3 — дуга; 4 — факел
силы электромагнитного сжатия. В результате этого плаз-
менная струя в меньшей степени отшнурована и ею за-
нята большая часть сечения сопла.
А. В. Петровым и А. И. Мореновым [26] проведена
работа по определению положения анодного пятна в ка-
нале сопла. Для этого были использованы результаты
зондовых определений характеристик дугового раз-
ряда.
В качестве зонда использовали графитовый стержень
диаметром 2 мм, изолированный от стенок сопла покры-
тием из окиси алюминия; применяли специальное сопло
с отверстиями для зонда. Длина сопла была выбрана та-
кой, что исключала выдувание анодного пятна на торец
сопла.
19
chipmaker.ru
Напряжение ик_3 (между зондом и катодом) включает
в себя катодное падение напряжения части столба дуги,
находящейся между зондом и активным катодным пятном.
При вводе зонда в различные места канала сопла с увели-
чением расстояния от катода напряжение цк_3 возрастает,
а напряжение wa_3 (между анодом и зондом) уменьшает-
ся. Такой характер изменений напряжений наблюдается
при вводе зонда в область канала сопла, в которой распо-
ложен столб дуги. В случае ввода зонда на участке, рас-
положенном за анодным активным пятном, величины на-
Рис. 8. Изменение величины тока дуги
вдоль канала сопла:
1 — катод; 2 — сопло (анод); 3 — дуга;
4 — факел
пряжений остаются постоянными, причем и^_3 соответ-
ствует сумме падений напряжения в области катодного
пятна и в столбе дуги, а ца_3 анодному падению напряже-
ния. Положение анодного пятна в канале сопла опреде-
ляется в результате построения зондовой характеристи-
ки — зависимости ик_.л и wa_3 от места ввода зонда (рис. 9).
Так было определено положение анодного пятна в зави-
симости от способа ввода плазмообразующего газа в ка-
меру горелки, диаметра канала сопла, параметров режи-
ма работы, состава и расхода плазмообразующего газа
величины тока дугового разряда.
На рис. 10 показана зависимость положения анодного
пятна в канале сопла от интенсивности закручивания га-
зового потока в камере и величины диаметра канала соп-
ла. Плазмообразующий газ вводится тангенциально под
углом к образующей цилиндрической камеры. С уменьше-
20
ниём угла ввода, т. ё. при приближении к осевой подачё,
длина столба дуги увеличивается — анодное пятно рас-
полагается ближе к выходному сечению канала сопла. Это
объясняется тем, что при приближении к тангенциально-
му вводу плазмообразующего газа (увеличении угла вво-
да) растет интенсивность выравнивания температуры га-
за по сечению канала сопла, вследствие увеличения вре-
мени пребывания газа вблизи столба дуги, а также тем,
что повышается вероятность электрического пробоя изоли-
рующей прослойки газа из-за увеличения турбулентности
Рис. 9. Зондовая характеристика дугово-
го разряда:
Zi — расстояние от катода; и — падение на-
пряжения в столбе дуги (индекс «ст»), на
участках между анодом и зондом (индекс
«а — з»), катодом и зондом (индекс «к—з»),
на катоде (индекс «к») и аноде (индекс «а»)
его движения. Оба эти фактора способствуют уменьше-
нию столба дуги. Столб дуги укорачивается и с уменьше-
нием диаметра канала, что можно объяснить уменьшени-
ем холодной пристеночной прослойки, при этом замыка-
ние дуги происходит ближе к катоду.
На рис. 10, б 1261 показано изменение положения анод-
ного пятна в канале сопла в зависимости от параметров
работы: расхода плазмообразущего газа и величины тока
дугового разряда. С ростом расхода плазмообразующего
газа увеличивается длина столба дуги вследствие усиле-
ния отшнуровывания столба дуги и увеличения холодной
пристеночной прослойки газа, затрудняющей замыкание
дуги на стенку канала. С увеличением дугового разряда
в области относительно малых абсолютных значений тока
21
(200—300 а) столб дуги также удлиняется по той же При-
чине; при дальнейшем увеличении тока длина столба ду-
ги уменьшается из-за того, что в результате увеличения
мощности дуги уменьшается холодная пристеночная про-
слойка газа и, как следствие, облегчается пробой ее на бо-
лее близких к катоду расстояниях.
Для увеличения срока службы сопла необходимо най-
ти способы снижения действия удельного теплового по-
тока на стенки в анодных пятнах. Одним из таких спосо-
Рисход газа, л/мин
200 250 300 350 WO U50 500
Ток
Рис. 10. Зависимость положения анодно-
го пятна дуги в канале сопла:
а — от конструктивных параметров плаз-
мотрона (азот, I = 300 a, Q = 35
л/мин); 1 — диаметр сопла; 2 — угол вво-
да плазмообразующего газа в камеру;
б—от параметров режима работы; 1—рас-
ход плазмообразующего газа (I = 300 а);
2 — ток дугового разряда (аргои, диаметр
сопла 6,5 мм, Q = 45 л/мин)
бов может явиться наложение осевого магнитного поля,
вызывающего быстрое перемещение анодного пятна по
поверхности сопла [25J; такого же эффекта можно достичь
при помощи постоянного магнитного поля, обеспечиваю-
щего быстрое перемещение пятен дуги по поверхностям
обоих электродов.
К источникам термической плазмы относят также ду-
гу высокой интенсивности, представляющую собой форси-
рованную дугу постоянного тока. Из-за недостаточного
теплоотвода анод, сделанный из смеси обрабатываемого
22
вещества и 15—25% углеродсодержащих проводящих ма-
териалов, испаряется, образуя характерное хвостовое
пламя с температурой 2500—16000 °К- Эффективность ис-
пользования электроэнергии в этом случае значительно
повышается, так как 60% подведенной энергии передается
непосредственно аноду, а не расходуется на дугу (рис. 11).
Для проведения технологических процессов можно
получать дугу в графитовом тигле, в который насыпана
непрессованная смесь;
подсыпая материал со ско-
ростью, равной скорости
испарения, можно обеспе-
чить непрерывность про-
цесса.
Рис. 11. Дуга высокой интенсивности:
/ — анод; 2 — катод; 3 — факел
и распределение эффективной
Характеристики
плазменной струи
Основными характе-
ристиками плазменной
струи, по которым оцени-
вается возможность прак-
тического применения ее,
являются эффективная те-
пловая мощность, ско-
рость плазменного потока
мощности и температуры в струе [27, 28, 8, 29, 30, 31, 32,
331.
Эффективная тепловая мощность q, представляющая
собой количество теплоты, вводимое плазменным источ-
ником в обрабатываемый материал, составляет
q ~ 0,24ubj„, (5)
где и и I — соответственно напряжение и ток дуги;
т)„ — эффективный к.п.д. плазменного нагрева ма-
териала.
Кроме переменных по току, на эффективную тепловую
мощность плазменной струи влияют расход плазмообра-
зующего газа (V) и величина дугового промежутка (ft).
Для плазматронов с зависимой дугой, работающих по
схеме материал — анод, дуговой промежуток равен рас-
стоянию между вольфрамовым электродом — катодом и
обрабатываемым материалом — анодом. У плазмотронов
23
chipmaker.ru
с независимой дугой величина h соответствует расстоянию
между электродом и соплом.
Тепловая мощность зависит также от типа и состава
плазмообразующего газа, диаметра канала сопла и ряда
других факторов, которые выбираются предварительно
Рис. 12. Влияние переменных параметров процес-
са на эффективную тепловую мощность и распре-
деление энергии плазменной струи!
d3 = 6 мм; dc = 4 мм; I = 100 a; Q = 2 м3/ч1 h = 20 мм
и в большинстве случаев при эксплуатации плазматрона
могут считаться постоянными.
Основные потери энергии при использРвании плазмен-
ной струи связаны с нагревом сопла, электР°Да> лучеиспус-
канием и конвекцией. Зависимость распреДеления энергии
плазменной струи между анодом (т]а), соплом 01с) и электро-
дом (т]э), а также эффективной тепловой мощности и на-
пряжения дуги от основных переменных параметров ре-
24
жима работы плазмотрона представлены на рис. 12 [29].
Из хода кривых видно, что эффективная тепловая мощ-
ность и эффективный к.п.д. плазменного нагрева анода
возрастают с увеличением силы тока. То же происходит
и при повышении расхода газа до V = 1 дальней-
шее повышение расхода газа снижает т)а, оставляя практи-
чески постоянной q. Увеличение же дугового промежут-
ка, несмотря на возрастание тепловой мощности струи,
приводит к снижению доли энергии, выделяемой на
аноде.
Измерение тепловой мощности плазменной струи кало-
риметрированием при помощи пластин из нержавеющей
стали, которые вводили в струю на разном расстоянии от
среза сопла [28], показало, что на кривых тепловой мощ-
ности обнаруживаются волнообразные пики, соответству-
ющие порогам рекомбинации частиц при снижении темпе-
ратуры: двукратно заряженные ионы переходят в одноза-
рядные, а последние рекомбинируют с образованием ней-
тральных атомов.
Распределение температуры в плазменной струе (опре-
далпнгъ чксшш^шетладьнл), пггхааянгъ чщ VL WA. Кдачг
дом служил торированный вольфрамовый электрод, ано-
дом — медное водоохлаждаемое сопло (рис. 13, а) и мед-
ная пластинка (рис. 13, б). Плазмообразующим газом был
аргон. Быстрое падение температуры с увеличением рас-
стояния от горелки приводит к существованию плазмы
в виде факела ограниченной длины.
Среднемассовую температуру плазменной струи мож-
но оценить по формуле Николаева [8]:
Т ~ EI Г1 ___exn ndca«lA ~|
1 [ еХр CpQ J-
где E — градиент потенциала в столбе дуги;
/д — длина дуги;
ак — коэффициент теплоотдачи;
Ср и Q — теплоемкость газа и его расход.
Анализ этой зависимости и эксперимент [34] показа-
ли (рис. 14), что увеличение тока дуги повышает темпе-
ратуру струи; при увеличении длины дуги в канале сопла
температура струи также возрастает, стремясь к некото-
рому пределу. Увеличение расхода газа снижает темпера-
туру струи.
25
chipmaker.ru
Скорость плазменной струи можно рассчитать, рас-
сматривая условия течения газа в цилиндрической трубке
при его подогреве.
Рис. 13. Распределение температуры:
а — в обычном дуговом разряде (Г = 200 в. и = 14,5 в):
б — в потоке плазмы (схема материал — анод, = 4,9
мм; Q = 1,08 ма/ц; I = 200 а, и = 29 в) (Г — зависи-
мая дуга; II — независимая дуга)
В плазменной горелке к газу подводится тепловая
энергия дугового разряда (gr):
= £э. (7)
где Сд — тепловая энергия дугового разряда;
g3 — потери энергии в электродах плазматрона.
С уменьшением плотности газа при подогреве скорость
потока в направлении течения возрастает; соотношение
скоростей потоков до и после подогрева можно полу-
чить из уравнения неразрывности течения:
РхАг — Рпл^пл
(8)
26
и уравнения состояния
Руг _ Рпл /Л\
(*цгТхг РплТ'пл
где рхг и рпл — плотность холодного и нагретого газа;
Рхг и Рпл — давление холодного и нагретого газа;
Г™ — температура торможения газа, нагретого
в дуговом разряде, определяемая по тепло-
содержанию;
Тхг — температура холодного газа;
опл — скорость потока нагретого газа;
ихг — скорость холодного газа.
Рис. 14. Изменение температуры струи в зависи-
мости от углубления дуги в канал сопла (W —
Си+ ; аргон; С = 2,35 м*!ч; dc = G мм):
1 — I ~ 100 а; I — Т =; 200 а: 3 — / = 300 а,
4 — I = 400 а; 5 — расчетные данные (200 а)
Если предположить, что при подогреве газа его давле-
ние остается постоянным, то зависимость скорости струи
от температуры будет иметь линейный характер [35]:
иХГ __ *Угл .
Тхг ^ПЛ J ’
Упл^Нхг-у^-. (11)
* хг
Однако в действительности» вследствие падения давле-
ния, скорость газового потока при подогреве изменяется
не по линейному закону, а быстрее [36].
А. И. Моренов.и А. В. Петров [35] приводят расчет
скоростей плазмы аргона и азота с использованием дан-
ных калориметрирования потерь энергии в электродах
27
плазматрона (диаметр сопла горелки 5,5 мм, длина кана-
ла ствола I = 28 мм).
Аргон Азот
Напряжение дуги, в................................... 24 63
Ток дугового разряда, а...................... 400 400
Мощность, подводимая к горелке, кет................. 9,6 25,2
Температура воды при входе в горелку, °C ... . 9,5 5,5
Температура воды на выходе из горелки, °C . ... 14,6 18,8
Расход воды в системе охлаждения горелки, л/мин 14,3 10,8
Потери мощности в электродах горелки, кет
где с теплоемкость воды:
ZH— температура нагрева охлаждающей воды;
/0 — температура воды на входе в электрод) . . 5,0 10,0
Расход плазмообразующего газа, л)мин................ 43,0 43,0
Скорость холодного газа, м/сек пхг = j 30,2 30,2
Энергия плазмы, кет . ... '..................... 4,6 15,2
Теплосодержание газа при выходе из сопла, квт/м3
(S Q ) 1,78 5,89
Температура плазмы, выходящий из сопла, °К • 7000 5000;
Скорость плазменной струи, м/сек1 опл — ихг у. \ 750 550
Этим способом может быть определена скорость по сред-
ней для сечения канала сопла температуре торможения
газа; в реальных условиях как температура, так и скорость
распределены по сечению канала сопла неравномерно.
С целью исследования процесса истечения плазмен-
ной струи из сопла плазмотрона и анализа пульсаций
проводили киносъемку ее в режиме непрерывной разверт-
ки.
При стабильном горении кинограмма должна была
представлять собой непрерывную полосу шириной, соот-
ветствующей длине светящейся струи. Однако кинограм-
ма оказалась прерывистой, что свидетельствует о наличии
пульсаций плазменной струи. В ней можно различить от-
дельные изображения плазменной струи в виде столбиков
треугольной формы с меняющимися длиной и наклоном.
Эго объясняется различными процессами, протекающими
в дуговом разряде.
При использовании азота одной из причин флуктуа-
ций яркости плазменной струи является перемещение по
28
поверхности анода активного пятна дугового разряда [9].
В этом случае первоначальное возбуждение дуги в плазма-
троне (рис. 15) происходит между вольфрамовым электро-
дом и соплом в точке А. Под действием высокоскоростного
потока плазмообразующего газа анодное пятно переме-
щается до предельного положения в точке Б. Это положе-
ние пятна неустойчивое и дуга обрывается. Одновременно
начинается повторное возбуждение дуги с образованием
анодного пятна на уровне точки А. Затем пятно, как было
описано, постепенно перемещается на уровень Б. Много-
Рис. 15. Схема получения кинограммы для определения'
скорости плазмы:
t — время, VCTp — скорость плазмы; Уил — скорость
движения плеики; 1, 2, 3 — изображение точек в начале
съемки; 2' — изображение тех же точек в конце цик-
ла пульсаций
кратное повторение этого процесса проявляется на срезе
сопла плазмотрона в виде пульсаций плазменной струи.
Полученные на кинограмме отдельные изображения
светящейся плазменной струи дают возможность опреде-
лить ее скорость. На рис. 15 показана схема получения
изображения на кинограмме плазменной струи, пульса-
ции которой вызваны перемещением анодного пятна дуго-
вого разряда.
На рис. 16 показана зависимость скорости плазменной
струи от величины тока дугового разряда, полученная
описанным выше методом.
Высокая скорость, температура и теплосодержание
плазменной струи обеспечивают огромную скорость тепло-
передачи. В горелках с разделенной дугой скорость тепло-
передачи составляет 2360 кал/см2сек, а в горелках с
неразделенной дугой — вчетверо больше 1271.
29
chipmaker.ru
Интересные опыты по измерению теплового потока
плазменной струи аргона при помощи медного зонда, ко-
торый вводился скоростным пневматическим устройством
в точку струи, отстоящую на I мм от среза сопла, описа-
Рис. 17. Зависимость величины теплового
потока от мощности дугового разряда при
расходе аргона 16 дЫя и диаметре сопла
6 ММ’
1 — теоретическая кривая; 2 — экспери-
ментальная кривая
ны в работе [27]; полученные в работе данные представ-,
лены на рис. 17.
В работе [37] исследовалось распределение удельного
теплового потока по пятну нагрева плоскости, располо-
женной на пути металлизационной плазменной струи;'
исследования проводились при помощи микрокалоримет-
ров на горелке, распыляющей молибденовую и вольфра-
мовую проволоку по схеме проволока — открытый анод.
Результаты работы свидетельствуют о нормальном рас-
пределении удельного теплового потока по пятну нагрева,
возможности регулировать эту характеристику. Данные
работы [38] свидетельствуют о резком падении удельногр
30
теплового потока с увеличением расстояния от горелки,
что весьма благоприятно для процесса напыления. Кон-
центрация теплового потока в месте ввода холодного по-
рошка позволяет интенсивно нагревать напыляемый мате-
риал, а рассредоточение теплового потока в месте напыле-
ния позволяет избежать перегрева изделия.
Следует остановиться еще на одной характеристике
плазмы: — на режиме истечения струи из сопла плазма-
трона. Для большинства практических случаев расход
Рис. 18. Изменение к.п.д. плазменной го-
ловки в зависимости от расхода аргона
(W — Си**", аргои; dK == — 5 мм; I —
= 30 мм; О— I — 150 а; ф — I = 200а;
▲ — I — 250 а; -}----расчетные данные,
200 а)
плазмообразующего газа в плазматроне превышает 1 л/сек,
что дает турбулентную струю малой протяженности (не,
сколько сантиметров). Большой расход плазмообразую-
щего газа приводит к высокой скорости истечения струи-
и это в ряде случаев^препятствует ее использованию.
С уменьшением расхода плазмообразующего газа по-
степенно’изменяется и режим потока с переходом от тур-
булентного при больших расходах к ламинарному при
расходе около 0,1 л/сек 12, с. 609]. Так как температура
плазмы на выходе из сопла при этом практически не ме-
няется, скорость потока убывает пропорционально только
расходу газа. Это позволяет получать низкие значения
числа Рейнольдса, при которых надежно устанавливается
ламинарный поток. Подобная плазменная струя характе-
ризуется очень ярким острием; за острием струя длиной
31
chipmaker.ru
до 40 см имеет меньшую яркость. Градиент температуры
вдоль ее оси не превосходит 100—300 град/см, а скорость
составляет ~ 50 м/сек. Такая струя отличается повышен-
ной стабильностью. При использовании в качестве плазмо-
образующего газа аргона температура ламинарной плаз:
менной струи на выходе из сопла дрстигает 13000 °К.
В работе [2, с. 595] показано, что основными условия-
ми нормальной работы плазмотрона с ламинарным тече-
нием рабочего газа являются сохранение соосности катода
и сопла плазматрона во время работы, симметричное омы-
вание катода невозмущенной струей рабочего газа, высо-
кое качество обработки поверхности всех элементов в об-
ласти газовой камеры плазмотрона.
Ламинарная плазменная струя является перспектив-
ным источником нагрева при выращивании монокристал-
лов и создании высокотемпературных печей.
Недостатком дуговых плазмотронов, ограничивающим
их внедрение в промышленность, является малый к.п.д.
(59%). Он может быть повышен до 70% путем увеличения
расхода плазмообразующего газа (рис. 18), но при этом
среднемассовая температура плазмы снижается до 5000 ° К
[39].
Конструкции дуговых плазмотронов
Современные дуговые плазмотроны, предназначенные
для распыления тугоплавких материалов, состоят из сле-
дующих узлов (рис. 19) [27].
1) источник питания, в состав которого входит регули-
ровочный трансформатор, селеновый выпрямитель и систе-
ма пусковых, измерительных, блокировочных устройств;
примером может служить стандартный источник питания
ИПН-160/600;
2) блоки газопитания и водяного охлаждения;
3) пульт управления с оборудованием для запуска
плазмотрона;
. 4) горелки, работающие в режиме порошкового рас-
пыления или распыления проволоки;
5) порошковый питатель.
Установки могут работать на следующих плазмообра-
зующих газах: аргон, азот, аргоно- и азотоводородные
смеси, гелий.
В плазмотронах регулируется напряжение и сила тока
(мощность дуги), состав и расход плазмообразующей сме-
32
си газов, расход газа на транспортировку порошка, ско-
рость подачи проволоки.
Запуск и остановка плазмотрона производятся авто-
матически, нажатием одной кнопки. Операции при этом
происходят по следующей последовательности:
1) срабатывает газовый клапан, осуществляющий про-
дувку горелки и системы инертным газом низкого давле-
ния;
2) срабатывает устройство, зажигающее первичную
(вспомогательную) дугу;
3) отключается клапан низкого давления инертного
газа и включается клапан рабочего давления плазмообра-
зующего газа;
4) отключается вспомогательная и зажигается рабочая
дуга;
5) включается система подачи в плазменную струю
порошка или проволоки, идущих на распыление.
Система блокировки предусматривает включение плаз-
матрона лишь в том случае, когда включены вентиляторы
выпрямителя и в системах плазмообразующего газа и во-
дяного охлаждения создается заданное давление; в слу-
чае остановки вентиляторов или падения давления в одной
из систем происходит автоматическое отключение плаз-
мотрона.
Выключение плазмотрона осуществляется в обратной
последовательности:
1) отключается система подачи напыляемых материа-
лов;
2) отключается рабочее напряжение;
3) отключается клапан рабочего давления газа и вклю-
чается клапан низкого давления;
4) отключается клапан низкого давления.
Операция 1 (при включении) и 4 (при отключении
плазматрона) необходимы для продления срока службы
вольфрамового электрода.
Возбуждение плазменной дуги производится в боль-
шинстве установок при помощи высоковольтного высокой
частоты пробоя между электродами головки. Источником
энергии для пробоя является осциллятор (генератор, даю-
щий напряжение 1000—5000 в с .частотой 200-—4000 гц
и мощностью на выходе 2—20 вт).
Он может быть подключен последовательно или парал-
лельно дуговому промежутку. При включении в цепь ос-
33
n
3
О)
ф
материала
Привод
дозатора
Плазмообразиюицш
'~газ
Рис. 19. Схема установки для плазменного напыления покрытий
chlpmaker.ru
циллятора необходимо защитить схему источника пита-
ния от пробоя [27).
Такие плазмотроны удобны и просты в эксплуатации,
отличаются стабильностью плазменной струи и имеют
значительный рабочий ресурс.
В промышленных образцах плазменных головок при-
ток охлаждающей воды объединяется с токоподводом к
Рис. 2d. Электродусовой
плазматрон трехфазного то-
ка:
/ — электроды; 2 — сопло;
3 — факел; 4 — подвод газа;
5 — корпус
аноду, а слив ее осуществляется
через токоподвод к катоду. Анод-
ный и катодный блоки изготовля-
ют из меди или латуни и соеди-
няются через изолирующую про-
кладку друг с другом.
Аргон в камеру горелки вво-
дится одним или несколькими
(тангенциально расположенными)
вводами. Катод обычно вольфра-
мовый (иногда с добавкой 1,8—2%
двуокиси тория), анод — медный,
в виде сопла. Расстояние между
катодом и анодом в некоторых
конструкциях головок может ре-
гулироваться. Интересно отме-
тить, что фирма «Плазмадайн»
комплектует головки своих плаз-
матронов, предназначенных для
нанесения покрытий распылени-
ем, специальными сопловыми
вставками с каналом, направлен-
ным под углом к оси. Так, на
головках серии «S» поток плазмы можно повернуть на 45
и 90° [27]:
Показатели работы дуговых плазмотронов в значитель-
ной степени зависят от источника питания. В настоящее
время в качестве источников питания используют свароч-
ные преобразователи, а также комбинацию трансформато-
ра и выпрямителя.
Перспективными источниками питания являются бло-
ки управляемых ионных вентилей, обладающих круто-
падающей внешней характеристикой. В настоящее время
ведутся работы по созданию плазмотронов, работающих
на переменном токе промышленной частоты (рис. 20)
1391.
36
Для изготовления катодов дуговых плазменных уст-
ройств широко используют торированный и лантанирован-
ный вольфрам. Присадка двуокиси тория к вольфраму
увеличивает эмиссионную способность последнего. При
работе с тарированным катодом окись тория под действи-
ем высоких температур восстанавливается и рабочая по-
верхность электрода благодаря диффузии покрывается
тонким слоем металлического тория. Между поверхност-
ным слоем вольфрама и пленкой тория создается уско-
ряющее поле, способствующее снижению работы выхода
электронов до 2,63 в против 4,54 в у чистого вольфрама
и 3,38 в у тория. При работе с инертными газами износ
катодов из тарированного вольфрама очень мал — при
непрерывной работе в течение 37 ч при токе 600 а весовые
потери в гелии составляют менее 0,1 г/ч [40].
Весьма важной является проблема повышения дли-
тельности работы сопла. Из опыта работы известно, что
лучшей стойкостью обладают сопла не из тугоплавких
металлов, а из металлов с высокой электро- и теплопровод-
ностью. Наибольшее распространение получили медные
водоохлаждаемые сопла. Максимальный тепловой поток,
выдерживаемый стенкой, определяется выражением [41]:
= (12)
где qm.ax — максимальный тепловой поток;
Z — коэффициент теплопроводности;
/пл — температура плавления материала сопла;
/нар — температура холодной стенки;
6 — толщина стенки.
Для меди /Пл » /нар ~ 1Ю0 °C, к = 359 вт/сек-м-град,
6 = 0,0025 м (минимальная величина, определяемая из
конструктивных соображений). Отсюда
7,пах~ 16-107 вт!м*.
Высокая теплоотдача от стенки сопла к охлаждающей
воде достигается путем увеличения поверхности охлажде-
ния и скорости течения охлаждающей воды; внутренняя
полость водоохлаждаемых сопел должна быть свободна
от накипи, затрудняющей теплоотдачу к воде.
Размеры сопла (внутренний диаметр и длина его вы-
ходного канала) оказывают значительное влияние на
тепловые и электрические характеристики плазменной
струи [41].
37
chipmaker.ru
Следует отметить, что несоосность электрода и сопла
приводят к одностороннему горению дуги и разрушению
сопла.
Плазма и плазменная струя являются мощными источ-
никами радиации, которую можно использовать для фото-
химических процессов. Меняя состав рабочего газа и усло-
вия разряда, можно получить интенсивное излучение в
нужном для фотохимии диапазоне длин волн. Фирма
«Плазмодайн» выпускает специальное плазменное обору-
Рис. 21. Схема плазмотрона для фотохимических про-
цессов:
1 — место ввода газа; 2 — катод; 3 — дуговая плазма;
4 — кварцевый корпус; 5 — анод; 6 — место ввода га-
за (стрелкой показано направление движения газа)
дование для фотохимических процессов. Схема такого
плазменного генератора приводится на рис. 21 [42]. Дуга
горит между электродами; рабочий газ вводится танген-
циально к цилиндру, в котором находятся электроды. Ма-
териал цилиндра — плавленый кварц, фторид лития,
магния или сапфир, обладающие различными адсорбци-
онными характеристиками. При использовании аргона в
качестве плазмообразующего газа наблюдается интенсив-
ное излучение в ультрафиолетовой области, при исполь-
зовании неона — в инфракрасной. Применяя смеси ксе-
нона с аргоном, можно получить источник света, близкий
по спектральному составу к солнечному. К. Папп [43]
приводит следующие характеристики такого генератора:
Плазмообразующий газ . - Аргон
Мощность, кет.............. 24,8
Давление, ат .... 17,0
Температура, °К................... 7000
Общий поток излучения 7,68 кет, т. е. 30,9% от общей
мощности в разряде, в том числе в области (2—4)- 103А —
2,6 кет. Отношение интенсивности излучения в ультра-
фиолетовой области к излучению в инфракрасной облас-
38
ти — 1,25. Фирма выпускает плазмотроны мощностью до
250 кет. Предполагается использовать такую установку,
для некоторых фотохимических процессов.
Особенности нагрева в плазменной струе
Ряд процессов плазменной металлургии (восстановле-
ние, сфероидизация, напыление) связан с нагревом в плаз-
менной струе дисперсных частиц, движущихся с большой
скоростью.
При неправильном выборе схемы нагрева и газов —
теплоносителей эффективность этого процесса невелика.
Так, при напылении вольфрама с производительностью
4 кг/ч к.п.д. нагрева порошка в работе Пульсена (цити-
руется по [44]) не превышал 2%.
В первом приближении можно считать, что энергия
И7, передаваемая порошку, пропорциональна температу-
ре Т, длине струи /, коэффициенту теплоотдачи а и обрат-
но пропорциональна скорости частиц v [44]:
(13)
Причинами низкой эффективности нагрева могут быть
малое время пребывания частиц в плазме (t = 10-4—
10~2 сек), недостаточная интенсивность теплообмена плаз-
мы и порошка, трудности, связанные с вводом частиц в
высокотемпературную часть струи.
В работе [45] предложен метод расчета нагрева в плаз-
менной струе порошка с размером частиц 5 мкм с ис-
пользованием ЭВМ.
На рис. 22 представлена схема тепловых потоков при
составлении расчетных уравнений. Для упрощения рас-
чета было принято, что:
1) порошок по сечению канала распределен равномер-
но;
2) температура газа относится к его суммарному рас-
ходу (перемешивание плазмообразующего и транспорти-
рующего газа происходит мгновенно);
3) температура газа по сечению канала распределена
равномерно;
39
chipmaker.ru
4) скорость газа связана с его температурой соотноше-
нием
-у-= const;
(14)
5) теплопередача по оси канала и излучением отсут-
ствует;
6) скорости движения частиц порошка и газа равны;
7) частицы порошка сферичны, и градиент температу-
ры по их сечению равен нулю.
Рис. 22. Схема для составления уравнений
теплообмена (индекс «г»— параметры газа,
«п»— порошки; g — расход; w — скорость;
Т — температура; QCT — тепловой поток в
стейку; У? — радиус сопла)
Исходя из теплового баланса для малого объема
(см. рис 22), авторы [45] получили систему четырех урав-
нений (изменение температуры газа, частицы, теплоотвод
в стенку и путь частицы в канале сопла). Приняв началь-
ные условия, соответствующие реальному случаю распы-
ления в аргоне карбида вольфрама, и решив систему урав-
нений на аналоговой вычислительной машине, С. А. Пан-
филов и Ю. В. Цветков получили зависимость темпера-
туры газа и порошка от времени для различных расходов
порошка и размеров частиц (рис. 23); как видно из рис. 23,
нагрев частиц заканчивается за 100—150 мксек.
Пользуясь обычными теплотехническими безразмерны-
ми критериями, можно оценить условия нагрева порошка
с большим размером частиц в плазме.
В работе [44] показано, что для плазмы с малой тепло-
проводностью (X), как правило, Bi — -—25— < 1.
^порошка
40
В случае теплопроводной плазмы Bi > 1. В первом слу-
чае теплопередача лимитируется процессами в струе, а во
втором — отводом тепла в глубь частицы.
Рис. 23. Зависимость температуры газа
(Гг) и температуры порошка (Г ) от вре-
мени (т) при различном радиусе частиц по-
рошка:
1 — радиус частиц 0,5-10—4 см; 2 — то же,
1* 10—*см; 3 — то же, 2> 10—4 см; 4 —
то же, 5-10—4 см
В работах [46, 14] было принято, что вследствие высо-
кой плотности теплового потока в плазме второй случай
является общим. Решение общего уравнения теплопро-
водности при этом аналогично решению для случая вне-
запного изменения температуры на поверхности тела пра-
вильной геометрической формы [47].
chipmaker.ru
Считая достаточным для удовлетворительного прогре-
ва достижение в центре частицы температуры, составля-
ющей 0,9 от температуры плавления материала частицы,
можно получить выражение для оценки максимального
размера частиц (Smax), поддающихся нагреву в плазме
[46].
smax=]/5’ (,5)
где а — коэффициент температуропроводности;
t — время пребывания частицы в плазменной струе.
В табл. 2 имеющиеся в литературе наблюдения о напы-
ляемости порошков различного размера сопоставлены с
расчетными величинами Smax (критерием удовлетвори-
тельного нагрева считали способность порошка к напы-
лению).
Таблица 2
Способность к напылению порошков некоторых
тугоплавких соединений
Размер частиц (мкм) Результат эксперимента Литературный источник
Соединение расчетный применяв- шийся
Карбид титана 48 40 Напыляется [54]
48 70 Не напы- ляется [54]
48 12—43 Напыляется [53]
Карбид титана 99 40 » [54]
99 160 Не напы- ляется [54]
99 12—43 Напыляется [53]
Карбид вольфрама 108 20—40 » [2]
Карбид циркония 124 12—43 » [53]
Дисилицид молибдена 176 60—100 » [2, с. 587]
Окись алюминия 60 80—110 Не напы- ляется [55]
60 50—80 Напыляется [55]
По этой концепции единственным параметром, вли-
яющим на интенсивность нагрева частиц, является время
пребывания частиц в струе.
Однако этот метод оценки не является общим и не по-
зволяет получить конкретных рекомендаций по улучшению
42
теплообмена в плазме. Как показано в табл. 3 [44], в ряде
случаев критическим звеном в процессе нагрева дисперс-
ных частиц является именно теплопередача от плазменной
струи к частице (Bi < 1).
Таблица 3
Критерий Био при плазменном нагреве
Материал порошка Критерий Био при использовании различной плазмы
аргона азота аммиака водорода
Окись циркония . . . 0,18 0,63 3,5 5,5
Окись алюминия .... 0,07 0,26 1,4 2,2
Окись магния 0,07 0,26 1,4 2,2
Нитрид бора .... 0,05 0 16 0,9 1,4
Карбид кремния 0,01 0,04 0,2 0,3
Титан 0,02 0,08 0,5 0,7
Железо 0,01 0,04 0,2 0,3
Вольфрам 0,004 0,015 0,08 0,1
В этом случае эффективность нагрева следует повы-
шать как посредством увеличения времени пребывания
частиц в струе, так и увеличением температуры плазмы
и коэффициента теплоотдачи. Такой подход позволяет
объяснить влияние на прогрев дисперсных частиц при
прохождении через плазму мощности струи и свойств
плазмообразующего газа.
Н. Н. Рыкалин [44] калориметрическими измерения-
ми оценивал относительную протяженность струи плазмы
различных газов (рис. 24). Установлено, что струя, обра-
зованная из аммиака, имеет наибольшую длину. Приняв
Таблица 4
Теплообмен в плазменной струе
Плазмооб- разующий газ Температура иа срезе сопла °К Скорость иа срезе сопла, м[ сек Коэффициент теплоотдачи, вт/см2-град Длина струи, см Эффективность иагрева, дж/см2
Аг 10000 1000 0,9 3 0,3
n2 5000 600 3,0 7 1,8
NH3 3500 1000 17,0 15 8,9
Н2 3500 500 26,0 — —
43
chipmaker.ru
за длину струи расстояние, при котором эффективный
к.п.д. плазмы составляет 20%, авторы работы 144] оцени-
ли ориентировочные параметры теплообмена при плаз-
менном нагреве порошка (табл. 4).
Подтверждением правильности этих расчетов являют-
ся приведенные теми же авторами данные об изменении
коэффициента использования порошка от 18 до 75% (при
дистанции напыления 100 мм) при переходе от азотной
Рис. 24. Влияние расстоя-
ния от плазмотрона на
к.п.д. плазменного нагрева:
1 — Аг; 2 — N2; 3 — NHS
Рис. 25. Схема установки
для иагрева во встречных
плазменных струях:
/ — порошковый дозатор;
2 — реактор; 3 — плазмот-
рон; 4 — окно для спектро-
графироваиия; 5 — сборник
порошка
плазмы к аммиачной (напыляли окись алюминия с разме-
ром частиц 70—90 мкм при мощности ~ 20 кет).
Действенным методом повышения эффективности те-
плообмена является использование плазматрона со встреч-
ными струями. Наиболее подробное исследование энерге-
тики и условий нагрева дисперсных частиц в таком агре-
гате проведено А. В. Николаевым [48].
Схема установки, использованной в опытах А. В. Нико-
лаева, приведена на рис. 25. За критерий интенсивности
нагрева порошка было принято соотношение тепловой
мощности, передаваемой твердой фазе, и мощности плаз-
менной струи на срезе сопла. Первую из этих величин оце-
нивали на основе измерения температуры частиц опти-
ческим методом с применением спектрографа ИКС-14.
44
Было установлено, что движение частиц в таком реак-
торе носит характер затухающих колебаний, а выход час-
тиц порошка из зоны нагрева происходит, когда амплиту-
да их колебаний равна (или меньше) радиусу выходного
отверстия.
Эти наблюдения позволили получить аналитические
выражения для времени пребывания частиц в реакторе
(U:
'₽ = !»’ (16)
где 6г — коэффициент затухания колебаний (остальные
обозначения см. рис. 25),
и температуры частицы (Тч):
/ч = ТПЛ-(ТПЛ-ТО) ехр (-/Р/Т*), (17)
где ТпЛ, То Тч — температура плазмы; частицы на входе
и выходе из реактора;
Т* — постоянная времени нагрева.
Постоянная времени нагрева прямо пропорциональна
теплоемкости, плотности и размерам частиц и обратно про-
порциональна коэффициенту теплоотдачи от плазмы к час-
тице.
Экспериментами по нагреву вольфрамового порошка в
аргоновой плазме показано, что к.п.д. передачи энергии
плазмы частицам составляет 10%, что значительно выше,
чем при обычном способе нагрева в плазменной струе.
Нагрев в плазматроне со встречными струями целесооб-
разно использовать в процессах синтеза, разложения,
восстановления и сфероидизации. Следует отметить, что
температуру нагрева следует поддерживать ниже темпе-
ратуры плавления (или размягчения) порошка; в против-
ном случае возникают трудности, связанные с залипанием
проходов реактора.
БЕЗЭЛЕКТРОДНЫЕ ПЛАЗМОТРОНЫ
Получение высокочастотной плазмы
Выше были рассмотрены характеристики плазменной
струи, полученной в дуговых плазматронах. Конструкции
таких плазмотронов различны, но общее в них — электри-
ческая дуга, горение которой организуется таким обра-
45
chipmaker.ru
зом, чтобы получать достаточно чистую плазменную струй»
мало загрязненную примесями материалов электродов,
испаряющихся при очень сильных токах в электрической
дуге.
Однако полностью устранить загрязнение струи ма-
териалом электродов в дуговых плазмотронах не удается,
что затрудняет их использование при обработке и полу-
чении высокочистых материалов и продуктов. В ряде слу-
чаев известные трудности создают и высокие скорости
истечения струи из сопла плазмотрона.
Поэтому наряду с разработкой и совершенствованием
дуговых источников плазменной струи успешно развивает-
ся направление работ по созданию высокочастотных и
сверхвысокочастотных источников низкотемпературной
плазмы или, как их еще называют, безэлектродных плаз-
матронов, в которых реализуется высокочастотный индук-
ционный разряд.
Безэлектродный индукционный разряд является эф-
фективным источником низкотемпературной плазмы, пре-
восходящим в некоторых отношениях дуговые электрод-
ные плазмотроны.
Впервые высокочастотный безэлектродный разряд боль-
шой мощности получил и исследовал при давлениях,
близких к автосферному Бабат в 1941—1942 гг. (49]. Он
же с сотрудниками запатентовал некоторые возможные
области применения высокочастотных плазмотронов. Де-
сять лет спустя появились сообщения о работах Рида [38]
и других авторов [2, с. 419; 50], посвященных конструк-
циям таких плазмотронов, описанию некоторых их харак-
теристик и примеров различного технического примене-
ния.
Сейчас, в связи с настоятельной необходимостью полу-
чения чистой плазмы любых газов, не загрязненной ма-
териалом электродов, интерес к таким плазмотронам зна-
чительно возрос. Промышленность ряда стран уже выпус-
кает высокочастотные безэлектродные плазмотроны. На-
пример, широкую известность получили плазмотроны фир-
мы «Стел» (Франция). Если рассмотреть ряд таких плазма-
тронов, то можно установить, что их характеристики впи-
сываются в следующие пределы: рабочие частоты — от
сотен килогерц до десятков мегагерц, мощность в разря-
де— от единиц до десятков киловатт, к.п.д.— до 55%,
46
плазмообразующий газ — аргон, смеси аргона с воздухом
или водородом и чистые газы — водород или кислород.
Схема устройства безэлектродных высокочастотных
плазмотронов и принцип их работы следующий. Основ-
ным элементом является разрядная камера, выполняемая
в большинстве случаев в форме трубы из плавленного
кварца (рис. 26). Снаружи камеры, в
средней части ее, помещается индук-
тор, питаемый от высокочастотного ге-
нератора. В разрядную камеру пода-
ется аргон. Разряд зажигается путем
введения в зону индуктора вольфрамо-
вого или графитового электрода; при
разогреве электрода с его торца под
действием электростатической составля-
ющей электромагнитного поля индукто-
ра стекает тлеющий разряд, который
служит первичным источником иониза-
ции. Этот заряд под действием магнит-
ной составляющей поля индуктора пре-
образуется в кольцевой безэлектрод-
ный разряд в виде замкнутого витка
плазмы, имеющего форму веретенооб-
разного факела и свободно висящего в
полости камеры.
От стенок камеры плазма отделена
потоком обтекающего ее газа, кото-
Газ
—«—
рый способствует также стабилиза-
ции факела. После возникновения коль-
цевого разряда электрод убирают из
разрядной камеры, а к аргону подме-
шивают необходимый по технологии
плазмообразующий газ. Образовавший-
ся факел разряда сохраняет свою
устойчивость лишь до определенных
величин подводимой мощности и расхода
плазмообразующего газа. По данным работы [2, с. 411],
в разрядной камере диаметром 60 мм и длиной 0,5 м с тан-
Рис. 26. Высокочасто-
тная плазменная го-
релка:
/ — угольный или
вольфрамовый стер-
жень для зажигания
разряда; 2 — кварце-
вая труба; 3—индук-
тор; 4—область плаз-
мы; 5 — факел
генциальной подачей аргона при мощности в разряде 16 кет
неустойчивость начинает проявляться при расходе газа
1,15 г/сек. Снижение мощности или увеличение расхода
газа приводят снова к устойчивому состоянию факела.
В той же работе приведены данные о полной мощности
47
chipmaker.ru
разряда, мощности, передаваемой через стенки камеры,
мощности потока газа в выходном сечении разрядной
трубы и мощности, рассеиваемой в индукторе (рис. 27).
Оценка эффективности нагрева газа для плазмотрона дан-
ной конструкции показала, что мощность потока газа в
выходном сечении составляла от 27 до 33% мощности,
поглощаемой разрядом: большее значение соответствует
расходу газа 1,15 г/сек; мень-
шее — 0,4 г/сек. Это соотно-
шение не зависит от тока в
индукторе, если расход газа
остается неизменным, но оно
может быть значительно
улучшено при уменьшении
длины камеры. К.п.д. анод-
ной цепи генератора дохо-
дил до 47%; на установках
мощностью 50—100 кет он
может быть повышен до 70—
75%. Температура плазмы,
измеренная калориметричес-
ким зондом, составляет око-
ло 10000 °К при концентра-
ции электронов 1,1—1,25-Ю16
см~3.
В работе [20] показано,
Рнс. 27. Стабилизированный разряд
в аргоне при атмосферном давлении
(расход аргона 1,15 г/сек):
1 — полная мощность, поглощаемая
разрядом; 2 — мощность, переда-
ваемая через стенки камеры; 3 —
мощность потока газа в выходном
сечении разрядной трубки; 4 —
мощность, рассеиваемая в индук-
торе
что диаметр плазменного фа-
кела при прочих равных ус-
ловиях не зависит от диа-
метра разрядной камеры; од-
нако с увеличением диаметра
камеры улучшаются условия
ее охлаждения.
Выбор плазмообразующе-
го газа, как и в случае дуго-
вых плазматронов, оказывает влияние на температуру
и энтальпию объема плазмы в безэлектродных высоко-
частотных плазматронах и, кроме того, сказывается на
форме плазменного факела. Так, использование газов с
низким потенциалом ионизации (например, аргона) при-
водит к образованию «объемной» плазмы; газы с высокой
энтальпией (например, кислород) дают более сжатую
плазму.
48
Так же, как и дуговые плазматроны, высокочастотные
индукционные генераторы плазмы характеризуются ря-
дом основных параметров: распределением температуры,
электронной концентрацией и электропроводностью в
плазме и плазменном факеле, радиальным и осевым рас-
пределением теплового потока в факеле.
Мощность плазменного разряда может быть определе-
на из уравнения энергетического баланса [43]:
uja Т^н = ^в + ^с + ^п + ^р, (18)
где ид — напряжение на аноде лампы;
1а — анодный ток;
IFH — мощность накала генераторной лампы;
— мощность, выделяемая в анодной и сеточной
цепях;
Wc — мощность, выделяемая в активных сопротивле-
ниях сеточной цепи;
Й7Г1 — мощность потерь, не учитываемая калориметри-
чески;
lFp — мощность, потребляемая плазменным разрядом,
кет.
На рис. 28 приводится вольт-амперная характеристика
трубки диаметром 30 мм. Интересно проследить простран-
ственное распределение температур на примере высоко-
частотной аргоновой плазмы, полученной в двухвитковом
индукторе в трубке диаметром 30 мм (рис. 29); максималь-
ная температура достигает величины (11,0 ± 0,5)-103°К
[2, с. 419]. Провал в графиках объясняется кольцевым
характером разряда.
Исследование высокочастотной плазменной горелки,
работающей на аргоне, с диаметром разрядной камеры
30 мм (частота генератора 25 Мгц, мощность в горелке
2,5 кет) показало, что в центральной части плазмотрона
температура доходит до 9200 °К, а концентрация элек-
тронов (Ne) до 0,65-10_;б см~2 [51]. По значениям Т и Ne
может быть рассчитана электропроводность плазмы.
Возможность регулирования в широком диапазоне па-
раметров работы индукционного плазменного генератора
позволяет использовать его для процессов, в которых
нагрев или химические реакции должны протекать в зо-
не индуктора; он позволяет использовать факел и на выхо-
де из разрядной камеры.
49
chipmaker.ru
Важным является вопрос термозащиты стенок кварце-
вого сосуда [2, с. 615]. Все известные в настоящее время
конструкции индукционных плазменных горелок по спо-
собам термозащиты можно сгруппировать следующим об-
разом.
1. Горелка с принудительным газовым охлаждением
внутренней поверхности кварцевой трубки. Впервые го-
Дс
Рис. 28. Вольт-амперная характе-
ристика высокочастотного плазмо-
трона (диаметр трубки 30 мм)
релка такого типа для ра-
боты в аргоне и аргоновых
смесях была описана в
1961 г. Ридом.
2. Горелка с водяным
охлаждением кварцевой
трубки; конструкции го-
релок такого типа описа-
ны Ребу [52].
3. Горелка со спосо-
бом термозащиты, предло-
женным Дресвиным, Дон-
ским и Ратниковым [3].
Это устройство представ-
ляет собой камеру, состоя-
щую из набора медных
водоохлаждаемых трубок, расположенных параллельно
оси индуктора по образующей коаксиального с индукто-
ром цилиндра. Основная часть тепловой нагрузки в та-
кой камере воспринимается металлическими охлаждаемы-
ми трубками, что позволяет получать безэлектродный
индукционный разряд мощностью в несколько десятков
киловатт. Для предотвращения утечки газа через разре-
зы камеры она вставлена в кварцевую или стеклянную
трубку.
Практически использование высокочастотной плазмы
ограничивается низкой термостойкостью кварцевых плаз-
матронов, несмотря на различные способы их газо- и водо-
охлаждения или теплового экранирования. Институтом
электросварки им. Е. О. Патона АН УССР разработан
высокочастотный металлический плазматрон, позволяю-
щий получить стабильный безэлектродный разряд при
практически неограниченной тепловой мощности в плаз-
ме [53]. Плазмотрон выполнен в виде двух, изготовленных
из листовой меди водоохлаждаемых полуцилиндров, раз-
деленных термостойкими диэлектрическими прокладками
50
h стянутых диэлектрическими струбцинами. Электромаг-
нитная энергия высокочастотного поля индуктора свобод-
но проникает в полость плазмотрона через диэлектричес-
кие прокладки, одновременно последние препятствуют за-
мыканию токов по металлу плазмотрона. Плазмообразую-
щий газ подается через специальную головку, обеспечи-
вающую симметричный тангенциально-аксиальный по-
ток. Сверху в головку через капилляр в плазму подается
Сечение!-]
15 ю
10 15 Г,мм
Сечение ПШ
. , —,7,5? , ,
15 10 5 0 5 10 15г,Мм
Рис. 29. Температурное поле в ВЧ-плазмотроне (индуктор — 2 витка)
15 10 5 5 10 15
СечениеТШ
15 Ю 5 0 5 Ю 15
Сечениеи-а
15 10 5 0 5 10 15 г,мм
-'J0500°K
) Сечение FF
15 10 5 0 5 Ю 151' мм
\ Сечение и-и
8,5
порошковый материал с транспортирующим газом. На вы-
ходе горелки закреплена шайба из слюдинита, препятству-
ющая подъему конвективных потоков горячего газа, вы-
ходящего из горелки; этим индуктор предохраняется от
пробоев, а струбцины и шланги от обгорания. При длитель-
ной непрерывной работе плазмотрона (несколько часов) и
сравнительно большой мощности (десятки киловатт), вво-
димой в плазму, не наблюдалось каких-либо изменений
внутренней поверхности его стенок. Это достигается за
счет термического пинч-эффекта, создаваемого интенсив-
но охлаждаемыми медными стенками, в результате чего
плазменный разряд эффективно отжимается от стенок го-
51
chipmaker.ru
релки, образующийся при Ягом непроводящий слой вбли-
зи стенок препятствует замыканию полуцилиндров плаз-
матрона. Отсутствие эрозии стенок горелки и теплового
разрушения ее конструктивных элементов сохраняет сте-
рильность безэлектродного разряда, являющуюся важ-
нейшим преимуществом устройств перед плазменно-дуго-
выми устройствами.
Существенного повышения к.п.д., можно добиться ком-
бинированием высокочастотной и дуговой горелки, одна-
ко в этом случае пропадает основное преимущество индук-
ционной плазмы — ее «стерильность»; нужно так же отме-
тить, что ВЧ-энергия относительно дорога и мощность
генераторов до сих пор остается ограниченной.
Получение сверхвысокочастотной плазмы
В отличие от ВЧ-плазматронов, сверхвысокочастотные
плазмотроны (СВЧ-плазмотроны) стали конструировать
совсем недавно, так как сверхвысокочастотный разряд,
полученный при атмосферном давлении и выше, являет-
ся малоисследованной областью физики плазмы [2, с.
624].
СВЧ-разряд обладает всеми основными преимущест-
вами ВЧ-разряда, но при этом коэффициент передачи СВЧ-
энергии в разряде составляет 80—90%. Особенностью им-
пульсного СВЧ-разряда при атмосферном давлении яв-
ляется то, что при воздействии на плазму импульсным
электромагнитным полем СВЧ-электронная температура
превосходит температуру газа в течение импульса, обеспе-
чивая при этом высокую концентрацию заряженных час-
тиц (Ne 1014—1015 см~3).
В этом случае химические превращения происходят не
при термодинамическом равновесии, а в неравновесной
системе. Наряду с термическим возбуждением большую
роль играет возбуждение молекул электронами с энергией
порядка нескольких электронвольт при одновременном
воздействии излучением. Источником энергии в разряде
является электрическое поле, ускоряющее электроны га-
за, которые в свою очередь передают энергию молекулам
газа при упругих и неупругих соударениях. В результа-
те происходит возбуждение и ионизация молекул, а так-
же их диссоциация на свободные радикалы, ионы или ато-
мы [2, с. 624].
52
Относительно благоприятные условия для изменения
параметров СВЧ-генератора дают возможность изменять
в широких пределах основные параметры плазмы (темпе-
ратуру и концентрацию заряженных частиц), повышать
эффективность передачи СВЧ-мощности в разряд, а сле-
довательно, воздействовать на ход химических реакций.
Ниже приводится описание одного из возможных кон-
структивных вариантов импульсной СВЧ-установки
(рис. 30). Мощность от магнитного генератора (исполь-
зуются волны типа Н10) поступает в волноводный тракт
Рис. 30. Схема СВЧ-плазмотрона:
/ — модулятор; 2 — магнетронный генератор; 3 — волновод; 4 — калоримет-
ры; 5 — ферритовый циркулятор; 6 — разрядная трубка; 7 — газораспреде-
лительное устройство; 8 — соленоид; 9 — выходное отверстие; 10 — окно для
диагностики плазмы; // — перестраиваемый поршень
прямоугольного сечения (72 X 34 мм) и далее в разряд-
ную трубку диаметром 50 мм. В центральной части трубки
при помощи перестраиваемого поршня устанавливается
максимум напряженности электрического поля. Пробой
происходит в разрядной трубке, находящейся при атмос-
ферном давлении, в то время как в волноводном тракте
создается избыточное давление 2—3 атм. Регулируя ре-
жим работы генератора и расход газа, можно сформиро-
вать разряд в виде плотной цилиндрической струи иони-
зированного газа, диаметр и скорость которой регули-
руются расходом газа и режимом работы генератора. Для
отрыва струи плазмы от стенок кварцевой трубки приме-
няется тангенциальный ввод воздуха в трубку. Изменяя
53
chipmaker.ru
анодное напряжение, можно регулировать в широких
пределах импульсную и среднюю мощность генератора
(импульсную от десятков киловатт до 2—3 Мет, сред-
нюю — от десятков ватт до 5 кет). Рабочая частота гене-
ратора составляет 3000 Мгц. Конструкция установки
обеспечивает почти полное поглощение подводимой к раз-
ряду СВЧ-мощности (80—90%). Ресурс СВЧ-плазмотро-
на определяется сроком службы СВЧ-генератор а и дости-
гает в настоящее время 1000 ч. Температура газа в зоне
разряда при расходе его-—-5 л/мин составляет 7-103—8х
X Ю3 °К [2, с. 624].
аким образом, современное состояние техники полу-
чения низкотемпературной плазмы позволяет уже сей-
час применять ее для проведения различных технологи-
ческих процессов.
Глава II
НИЗКОТЕМПЕРАТУРНАЯ ПЛАЗМА
В МЕТАЛЛУРГИИ И ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ
Chipmaker.ru
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ДУГОВОЙ ПЛАЗМЫ
Классификация процессов
плазменной металлургии и плазмохимии
Трудно найти сегодня область металлургии и химии,
где бы применение плазменной техники не имело перспек-
тив. Применение плазмы в таких процессах, как вскрытие
руд, рудная плавка, плавка и рафинирование металлов,
процессы восстановления, получение сплавов и покры-
тий, получение тугоплавких соединений, синтез различ-
ных веществ (углеводородов, окиси азота, нитридов —
тетрафторэтилена и др.) дает немалый экономический эф-
фект. В основе использования плазмы в этих процессах
лежит то, что при температурах около 5000 °К не только
ионы и электроны, но и нейтральные частицы приобрета-
ют высокую кинетическую энергию. При высоких темпе-
ратурах и постоянном давлении наиболее существенным
является усиление процессов диссоциации и разложения,
что связано с возрастанием роли энтропийного фактора.
Вместе с тем резко повышается реакционная способность
и возрастает скорость реакции.
В возбужденном состоянии атомы способны реагировать
с образованием соединений, получение которых в обыч-
ных условиях невозможно.
Все элементарные процессы в плазме можно грубо раз-
бить на два класса 12, с. 15]:
1. Процессы, протекающие с участием нейтральных
частиц и связанные с тем или иным видом переноса коле-
бательной энергии, включая и большую часть собственно
химических превращений:
диссоциация АВ А + В;
обмен АВ + С А -Ь ВС.
2. Процессы электронного возбуждения, ионизации
и реакции электронов, ионов и возбужденных частиц.
Успехи плазмохимии в настоящее время основаны на
усовершенствовании методов получения и исследования
55
chipmaker.ru
высоких температур, развития исследований по гидроди-
намике тепло- и массообмена при наличии химических
реакций, исследовании параметров и свойств электри-
ческих дуг и газоразрядной плазмы, применении методов
статической механики и термодинамики, разработке спек-
тральных (дающих пока основную информацию о процес-
сах в плазме) и других методов диагностики плазмы 12,
с. 546].
Использование реакций в плазменных струях откры-
вает новые возможности для подхода к оптимальному
управлению химическими процессами, а также для полу-
чения сверхравновесных концентраций тех или иных про-
дуктов реакции и сохранения равновесных концентраций
путем их «закалки» в результате того или иного способа
охлаждения плазменной струи (требуемые скорости за-
калки: dT/dt 104 —108 град/сек).
При высоких температурах реакции протекают чрезвы-
чайно быстро, таким образом достигается равновесие плаз-
мы, которое можно заморозить быстрым охлаждением [2].
Это равновесие может не совпадать с расчетным, если рас-
пространить уравнение обычной химической реакции на
область высоких температур, так как температура элек-
тронов не равна температуре атомов и молекул из-за на-
личия электрического разряда. Химические реакционные
свойства в этом случае не зависят от степени заполнения
внешней оболочки и поэтому, например, инертные газы
с полностью заполненными внешними оболочками могут
участвовать в таких реакциях, как окисление. В плазме
можно также заморозить в значительных концентрациях
свободные радикалы и, если их можно накопить, они обес-
печат высокую реакционную энергию топлива. Из при-
менения закона действующих масс следует, что вследствие
высоких температур в плазме равновесие смещено в сто-
рону эндотермических реакций, т. е. в сторону образова-
ния эндотермических соединений или разложения экзо-
термических соединений.
Следует отметить, что в принципе химический процесс
является неравновесным. Протекающая реакция вносит
возмущение в исходное Максвелл-Больцмановское рас-
пределение энергии реагирующей системы. Степень откло-
нения от равновесного состояния определяется скоростя-
ми обмена энергией между молекулами и скоростями хи-
мических реакций.
56
При небольших температурах отклонение от равнове-
сия незначительно и практически соотношение между
нормальными и активными молекулами сохраняется по-
стоянным. Если же реакция протекает при высоких тем-
пературах, то скорость процесса возрастает и может быть
сравнимой или даже превышать скорость межмолекуляр-
ного и внутримолекулярного обмена энергией. Тогда на-
чинает уменьшаться относительное число активных мо-
лекул, т. е. происходит так называемое выгорание актив-
ных частиц.
Ряд исследований показал, что отклонение от класси-
ческой теории Максвелл-Больцмановского распределения
реагирующих частиц существенно только для реакций,
у которых EjKT 5.
В настоящее время предложено несколько приближен-
ных моделей, учитывающих возмущения, вносимые хими-
ческой реакцией в равновесную систему. Считается, что
скорость химической реакции в неравновесной системе
примерно на 20% меньше скорости реакции, рассчитанной
для системы, подчиняющейся закону Аррениуса.
Давление в плазме может изменяться от очень малых
долей атмосферы до нескольких атмосфер. Это также мо-
жет быть использовано, так как низкие давления способ-
ствуют нарушению равновесия между температурами раз-
личных частиц и, в частности, вызывают увеличение тем-
пературы электронов и электронной концентрации. С дру-
гой стороны, при увеличении давления равновесие может
быть сдвинуто в направлении образования более сложных
молекул.
Для правильного выбора стратегии оптимального
управления химическими процессами и наиболее целесооб-
разных пространственно-временных масштабов закалки
необходимо располагать достаточной информацией
о зависимости кинетики химических реакций, про-
текающих в плазменной струе, от характеризующих ее
параметров (температуры, состава, скорости и т. д.), о
пространственно-временном распределении тех или иных
веществ, принимающих участие в реакции, о влиянии
гидродинамического режима на кинетику химических
реакций и на динамику струи.
Использование низкотемпературной плазмы и плаз-
менной струи (постоянного тока, переменного тока низкой
частоты, высокой частоты и сверхвысокой частоты) при
57
chipmaker.ru
скоростях 0,2—0,8 Маха, вкладываемой мощности 10—
5000 кет, при различных газах-носителях (Ar, Н2, N2,
Н2 + Оа, СН4) позволяет реализовать ряд химических и
физико-химических процессов, высокоэффективных в
технико-экономическом отношении. Преимущества плаз-
мохимических процессов следующие [2, с. 546]:
1) реализация высоких температур и энтальпий и
высокие скорости процессов (малое время контактов
~10-3—10-6 сек);
2) возможность управления и оптимизация по основ-
ным параметрам процессов в простых схемах с обратной
связью;
3) возможность расчета процессов как гидродинами-
ческой задачи течения струи с ионизацией и химическими
реакциями;
4) относительно простая технологическая схема, вы-
сокая надежность, взаимозаменяемость и безопасность;
5) возможность получения недостижимого при более
низких температурах выхода целевых продуктов реакций,
чистых и сверхчистых веществ, пленок, кристаллов
и т. д.;
6) высокая экономическая эффективность процессов,
связанная с высоким выходом, малыми потерями, простой
технологией;
7) возможность использования трудноперерабатывае-
мых видов сырья (природный газ, воздух, вода, минералы,
содержащие тугоплавкие металлы).
Характерной особенностью плазмохимических про-
цессов является возможность организовать максимальное
турбулентное перемешивание плазменной струи с другими
газами-компонентами реакции. Этот процесс может быть
осуществлен на различных пространственно-временных
интервалах струи в зависимости от задачи и от условий
химической технологии.
Существует два типа реакций в плазменной струе,
для которых состав продукта зависит от режима закалки
[2, с. 546].
Реакции, последовательно прохо-
дящие через ряд промежуточныхпро-
д у к т о в, некоторые из которых желательно зафикси-
ровать; для таких реакций существенна не только скорость
закалки, но и момент начала снижения температуры.
58
Реакция, в которых получаемое
вещество является конечнымпродук-
т о м, достаточно устойчивым при комнатной температу-
ре. Задача закалки в этом случае — охладить продукт
реакции настолько быстро, чтобы он не успел разложиться
в промежуточном диапазоне температур.
В настоящее время существует несколько методов за-
калки [2, с. 546]:
1. Закалка в теплообменнике. Метод хорошо изучен
и легко технически осуществим, обеспечивает скорость
закалки до 10е град)сек при температуре газа 3500 ° К.
2. Закалка в рекуператорах. Ведутся работы по созда-
нию рекуператоров для температуры газа до 2000 ОК.»
скорость закалки достигает 10Б град/сек.
3. Закалка с использованием сопла Лаваля для резко-
го снижения температуры газового потока на некотором
этапе процесса. Нельзя забывать, что при переходе пото-
ка от сверхзвуковых скоростей, достигнутых в сопле, к
дозвуковым скоростям температура потока вновь повы-
шается до исходного значения. В сопле Лаваля небольших
размеров скорость закалки достигает 10Б град/сек, но ха-
рактер зависимости dT/dt = f(T) очень невыгоден: ско-
рость закалки увеличивается с уменьшением температу-
ры, тогда как для большинства процессов требуется обрат-
ная зависимость.
4. Очень эффективна закалка путем смешивания горя-
чего потока со струями жидкости или холодного газа; та-
кой закалки может достигать 108 град/сек, однако охлаж-
дающая среда при этом разбавляет продукты и вносит
ненужные примеси. В плазменной струе может быть раз-
новидность этого типа закалки; ракция и закалка происхо-
дят одновременно, если смешивать реагенты при сущест-
венно различных температурах.
Больших скоростей закалки (до 108 град/сек) можно
достичь и в реакторе с кипящим слоем.
По мнению Ф. Б. Вурзеля и Л. С. Полака [42] пока еще
трудно произвести четкую классификацию плазмохими-
ческих реакций, но все же можно выделить несколько
основных типов процессов.
1. Реакция, в которой равновесные
концентрации тех или иных ее про-
дуктов максимальны при высоких
температурах (один или несколько из них могут
59
chipmaker.ru
явиться целевыми продуктами реакции). В этом случае
задача заключается в том, чтобы нагреть реагенты до нуж-
ной температуры и охладить продукты реакции со ско-
ростью, достаточной для сохранения указанного продук-
та. К таким реакциям относятся получение окиси азота,
нитридов, карбидов металлов, восстановление металлов
из окислов и руд и т. д.
2. Реакции, в которых целевойпро-
дукт является промежуточным и через
стадию его образования система приходит к равновесию:
например, процессы получения ацетилена и непредельных
соединений из углеводородов и гидразина.
3. Реакции на поверхности твердой
и жидкой фаз — реакции в псевдоожиженном
слое и каталитические реакции (например, получение ци-
анистого водорода в псевдосжиженном слое из частиц
графита) [56].
4. Плазменные реакции, инициируе-
мые электронным ударом или проте-
кающие по ионно-молекулярному ме-
ханизму: например, реакции образования водород-
ных соединений благородных газов [57].
С технической точки зрения важно различить два ти-
па реакций в плазменной струе: с использованием моле-
кул плазмообразующего газа в качестве участника хими-
ческой реакции (в случае азотной, водородной и кислород-
ной плазмы) и с использованием плазменной струи толь-
ко как источника тепла (в случае аргона или гелия).
Цветков и Дейнека [39] предлагают другую, более
широкую классификацию этого же типа — плазменные
процессы могут быть условно классифицированы следую-
щим образом:
1) процессы, в которых плазмообразующее и вводимое
вещество являются при обычных условиях газами;
2) процессы, в которых рабочее вещество входит в сос-
тав электродов и переходит в плазму в результате их эро-
зии;
3) процессы, в которых плазменная струя является
только источником тепла;
4) процессы, связанные с введением в плазменную
струю конденсированных веществ, не взаимодействующих
с плазмообразующим газом;
60
5) процессы, в которых вводимое конденсированное
вещество взаимодействует с плазмообразующим газом.
Мы пользуемся этой классификацией для последова-
тельного изложения особенностей различного типа метал-
лургических и химических процессов с использованием
плазмы.
Газовые процессы
в плазменной металлургии и химии
К первой группе относится большинство плазмохими-
ческих процессов (получение связанного азота, ацетилена,
синильной кислоты и др.). Основной трудностью, препят-
ствующей широкому внедрению процессов данной группы,
является низкий к.п.д. превращения электрической энер-
гии в тепловую, малая мощность и малый ресурс безава-
рийной работы.
К числу процессов этой группы, представляющих интерес
для металлургии, можно отнести восстановление в плаз-
менной струе водорода четыреххлористого титана до трех-
хлористого, который является ценным продуктом и ис-
пользуется как основной компонент катализатора для
полимеризации оледреинов и для электролитического по-
лучения титана. При обычном способе конверсии четырех-
хлористого титана в треххлористый — восстановлении
кремнием — выход продукции не превышает 20 ?о; при
применении плазменной струи легко достижим выход в 60—
80% [58, 59].
При переработке 6 кг/ч сырья энергозатраты составля-
ют 5 квт)ч на 1 кг треххлористого титана [59].
В работе [58] рассматриваются термодинамические рас
четы и экспериментальное исследование реакции разло-
жения четыреххлористого титана при давлении 1 ата
в интервале температур 2000—5000 °К; для расчета ис-
пользованы экстраполированные значения теплоемкостей.
Учитывалась возможность присутствия в газовой фазе
Ti, Cl, Cl2, TiCl, TiCl3, TiCl4, а также H2, H, НС1 (в случае
водородного восстановления).
Расчет показал, что разложение TiCl4 до Ti начинает-
ся с 3500 °C и достигает величины, близкой к 100%, при
температурах выше 5000 °C; при меньших температурах
в продуктах реакции преобладают TiCl, (при 3500 СС)
и TiCl3 (при 2500 ° К). При водородном восстановлении
эти температуры снижаются на 300—500 ' К-
61
chipmaker.ru
Экспериментальную проверку проводили на дуговом
плазмотроне обычного типа с катодом диаметром 3 мм.
На выходе из плазматрона была установлена смесительная
камера, куда из испарителя подавался хлорид титана
(50 е/ч); после прохождения смесителя продукты реакции
попадали в закалочное устройство со сборником. В качест-
ве плазмообразующего и транспортирующего газа исполь-
зовали смесь аргона с водородом (расход водорода варьи-
ровали в пределах от 1 до 20 по отношению к стехиометри-
Рис. 31. Влияние избытка водорода
(во отношению к стехиометрическо-
му) в плазмообразующем газе на
выход продукта:
/ — TiCl4; 2 — TiCl3; 3 — TiCl2;
4 — Ti
ческому количеству). Уве-
личение содержания водоро-
да (рис. 31) приводит к из-
менению состава продуктов
реакции, что, очевидно, свя-
зано с изменением темпера-
туры газовой смеси. Полу-
ченные данные хорошо со-
ответствуют результатам тер-
модинамических расчетов.
Выход чистого титана за-
висел (при одинаковом содер-
жании водорода в плазме) от
конструкции смесителя; при
увеличении числа отверстий
для подачи TiCl4 (улучше-
нии условий смешения) выход
титана в виде тонкодисперс-
ного пирофорного порошка увеличивался от 29 до 42%.
Для более полного извлечения титана необходимо лучшее
перемешивание тетрахлорида с плазменной струей.
Уоррен и Шимип [61] доказали, что реакция типа
Me^Cly + 4- Н2---> хМе + //НС1
могут быть осуществлены в плазме не только для титана,
но и для алюминия и циркония.
Продуктом обработки хлорида титана в плазме может
быть и нитрид. Так, в работе [59] исследован такой про-
цесс в плазменной струе аммиака или смеси азота с водо-
родом:
TiCl4 Н2 | NH3----->TiN [ 4НС1.
Лучшие результаты были получены при двухстадий-
ном процессе: сначала в плазменную струю водорода вво-
62
дили четыреххлористый титан и получали TiCl3, а затем
вводили аммиак. Порошок содержал 95% TiN; остаток
(титанамид) отмывался НО.
К этой же группе процессов относится получение бора
из его галогенидов в плазменной струе водорода: выход
бора составлял 30% на BF3 и 60% из ВС13 при чистоте
продуктов 94,6—99% [42].
Металлургические процессы
с использованием эрозии электродов
Процессы второй группы обширно освещены в литера-
туре [39, 60]. Это термическое разложение руд и мине-
ралов, галогенизация (хлорирование) в паровой фазе,
карботермическое восстановление в жидкой фазе.
Для плазменного разложения руду смешивают с угле-
родом в количестве, необходимом для обеспечения элек-
тропроводимости; из смеси готовят расходуемый анод.
Анодом может быть и графитовый тигель со свободно на-
сыпанной шихтой. Плазменное пламя состоит из паров
элемента и углерода. При конденсации на воздухе обра-
зуется смесь окислов, которые затем разделяются фрак-
ционной конденсацией либо вторичной обработкой смеси
окислов. Растворимые вещества растворяются, а нераст-
воримые отфильтровываются. Процесс опробован на
берилле, каолине, радионите, цирконе.
Введение в плазменное пламя хлора дает возможность
получать из окислов хлориды, причем различие в точ-
ках росы хлоридов позволяет производить селективную
конденсацию. Однако способ этот зачастую нерентабелен
из-за высокого расхода электроэнергии.
Карботермическое восстановление в паровой фазе бы-
ло опробовано на окислах алюминия, магния и бериллия.
Получаемые пары закаливали на водоохлаждаемой по-
верхности или инжекцией холодного водорода; выход
продукта колебался в пределах 40—70% [61].
Хольмгрен [62] опробовал метод испарения окислов
ванадия, никеля, железа, молибдена и других металлов
из расходуемого электрода с последующим восстановлени-
ем их в водородной плазме. Были получены ультрадис-
персные порошки с размерами частиц 100—1000А.
Куш [63] исследовал возможность применения расхо-
дуемого электрода для восстановления окислов железа,
кремния, алюминия, магния, бора и титана.
63
chipmaker.ru
Карботермическое восстановление в жидкой фазе про-
исходит без испарения целевого продукта.
Например, Гибсоном [64] описан процесс получения
карбида урана и его сплавов при применении расходуе-
мого электрода (метод дуги высокой интенсивности).
Электрод диаметром 18,7 .мм, длиной 610 мм (анод плаз-
матрона) изготовляли из
тщательно перемещенных и из-
мельченных порошков — окиси
урана и графита. На рис. 32
представлена технологическая
схема этого процесса. Карбид
урана образовывался в виде ка-
пель на аноде, причем вслед-
ствие высокой температуры
анода (до 5000 ° К) значитель-
ное количество примесей испа-
рялось и их общее содержание
в конечном продукте не пре-
вышало 0,027 %. Содержание
углерода в карбиде прямо про-
порционально содержанию гра-
фита в аноде и может быть до-
Рис. 32. Технологическая схема
получения карбида урана в
плазменной печи:
1 — двуокись урана; 2 — графит
высокой чистоты; 3 — смешива-
ние; 4 — изготовление расходуе-
мых электронов; 5 — готовые
электроды; 6—плазменная печь;
7 — вакуумный насос; 8 -—вы-
хлоп окиси углерода; 9 — вы-
ход готового карбида урана
ведено до стехиометрического;
карбид получался в виде шари-
ков крупностью 6—0,044 мм с
плотностью 97—99 % -
Реакция протекала следую-
щим образом:
UO2TB + 2СТ11 -> ССЖИДК + СО2 f газ.
В этой же работе практически показано, что описанный
метод позволяет получать, кроме монокарбида, дикарбид
урана (UC2), металлический уран, плавленую окись ура-
на, поликарбиды состава UC — ZrC, UC — NbC, UC —
ThC2 и более сложные сплавы.
Метод дуги высокой интенсивности обладает рядом
преимуществ; степень превращения электроэнергии в теп-
ловую энергию, аккумулированную рабочим веществом,
выше, чем при струйной технологии; отсутствует пробле-
ма подачи и ввода материала в плазменную струю; облег-
чается регулирование процесса, возможно длительное
воздействие высоких температур на рабочее вещество.
64
Недостатками метода являются необходимость готовить
расходуемые электроды и нестабильность процесса.
Следует отметить, что получение тугоплавких соеди-
нений в плазме изучено недостаточно и возможности при-
менения для проведения таких процессов плазменной струи
раскрыты далеко не полностью.
Процессы с использованием энтальпии плазмы
в металлургии
Процессы третьей группы включают плазменную рез-
ку и сварку (см. гл. V), плавку металлов, подогрев газов
и выращивание монокристаллов. Конструкция плазмен-
ных дуговых печей отличается от конструкции обычных
дуговых печей с графитовым электродом, в основном на-
личием охлаждаемого подового электрода. Плазменная
горелка вводится через свод печи. Уплотнение свода осу-
ществляется при помощи лабиринтного песчаного затвора.
Во время плавки выпускное отверстие закрыто газонепро-
ницаемой крышкой. Электромагнитное перемешивание
жидкой ванны осуществляется при помощи двух соленои-
дов, включенных последовательно с подовым электродом.
Рабочим газом, подаваемым в горелку вдоль ее оси, слу-
жит аргон; катодом является вольфрамовый стержень.
Корпус горелки медный, водоохлаждаемый [651; горелка
работает свыше 100 ч без ремонта. Дуга, достигающая в
печи емкостью 900 кг длины 91 см, горит на шихту, замы-
каясь через нее на подовый электрод, стойкость которого
превышает 500 ч работы. Электрические характеристики
стабильны: колебания тока не превышают ±2%. Футеров-
ка экранируется шихтой от непосредственного излучения
дуги; отсутствие выдувания дуги исключает возможность
неравномерного разгара футеровки. Футеровка печи мощ-
ностью 40 кет и емкостью 11 кг выдержала 200 плавок при
скорости плавки 100 кг/ч, производительность такой печи
примерно в 5 раз выше производительности вакуумной
индукционной печи.
Фирма Линде выпускает серийно плазменно-дуговые
печи для плавки металлов емкостью 0,9—140 кг. В этих
печах выплавляют никельхромо-молибденовые стали и
прецезионные сплавы. В качестве исходных материалов
используют электролитические порошки железа и нике-
ля, графит и ферросплавы. Установлено [65], что при
65
плазменно-дуговой выплавке стали такие элементы, как
хром, никель, кремний, молибден, бор усваиваются пол-
ностью, вольфрам на 97%, марганец на 96%, ванадий на
95%, углерод на 86%, а титан на 85—90%.
Содержание кислорода в таких сталях составляет
0,008—0,0025%, водорода 0,0001—0,0002%, азота 0,001—
0,003%. Благодаря такой чи-
Рнс. 33. Схема установки для
плазменной плавки гексаборида
лантана
стоте по газовым примесям в
сочетании с малым количеством
неметаллических включений от-
носительное удлинение стали
AISI-4340 плазменно-дуговой
выплавки повысилось до 9—12 %
(у такой же стали, выплавлен-
ной в открытой печи, отно-
сительное удлинение составля-
ло 5%).
Устройства для Плазменно-
дуговой выплавки сплавов мо-
гут работать как на постоян-
ном, так ина переменном токе.
Плазменно-дуговые печи соз-
даны в ГДР (в Институте ста-
ли в Хеннигсдорфе), Англии
(фирмами «Бритиш Оксиджен» и
«Инглиш Стил»), Японии (фир-
мой «Дайдо Сэй ко»).
В плазменных пенах можно
плавить и неметаллическую
шихту.
В работе (66]. предложено проводить плавку LaB6
плазменной струей инертного газа.
На рис. 33 показана принципиальная схема плазмен-
ной головки, применяемой для плавки гексаборида лан-
тана.
Между стержневым вольфрамовым электродом / и мед-
ным водоохлаждаемым соплом 2 возбуждается дуговой
разряд. Аргон, ионизируясь, истекает из сопла 2 с тем-
пературой 15000 °К. Регулируя ток дуги и расстояние
между электродом и соплом, можно в широких пределах
менять эффективную тепловую мощность струи. Это поз-
воляет плавно изменять скорость нагрева спрессованного
штабика борида лантана <?, установленного в охлаждае-
66
Рис. 34. Схема опытной плавиль-
ной печн с топливно-плазменным
интенсификатором процесса:
1 — охлаждение сопла; 2 — шихта
мом тигле 4. Для ускорения процесса при помощи пакет-
ника 5 дугу перебрасывают на штабик; в этом случае тем-
пература в столбе плазмы возрастает до ~ 33000 °К. Пос-
ле расплавления штабика пакетник 5 переводят в перво-
начальное положение и скорость кристаллизации регули-
руют током дуги и расходом аргона. Во избежание загряз-
нения процесс ведут в вакуумной камере.
Рентгеноструктурные и
химические исследования
подтвердили идентичность
полученного продукта LaBe
с плотностью 4,6 г/см?', воз-
духопроницаемость практи-
чески отсутствовала. Образ-
цы поддавались электропо-
лированию, что важно при
изготовлении катодов.
Плазменные источники
тепла могут сочетаться и с
химическими источниками.
Схема плавильной печи с
топливно-плазменной интен-
сификацией процесса приве-
дена на рис. 34. При приме-
нении этого метода теплопе-
редача от факела возрастает
в три раза, средняя темпера-
тура факела па 26%, а теп-
лосодержание — на 50 %
[39].
Использование этого способа особенно эффективно в
доменном и мартеновском процессах, несмотря на то, что
для их проведения требуются температуры, более низкие,
чем генерируемые в плазматронах. В этом случае, как по-
казано в [65], можно добиться интенсификации нагрева в
результате повышения теплосодержания факела, не при-
бегая к подаче кислорода.
Комбинированную топливно-плазменную горелку ис-
пользуют в ГДР для расплавления стального лома и в
рудовосстановительных процессах для предварительного
восстановления окислов [65].
Как правило, плазменно-дуговые печи бывают двух
типов с керамическим тиглем и водоохлаждаемым кристал-
67
chipmaker.ru
лизатором. Как было показано выше, печи первого типа
весьма перспективны для массового производства высоко-
легированных сталей и сплавов. Плазменно-дуговые пе-
чи второго типа используют для получения слитков высо-
кокачественных сталей и сплавов из порошков, кусковых
материалов и штанг, т. е. для плазменно-дугового пере-
плава. Этот метод имеет ряд преимуществ по сравнению с
известными методами переплава (дуговым вакуумным и
электрошлаковым) и достиг к настоящему времени уровня
развития, позволяющего широко внедрять его в промыш-
ленность.
Основная цель всех процессов переплава — повысить,
чистоту металлов и сплавов (снизить содержание серы,
фосфора, газовых примесей и неметаллических включений);
и улучшить их физико-механические характеристики..
Достигают этой цели в основном следующими средствами.
[671:
1) воздействием на металл шлаков и газов, которые-
используются для проведения реакций десульфурации,,
дефосфорации и экстрактивной вытяжки из металла раст-
воренных газов и неметаллических включений;
2) повышением температуры металла, которое приво-
дит к интенсификации реакций раскисления растворенным
углеродом и всплыванию неметаллических включений;
3) вакуумированием металла, приводящим к удале-
нию растворенных газов и легкоплавких примесей и повы-
шающим раскислительную способность углерода;
4) принудительной кристаллизацией в медных водо-
охлаждаемых кристаллизаторах, что повышает плотность
металла, улучшает макроструктуру, позволяет получать
слиток без зональной ликвации газовых пузырей и усадоч-
ных раковин.
Плазменно-дуговой переплав может осуществляться в
двух вариантах — в вакууме и контролируемой газовой
среде. Легко видеть, что каждый из этих процессов позво-
ляет использовать по крайней мере три из перечисленных
выше средств повышения качества металла.
В процессе плазменного переплава в водоохлаждае-
мом кристаллизаторе можно выделить две стадии, разли-
чающиеся металлургическими условиями: стадию капли
(слоя жидкого металла на торце расплавляемого электро-
да с периодически отрывающимися от него мелкими капля-
ми) и стадию ванны.
68
В работах А. А. Ерохина с сотрудниками [68] показа-
но, что время пребывания переплавляемого металла в ста-
дии капли и глубина ванны однозначно определяются
скоростью наплавления и мало зависят от электрических
характеристик плазмотрона. Для данного материала и
диаметра электрода время «жизни» капли и ее вес обратно,
а глубина ванны прямо пропорциональны скорости
наплавления. Форма ванны может быть описана кубиче-
ской параболой. При уменьшении скорости наплавления
ванна становится более плоской, что позволяет проводить
направленную кристаллизацию вдоль вертикальной оси
слитка и улучшить качество.
Вращением ванны [67] можно придать ей плоскую фор-
му и при высоких скоростях наплавления, независимо от
теплопроводности переплавляемого металла.
Если стадия ванны играет первостепенную роль в про-
цессе формирования качественного слитка, то стадия кап-
ли оказывается решающей в процессах рафинирования
переплавляемого металла. Как показано в работе [68]
(на примере стали X18HI2 содержание примесей в слитке
и капле отличается незначительно). Содержание кислоро-
да в переплавленном слитке прямо пропорционально вре-
мени нахождения металла в жидком состоянии и мало
зависит от времени «жизни» ванны. Наиболее интенсивно
рафинируется металл от силикатных неметаллических
включений, их содержание уменьшается в 3 раза.
Имеется несколько сообщений об исследовании про-
цесса плазменно-дугового переплава в контролируемой
газовой среде в условиях избыточного или нормального
давления.
Этот метод позволяет переплавлять сплавы с легкоки-
пящими компонентами, исключая их избирательное испа-
рение. При переплаве понижается концентрация газов
в металле — как растворенных, так и связанных в проч-
ные соединения.
В Научно-исследовательском институте качественных
сталей (ЧСР) создана плазменно-дуговая печь, представ-
ляющая собой герметизированную камеру, в которую
сверху вставлен плазматрон, а снизу вмонтирован водо-
охлаждаемый кристаллизатор (рис. 35) [65].
Перед началом плавки на поддон кристаллизатора
кладут «затравку»— диск толщиной не более 10 мм из
того же материала, что и переплавляемый пруток. После
69
chipmaker.ru
расплавления плазмой «затравки» в струю вводят пере-
плавляемый материал; слиток по мере наплавления вытя-
гивают. В печи можно переплавлять и порошки. В этой
печи получали слитки чистого железа, стали, хрома, ти-
тана, ниобия и сплавов типа нимоник. Содержание кисло-
рода в результате переплава снизилось в железе с 0,15 до
0,0025%, в стали с 0,030 до 0,0029%. Слитки были одно-
родны по составу, без внутренних и внешних дефектов,
уменьшилось содержание неметаллических включений.
Рнс. 35. Схема плазменной дуговой печи с кри-
сталлизатором:
а — установка с дугой прямого действия: / —
кристаллизатор; 2 — сопло плазменной горелки;
3 — вольфрамовый электрод; 4 — генератор по-
стоянного тока; 5 — балластное сопротивление;
б — установка с дугой косвенного действия:
1 — кристаллизатор; 2 — плавильная камера;
3 — плазменная горелка; 4 — уплотнение; 5 —
держатель расходуемого электрода
Институтом электросварки им. Е. О. Патона АН УССР
[67] разработана плазменно-дуговая печь с водоохлаждае-
мым кристаллизатором, в которой получают слитки диа-
метром 50—100 мм и длиной до 600 мм. В такой печи на-
грев металла плазмотроном прямого действия происходит
путем электронной бомбардировки металла в анодном пят-
не и путем теплопередачи от плазменного факела. При
этом доля энергии, рассеиваемая в анодном пятне, состав-
ляет всего лишь 15—25% (с ростом мощности плазмотро-
на и расхода плазмообразующего газа она падает). След-
ствием этого является отсутствие значительного локаль-
ного перегрева металлической ванны и исключение изби-
рательного испарения из сплавов легкокипящих компо-
нентов, что открывает широкие возможности для повы-
70
Рис.
переплава на
36. Влияние плазменно-дугового
пластические свойства
металла
шения качества легированных и жаропрочных сталей и
сплавов.
При плазменно-дуговом переплаве содержание кисло-
рода удается снизить до 0,001%, а серы до 0,003% [69].
На рис. 36 приведены данные, характеризующие пласти-
ческие свойства металла, полученного плазменно-дуговым
(ПДП) и вакуумным дуго-
вым (ВДП) переплавом. В
результате переплава маг-
нитомягких сплавов в этой
печи значительно возра-
стают их магнитные свой-
ства (в 1,5—-2 раза), улуч-
шается пластичность, су-
щественно увеличивается
технологическая пластич-
ность и длительная про-
чность жаропрочных спла-
вов (на 40—60%).
Изучение плазменно-дугового переплава шарикопод-
шипниковой стали ШХ15, проведенное рядом исследова-
телей [70, 71], показало, что при значительной интенсифи-
кации процесса удаления неметаллических примесей со-
став стали по основным легирующим компонентам практи-
чески не меняется (табл. 5).
Таблица 5
Химический состав и содержание неметаллических включений (НВ), %,
в стали U1X15 после плазменно-дугового (ПДП)
и вакуумного дугового (ВДП) переплава
Металл НВ О N С Мп Сг Si S р
Исход- ный . . 0,0102 0,0061 0,019 1,03 0,33 1,42 0,30 0,012 0,022
ПДП . 0,0049 0,0017 0,012 1,03 0,32 1,41 0,31 0,013 0,022
ВДП . 0,0070 0,0040 0,008 1,03 0,24 1,30 0,33 0,014 0,016
Поверхность слитка получается ровной, не требующей
механической обработки, что обеспечивается высокой ста-
бильностью электрического режима.
Установки для плазменного переплава разработаны
также [65] в ГДР Физико-техническим институтом (глухо-
71
chipmaker.ru
донная печь для переплавки вольфрама), в США фирмой
«Юнион Карбайд» (для переплавки в тигле шихты из прес-
сованного титана), в Англии фирмой «Монд Никл» (для ра-
финирования сплавов на основе никеля и кобальта).
Разработана конструкция электронно-лучевых уста-
новок с плазменным катодом [72], в которых можно вести
плавку в разреженной атмосфере инертного газа при дав-
лении, обеспечивающем достаточно благоприятные усло-
вия для дегазации металла и предотвращающем интенсив-
ное испарение основных компонентов. В этих печах, мощ-
ностью 10 кет, переплавляли порошки из шарикопод-
шипниковой стали, железа, меди, бериллия, алюминия,
никеля, урана, молибдена, тантала, титана, циркония и
вольфрама. При этом значительно снижалось содержание
кислорода (содержание кислорода в тантале уменьшилось
с 0,0060 до 0,0004%), водорода (например, в цирконии —
с 0,009 до 0,0002 %) и в некоторой степени —- азота и угле-
рода.
В настоящее время развивается еще один процесс с
использованием высокой энтальпии плазменной струи —
выращивание монокристаллов из тугоплавких материа-
лов. В этом случае делаются попытки использовать плаз-
му как высокотемпературную горелку в традиционных
способах выращивания монокристаллов. Как известно,
температура в ядре плазменного факела превышает тем-
пературу плавления всех известных в настоящее время
элементов и соединений. Это позволяет надеяться, что
будут разработаны способы выращивания кристаллов из
тугоплавких карбидов, боридов и металлов, представляю-
щих интерес как с точки зрения исследования строения
твердого тела, так и с точки зрения прикладных задач.
Ф. Кабан и By Тьен Лок 12, с. 609] применили лами-
нарную струю дуговой плазмы для выращивания моно-
кристаллов тугоплавких окислов по методу Вернейля.
Для выращивания монокристаллов окиси алюминия,
стабилизированной двуокиси циркония и окиси иттрия
было использовано простейшее устройство, состоящее из
горелки, дающей горизонтальную плазменную струю,
и держателя с затравкой из соответствующего материала.
Исходный порошок, увлекаемый струей, расплавлялся,
несмотря на кратковременное пребывание его в струе.
Стержень-держатель совершал вращательное дви-
жение со скоростью 1 об/сек и поступательное движение
72
параллельно своей оси; скорость поступательного движе-
ния держателя зависела от расхода порошка и скорости
роста монокристалла, которая составляет примерно
5 мм/ч.
Таким образом были выращены кристаллы длиной 1 —
3 мм.
Процессы с введением в плазму
конденсированных веществ
в металлургии и химии
К четвертой группе плазменных процессов может быть
отнесено освоенное в промышленности напыление туго-
плавких материалов при помощи плазмы. Подробное описа-
ние этого процесса приведено в гл. IV. К этой же группе
относится также и процесс сфероидизации при помощи
плазмы, освещенный подробно в гл. III.
В литературе приводится мало данных о процессах-
связанных с диссоциацией в плазменной струе. Есть све,
дения 160] о получении молибдена из MoS2, а также вос-
становлении алюминия, кремния, магния — при пропус-
кании соответствующих окислов через аргоновую плазму
[731. Хотя теоретически при температурах, достигаемых
в плазменной струе, соединения должны распадаться на
элементы, находящиеся в парообразном состоянии, прак-
тически происходит это только при установлении равно-
весия [39].
В существенно неравновесных условиях, имеющих мес-
то при введении конденсированных веществ в плазмен-
ную струю, в частице вещества осуществляются своего
рода микрометаллургические процессы, лимитируемые
скоростью тепло- и массообмена на поверхности и в объе-
ме частиц.
В процессах пятой группы наряду с термическим воз-
действием плазмы на вводимое вещество имеет место хими-
ческое взаимодействие с основным плазмообразующим га-
зом или вводимым в плазму газообразным компонентом.
В этом случае существенным требованием к конструкции
технологического аппарата является необходимость обес-
печения полноты протекания процесса в сторону образова-
ния целевого продукта и предупреждения обратных реак-
ций. Одним из путей увеличения времени пребывания
реагирующих веществ в зоне реакции (а следовательно,
73
chipmaker.ru
и полноты протекания этой реакции) является создание
реакторов или насадок.
Примером процесса пятой группы является синтез нит-
ридов; схема установки приведена на рис. 37.
Нитриды образуются при введении взвешенных метал-
лических порошков в струю азотной плазмы. Склонность
материалов к такому взаимодействию определяется их
химической активностью, термодинамическими свойства-
ми образующихся нитридов.
Большинство элементов при высоких температурах
взаимодействует с молекулярным азотом; интенсивнее
Рис. 37. Схема установки для синтеза ни-
тридов:
1 — источник постоянного тока; 2 — аппа-
ратура контроля и измерен ня; 3 — плаз-
менная горелка; 4 — подача порошка;
5 — сосуд Дюара; 6 — ловушка; 7 — ок-
на; 8 — газопроводы; 9 — аппаратура кон-
троля газа н воды; 10 — реакционная ка-
мера; 11—ввод для охлаждающего устрой-
ства
происходит нитридообразование при использовании ато-
марного азота, обладающего большей химической актив-
ностью.
Нитриды металлов или борнитриды образуются при
обработке боридов плазменной струей; соединения с азо-
том образуются и при обработке силицидов и карбидов.
В работе [74] описан синтез нитридов магния и титана
обработкой металлов в плазменной струе азота; в полу-
ченном продукте содержится от 30 до 40% соответствую-
щего нитрида.
Перспективным процессом этой же группы является
восстановление кислородных соединений металлов газо-
74
образными восстановителями — плазмообразующими га-
зами или газами, вводимыми в нейтральную плазму.
Первое сообщение о попытке провести этот процесс в
водороде для окислов циркония, тория, бора появилось
еще в 1946 г. [75]. Был сконструирован плазмотрон с гра-
фитовыми электродами и вращением анодного пятна. Оки-
сел в виде пыли продували через плазму, где он восста-
навливался до металла.
К сожалению, водород при 4000 °К уже нельзя рас-
сматривать как восстановитель; поэтому целесообразно
опробовать окись углерода либо природный газ [39].
Плазменное восстановление, кроме интенсификации
процесса, дает возможность получать ультрадисперсные
порошки. Технологической трудностью является повы-
шенная поверхностная активность ультрадисперсных по-
рошков, приводящая к адсорбции газов (окисляемости)
и иногда к пирофорности.
При разложении и восстановлении кислородных соеди-
нений металлов водородом и углеродистыми восстанови-
телями можно рассматривать два крайних случая, разли-
чающихся возможностями конденсации исходного и обра-
зующегося вещества [45].
В первом случае образующийся металл находится в
газообразном состоянии и начинает конденсироваться
после начала конденсации недовосстановленного окисла
(если их концентрации в струе сравнимы). Это создает
известные трудности в осуществлении процесса — если
окисел не успевает в значительном объеме восстановиться
в первой стадии процесса при высоких температурах,
то конденсация выводит его из зоны реакции, которая
уже не может идти в этих условиях с достаточной ско-
ростью. Опасность раскисления паров металла при обрат-
ных реакциях высока; кроме того, они могут конденси-
роваться на частичках окислов и продукт получается
загрязненным. Это относится к таким металлам, как каль-
ций, магний, алюминий, кремний и др., восстановление
окислов которых в плазменной струе связано с жесткими
требованиями в отношении крупности частиц исходного
порошка, температуры и длины высокотемпературной зо-
ны струи, ее скорости, а также зоны и скорости закалки.
Во втором случае образующийся металл конденси-
руется раньше окислов, которые продолжают восстанавли-
ваться, равновесие реакции вследствие вывода продукта
75
chipmaker.ru
из зоны реакции все время сдвинуто в прямс>м направле-
нии, процесс может пройти много полнее, а обратные реак-
ции менее опасны, поскольку их действие ограничено по-
верхностными слоями частиц металла.
Исходя из этого, можно говорить о большой реаль-
ности процессов восстановления в плазменной струе окис-
лов вольфрама, молибдена, ванадия и др.
В работе [45] показано расчетом, что время снятия
пересыщения при восстановлении окиси волрфрама в ре-
зультате образования новых зародышей при конденсации
паров вольфрама составляет:
Т, °К • • .... 3655 4000 4500 5500 6000
т, сек ...... . 0,101 1,598 0,2516 0>°396 0,0097
Учитывая, что время пребывания вещества в плазмен-
ной струе составляет, как правило, 10-2—10"5 сек, а тем-
пература струи в направлении ее истечения снижается,
можно сделать вывод, что снятие пересыщения будет про-
исходить в основном в результате образования новых
зародышей, а не роста имеющихся. Это обусловливает
возможность получения улътрадисперсных -йастйц -воль-
фрама, по размерам близким к критическим зародышам.
При восстановлении в плазменной струе легко испаряю-
щейся трехокиси вольфрама водородом [45] удалось полу-
чить порошки с частицами размером 10—1000А, а при
соответствующем подборе условий закалки до 400 А.
В то же время, поскольку интенсивное реокисление вос-
становленного вольфрама протекает в области температур
500—1000 °C, при которых основная часть металла нахо-
дится уже в конденсированном состоянии, можно полу-
чать относительно чистый продукт, не применяя специаль-
ной закалки и осаждая порошок вольфрама на нагретую
выше 1000 °C поверхность, что также подтверждено опы-
тами 145].
Заманчивые перспективы открываются при исполь-
зовании разреженной плазмы. Устройства, в которых плаз-
ма получена при помощи дугового разряда при низких
давлениях, уже в настоящее время применяю-рся для полу-
чения ионных пучков. В аналогичных установках можно
осуществлять ионное травление и очистку поверхности
металлов, сплавов и полупроводников. В будущем та-
кого рода устройства, вероятно, позволят производить
разделение химических элементов и даже изотопов [23].
76
ПРИМЕНЕНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНЫХ ПЛАЗМОТРОНОВ
В МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ И ХИМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССАХ
Наряду с дуговыми плазмотронами все более широ-
кое применение находят в технике высокочастотные.
Так, с целью ускорения термодиффузионного насыще-
нйя титановых сплавов ВТ-4 и ВТ-5 азотом и кислородом
при нагреве Л. Гущин [76] использовал реконструирован-
ную высокочастотную установку Л ГД-12 (частота 10—
25 Мгц). Цилиндр, в котором форвакуумным насосом
создавалось разрежение, заполнялся насыщающим га-
зом. При воздействии высокочастотного магнитного поля
индуктора, по которому пропускали генерируемый уста-
новкой высокочастотный ток, внутри кварцевого цилин-
дра возникал безэлектродный разряд в разреженном га-
зе. На приваренной к крышке цилиндра термопаре подве-
шивали образец из исследуемого сплава.
Возникновению разряда способствуют следующие фак-
торы.
Во-первых, длина свободного пробега электронов в
разреженном газе увеличивается в соответствии со сте-
пенью разрежения. При воздействии переменного магнит-
ного поля часть электронов срывается со своих оболочек
и начинает колебаться внутри рабочего пространства в
соответствии с изменением частоты поля.
Во-вторых, при столкновении электронов с молекула-
ми газа происходит возбуждение молекул, ионизация га-
за и увеличение числа свободных электронов. Газ стано-
вится электропроводным. В нем возникают вихревые то-
ки, способствующие накоплению значительного количест-
ва кинетической энергии частицами газа. Температура в
рабочем пространстве может достигать 8000—10000 °К.
В-третьих, наличие металлического образца в рабочем
пространстве способствует зарождению разряда в газе,
так как нагретый в первый момент образец эмитирует
электроны и концентрация свободных электронов у по-
верхности металлов резко возрастает.
Так как конструкция установки [76] позволяла плавно
регулировать давление в рабочем пространстве и напря-
женность магнитного поля, то эксперименты проводили
при постоянной средней температуре изделия и различных
давлениях газа. Для выяснения влияния частоты маг-
нитного поля на глубину диффузионного слоя были про-
77
chipmaker.ru
ведены эксперименты по насыщению сплава ВТ-5 в возду-
хе. Полученные данные представлены на рис. 38.
Стремление к повышению температуры процесса обус-
ловило применение в работе [771 кислородной ВЧ-плазмы
для окисления четыреххлористого титана до двуокиси-
ценного сырья дляжизготовления красок.
При высокой температуре повышается дисперсность
двуокиси титана и увеличивается производительность
процесса. В работе [77] кислород подавали через головку
плазматрона в кварцевую трубку, где горел ВЧ-разряд,
Рис. 38. Мнкротвердость сплава ВТ-5 пос-
ле насыщения в плазме при частоте И мгц
в кислороде (/) и в воздухе (2) и при ча-
стоте 440 мгц в воздухе (3)
после чего нагретый газ проходил в реактор, куда из кон-
тейнера через ротаметр и испаритель подавали TiCl4.
В реакторе происходило сгорание тетрахлорида с образо-
ванием двуокиси титана и хлора. Продукты реакции про-
ходили через бункер, в котором ТЮ2осаждалась на филь-
тре; газ (С12) проходил в систему поглощения. В результа-
те реакции была получена двуокись титана белого цвета
смешанной кристаллической структуры (до 40—60% ру-
тила) с содержанием частиц размером менее 1 мкм до 94%.
Такая пигментная двуокись титана по своим физико-
техническим свойствам удовлетворяет требованиям лако-
красочной промышленности.
Ф. Б. Вурзель с группой сотрудников [421 исследовал
возможность применения высокочастотного плазмотрона
для получения кремния и его соединений. Пленки крем-
ния были получены разложением четыреххлористого крем-
78
Рис. 39. Температурная зависимость до-
ли кремния и моноокиси кремния в крем-
нийсодержащнх продуктах:
1 — доля элементарного кремния при тер-
мическом разложении четыреххлористого
кремния; 2—доля моноокиси кремния при
окислении четыреххлористого кремния
кислородом; 3 — доля моноокиси кремния
при термическом разложении двуокиси
кремния
ния в нейтральной и восстановительной среде и термиче-
ским разложением метилхлорсилана, пленки карбида крем-
ния — разложением метилхлорсилана, а порошки окис-
лов кремния — окислением SiCl4. Закалку продуктов
реакции осуществляли либо осаждением на охлаждаемую
поверхность, либо введением в зону закалки большого ко-
личества холодного газа. Для тех реакций, в которых
закаливают конечные термодинамические равновесные про-
дукты (например, кремний), положение зоны закалки
определяется не време-
нем реакции, а опти-
мальной температурой
процесса. В тех же слу-
чаях, когда необходимо
выделить промежуточ-
ные продукты (напри-
мер, SiC), существен-
ным является время ре-
акции, а зону закалки
подбирают эксперимен-
тально.
Для определения
оптимальных режимов
были приведены термо-
динамические расчеты,
заключавшиеся в чис-
ленном решении системы уравнений, связывающих кон-
станты равновесий с парциальными давлениями элемен-
тов, уравнения полного давления и уравнения элементар-
ного баланса; системы уравнений решали методом после-
довательных приближений для температур 1500—6000 °К.
Результаты расчетов дали возможность построить графики
зависимости количества кремния и моноокиси кремния в
кремнийсодержащих продуктах от температуры при тер-
мическом разложении четыреххлористого кремния и дву-
окиси кремния и окислении четыреххлористого кремния
(рис. 39).
Как видно из графика, выделение элементарного крем-
ния начинается при 3500 °К и достигает 100% при 4500 X
Процесс получения моноокиси кремния при разложении
двуокиси и окислении четыреххлористого кремния может
осуществляться с достаточной эффективностью в широком
диапазоне температур: 2500—5000 ° К. В приведенном со-
79
chipmaker.ru
общении [42] не дано конкретных характеристик процес-
са и свойств продукта для случая синтеза SiC. Следует
отметить, что принципиальная возможность использова-
ния плазмы для получения подобных соединений обсуж-
дается во многих работах [64, 59, 78, 73].
При использовании азота в качестве плазмообразую-
щего газа можно получать пропусканием через высоко-
частотную плазму металлических порошков нитриды тита-
на и магния [78], тантала и циркония [73], с выходом по
нитриду до 40%; для молибдена и вольфрама этот метод
не дал положительных результатов [78].
Авторы работы [79] показали возможность получения
в ВЧ-плазме мелкодисперсной моноокиси кремния. Вы-
сокочастотный разряд возбуждался в кварцевой трубке,
плазмообразующим газом являлся аргон. Исходная ших-
та состояла из смеси порошков кремния и двуокиси крем-
ния в стехиометрическом соотношении.
Шихта транспортировалась из вибропитателя в зону
высокочастотного разряда потоком аргона по оси плазмен-
ной струи. Продукты реакции осаждались на стенках водо-
охлаждаемого реактора и улавливались тканевым фильт-
ром. Полученная моноокись кремния представляла собой
легкий светло-коричневый порошок с насыпной массой
0,05 г]см9.
Высокочастотную индукционную плазму используют
также для зонной плавки и зонной флотации, для получе-
ния очень чистых металлов с высокой точкой плавления
и выращивания монокристаллов тугоплавких материалов;
в этом случае затравочный кристалл непрерывно оседает
из плазменной зоны. Синтез монокристаллов в высоко-
частотном плазменном факеле можно вести в любой задан-
ной атмосфере, при различных давлениях; малая скорость
истечения рабочего газа способствует созданию благо-
приятных условий для роста кристаллов [2, с. 615].
Синтез монокристаллов можно осуществлять как по
методу Вернейля, так и методом зонной перекристалли-
зации. Характерным дефектом кристаллов, полученных
методом Вернейля, является наличие сферических вклю-
чений непроплавленной шихты, что связано с временными
нарушениями условий роста.
Выращивание кристаллов в плазме методом^зонной
перекристаллизации основано на принципе плавающей
зоны. Возможны две модификации метода: симметричный
80
нагрев исходного штабика в центральной зоне плазмы (ось
кристалла располагается вдоль оси индукционного раз-
ряда) и боковой нагрев плазменным факелом поверхности
образца (ось кристалла ориентирована под углом 90° к оси
горелки). Второй способ позволяет легко контролировать
и регулировать высоту расплавленной зоны.
В заключение следует отметить, что метод проведения
химико-металлургических реакций в плазменной струе
обладает следующими достоинствами 164):
а) отсутствие необходимости в тиглях;
б) возможность непрерывной и регулируемой подачи
исходных материалов и такого же вывода продуктов реак-
ции;
в) возможность изменения скорости реакции и условий
ее протекания путем изменения конструкции печи и ее
электрического режима;
г) легкость начала процесса и его прекращения;
д) малые потери тепла путем лучеиспускания.
Недостатком этого метода является то, что, во-первых,
в плазменной струе можно осуществлять преимуществен-
но эндотермические реакции и, во-вторых, невозможно
одновременно вводить в реакционное пространство боль-
шие количества исходных реагентов.
chipmaker.ru
Глава III
СФЕРОИДИЗАЦИЯ ТУГОПЛАВКИХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ
И ДРУГИХ МАТЕРИАЛОВ
Chlpmaker.ru
Одной из областей применения дуговой и высокочастот-
ной плазмы в металлургии является получение сфери-
ческих порошков тугоплавких металлов и материалов.
Известные способы получения сферических порошков
тугоплавких металлов и соединений разработаны еще
недостаточно полно, и для сравнительной оценки их тре-
буется дальнейшее накопление экспериментального мате-
риала. Тем не менее установлено, что плазменная обработ-
ка исходных материалов с целью сфероидизации является
перспективной. Таким путем получены сферические по-
рошки вольфрама, молибдена, хрома, тантала, карбида
бора, окислов урана, алюминия и магния [13, 80]. Размер
частиц порошков вольфрама, молибдена, тантала в исход-
ном состоянии составлял от 100 до 150 мкм [801. В работе
[81] сообщается о применении плазменного резака для
получения порошка окиси циркония. Узкой струей плаз-
мы распыляли вращающийся стержень из окиси циркония;
расплавленные частицы при охлаждении приобретали сфе-
рическую форму. Размер частиц полученного продукта
40—60 мкм.
Особое внимание уделяется разработке способов, поз-
воляющих получать сферы диаметром более 150 мкм, сво-
бодные от внутренних и внешних дефектов. Эти условия
могут быть выполнены при плазменном распылении ме-
таллов. В 1962 г. в США выдан патент на производство
сферических частиц распылением материала в виде про-
волоки в плазменной струе1. Проволока имеет электри-
ческий контакт с соплом плазменной горелки. В качестве
плазмообразующего газа используется смесь азота с водо-
* Патент (США). № 3041672, 3/VII 1962.
82
родом. Размер частиц легко регулируется изменением
режима дуги, расхода газа и скорости подачи проволоки.
Аналогичные способы плазменного получения сфериче-
ских порошков позднее были разработаны в СССР [82] и
других странах [54, 83].
РАСПЫЛЕНИЕ ПРОВОЛОКИ ПЛАЗМЕННОЙ СТРУЕЙ
Наиболее широко работы по изучению плазменного
распыления металлической проволоки проводились в Ин-
ституте металлургии им. А.А. Байкова АН СССР [82, 84],
в Институте проблем материаловедения АН УССР174, 85,
87]. Эти работы показали, что наиболее рациональной
схемой такого процесса является схема материал-анод
(см. рис. 5, е). В этом случае благодаря нагреву проволо-
ки анодным пятном и током производительность распыле-
ния в 5—7 раз выше, чем при переработке по схеме ней-
тральный материал.
В процессе плазменного распыления металлов можно
выделить несколько стадий, имеющих определяющее влия-
ние на форму и величину частиц получаемого порошка:
1) перенос металла в плазменную струю и распыление;
2) сфероидизация и разгон капель в струе;
3) коагуляция и охлаждение капель;
4) удар капель о поверхность охлаждающей среды и
затвердевание.
Стадию охлаждения и сбора частиц можно осуществлять
в газовом или жидкостном уловителе. Если охлаждающий
газ тот же, что и плазмообразующий, то после охлаждения,
сушки (при жидкостном улавливании) и фильтрации его
можно снова использовать в плазменной горелке и улови-
теле (установка с замкнутым циклом газа). При этом, по-
мимо экономии газа, повышается частота получаемого по-
рошка. Собранный в циклоне или сборнике порошок мож-
но разделить на фракции обычным методом ситового рас-
сеивания (при размере частиц более 40 мкм либо газовой
или центробежной сепарацией (для более мелких частиц)
188].
При распылении металлов по схеме материал — анод
(рис. 40) электрическая дуга горит между вольфрамовым
электродом и торцом распыляемой проволоки. Плавление
и перегрев торца происходят за счет джоулева тепла и теп-
лоты плазменной струи. Максимум концентрации тепло-
83
chipmaker.ru
вой энергии находится в зоне анодного’пятна на торце
проволоки, температура в которой значительно превосхо-
дит температуру плавления и испарения распыляемого
металла.
Потери металла при распылении определяются ско-
ростью испарения. Так, наши эксперименты показали,
что потери при плазменном распылении токоведующей
Рис. 4th Принципиальная схема установки для плазменного распыления ме-
таллической проволоки:
/ — сборник порошка; 2 — сопло; 3 - электрод — катод; 4 — манометр;
5 — ротаметр; 6 — трансформатор; 7 — выпрямитель; 8 — баллон с плазмо-
образующим газом; 9 — распыляемая проволока — анод; 10 — поданный
механизм
проволоки составили 1,5% для W, 1,8% для Мо в 3,1%
для Nb; в такой же последовательности увеличивается
скорость испарения этих материалов [89, 90, 91].
Перенос металла и распыление
В результате плавления на торце проволоки образует-
ся объем жидкого металла, который под действием силы
поверхностного натяжения и собственного веса приобре-
тает форму капли.
Образовавшаяся капля удерживается на торце прово-
локи силой, пропорциональной диаметру проволоки и ве-
личине поверхностного натяжения металла, а собственный
84
вес капли и сила, действующая на нее со стороны плаз-
менной струи, стремятся оторвать ее. Условия для отры-
ва капли наступят, когда усилие, создаваемое струей (Fc),
и масса капли (Q) будут равны силе (FnH), удерживающей
ее на торце. Это условие может быть представлено следую-
щим равенством:
(19)
Из аэродинамики известно, что на тело (в данном слу-
чае металлическую каплю) в потоке действует сила лобово-
го давления, которая может быть подсчитана по выра-
жению:
Fc = cx-~-S, (20)
где сх — коэффициент, зависящий от числа Рейнольдса;
р — плотность потока;
v — скорость потока;
S — площадь миделевого сечения металлической
капли,
Масса капли пропорциональна ее объему (V):
<2=рм£К (21)
где рм — плотность металла;
g — ускорение силы тяжести.
Сила, удерживающая каплю на торце проволоки, про-
порциональна диаметру проволоки (d) и силе поверхност-
ного натяжения данного металла (о):
= (22)
Интересно рассмотреть равенство (19) при допущении,
что сх, р^, у, d являются постоянными (о — объем капли,
Т — удельный вес).
В связи с тем, что схема процесса распыления предус-
матривает непрерывную подачу проволоки в плазменную
струю, объем капли постоянно возрастает и, следователь-
но, возрастает ее масса и миделево сечение, т. е. возраста-
ют Q и Fc. С другой стороны, тепловое воздействие струи
приводит к быстрому перегреву жидкого металла в кап-
ле; с увеличением температуры перегрева резко снижает-
ся поверхностное натяжение металла и, следовательно,
уменьшается FnH.
85
chipmaker.ru
Таким образом, и увеличение объема капли, и умень-
шение поверхностного натяжения способствуют достиже-
нию равенства (19), при котором создаются условия для
отрыва жидкого объема металла от торца проволоки и
переноса его в распыляющую струю.
Как показывают эксперименты, в зависимости от пе-
ременных параметров процесса, определяющих эффектив-
ную тепловую мощность струи, скорость плазменного по-
тока и скорость подачи проволоки, соотношение сил в ра-
венстве [19], приводящее к отрыву и переносу капли, мо-
жет быть различным, и это определяет вид процесса пере-
носа металла — процесс переноса жидкого металла с тор-
ца распыляемой проволоки может быть капельным и
струйным.
При капельном переносе отрыв металла происходит
при достижении каплей критического объема, когда ее
масса и сила лобового удара на нее со стороны струи пре-
вышают силу поверхностного натяжения. Возможность
такого положения экспериментально наблюдалась нами
(рис. 41) при плазменном распылении, когда скорость
подачи проволоки, при которой еще возможен процесс,
была минимальной. В этом случае плавление металла,
образование и рост капли происходят в периферийной
зоне плазменной струи.
В момент отрыва и переноса металла в плазменный по-
ток происходит вытягивание капли в направлении дви-
жения струи (рис. 41). Вытягивание идет до тех пор, пока
не преодолевается поверхностное натяжение расплавлен-
ного металла, после чего наступает разрушение капли.
Такой механизм распыления наблюдается и при электро-
дуговой металлизации, когда капля расплавленного ме-
талла вытягивается в нить и закручивается струей сжато-
го воздуха, выходящего из сопла электрометаллизатора
[92]. В работе [931 есть ссылка на Хинце, который считает,
что капля радиусом г, перемещающаяся в воздухе с отно-
сительной скоростью v, разрушится, если отношение дав-
ления, производимого сопротивлением воздуха рви2(рв —
плотность воздуха), к капиллярному давлению^, обуслов-
ленному поверхностным натяжением в капле о, будет боль-
ше некоторой критической величины. Отношение Рв^—,
называемое числом Вебера, для металлов меньше 1U
86
При капельном распылении наблюдается дробление
капли на несколько частей (рис. 42). Однако весовой вы-
Рис. 41. Схема капельного пе-
реноса металла (образование и
рост капли, отрыв от торца
проволоки, дробление» сфе-
роидизация)
Рис. 42. Дробление капли
в плазменной струе
ход крупных частиц, диаметром более половины диаметра
распыляемой проволоки, всегда выше, чем мелких; воз-
Рис. 43- Схема струйного пере-
носа металла
можно также получение частиц, диаметр которых в 1,5—
2 раза больше диаметра проволоки.
87
chipmaker.ru
Струйный перенос металла с торца проволоки в плаз-
менную струю наблюдается тогда, когда равновесное
соотношение сил, действующих на каплю, достигается
вследствие уменьшения FnH. Этот вид переноса характе-
ризуется образованием на торце распыляемой проволоки
«языка» (рис. 43), с которого непрерывной струей сходит
металл. Образование «языка» возможно при интенсивном
перегреве объема плавящегося на торце металла, что при-
водит к достижении) равенства главным образом в резуль-
тате уменьшения силы, удерживающей каплю на торце.
Струя металла вытягивается потоком газа в нить,
закручивается и дробится на мелкие капли, которые под
действием сил поверхностного натяжения сфероидизи-
руются. Диаметр частиц, полученных при струйном рас-
пылении, как правило, не превышает 0,4 диаметра распы-
ляемой проволоки.
Сфероидизация и разгон капель
Разрушение капли металла струей при распылении
приводит к образованию полидисперсной системы капель,
форма которых определяется свойствами металла (поверх-
ностным натяжением, вязкостью) и режимом охлаждения.
Капли металла, обладающего высоким поверхностным
натяжением (как правило, о > 1,0 н!м), приобретают сфе-
рическую форму, так как она является равновесной, отве-
чающей минимуму свободной поверхностной энергии
данного объема. Частицы такой формы образуются при
распылении вольфрама (о = 2,300 н/м), молибдена (ст
= 2,050 н/м), ниобия (ст = 2,150 н!м), меди (о =
— 1,351 н]м) и других металлов. При распылении метал-
лов с низким поверхностным натяжением частицы имеют
осколочную форму; такую форму после плазменного рас-
пыления имеют частицы порошка алюминия (о =
= 0,914 н/м). Частицы осколочной формы получаются и
при распылении металлов, содержащих добавки, пони-
жающие их поверхностное натяжение — например, фос-
фористая медь и латунь.
Большую роль при формообразовании играет режим
охлаждения капли. Так, быстрое охлаждение капель
нержавеющей стали в начальный момент их образова-
ния позволяет получать наряду со сферическими части-
цами частицы в форме волокон (рис. 44). Следовательно,
88
сферические частицы порошка получаются в том случае,
когда силы поверхностного натяжения успевают при-
дать этим капелькам шарообразную форму до их затверде-
вания. Плазменное распыление вольфрама, молибдена,
ниобия и меди показало, что перегрев металла при обра-
зовании капель обеспечивает пребывание их в жидком
Рис. 44. Волокна и сферические частицы нержавеющей стали
состоянии до тех пор, пока они не примут сферическую
форму.
Для определения протяженности полета капель в жид-
ком состоянии при оптимальных режимах распыления
их осаждали на стеклянные пластинки, которые кратко-
временно вводили в струю распыляемого металла. Для
меди исследовали (с интервалом в 50 мм) протяженность
полета частиц на расстоянии до 1400 мм от среза сопла,
для молибдена — до 1000 мм.
Вид капель на стекле показывает, что протяженность
полета крупных капель диаметром более 300 мкм в жид-
ком состоянии для меди более 1400 мм, для молибдена
более 1000 мм. По ориентировочной оценке следов от уда-
ра затвердевших капель о стекло видно, что затвердева-
ние мелких частиц диаметром менее 100 мкм начинается
с расстояния 350—400 мм для меди и 200—250 мм для
молибдена. Форма частиц порошка вольфрама, получае-
89
chipmaker.ru
мого распылением в воду, показывает, что протяжен-
ность их полета в жидком состоянии составляет 700—
1000 мм, в зависимости от размера.
С целью определения протяженности участка, на ко-
тором заканчивается сфероидизация капель, было про-
ведено распыление металлов в воду с расстояния 100 мм.
Установлено, что все частицы до удара о поверхность во-
ды имеют сферическую форму.
Прежде чем перейти к оценке скорости движения час-
тиц в струе, необходимо рассмотреть некоторые общие
положения газовой динамики применительно к случаю
плазменного распыления металлов [36, 94].
Движение плазменной струи в канале сопла дугового
плазмотрона всегда происходит при избыточном давле-
нии и является вынужденным. Характер течения зависит
от скорости струи и, ее кинематической вязкости v, диа-
метра канала d и определяется критерием Рейнольдса:
Re=-^-. (23)
Ориентировочный расчет числа Re по формуле (23)
для случая истечения аргона из сопла (и=300—350 м/сек,
v = 15,10-6>2 м/сек, d = 4,0 мм) показывает, что Re ^>
3>2,3'103 (/?е = 2,3-103 — критическое значение пере-
хода ламинарного течения в турбулентное). Следователь-
но, струя имеет турбулентный характер течения.
Истечение плазменной струи из сопла представляет
собой случай, когда турбулентная струя распространяет-
ся в покоящейся среде, т. е. струя является затопленной
[36].
Расчет скорости движения частиц вольфрама, молиб-
дена, меди и ниобия диаметром 5,10, 100 и 1000 мкм по-
казал, что на расстоянии 20—25 мм от сопла скорость
частиц размером 5 мкм превышает скорость частиц раз-
мером 10 мкм в 1,4 раза, размером 100 мкм в 4,5 раза и
размером 1000 мкм — в 14 раз.
Коагуляция и охлаждение капель
Вследствие значительного различия в диаметрах час-
тиц при больших концентрациях капель должны проис-
ходить частые столкновения их друг с другом, приводя-
щие к коагуляции капель и увеличению их среднего раз-
90
мера. Обычно в работах, посвященных распылению при
электрометаллизации [69, 39], распылению жидких ме-
таллов [95, 96] и в немногочисленных работах по плаз-
менному распылению [84] не учитывается процесс коа-
гуляции. Между тем теоретические исследования про-
цесса коагуляции в различных системах [98, 99] показы-
вают, что при определенных условиях коагуляция ока-
зывает большое влияние на качество распыления. Ре-
Рис. 45. Пары капель при остановленном
процессе коагуляции
зультаты вычислений и опытные данные свидетельствуют
о том, что при малых расходах распыляющего газа и боль-
ших скоростях газа коагуляция приводит к уменьшению
дисперсности и существенно влияет на форму кривой рас-
пределения. В условиях интенсивного испарения капель
скорость коагуляции снижается. Например, для случая
распыления жидкости струей газа в условиях, характер-
ных для технических процессов, определено, что коагу-
ляция приводит к уменьшению общего числа капель в
три раза уже на пути в 2 см [97].
Резко охлаждая капли водой на разных расстояниях
от среза сопла плазматрона, получали пары капель, про-
цесс коагуляции которых остановлен (рис. 45).
Для определения влияния коагуляции на грануло-
метрический состав порошка на указанном участке поле-
та частиц медную проволоку диаметром 1,8 мм распыля-
ли в плазменной струе аргона; режим распыления был
оптимальным: / = 160 а, и—75 в, h ~ 12 мм, Q ~
= 2,63 ms/4, Р = 1,5 апт, v = 5,3 м!мин.
91
Три пробы, отобранные на расстоянии 300 и 700 мм
от сопла, высушили и подвергли рассеву на наборе сит.
По данным анализа построены кривые распределения
Рис. 46. Кривые распределения частиц
медного порошка:
1 —расстояние от сопл а до поверхности
охлаждающей среды 300 мм; 2 — то же 70ft
мм
(рис. 46) в координатах: средний размер Частиц каждой
фракции (dcp) — относительное количество частиц дан-
ной фракции (F).
Чистептю F определяется выражением
X — J J
^max **min
п — содержание фракции, %;
dmax,dmin— наибольший и наименьший диаметр частиц в
данной фракции.
Было рассчитано изменение относительного количест-
ва частиц данной фракции в результате коагуляции
на участке 400 мм\
пх ± —• 100, (25)
где Fx — относительное количество частиц данной фрак-
ции на расстоянии 300 мм от сопла;
F2 — относительное количество частиц данной фрак-
ции на расстоянии 700 мм от сопла;
Знак «+» или «—» указывает на увеличение или умень-
шение относительного количества частиц в данной фрак-
ции.
Результаты расчета изменения относительного коли-
чества частиц вследствие коагуляции (nJ Приведены ни-
же:
92
Коагуляция меди при распылении
—0,8 —05 —045 —025 —016 —01 —0063 —0,045
Фракция _|_05 +045 _|_025 _|_01 _|_01 _|_ообЗ +0045
п„ % +40.0 +16,7 +13,5 —4,6 —19,1 —27,3 —29,6 —36,7
Из табл. 7 видно, что наиболее сильно изменилось
относительное количество частиц крупных и тонких фрак-
ций. Причем относительное количество частиц мелких
фракций уменьшилось больше, чем возросло относитель-
ное количество частиц крупных фракций. Это свидетель-
ствует о многократной коагуляции частиц.
Как отмечалось ранее, максимальную температуру рас-
пыляемый металл имеет в зоне анодного пятна. Средне-
массовая температура капель, образующихся при рас-
пылении, ниже этой температуры, но превышает темпе-
ратуру плавления металла. В связи с тем, что температу-
ра на оси струи на участке образования капель превос-
ходит их температуру, в начальный момент полета тем-
пература капель возрастает; при дальнейшем полете на-
чинается охлаждение. Такая схема температурного ре-
жима имеет принципиальное значение при рассмотрении
окисления металлических капель и состояния их поверх-
ности к моменту входа в охлаждающую среду.
Из-за сильной турбулентности плазменной струи по
мере удаления от среза сопла к ней подмешивается все
возрастающее количество воздуха и, следовательно, соз-
даются условия для окисления капель.
Затвердевание капель
Затвердевание капель и охлаждание их до комнатной
температуры на воздухе также приводят к сильному оки-
слению поверхности.
Для уменьшения окисления можно применять защит-
ную среду из нейтрального газа или быстро охлаждать,
капли в жидкой среде.
Наиболее дешевым и эффективным способом охлаж-
дения капель является охлаждение при помощи дожде-
вальных устройств [131 либо распыление непосредствен-
но в охлаждающую среду (вода, масло).
Состав охлаждающей среды, ее свойства и расстояние
от среза сопла до поверхности охлаждающей среды су-
щественно влияют на форму частиц получаемого порош-
ка. Так, при распылении молибдена с расстояния 100—
93
chipmaker.ru
б.
Рис. 17. Форма часп>ц молибдена.
и - плоские круглые частицы; б частицы с рваными
краями: в сферы
94
Рис. 48. Форма частиц вольфрама:
а — плоские круглые частицы; б—«сомбреро», е — сферы
95
chipmaker.ru
1200 мм от воды и вольфрама с расстояния 120—180 мм
образуются плоские круглые частицы (рис. 47); при уве-
личении расстояния со 180 до 200 мм края у частиц молиб-
дена становятся рваными, а сами они — тоньше
(рис. 47, б).
При распылении вольфрама при увеличении расстоя-
ния с 250 до 1000 мм образуются частицы формы «сомбре-
ро» (рис. 48, б). Наиболее вероятной причиной образова-
ния таких частиц является их большая кинетическая
Рис. 49. Стадии удара частицы вольфрама о поверх-
ность воды:
а — образование волны; б — растекание металла по по-
верхности; е—затвердевшие частицы в форме «Сомбреро»
энергия, обусловленная высокой плотностью молибдена
(10,2 г/см3) и вольфрама (19,3 г/см3), что при околозву-
ковой скорости плазменной струи обусловливает боль-
шую силу удара капли о поверхность воды. Если пред-
положить, что весь запас кинетической энергии частицы,
имеющей объем V, массу т, летящей со скоростью w в
момент соприкосновения с поверхностью, расходуется на
деформацию, то
= (26)
где А — удельная работа деформации;
Л=-^=р4-, <27)
где р — плотность материала частицы.
96
В момент удара капли вольфрама о поверхность воды,
обладающей сжимаемостью, образуется волна (рис. 49,о)
с последующей упругой отдачей (рис. 49, б) и капля, рас-
текающаяся по поверхности воды, приобретает форму
«сомбреро» (рис. 49, в).
Для молибдена удельная работа деформации меньше
и меньше упругая отдача воды, поэтому происходит лишь
деформация капли с образованием плоских круглых час-
тиц. Образование рваных краев объясняется, очевидно,
более низким поверхностным натяжением молибдена по
сравнению с вольфрамом.
Производительность процесса получения сферических
порошков пропорциональна электрической мощности, по-
требляемой плазменной горелкой, и равна соответственно
10 кг/ч при 15 кет и 15 кг/ч при 30 кет. По данным
Г. А. Кащенко [55], коэффициент расплавления металла
плазменной струей 21—23 г/а-ч', он выше значения коэф-
фициента расплавления для сварки под флюсом и не-
сколько ниже коэффициента расплавления при металли-
зации на постоянном токе.
Гранулометрический состав продуктов распыления
Рассмотрим влияние переменных параметров процес
са плазменного распыления на гранулометрический со-
став и выход фракций порошка.
При кинематическом анализе процесса движения рас-
плавленной капли в потоке низкотемпературной плазмы
была получена формула для расчета наиболее вероятного
диаметра частиц D [84]:
D =______3,ЗМс2____(28)
и <2(1 + 0,00367Гпл) V р
Расчет преимущественного диаметра для случая рас-
пыления по схеме материал — анод вольфрамовой про-
волоки диаметром dnp= 1,2-10~3 м при диаметре сопла
<ic=2,5- 1СГ3 м и расходе аргона Q = 4 м3/ч по формуле
(28) дала величину D = 140 мкм. В действительности раз-
мер преимущественной фракции лежит, по данным тех
же авторов, в пределах 200—250 мкм. Такое расхожде-
ние объясняется не только допущениями, сделанными при
выводе формулы, но также и невозможностью точного уче-
та пространственного положения капель на торце прово-
97
chipmaker.ru
локи и отклонений в режиме распыления. Кроме того,
гранулометрический состав и выход фракции получаемого
плазменным распылением порошка зависит от вида про-
цесса переноса расплавленного металла с торца проволо-
ки в струю, эффективности распыления и коагуляции ка-
пель. Эти факторы, в свою очередь, тесно связаны с эф-
фективной тепловой мощностью дуговой плазменной струи,
зависящей от силы тока, напряжения дуги, величины ду-
гового промежутка, расхода газа, схемы процесса плазмен-
ной обработки материала, диаметра сопла.
Из этих переменных в работах [85—87] исследовали
силу тока, величину дугового промежутка, расход плаз-
мообразующего газа и скорость подачи проволоки; осталь-
ные величины были приняты постоянными. Так, распы-
ление проводили по схеме материал — анод, диаметр соп-
ла составлял 4 мм, плазмообразующим газом был аргон,
давление газа поддерживали в пределах 1,4 атм, расстоя-
ние до поверхности охлаждающей среды составляло
400 мм. Диаметр проволоки вольфрама, ниобия, меди
равен 2 мм, молибдена 1 мм. Влияние переменных пара-
метров исследовали в следующих пределах: сила тока
55—210а, дуговой промежуток 7—25 мм, расход газа
1,44—2,88 м3/ч, скорость подачи проволоки 1,0—6,9 м/мин.
Влияние этих переменных на гранулометрический
состав и выход фракций оценивали методом отбора проб
при разных режимах распыления и ситового анализа их.
Масса каждой пробы составляла не менее 100 г порошка,
рассев проводили при помощи вибровстряхивателя на
наборе сит в течение 15 мин Точность анализа 0,5% [99].
В приводимых ниже таблицах содержатся технологи-
ческие показатели режимов плазменного распыления воль-
фрама, молибдена, ниобия, меди (табл. 6—9). Грануло-
метрический состав продуктов распыления представлен
на рис. 50—53, в зависимости от величины силы тока (а),
дугового промежутка (б), расхода плазмообразующего га-
за (в) и скорости подачи проволоки (г).
Как видно из представленных данных, положение
максимума на кривых и диапазон распределения зависят
от переменных параметров процесса плазменного распы-
ления .
При распылении молибдена, ниобия и меди с увеличе-
нием силы тока происходит смещение максимума на кри-
вых распределения в сторону увеличения содержания
98
F
Рис. 51. Кривые распределения порошка молибдена (цифры — режим распы-
ления по табл. 7); F — функция распределения частиц по размерам
Рис. 50. Кривые распределения порошка вольфрама (цифры — режим распы-
ления по табл. 6); F — функция распределения частиц по размерам
99
chipmaker.ru
Рис. 52. Кривые распределения порошка ниобия (цифры — режим распыле-
ния по табл. 8); F — функция распределения частиц по размерам
Рис. 53. Кривые распределения порошка меди (цифры — режим распыления
по табл. 9); F — функция распределения частиц по размерам
100
мелких фракций порошка (кривые 1, 2 на рис. 51 и 53;
кривые 1, 2, 3, 4 на рис. 52), которое сопровождается одно-
временно сокращением диапазона распределения частиц
по фракциям. Например, увеличение тока при распыле-
нии молибдена со 115 до 140 а сокращает диапазон рас-
пределения более чем на 40% (кривые 1 и 2 на рис. 51).
Однако это имеет место лишь до значения 1 = 140 а для
молибдена, 160 а — для ниобия и 130 а — для меди.
Дальнейшее повышение силы тока приводит к обратному
смещению максимума на кривых распределения в сторону
крупных фракций и расширению диапазона распределе-
ния.
Изменение гранулометрического состава порошка в сто-
рону крупных фракций с увеличением силы тока наблю-
дается при распылении вольфрама во всем интервале ис-
следованных значений
/ = 160—210 а.
Это объясняется резким возрастанием теплопередачи
от струи к торцу распыляемой проволоки, что приводит
к плавлению и перегреву металла в периферийной зоне
струи, т. е. создаются предпосылки для капельного пере-
носа металла в струю.
Увеличение дугового промежутка приводит к повы-
шению напряжения на дуге и к сравнительно менее интен-
сивному понижению силы тока. Эффективная тепловая
мощность увеличивается, но, несмотря на это, снижается
коэффициент нагрева анода, что связано с возрастающей
потерей тепловой энергии струи на излучение и конвек-
цию на участке дугового промежутка. Максимум не кри-
вых распределения смещается в сторону крупных фрак-
ций. Так, для вольфрама смещение по оси абсцисс состав-
ляет 200 мкм, что соответствует максимуму выхода фрак-
ции порошка со средним размером частиц 450 мкм вместо
250 мкм (рис. 50, б), для молибдена 100 мкм (рис. 51, б),
для меди 400 мкм (рис. 53, б).
Смещение максимума является следствием уменьше-
ния теплоотдачи от струи на торец распыляемой проволо-
ки, а также уменьшения скорости струи и, следовательно,
ее динамического воздействия на распыляемый металл
с увеличением расстояния от сопла. Для меди смещение
максимума сопровождается одновременным расширением
диапазона распределения частиц по крупности; для осталь-
ных металлов он остается практически неизменным.
101
chipmaker.ru
Таблица 6
Технологические показатели режимов плазменного
распыления вольфрама
Номер режима Переменный параметр Сила тока, а Напря- жение, в Плазмообразу- ющий газ Дуговой промежу- ток, мм Скорость подачи материала, м!мин
давле- ние» ати расход, мЗ/ч
1 160 80 1,7 2,16 12 2,2
2 3 Сила тока 180 200 85 93 1,7 1,9 2,16 2,16 12 12 2,2 2,2
4 210 100 2,0 2,16 12 2,2
5 Дуговой 180 80 1,7 2,16 7 2,2
6 7 промежуток 170 150 100 ПО 1,7 1,7 2,16 2,16 16 20 2,2 2,2
8 160 80 1,2 1,62 12 2,2
9 Расход 160 80 1.5 1,92 12 2,2
10 плазмообра- 160 85 1,7 2,16 12 2,2
11 зующего газа 160 90 2,5 2,88 12 2,2
12 150 85 1,8 2,45 12 2,2
13 160 100 1,9 2,16 12 1,0
14 Скорость 165 95 1,9 2,16 12 1,5
15 подачи 185 85 1,7 2,16 12 1,8
16 проволоки 185 85 1,7 2,16 12 2,2
17 185 85 1,7 2.16 12 2,9
При распылении ниобия в исследованном интервале
изменения величины дугового промежутка от 10 до 25 мм
максимум на кривых распределения аномально смещает-
ся в сторону мелких фракций, что объясняется изменени-
ем вида переноса металла с торца проволоки в струю.
При минимальном дуговом промежутке передача тепла
на торце проволоки настолько интенсивна, что при неболь-
шой скорости подачи проволоки в струю и более низкой
по сравнению с вольфрамом и молибденом температуре
плавления ниобия плавление и перегрев торца проволоки
происходят в периферийной зоне струи и перенос метал-
ла имеет капельный характер. Увеличение дугового про-
межутка снижает коэффициент нагрева проволоки и,
несмотря на одновременное снижение динамического воз-
102
Т аблица 7
Технологические показатели режимов плазменного
распыления молибдена
Номер режима Переменный параметр Сила тока, а Напря- жение, в Плазмообразу- ющий газ Дуговой промежу- ток, мм Скорость подачи материала, м[мин
давле- ние, ати расход, мЗ/ч
1 115 75 1.4 2,16 12 6,9
2 3 Сила тока 140 150 80 85 1,4 1.4 2,16 2,16 12 12 6,9 6,9
4 170 88 2,0 2,16 12 6,9
5 190 90 2,1 2,16 12 6,9
6 Дуговой 140 80 1,4 2,16 12 6,9
7 8 промежуток 130 НО 85 100 1,4 1,4 2,16 2,16 17 23 6,9 6,9
9 140 75 1,3 1,44 12 6,9
10 Расход 140 75 1,4 1,62 12 6,9
11 плазмообра- 140 80 1,4 1,92 12 6,9
12 зующего газа 135 75 1,5 2,45 12 6,9
13 135 87 2,0 2,63 12 6,9
14 Скорость 130 90 1,5 2,16 12 3,5
15 140 80 1,5 2 16 12 4,5
16 подачи 140 80 1,5 2,16 12 6,2
17 140 80 1,5 2,16 12 6,9
действия струи, процесс переноса из капельного превра-
щается в струйный.
Расход плазмообразующего газа имеет более сложное
влияние на гранулометрический состав и выход фракций
порошка, чем сила тока и величина дугового промежутка.
С одной стороны, увеличение расхода газа приводит к по-
вышению напряжения на дуге вследствие вытягивания
ее потоком (дуга «сдувается» потоком газа в направлении
его движения), что равносильно увеличению дугового про-
межутка со всеми вытекающими отсюда последствиями,
с той лишь разницей, что так как практически положение
проволоки относительно сопла остается неизменным, то с
увеличением тепловой мощности струи возрастает и коэф-
фициент нагрева торца проволоки. С другой стороны,
несмотря на то, что с увеличением расхода газа возрастает
динамическое воздействие струи на торец проволоки, с
103
chipmaker.ru
Таблица 8
Технологические показатели режимов плазменного распыления ниобия
Номер режима Переменный параметр Сила тока. a Напря- жение, в Плазмообразу- ющий газ Дуговой промежу- ток, мм Скорость подачи материала, м/мин
давле- ние, ати расход, м^ч
1 95 65 1,4 2,16 10 2,2
2 120 70 1,5 2,16 10 2,2
3 Сила тока 140 75 1,6 2,16 10 2,2
4 160 80 1,6 2,16 10 2,2
5 170 85 1,6 2,16 10 2,2
6 180 87 1,7 2,16 10 2,2
7 Дуговой 170 85 1,7 2,16 10 2,2
8 150 97 1,7 2,16 15 2,2
9 промежуток 130 105 1,7 2,16 20 2,2
10 115 125 1,7 2,16 25 2,2
11 Расход 170 80 1,1 1,92 10 2,2
12 13 14 плазмообра- зующего газа 170 165 160 85 87 90 1,4 1,8 2,5 2,16 2,45 2,88 11 10 10 2,2 2,2 2,2
15 150 87 1,7 2,16 10 2,0
16 Скорость 170 82 1,7 2,16 10 2,9
17 подачи 170 80 1,7 2,16 10 3,7
18 проволоки 170 80 1,7 2,16 10 4,5
19 160 75 1,7 2,16 10 5,3
определенного момента начинается «захолаживание» струи
из-за больших потерь тепла на нагрев возросшего коли-
чества плазмообразующего газа. Например, увеличение
расхода газа для вольфрама с 1,62 до 2,16 м3/ч, для молиб-
дена с 1,44 до 1,92 м3/ч, для ниобия с 1,92 до 2,88 м3/ч и
для меди с 1,62 до 2,63 м3/ч смещает максимум на кривых
распределения в сторону мелких фракций и одновременно
приводит к сокращению диапазона распределения; даль-
нейшее повышение расхода плазмообразующего газа при-
водит к обратному явлению — максимум на кривых рас-
пределения начинает смещаться в сторону крупных фрак-
ций.
Скорость подачи проволоки оказывает решающее влия-
ние на вид процесса переноса металла в струю и, следова-
тельно, на крупность порошка.
104
Таблица 9
Технологические показатели режимов плазменного распыления меди
Номер режима Переменный параметр Сила тока, а Напря- жение, в Плазмообразу- ющий газ Дуговой промежу- ток, мм Скорость подачи материала, м/мин
давле- ние, ати расход, мз/ч
1 82 68 1,3 2,16 12 6,9
2 3 Сила тока 130 140 75 88 1,4 1,4 2,16 2.16 12 12 6,9 6,9
4 150 100 1,5 2,16 12 6,9
5 90 60 1,4 2,16 10 6,9
6 7 Дуговой 81 80 70 75 1,4 1,4 2,16 2,16 12 15 6,9 6,9
8 промежуток 65 85 1,4 2,16 18 6,9
9 55 90 1,4 2,16 20 6,9
10 Расход 95 55 0,5 1,62 12 6,9
11 плазмообра- 85 65 1,1 1,92 12 6,9
12 13 зующего газа 82 80 70 73 1,8 1,9 2,63 2,88 12 12 6,9 6,9
14 Скорость 80 70 1,4 2,16 12 3,7
15 подачи 83 67 1,4 2,16 12 5,3
16 проволоки 85 65 1,4 2,16 12 6,9
С теплофизической точки зрения уменьшение скорости
подачи проволоки приводит к сокращению объема холод-
ного металла, поступающего в струю в единицу времени.
Если принять, с известным допущением, что теплопереда-
ча от струи к торцу проволоки постоянная и не зависит
от объема капли на торце, то и тогда плавление и перегрев
металла настолько интенсивны, что отделение капли про-
исходит в периферийной зоне струи, т. е. перенос капель-
ный. Необходимо отметить, что так как торец проволоки
с уменьшением скорости подачи все далее отстоит от струи,
увеличивается дуговой промежуток, т. е. возрастает напря-
жение на дуге плазматрона и, следовательно, эффектив-
ная тепловая мощность струи, что в свою очередь создает
еще более благоприятные условия для капельного перено-
са. Как и следовало ожидать, уменьшение скорости пода-
чи проволоки для вольфрама с 2,2 до 1,0 м!мин, для молиб-
дена с 6,9 до 3,5 м]мин, для ниобия с 4,5 до 2,0 м]мин и
105
chipmaker.ru
для меди с 6,9 до 3,7 м/мин ведет к смещению максимума
на кривых распределения в сторону крупных фракций.
Аналогичная картина наблюдается и при чрезмерно
большой скорости подачи проволоки, когда поступающий
объем металла не успевает расплавиться и перегреться до
необходимой температуры в центральной части струи.
В этом случае отделение металла с торца проволоки про-
исходит в виде капель в периферийной зоне струи,' проти-
воположной той, с которой подается проволока. Так, при
увеличении скорости подачи вольфрама выше 2,2 м]мин
и ниобия — 4,5 м/мин, максимум на кривых распределе-
ния смещается в сторону увеличения выхода крупных
фракций порошка.
Таким образом, метод плазменного распыления про-
волоки тугоплавких металлов позволяет получать сфери-
ческий порошок различного гранулометрического соста-
ва и пригоден для организации производства крупных
партий таких порошков.
СФЕРОИДИЗАЦИЯ ПОРОШКОВ
Обработка порошков
в дуговых плазмотронах
Широкие возможности открывает обработка в струе
низкотемпературной плазмы порошкообразных материа-
лов как стандартных, так и предварительно укрупненных
грануляцией. Обработку проводят в обычных или много-
секционных плазменных генераторах, что позволяет полу-
чать сферические частицы размером от 1 до 200 мкм. При-
менение защитной среды позволяет сохранять исходный
химический состав обрабатываемого материала. При сфе-
роидизации предварительно приготовленных гранул час-
тицы не только приобретают шаровую форму, но и доволь-
но равномерно распределяются по размерам. Несколько
сложнее протекает процесс обработки мелких стандарт-
ных порошков. В этом случае нерегулируемое объедине-
ние частиц исходного материала в конгломераты равного
объема вызывает образование частиц, существенно разли-
чающихся по размерам.
Производительность процесса плазменной сфероидиза-
ции порошка на установке с многосекционным плазменным
106
Генератором мощностью 100 кбт составляет до 5 кг]ч для
вольфрама и 1,5кг/ч —для окиси алюминия [100].
Процесс обработки порошка в дуговом плазмотроне под-
робно рассмотрен в работе [101]. Показано, что при малых
скоростях (расходах) транспортирующего газа кинетическая
энергия частиц недостаточная для их глубокого проникно-
вения в плазму и основная часть материала идет по пери-
ферийным участкам струи со стороны ввода.
Слишком высокие скорости транспортирующего газа
приводят к тому, что частицы «пробивают» струю. Воз-
можности использования этого явления будут рассмотре-
ны ниже.
В той же работе [101] установлено, что при обработке
карбида титана относительное количество сферических
частиц в продукте распыления возрастает с увеличением
силы тока (в результате более интенсивного нагрева час-
тиц и увеличения геометрических размеров струи). При
обработке исходного порошка с размером частиц 30 мкм
сфероидизировалось 40% частиц, причем их средний раз-
мер уменьшился до 25 мкм.
Ниже приведена зависимость количества сфероидизи-
ровавшихся частиц (С, %) от размера исходного порошка
(при распылении TiC).
Размер частиц, мкм 2 2—5 5—10 10—15 15
С, %................... 90 90 80 50 30
При обработке порошка карбида вольфрама с исход-
ной крупностью частиц 5 мкм величина С составляла 95%;
средний размер полученных сфер был равен 3—5 мкм.
Исследование поведения карбидов титана и вольфрама
при плазменной сфероидизации в аргоновой плазме пока-
зывает, что воздействие высоких температур приводит
к снижению содержания связанного углерода в карбиде.
Для уменьшения обезуглероживания стремятся создать
углеродсодержащую среду в зоне обработки материала,
добавляя к исходному порошку сажу или вводя ацетилен
в плазмообразующий газ [100].
Сфероидизацию проводили в герметичной реакторной
колонне, исключающей контакт зоны обработки с кисло-
родом и азотом воздуха. Работа показала, что наиболь-
ший эффект дает обработка в плазменной струе смеси по-
рошка карбида титана с 5% сажи (табл. 10).
107
chipmaker.ru
Выход сферических частиц карбида составляет около
60%.
Таблица 10
Сфероидизация карбида титана с добавкой сажи
Материал Содержание углерода, % Обезугле- роживание, %
общее свободного связанного
Исходный порошок Сфероидизированный (без до- 19,66 1,38 18,28 —
бавки сажи) Сфероидизированный (с до- 18,78 2,36 16,42 10,18
бавкой сажи) 23,17 3,41 19,76 8,09
Как следует из рассмотренных далее в главе IV зако-
номерностей теплового поведения в плазме порошковых
частиц, процесс сфероидизации проходит тем хуже, чем
меньше теплопроводность материалов и чем больше раз-
мер частиц. Выбором режима распыления и транспорти-
ровки порошка следует стремиться к обеспечению усло-
вий, при которых весь обрабатываемый материал прохо-
дил бы через центральные участки струи.
При распылении порошков тугоплавких материалов
плазменной струей часто наблюдается налипание мате-
риала на внутреннюю поверхность канала сопла плазмат-
рона и образование настылей [102]. На рис. 54 схемати-
чески показан механизм образования настыли. В дуговом
плазматроне обычной конструкции, состоящем из воль-
фрамового катода 1 и медного сопла — анода 2, порошок
подается транспортирующим газом по каналу 3 под углом
90° к оси плазменной струи 4; частицы порошка до выхо-
да в канал сопла разгоняются транспортирующим газом.
При малом запасе кинетической энергии частицы газов
в канал сопла под воздействием плазменной струи движут-
ся по траектории б, не достигая противоположной стенки
канала. Если же частицы имеют достаточную кинетиче-
скую энергию, чтобы пройти плазменную струю, то дви-
жение их происходит по траектории а, и на противополож-
ной стенке канала сопла образуется настыль 5. По мере
нарастания внешние слои настыли плавятся и распыляют-
ся плазменной струей в виде крупных капель 6, т. е. про-
цесс порошкового распыления заменяется распылением
материала из состояния связанного тела. Это явление,
108
нежелательное, например, при напылении покрытий (так
как появление крупных частиц отрицательно сказывается
на качестве поверхности и других характеристиках по-
крытия), можно использовать для получения крупного
сферического порошка из мелкого исходного.
Приняв, что режим обтекания капель стоксовский,
и интегрируя уравнение Стокса при конечных условиях,
Рис. 54. Схема образования настыли:
1 — катод плазмотрона; 2—сопло — анод; 3—ка-
нал подачи порошка; 4 — плазменная струя;
.5—настыль; 6 — продукты распыления настыля;
ау б — траектории движения частиц
соответствующих реальному процессу распыления мелко-
го порошка окиси алюминия в азотной плазме, авторы
[102] получили уравнение, позволяющее рассчитать соот-
ношение времени, необходимого для прохождения части-
цей расстояния от входа в канал сопла до противополож-
ной стенки (4), и времени, необходимого частице для дости-
жения среза сопла (4):
-1,81g (29)
где г — радиус частицы, мкм;
Q — расход газа, м3/сек.
Кинетическим условием образования настыли является
Ю9
chipmaker.ru
При /2 > t-i частица выходит из канала сопла, не до-
стигнув противоположной стенки и настыль не образуется.
Таким образом, условия образования настыли при
данной конструкции плазмотрона определяются размером
частиц исходного материала и расходом транспортирую-
щего газа. На рис. 55 эта зависимость изображена графи-
Рис. 55. Склонность к образова-
нию настыли для частиц размером
10 (/), 20 (2), 40 (5) н 60 (4) мкм
чески. Кривые-^- =/ (Q) рас-
считаны для частиц разме-
ром 10, 20, 40 и 60 мкм.
Экспериментальная про-
верка [ 102] подтвердила воз-
можность использования ура-
внения (29) для оценки воз-
можности образования на-
стыли.
Сфероидизация порошков
в безэлектродных
плазмотронах
Для сфероидизации мате-
риалов могут быть использо-
ваны также и высокочастот-
ные плазматроны.
В. И. Лекомский и Г. А.
Мельник [103] предлагают
применять для сфероидиза-
ции окиси алюминия ВЧ-плаз-
матрон, представленный на рис. 56. Он состоит из водо-
охлаждаемой кварцевой трубки 1 диаметром 20—30 мм,
индуктора 2 из медной трубки наружным диаметром 6 мм
(5—7 витков), металлической головки 3 с двумя тангенци-
альными вводами газа и водоохлаждаемого капилляра 4,
изготовленного из меди или нержавеющей стали и пред-
назначенного для подачи в плазму порошка.
Питание плазмотрона осуществлялось от ВЧ-генера-
тора отечественного производства, работа велась на час-
тоте 10—14 Мгц. Расход аргона при рабочих режимах
составлял 5 л/мин, мощность плазменного разряда 6—
8 кет.
Опыты показали, что сфероидизация окиси алюминия
в аргоновой ВЧ-плазме со средним теплосодержанием
но
4—5 ккал/г эффективна при скорости подачи порошка
до 10 г/мин. Сфероидизация уловленного порошка состав-
ляла 95—97%. Успех работы установки в целом во многом
зависел от качества работы порошкового питателя. Неста-
бильность его работы вызывала срыв плазменного разря-
да и попадание непроплавленного
Известные питатели удовлетво-
рительно подают порошок круп-
нее 30 Мкм [103].
Для генерирования плазмы
различных газов (водорода, азота,
кислорода и т. д.) необходим ге-
нератор, позволяющий варьиро-
вать отдачу мощности в индук-
тор при постоянной частоте коле-
баний и, наоборот, изменять час-
тоты при постоянной мощности,
выделяемой в индукторе.
В работе [51] сообщается о
разработке ВЧ-установок для
плазменной сфероидизации поро-
шков тугоплавких металлов, окис-
лов карбидов и других соедине-
ний. Для сфероидизации частиц
выбран кольцевой;; ; ВЧ-разряд,
внутренняя центральная зона ко-
торого нагрета до меньшей тем-
пературы, чем периферийные об-
ласти разряда. При этом типе
разряда легко ввести обрабатывае-
мый порошок в центральную зо-
порошка в приемник.
Рис. 56. ВЧ — плазмотрон
для сфероидизации порош-
ков
ну плазменной струи.
Обработка порошка в чистой плазме позволяет не толь-
ко округлить, но и очистить его от посторонних приме-
сей; например, при сфероидизации порошка окиси алю-
миния наблюдается некоторое снижение содержания окис-
лов натрия, железа, магния.
Большой интерес вызывает сообщение [51] о возмож-
ности получения ультрадисперсных металлических и не-
металлических порошков путем испарения в плазменной
струе исходных стандартных порошков с последующей их
конденсацией в затопленных струях газа. Таким способом
были получены мелкодисперсные порошки вольфрама,
Ш
chipmaker.ru
молибдена, титана, никеля, алюминия, двуокиси цирко-
ния.
Электронномикроскопические исследования показали,
что размер частиц составляет сотни — тысячи ангстрем.
Порошки имеют сферическую форму, обладают весьма
высокой удельной поверхностью и химически очень ак-
тивны.
В высокочастотной плазме, характеризующейся низки-
ми скоростями движения газа, время нахождения частиц
порошка в высокотемпературной зоне значительно выше,
чем при аналогичной обработке их в дуговой плазменной
струе (табл. 11) [104].
Таблица 11
Время нахождения частицы в высокотемпературной зоне
дугового и высокочастотного плазменного генератора
Тип плазменного генератора Длина струи, мм Скорость частиц, м/сек Время нахождения частицы в струе, м/сек
Дуговой односекционный . . . 50 100 0,5
Дуговой многосекционный . . . 100 25 4
Высокочастотный 300 3 100
Это не только существенно повышает эффективность
процесса сфероидизации, но и обеспечивает возможность
округления частиц размером до 600—800 мкм.
Производительность процесса сфероидизации в ВЧ-
плазменном разряде составляет 1,5—2 кг/ч окиси алюми-
ния с размером частиц 63—100 мкм при мощности уста-
новки 6,5 кет.
Глава IV
ПЛАЗМЕННОЕ НАПЫЛЕНИЕ
ИСТОРИЯ РАЗВИТИЯ ПРОЦЕССА, ЕГО ПРЕИМУЩЕСТВА
Сопоставление различных способов нанесения покрытий
на конструкционные материалы показывает [27], что наи-
более универсальными методами нанесения защитных по-
крытий на листовые материалы, детали больших разме-
ров и изделия сложной формы являются методы «напы-
ления распылением». Основоположником этого метода яв-
ляется М. В. Шооп, предложивший в 1915 г. конструк-
цию металлизатора, использующего пламя ацетилено-кис-
лородной горелки для оплавления проволоки и направле-
ния ее в виде струи расплавленных частиц на покрывае-
мую деталь* 1. Через некоторое время была предпринята
попытка использовать этот процесс для распыления окис-
лов2, однако технические трудности и отсутствие потреб-
ности в таких покрытиях в те годы затормозили развитие
процесса напыления тугоплавких керамических покрытий
до 50-х годов, когда требования, предъявляемые к авиа-
ционным материалам, заставили искать принципиально
новые решения. К этому же времени относятся интенсив-
ные исследования процессов газопламенного распыле-
ния и создание многочисленных систем для нанесения
этим способом тугоплавких покрытий (главным образом
окисных) [41]. Некоторые из этих систем («Рокид», «Нор-
тон», «Термоспрей») позволяли существенно улучшить ха-
рактеристики процесса, расширить его возможности.
Однако в пламени кислородно-ацетиленовой горелки при
температуре около 3000 °C процесс горения, протекаю-
щий с образованием углекислого газа и воды, сопровож-
дается эндотермическими реакциями диссоциации [25].
* Патент (США) К» 1128058, 9/П 1915.
1 Патент (США) № 1268330, 28/V 1918.
113
sr.ru
Это ограничивает дальнейший рост температуры пла-
мени, не достигающей температур плавления ряда мате-
риалов. Кроме того, обязательное содержание кислорода
в струе газа резко сужает круг напыляемых материалов,
исключая из него карбиды, бориды, нитриды и силициды,
не сохраняющие своих свойств после прохождения через
окислительную среду с такой высокой температурой.
Вследствие этого возникла необходимость в разработке
процессов напыления с более широкими возможностями.
Такими процессами являются:
а) процесс детонационного напыления, позволяющий
сообщить напыляемой частице гиперзвуковую скорость
и получать покрытия из карбида вольфрама и окиси алю-
миния с плотностью 98%;
б) процесс плазменного напыления; этот процесс был
применен для создания покрытий лишь после создания
конструкций стабильно работающих плазматронов.
Рассмотренные в главе I свойства плазменной струи
и конструкции плазматронов позволяют сделать вывод
о том, что этот уникальный инструмент удобен для нане-
сения распылением покрытий из материалов, в которых
нуждается техника экстремальных параметров.
ОСНОВЫ ПРОЦЕССА «НАПЫЛЕНИЯ РАСПЫЛЕНИЕМ»
Общие положения
Существующие процессы нанесения покрытий методом
распыления могут быть разделены на две категории, в за-
висимости от физического состояния используемых мате-
риалов:
I) порошковый процесс;
2) распыление из состояния связанного тела.
При порошковом процессе частицы порошка нагре-
ваются в пламени до пластического состояния и относятся
струей газа на поверхность покрываемой детали; отдель-
ные частицы, составляющие металлизационную струю,
затвердевают так быстро, достигая поверхности детали,
что подложка нагревается незначительно.
Распыление из состояния связанного тела отличается
от порошкового процесса тем, что напыляемый материал
в виде проволоки или прутка подается в высокотемпера-
турное пламя, где ее конец плавится, расплавленный ма-
114
терйал размельчается быстро текущим газом и получен*
ная струя относится к подложке.
Такая система позволяет использовать очень короткое
пламя, так как лишь конец проволоки должен быть рас-
плавлен для образования струи расплавленного материа-
ла. При проволочном процессе электроды горелки рабо-
тают в менее жестких условиях, можно надежно контро-
лировать подачу распыляемого материала в плазму и в
то же время условия нагрева этого материала более бла-
гоприятны (время нагрева не ограничено скоростью час-
тиц и длиной струи). С другой стороны, некоторые мате-
риалы, которые применяют для плазменного распыления,
не могут быть получены в виде проволоки или прутка —
например карбиды, бориды, силициды и отчасти окислы.
Это обстоятельство вынуждает применять и порошковый
процесс. Преимуществом порошкового процесса является
более мелкозернистое строение покрытия и большая чисто-
та поверхности, благодаря меньшему размеру напыляе-
мых частиц.
Процесс напыления покрытий из тугоплавких материа-
лов при помощи плазменной струи складывается из сле-
дующих стадий.
1. Распыляемый материал подается в плазменную
струю. При порошковом процессе частицы подхватывают-
ся в бункере транспортирующим газом и вводятся пото-
ком этого газа в канал сопла плазмотрона. При проволоч-
ном или прутковом процессе материал подается с постоян-
ной скоростью двигателем в плазменную струю, при этом
пруток может находиться под напряжением (обычно он
является анодом плазмотрона) или быть нейтральным.
2. На второй стадии распыления частицы, в случае
порошкового процесса, разгоняются струей плазмы до
высокой скорости и одновременно нагреваются до темпе-
ратуры плавления или размягчения, находясь в потоке
плазмы; в случае пруткового процесса на этой стадии
конец прутка, введенный в струю плазмы, разогревается
до температуры плавления, после чего распыляется стру-
ей газа.
Проходя через плазменную струю, капли распыляемо-
го материала несколько перегреваются.
3. Разогретые частицы выходят из плазменной струи,
окружающая среда тормозит их, охлаждает и в результа-
те химического взаимодействия изменяет состав напыляе-
8*
115
chipmaker.ru
мого материала (в небольшой степени состав может изме-
няться уже на второй стадии).
4. Частицы встречают напыляемую поверхность, тор-
мозятся, растекаются и сцепляются с этой поверхностью
и друг с другом, образуя покрытие, формируются свойства
покрытия.
5. Покрытие охлаждается до температуры окружаю-
щей среды, приобретая свои конечные характеристики.
Рассмотрим подробнее каждую стадию с целью выяс-
нения возможностей плазменного напыления и формули-
рования требований к исходным материалам и техноло-
гическому оборудованию.
Транспортировка напыляемого материала
в плазменную струю и формирование
металлизационной струи
При распылении из состояния связанного тела прово-
лока или пруток подаются в плазменную струю либо на
срезе сопла в месте выхода плазменной струи из плазма-
трона, либо через полый внутренний электрод. В последнем
случае рекомендуется изменить обычную полярность, т. е.
сделать сопло катодом — это увеличивает его долговеч-
ность [15]. Проволока подается приводом постоянного тока
при помощи фрикционных роликов; в некоторых случаях
механизм подачи проволоки включает в себя приспособле-
ние для ее выравнивания [16]. Обычно для плазменного
напыления по схеме проволока — анод используют про-
волоку диаметром 0,8—2 мм, подавая ее со скоростью
100—400 м[ч. При напылении по схеме «нейтральная про-
волока» процесс нагрева проходит менее интенсивно,
вследствие чего рекомендуемый диаметр проволоки сни-
жается до 0,5—1 мм, а скорость ее подачи — до 20—
80 м]ч.
Распыление керамических прутков можно осуществлять
только по схеме «нейтральная проволока»; при этом вслед-
ствие малой теплопроводности керамики рекомендуется
придерживаться нижних пределов диаметра прутка и ско-
рости его движения.
В работе [105] при помощи скоростной киносъемки
исследован процесс образования и переноса частиц при
плазменном распылении проволоки вольфрама, молибде-
на, титана диаметром 1 мм.
116
Рис. 57. Схема переноса частиц
при напылении:
а — мелкокапельное плавление;
б — крупнокапельное плавле-
ние; 1 — затопленная струя;
2 — граница струи; 3 — затор-
моженная струя; 4 — конус пе-
реноса частиц
При недостаточной скорости подачи проволоки или
значительном отклонении ее от оси плазменной струи
(рис. 57) на торце проволоки образуются крупные капли
(0,6—1 мм). Распыление и перенос их происходят глав-
ным образом по зоне заторможенного газового потока и в
воздухе. Скорость движения таких частиц невелика и
покрытие формируется в неблагоприятных условиях; на-
пыленный металл имеет крупнозернистое строение и низ-
кую прочность (0,8—1 кГ/мм?
для молибдена).
При оптимальной скорости
подачи проволоки в центр
плазменной струи наблюдает-
ся струйное стекание расплав-
ленного металла с торца прово-
локи. При этом формируются
более мелкие частицы расплав-
ленного металла примерно оди-
наковой величины. Получая
ускорение на значительном уча-
стке струи, частицы приобрета-
ют высокую инерционность, до-
статочную для образования
концентрированного потока,
располагающегося внутри за-
торможенной струи; скорость
движения таких частиц максимальна. Напыленный ме-
талл имеет мелкозернистое строение, прочность его соста-
вляет 4,5—5 кГ/мм? (для молибдена).
Транспортные свойства порошкообразных материалов
определяются размером и формой частиц. Порошок, удоб-
ный для плазменного напыления, должен легко взвеши-
ваться в газовом потоке, не создавать «пробок» и заторов
при движении в транспортных трубопроводах, а главное
порошкообразные материалы должны равномерно пода-
ваться в плазменную струю.
Этот комплекс свойств можно ориентировочно оценить
при помощи обычных в порошковой металлургии испыта-
ний на текучесть. Однако, как неоднократно отмечалось
в литературе [60, 1061, на основании этих данных нельзя
точно предсказать транспортные свойства порошка. В
настоящее время их определяют только опробованием
способности к распылению на работающем плазмотроне.
117
Считается установленным [2, 107, 108, 60, 106}, что
частицы порошка должны иметь сферическую или близ-
кую к ней форму и ограниченные как можно более узкими
пределами размеры. Хорошими транспортными свойства-
ми обычно обладают сухие порошки с размерами частиц
20—100 мкм-, более мелкие порошки транспортируются
неудовлетворительно. Наличие на частицах адсорбирован-
ной влаги также резко ухудшает их транспортируемость.
.Есть сообщение об улучшении текучести мелкого порош-
Рис. 58. Зависимость скорости нанесе-
ния покрытия из карбида титана и кар-
бида тантала от расхода транспорти-
рующего газа
плотчость TiC _
плотность TiC
ка гранулированием
его на органической
связке, выгорающей
при напылении [109].
Подача порошка в
горелку осуществляет-
ся потоком транспор-
тирующего газа; его
расход обычно поддер-
живают в пределах
0,15—0,25 я?[ч. Превы-
шение этой величины
приводит к «захолажи-
ванию» плазменной
струи, снижению ско-
рости напыления (про-
изводительности), ухуд-
шению условий нагрева частиц в плазменной струе
(рис. 58). Значительное увеличение расхода плазмообра-
зующего газа может вызвать образование «настыли» на
стенке сопла, что приведет к появлению в струе распыла
крупных капель и ухудшению качества покрытия [102],
(условия образования таких «настылей» рассмотрены в
главе III).
Расход порошка обычно поддерживается в пределах
10—30 г/мин [14].
Следует отметить, что существующие в настоящее вре-
мя порошковые питатели не обладают достаточной ста-
бильностью работы, особенно при подаче мелких порош-
ков.
Ввод распыляемого порошка в плазматрон осущест-
вляется в области канала сопла. Практика показывает, что
эффективность процесса напыления в значительной сте-
пени зависит от места ввода порошка в канал сопла.
118
Петров и Моренов [26] проанализировали процессы,
протекающие в плазменной горелке с точки зрения выбора
наиболее рационального места ввода порошка. Так, ввод
порошка на начальном участке сопла, занимающем об-
ласть от катода до анодного пятна на сопле, нерационален.
Вероятность проникновения порошка в этом случае внутрь
столба сжатой дуги незначительна — велико отталкиваю-
щее действие столба, поскольку поток газа имеет очень
большую скорость. Кроме того, холодный газ, транспор-
тирующий порошок, попадая в область столба дуги, рас-
ширяется и тем создает дополнительное препятствие для
проникновения порошка внутрь струи.
За анодным пятном интенсифицируются процессы ней-
трализации и рекомбинации в потоке ионизированного
газа. Длина этого участка практически равна длине све-
тящейся части плазменной струи. На участке сопла после
анодного пятна выравнивается температура газа по сече-
нию движущейся струи, причем струя плазмы на этом
участке менее отшнурована и ею занята большая часть
сечения сопла.
Ввод порошка на этом участке интенсифицирует про-
цесс рекомбинации в плазме; благодаря повышенной тепло-
проводности газов в областях температур рекомбинации
на этом участке канала сопла весьма интенсивно проте-
кает процесс теплопередачи от высокотемпературной плаз-
менной струи к сравнительно холодному порошку.
Таким образом, в работе [26] рекомендуется вводить
порошок ниже анодного пятна.
Л. Н. Усов и А. И. Борисенко 127] приводят пример
конструкции плазматрона, в котором порошок подается
именно таким способом — через отверстие диаметром 2 мм,
расположенное на расстоянии 4 мм от среза сопла, под
углом 85° навстречу потоку плазмообразующего газа.
С другой стороны, при вводе порошка выше крити-
ческого (анодного) пятна увеличивается время пребыва-
ния порошка в плазме, а следовательно, улучшается ка-
чество покрытия и снижается необходимая мощность
плазматронов. Вопрос о наиболее рациональном месте
ввода порошка в плазму нуждается в дополнительных ис-
следованиях.
Следует заметить, что число отверстий для ввода порош-
ка в горелку может быть доведено до четырех, что позво-
ляет одновременно вводить различные материалы в плаз-
119
chipmaker.ru
менную струю, повышает равномерность распределения
порошка в струе, уменьшает вероятность смещения оси
струи распыляемого материала от оси горелки.
Распределение частиц напыляемого порошка в конусе
переноса может быть оценено по виду «металлизационной
фигуры»— покрытия, сформированного при напылении
неподвижной горелкой на неподвижную подложку [1101.
Эта характеристика важна как для понимания физи-
ческих процессов, протекающих при нанесении покры-
Расстояние от оси горелки,мм
Рис. 59. Металлизацией на я фигура при
плазменном напылении
тия, так и для практических целей — выбора шага напы-
ления, создания покрытия равномерной толщины. Рас-
пределение напыляемых частиц по пятну напыления под-
чиняется закону нормального распределения Гаусса
(рис. 59). На этом рисунке по оси ординат отложена отно-
сительная интенсивность напыления I, т. е. показано пят-
но напыления в поперечном сечении (сверху оно имеет
форму окружности).
В работе [111] предложено характеризовать такие кри-
вые уравнением
г2
/=-7-А_=ер\ (30)
где /гтах и h — высота слоя, полученного в центре пятна
напыления и на расстоянии г от центра;
р — радиус рассеивания, мм.
120
Величина р может быть определена (по условию нор-
мального распределения) как расстояние от оси пятна
напыления до точки, в которой относительная интенсив-
ность напыления составляет 0,368.
Использование понятия «радиус рассеивания» упро-
щает математическое описание характера распределения
напыляемого материала. Кроме того, величина р является
характеристикой данного технологического процесса.
Так, автор уже упомянутой работы 1111], показал,
что увеличение неравномерности толщины напыленного
слоя при росте шага между параллельными напыленными
полосами определяется радиусом рассеивания.
Ниже показано изменение неравномерности толщины
напыляемого слоя в зависимости от шага напыления:
Шаг между параллельными
полосами напыления, мм
0,8
1,2
1,6
2,0
2,4
Неравномерность толщины
напыляемого слоя, %
0,00 ,
0,42
8,13
29,00
52,91
Рекомендуемые значения шага с этой точки зрения
составят 1,2—1,3р при ручном напылении и 1,4 р при авто-
матическом движении горелки или напыляемого изделия;
Ток дуги, а
Рис. 60. Влияние тока дуги на радиус рассеи-
вания при плазменном напыленнн карбида цир-
кония и карбида ниобия при углублении катода в
канал сопла на 17 мм (/) н 28 мм (2)
при этом неравномерность толщины покрытия не превы-
сит 3%.
В работе [ПО] было исследовано влияние некоторых
технологических параметров плазменного напыления кар-
121
chipmaker.ru
бидов циркония и ниобия в аргоно-водородной плазме
на радиус рассеивания (рис. 60). Рост радиуса рассеива-
ния при увеличении тока дуги может быть объяснен улуч-
шением условий нагрева напыляемых частиц в плазмен-
ной струе большей мощности, в результате чего увеличи-
вается число частиц на периферии струи, имеющих тем-
пературу, достаточную для формирования покрытия. Та-
кое мнение подтверждается известным фактом роста коэф-
фициента использования порошка при напылении с рос-
том мощности плазменной струи [27].
При использовании для напыления системы с мень-
шим углублением катода в канал сопла радиус рассеива-
ния резко возрастает; объяснить это можно также улуч-
шением условий нагрева напыляемых частиц при введе-
нии их в более горячую часть плазменной струи.
При распылении проволоки распределение частиц в
конусе переноса носит аналогичный характер 1117], одна-
ко конкретные величины радиуса рассеивания для этого
случая в литературе отсутствуют.
Температура и скорость частиц
при плазменном распылении
Условия нагрева порошка в плазменной струе рас-
смотрены в главе 1. В связи с этим ограничимся обсужде-
нием процесса остывания нагретых до плавления частиц
после выхода из плазменной струи.
При проволочном процессе капля не оставляет конец
прутка до полного расплавления. В этом случае удобно
экспериментально наблюдать изменение температуры при
полете частицы. В работе [113] определяли температуры
частиц при распылении вольфрамовой и молибденовой
проволоки (рис. 61). Как видно из приведенных данных,
при полете капли происходит ее перегрев во время пребы-
вания в струе плазмы, остывание до’температуры плавле-
ния, задержка падения температуры в период затвердева-
ния и, наконец, падение температуры, вызванное охлаж-
дающим воздействием окружающей среды.
Д. Мор [114] проводил наблюдения над плавлением и
затвердеванием распыленной окиси алюминия. Осажде-
ние проводилось на предметном стекле, удаленном на раз-
личное расстояние от горелки. При расстоянии полета
50 мм частицы оплавляются только снаружи, при расстоя-
122
нии 100 мм расплавляются полностью, а при расстоянии
150 мм имеют жидкое ядро, но твердую оболочку. Полное
застывание частиц наблюдалось при расстоянии полета
356 мм.
В работе [115] металлографическим анализом установ-
лено, что при напылении вольфрамового порошка при
расстоянии 100 мм от горелки пластичность распыляемого
материала достигает максимума. Большинство ударив-
шихся об основу частиц деформировались в плоские, почти
круглые диски и имели достаточную текучесть, чтобы
огибать ранее осевшие частицы. Температура их была
Рис. 61. Изменение средиемассовой температуры Т и приращения энтальпии
АН — Н? — //два частиц молибдена (а) и вольфрама (б) по мере нх удаления
от торца распыляемой проволоки
близка к температуре плавления, что явствует также из
относительно малого числа выемок, сделанных ими на по-
верхности основания. При увеличении расстояния от го-
релки число и размер ям увеличиваются, растет число
недеформировавшихся при ударе о поверхность частиц,
а в деформировавшихся наблюдаются трещины, что сви-
детельствует об уменьшении их пластичности.
Таким образом, приведенные данные по изменению
температуры частицы в процессе напыления показывают,
что существует оптимальное расстояние от плазматрона,
при котором напыляемые частицы находятся в полностью
расплавленном состоянии, что благоприятно для форми-
рования покрытия.
В момент ввода порошкообразной частицы в плазмен-
ную струю или отрыва расплавленной капли от проволоки
ее скорость относительно стенок канала сопла равна ну-
лю, а относительно потока плазмы — скорости плазмо-
образующего газа. Под действием газового давления час-
chipmaker.ru
тица перемещается в направлении плазменного потока
с возрастающей скоростью, в то время как скорость плаз-
менной струи снижается
Рис. 62. Изменение скорости
самых быстрых (/) и самых
медленных (2) частиц по ме-
ре удаления от торца распы-
ляемой проволоки
вследствие ее охлаждения и со-
противления окружающей сре-
ды. На некотором расстоянии
от сопла плазмотрона скорости
полета частиц напыляемого ма-
териала и плазменного потока
одинаковы, затем, вследствие
быстрого торможения газового
потока и большой инерции на-
пыляемых частиц, его скорость
становится ниже, чем частиц.
В. В. Кудинов [113] изучал
изменение скорости полета ча-
стиц вольфрама, распыленных
из состояния связанного тела
(рис. 62); максимум скорости
за пределами плазменной
струи связан с инерцией частиц. Таким образом, с
точки зрения изменения скорости также существует опти-
мальное расстояние напыления, когда скорость еще доста-
Рис. 63. Зависимость скорости потока рас-
пыленных частиц от величины тока дуги
при металлизации вольфрамовой проволо-
кой (расход аргона 32 л!мин)
точно велика, а расстояние от горелки позволяет избежать
перегрева основы. Автор работы (116] считает это расстоя-
ние равным 150 мм, такое же мнение об оптимальном рас-
стоянии напыления [100—150 мм] высказано в работах
1117, 118, 119, 109, 106].
Петров и Моренов [ 120] исследовали скорость частиц
при плазменном напылении методом скоростной киносъем-
ки в режимах кадровой и непрерывной развертки. Первый
метод оказался менее точен, так как он позволил получить
124
усредненные и заниженные данные [рис. 63] для распыле-
ния вольфрамовой проволоки. Увеличение скорости час-
тиц с ростом тока дуги было объяснено уменьшением раз-
мера частиц и ростом скорости плазменной струи.
Применение второго метода позволило получить более
точные данные о влиянии на скорость частиц при порош-
ковом процессе расстояния, размера частиц и состава
плазмообразующего газа (рис. 64).
Этим же методом установлено, что увеличение энталь-
пии плазменной струи (замена аргона азотом в качестве
плазмообразующего газа)
приводит к росту скоро-
сти распыляемых частиц.
Кроме того, более круп-
ные частицы имеют при
выходе из плазмы мень-
шую скорость однако те-
ряют ее медленней.
Маттингом [121] было
изучено влияние на ско-
рость частиц плотности
распыляемого материала,
мощности дуги, рода плаз-
мообразующего газа и
диаметра сопла. Уста-
Рис. 64. Скорость частиц при плаз-
менном распылении вольфрама (/)
и окиси алюминия (2)
новлено, что плотность материала влияет аналогично раз-
меру частиц; рост скорости при увеличении мощности:
в дуге обусловлен возрастанием при этом температуры и-
скорости плазмы. Увеличение диаметра сопла и переход,
от конического к цилиндрическому соплу вызывает неко-
торое снижение скорости струи, что, очевидно, связано»
с ухудшением условий формирования плазменного шну-
ра.
Таким образом, скорость частиц напыляемого материа-
ла, играющая важную роль при формировании покры-
тия, может быть выбрана и отрегулирована в довольно
широком диапазоне путем подбора соответствующих тех-
нологических параметров процесса.
Химические и структурные изменения
в продуктах распыления
При полете частицы, разогретые до высоких темпера-
тур, взаимодействуют с окружающей средой. Это приво-
125
chipmaker.ru
дит к окислению напыляемого материала, его обезуглеро-
живанию, иногда азотированию. К сожалению, действие
защитной атмосферы из плазмообразующего газа ограни-
чено очень малыми расстояниями [16].
На рис. 65 [118] показано изменение газового состава
плазменной струи с увеличением расстояния от горелки.
Как видно из рисунка, с ростом дистанции напыления
растет и содержание кислорода в струе и на расстоянии
80—100 мм (наиболее часто используемом для напыления)
оно практически равно содержанию кислорода в воздухе.
О 20 60 60 80 100 120 /40
Расстояние от горелки, мм
Рис. 65. Изменение состава газа по мере удале-
ния от горелки:
1 — аргон; 2 — кислород; 3 — содержание кис-
лорода в воздухе
Значительные удельные мощности плазменной струи
предполагают развитие процессов, связанных как с чисто
термическим, так и химическим воздействием ее на обра-
батываемое вещество. В частности, здесь речь может идти
не только об агрегатных превращениях материала, но в
ряде случаев и о диссоциации сложных соединений на
простые компоненты.
Тугоплавкие металлы меньше других распыляемых ма-
териалов склонны к изменению состава при распылении,
что, очевидно, связано с летучестью их окислов.
Некоторые исследователи [60, 122] считают, что напы-
ление в защитной атмосфере позволяет полностью избе-
жать окисления такого металла, как вольфрам, и тем са-
мым улучшить качество покрытия. На рис. 66 [60] при-
ведены микрофотографии покрытия из вольфрама, напы-
ленного на воздухе и в бескислородной атмосфере. Ясно
126
Рис. 66. Микроструктура плазменного покрытия из вольфра-
ма после напыления в открытой струе (а) и в контролируемой
атмосфере (6)
видно различие в содержании окислов по границам частиц
(темные области).
Мэш [126] исследовал влияние напыления на содержа-
ние кислорода в вольфраме. Если до напыления в порош-
ке было 0,019% кислорода, то после напыления в аргоне
его стало 0,044%, а в атмосфере аргон +5% водорода
127
chipmaker.ru
0,0078%. Аналогичные закономерности обнаружены Ле-
венштейном [16].
В обзоре [60] показано, что покрытие типа А1 — A1N
и А1 — А12О3 можно готовить пропусканием алюминиево-
го порошка через плазму с большим парциальным давле-
нием азота и кислорода.
Таким образом, взаимодействие металла с окружаю-
щей средой при напылении можно использовать для соз-
дания керметных покрытий (типа САП).
Тем не менее, важной задачей при напылении туго-
плавких соединений является сохранение в покрытии
свойств исходного материала, что в первую очередь
определяется сохранением химического и фазового
состава.
Рентгеноструктурный анализ показал наличие в по-
крытиях из ТаС и HfC более чем одной фазы — Hf(C, N),
НЮ2 и Hf в покрытии из порошка карбида гафния и Та2С
и Та — в покрытии из порошка карбида тантала (напы-
ление производилось в воздухе) [16]. Очевидно, что имело
место разложение карбидов при полете. Это подтверждает-
ся химическим анализом покрытий (табл. 12). Образова-
ние металла и окисла в покрытии из ТаС наблюдалось так-
же автором работы [109], причем количество разложив-
шегося карбида в покрытии росло с увеличением дистан-
ции напыления.
По данным работы [122], для получения покрытия из
карбида титана состава, близкого к стехиометрическому,
напыление следует вести в атмосфере, содержащей не бо-
лее 0,1% О2; для карбида тантала и этого содержания
кислорода достаточно для выгорания 12% С (см. табл. 12).
В. Бжосовским [2, с. 525] описано напыление карбида
вольфрама на воздухе. Хотя авторы не приводят хими-
ческого состава покрытия после напыления, об обезугле-
роживании карбида вольфрама можно судить по величине
микротвердости покрытия, составившей 578—890 кг!мм\
в то время как микротвердость карбида вольфрама 1780 ±
± 44 кг!мм? [125].
В работе [106] и патенте Кюглера* также сообщается
о выгорании углерода при напылении карбидов и предла-
гается вводить в состав плазмообразующих газов угле-
родсодержащие добавки (например, метан).
• Патент (США), № 3077647, 19/XI 1963.
128
Рядом авторов [101, 126, 127] в последние годы выпол-
нены более подробные исследования химических и струк-
турных изменений, происходящих в тугоплавких карби-
дах при плазменном распылении.
На рис. 67 показано влияние среднего размера частиц
на состав покрытий при распылении в открытой струе
[127], с уменьшением размера частиц интенсифицируется
процесс окисления карбида, сопровождающийся выгора-
нием углерода, причем интересно отметить, что содержа-
ние свободного углерода во всех фракциях после распы-
Рис. 67. Влияние размера частиц на состав продуктов распы-
ления карбида циркония:
1 — коэффициент выгорания углерода; 2 — содержание метал-
ла; 3 — период решетки распыленного карбида
ления составляет 0,39—0,45%. Объяснить этот факт мож-
но следующим образом. Свободный углерод (в форме са-
жи) и частицы карбида представляют собой механическую
смесь; окисление и выгорание каждой из составляющих
этой смеси определяется процессами нагрева частиц кар-
бида и сажи. При изменении дисперсности карбида вели-
чина частиц сажи остается приблизительно постоянной,
так как она определяется технологическими параметрами
процесса изготовления карбида. Это постоянство разме-
ров частиц сажи определяет одинаковую интенсивность
нагрева ее при прохождении через плазменную струю
порошкообразного карбида с различной величиной час-
тиц, в результате чего количество свободного углерода
в продуктах распыления не зависит от размера частиц
карбида.
129
chipmaker.ru
Таблица 12
Влияние условий напыления на химический состав покрытия
Соеди- нение Дистанция напыления, мм Химический состав, % Литера- турный источник
исходный материал после напыления на воздухе после напыле- ния в среде с 1% О2 после напыле- ния в среде с 0,1% О2
о2 с с N2 О2 с О2 с О2
TiC 51—76 0,9 21,5 11 5,04 157]
TiC 51—76 0,25 20,0 14,1 —. 7,00 — — —. — 154]
TiC 51—76 0,25 20,7 — —- —. 17,8 2,5 20,5 0,27 154]
ТаС 51—76 0,4 6,23 1,12 0,326 1,96 — — —. — 1128]
ТаС 51—76 0,24 6,4i 6,4; 1,4 — 2,4 — — — ——' 154)
ТаС 51—76 0,7 —. —. — — — 5,6 0,24 154]
ТаС 100 — ' 6,23 4,6 - — — —. — [14]
ТаС 200 — 6,23 1,8 —. —- — .— — — 114]
ТаС 400 — 6,23 0,9 —. — — — -- — 114]
HfC 51—76 — 6,31 2,92 0,858 1,88 — •— —• — 1128]
Неполное выгорание свободного углерода объясняет-
ся, по-видимому, рекристаллизацией (графитизацией) са-
жи при нагреве до высоких температур в плазменной струе;
при этом резко уменьшается ее активность, что и приводит
к выгоранию только 50% свободного углерода. Инте-
ресно отметить, что в приводимых ниже данных по составу
продуктов распыления смеси ZrC + 10% (по массе) сажи
выгорело также около половины свободного углерода
(5,1 % по массе).
Обеднение углеродом карбида циркония при умень-
шении размера частиц, прошедших через плазменную
струю, подтверждается уменьшением постоянной решетки,
причем наблюдается хорошее совпадение с данными рабо-
ты [129] по изменению периода решетки ZrC в области
гомогенности.
Интересно отметить также хорошее совпадение этих
результатов с данными работы [130], в которой отмечалось
падение параметра решетки ZrC при его взаимодействии
с ZrO2. Это свидетельствует о том, что при обеднении угле-
родом карбида полного замещения вакансий в решетке
кислородом не происходит. Таким образом, несмотря на
частичное заполнение пустых мест атомами кислорода
при уменьшении содержания связанного углерода, дефект-
ность решетки карбида растет, а следовательно, умень-
130
шается ее период. Распыление порошка со средним разме-
ром частиц 380 и 240 мкм имеют в своем составе одну фа-
зу — карбид циркония в области гомогенности. В порош-
ке со средним размером частиц 85 мкм появляется неболь-
шое количество ZrO2, в порошке со средним размером час-
тиц 30 мкм увеличивается количество окиси циркония и
появляются линии неизвестной фазы — предположитель-
но оксикарбида циркония.
При уменьшении размера частиц порошка карбида
процесс нагрева его при прохождении через дуговую плаз-
менную струю интенсифицируется и с теплотехнической
точки зрения оптимальным является размер частиц
50 мкм.
Однако распыление такого порошка в открытой струе
приводит к изменению его химического и фазового соста-
ва.
Поскольку обеднение карбида углеродом вызывает не-
желательные изменения свойств покрытий, была пред-
принята попытка ввести дополнительное количество угле-
рода в виде сажи в распыляемый материал. Порошок кар-
бида циркония смешивали с 10% (по массе) сажи в шаро-
вой мельнице в течение 15 ч, после чего гранулировали
на связке из поливинилового спирта и распыляли в арго-
но-водородной плазме. В результате было получено покры-
тие с 13,4% С, однако из них 4,9% — в форме свободного
углерода. Микроструктура покрытия состояла из фаз с
неравномерной твердостью (ни на одном участке твердость
не превысила 1600 кг/мм2), пористость покрытия резко
увеличилась.
Распыление карбидов в атмосфере, содержащей даже
небольшое количество кислорода, приводит к выгоранию
углерода (табл. 12) [101].
Из табл. 12 видно, что с уменьшением размеров частиц,
TiC, как и в случае ZrC, интенсифицируются процессы на-
грева порошка, что приводит, с одной стороны, к увели-
чению степени сфероидизации частиц, а с другой — к
большему выгоранию углерода.
Приведенные данные свидетельствуют о невозмож-
ности получить покрытия из карбидов стехиометрического
состава при распылении в открытой плазменной струе.
В’связи с этим было исследовано влияние содержания
кислорода в газовой среде при напылении на поведение
карбидов циркония и ниобия в плазменной струе [127];
о*
131
chipmaker.ru
Таблица 13
Состав продуктов распыления различных фракций
Размер частиц, мкм Количество сфероидизи- ровавшихся частиц, % Содержание углерода, % (по массе) Коэффициент выгорания углерода, %
общее (19,8)* свободного (0,42*) связанного (19,33)*
1 90 14,59 1,52 13,17 32
2—5 90 19,71 1,53 18,18 5,95
5—10 80 19,90 1,07 18,83 2,60
10—15 50 19,41 0,59 18,82 2,65
* В скобках показано исходное содержание углерода.
исследование проводили на порошке с размерами частиц
30—50 мкм (рис. 68). С увеличением содержания кисло-
рода в газовой среде при напылении интенсифицируется
процесс окисления обоих карбидов, сопровождающийся
падением содержания углерода, металла и соответственно
уменьшением периода кристаллической решетки. Инте-
ресно отметить, что для ZrC наблюдается своеобразное
«насыщение», т. е. независимость коэффициента выгора-
ния углерода от содержания кислорода в камере при кон-
центрации последнего >11%; для карбида ниобия «насы-
щение» отсутствует. Объяснить это можно большей жаро-
стойкостью NbC по сравнению с ZrC [125]. Вследствие
этого при содержании кислорода в камере при напыле-
нии 11,04% из ZrC выгорает 35,2% углерода (как и при
распылении в открытой струе), а из NbC выгорает при
тех же условиях только 18% (при распылении в открытой
струе — 37,5%). Такое мнение подтверждается наличием
«насыщения» при выгорании углерода из карбида воль-
фрама, обладающего еще меньшей жаростойкостью [45]
(рис. 69). По оси ординат на этом графике отложена вели-
чина К — отношение концентрации кислорода в струе
к стехиометрически необходимому по реакции окисления
карбиду вольфрама (в работе [45] кислород и пары водЫ
вводили непосредственно в плазменную струю). Процесс
выгорания углерода из карбида при наличии кислородй
в среде распыления лимитируется, очевидно,диффузией
углерода в материале. Содержание его в продукте [2%;
см. рис. 69], к которому приближается кривая, определяем
132
Рис. 68. Состав продуктов распыления карбидов циркония (а)
и ниобия (б) при различном содержании кислорода в газовой
среде распыления (обозначения те же, что н на рис. 67)
Рис. 69. Зависимость содержания общего углеро-
да в карбиде вольфрама от концентрации окислите-
ля в плазменной струе:
1 — струя с примесью О«; 2 — струя с примесью
Н,О
133
chipmaker.ru
; ся, по-видимому, общими условиями обработки темпера-
турой и временем пребывания частиц в струе, а также их
размерами и физическими свойствами.
Меньшие (по сравнению с чистым кислородом) оки-
слительные свойства водяных паров обусловлены, очевид-
но, как неполным разложением Н2О в плазме, так и реак-
циями синтеза молекул воды при охлаждении струи, кото-
рые ограничивают время окисления карбида.
Период кристаллической решетки карбидов, обладаю-
щих широкой областью гомогенности, находится в прямой
зависимости от содержания связанного углерода, а сле-
довательно, в обратной зависимости от концентрации кис-
лорода в газовой среде при напылении (см. рис. 68).
Фазовым рентгенографическим анализом напыленных
карбидов циркония, ниобия и тантала обнаружена при
содержании кислорода в атмосфере напыления < 11%
одна фаза — карбид в области гомогенности 145, 127).
При увеличении содержания кислорода на дебаеграм-
мах продуктов распыления появились дополнительные
линии. Для ZrC это были линии ZrO2 и оксикарбида,
а для NbC только линии окислов Nb2O5 и NbO2. Эти ре-
зультаты хорошо согласуются с данными работы [131],
в которой было показано, что при взаимодействии ZrC
и ZrO2 образуются оксикарбиды, в то время как взаимодей-
ствие NbC и NbO2 приводит к появлению низших окислов
и металлического ниобия.
Рентгеноструктурный анализ продуктов распыления
карбида титана показал наличие одной фазы Ti(C, ON).
Сравнение интенсивности линий с четными и нечетными
индексами свидетельствует о замещении атомов углерода
в решетке TiC атомами кислорода [101].
Для карбида вольфрама обнаружено появление в про-
дуктах распыления металлического вольфрама и W2C
1101, 45], причем появление последнего связывается с раз-
ложением WC при высоких температурах с выделением
углерода по реакции
2WC = W2C + C.
Металлографическое исследование подтверждает ре-
зультаты рентгеновского анализа. Покрытия из карбидов
цирконияУ'итниобия, полученные напылением в газовой
среде с содержанием кислорода 4,5% и ниже имеют одно-
фазную структуру.
134
В табл. 14 показана микротвердость напыленных кар-
бидов циркония и ниобия.
Таблица 14
Микротвердость напыленных карбидов циркония и ниобия
Карбид Содержание кислорода в среде при напыле- нии, % (объемн.) Микротвер- дость кг/мм2 Примечание
ZrC 23,1 4,42 0,29 1735 ±105 1925+110 2504 ±148 В структуре есть 3 фазы. В структуре одна фаза То же
NbC 11,04 4,42 0,29 2150± 184 1985 ±185 1881 ±152 В структуре имеется 3 фазы В структуре одна фаза То же
Примечание. В случае многофазной структуры приведена мнкротвердость
карбидной составляющей.
Уменьшение микротвердости ZrC с повышением содер*
жания кислорода в камере связано с обеднением карбида
углеродом и хорошо согласуется с литературными дан-
ными [116].
Микротвердость карбидной составляющей NbC повы-
шается с увеличением содержания кислорода в газовой
среде при напылении. Объяснить это можно появлением
низшего карбида ниобия Nb2C, имеющего микротвердость
2123 ± 199 кг!мм2 [125].
На выгорание углерода из карбидов существенное влия-
ние оказывает и тепловая мощность струи. Так, по дан-
ным работы [45] (рис. 70), повышение температуры струи
улучшает условия нагрева частиц при прохождении через
плазму, следствием чего является интенсификация про-
цесса обезуглероживания, особенно для тех материалов,
плавление которых проходит с разложением (WC).
Для выяснения вопроса о предельном составе карби-
да, который можно получить при плазменном напылении,
было проведено напыление в камере после двойной откач-
ки и заполнения ее аргоном, что позволило резко снизить
содержание кислорода в газовой среде при напылении
[127]. Если после однократной откачки и наполнения ка-
меры аргоном содержание в ней кислорода при напылении
составляло 0,29%, то после двукратной откачки и запол-
135
chipmaker.ru
нения аргоном эта величина упала до 0,003%. Содержа-
ние связанного углерода в покрытиях из карбидов при
этом практически не изменилось и составляло 9,45% (по
массе) [44,5% (атомн.)] для NbC и 10,51 % (по массе) [47,1 %
(атомн.)] для ZrC, что соответствует составу фаз NbC0 8
и ZrC0>9.
Объяснением этого явления для карбида ниобия слу-
жит характер его испарения. В работе [132] показано,
что при нагреве до 3175 ° К состав NbC вследствие испа-
рения меняется до NbC0 77, причем наиболее резко состав
4000 5000 Л00 7000 0000
Начальная температура ТГН,°К
Рис. 70. Зависимость степени разложения
карбидов от начальной средиемассовой
температуры Г
изменяется при начальных прогревах, когда потери веса
не превышают 1—2%.
Очевидно, быстрый нагрев частиц карбида^ниобия в
плазменной струе приводит к значительному испарению
углерода и получить карбид с большим содержанием угле-
рода принципиально невозможно. Некоторое превышение
молярного отношения C/Nb, полученное в работе [127] —
0,8, над величиной, приведенной в работе [1321 —0,77,
свидетельствует о неравномерности прогрева частиц при
прохождении через плазменную струю.
При нагреве ZrC испарение не может препятствовать
получению стехиометрического состава, в работе [136]
показано, что при испарении этого соединения его состав
меняется незначительно.
136
Приведенные выше данные согласуются с этим. Содер-
жание связанного углерода в продуктах распыления
незначительно отличается от исходной величины.
Окислы относятся к разряду материалов, наименее
склонных к изменению химического состава при прохож-
дении через плазменную струю. Тем не менее, в работе
[133] отмечается, что продукт распыления азотной плаз-
мой окиси бериллия имеет в своем составе до 15% BeN
в виде сложной решетки Be — О — N.
Кроме химического состава, при прохождении через
плазму может изменяться кристаллическая структура на-
пыляемого материала; это связано с тем, что нагрев и ох-
лаждение происходят очень быстро. Рентгеноструктурный
анализ покрытий из окиси кобальта и хрома показал их
идентичность с исходным материалом [41].
Примером материала, который изменяет кристалли-
ческую решетку при напылении, может служить А12О3
[134,41]. Даже если использовать для распыления а-А12О8,
в покрытии присутствует главным образом у-А12О2.
Эта форма окиси алюминия метастабильная и переходит
в v. на при последующем нагреве по схеме
у-А12О8-------► х-А12О8--------* а-А12О8.
Такое превращение сопровождается изменением плот-
ности от 3,6 до 3,99 г/см3, что неблагоприятно сказывается
на свойствах покрытия. Это вызывает необходимость при-
бегать к так называемой стабилизации структуры. Вве-
дение в окись алюминия двуокиси титана приводит к обра-
зованию в составе покрытия только а-А12О3, в то время
как введение окиси хрома — у-А12О8 [128]. Аналогичная
стабилизация двуокиси циркония производится добавкой
окиси кальция.
Интересное превращение претерпевает при напылении
циркон (ZrO2-SiO2); при нагреве это соединение плавится
инконгруентно, разлагаясь' на' ZrO„ и’SiO2.'r Поскольку
каждый из этих окислов плавится конгруентно, покрытие
имеет состав, не отличающийся от исходного, но содер-
жит две фазы — тонкий кубический ZrO2 в матрице из
циркониевого силиката (стекла) [41].
Таким образом, неудовлетворительно распыляются ма-
териалы, плавящиеся инконгруентно, сублимирующие,
имеющие близкие температуры плавления и диссоциации.
137
chipmaker.ru
Так, в работе [14] указывается, что окись магния пло-
хо поддается распылению, покрытия из нее пористы и пло-
хо сцепляются с основанием, что объясняется небольшим
интервалом между температурами плавления и диссоциа-
ции (210 °C). В условиях высокоинтенсивного поверхност-
ного нагрева в плазменной струе это приводит к тому, что
оплавленный слой на поверхности частицы заметно испа-
ряется (это фиксируется по наличию зеленой верхушки
у плазменной струи).
В работе [124] отмечается, что одной из причин пло-
хой напыляемости нитрида титана также является его
испарение при небольшом перегреве выше температуры
плавления.
Формирование покрытия
Выше рассмотрены процессы, протекающие при полете
напыляемых частиц; для формирования свойств покрытия
Рис. 71. Последовательность
деформации напыляемой части-
цы:
1 — выступ на напыляемой по-
верхности; 2 — клиновое зацеп-
ление; з — анкерное зацепле-
ние: 4—совместная деформация
покрытия и основы
важны также процессы, проте-
кающие при встрече нагретых
и ускоренных частиц с напы-
ляемой поверхностью.
В работе [41] процесс встре-
чи напыляемой частицы с по-
верхностью описывается сле-
дующим образом: покрытие
строится как сумма распылен-
ных частиц, остановленных по-
верхностью и прилипших к ней.
Обычно эти частицы полностью
расплавлены и сферичны по
форме. Когда частицы ударя-
ются о поверхность, они де-
лаются плоскими или чечевице-
образными и застывают. Этот
процесс проиллюстрирован па
рис. 71. Степень сплющивания
зависит от многочисленных
факторов: вязкости жидкости,
ее термических характеристик
(теплоемкости, теплопроводно-
сти, теплоты плавления, перегрева от точки плавления),
скорости частиц, скорости их охлаждения, 'размера, по-
138
верхностного натяжения жидкости и угла смачивания
твердой подложки.
В случае, если напыляемая поверхность находится да-
леко от сопла, частицы могут иметь твердую оболочку и,
вследствие этого, рикошетировать от поверхности [41, 1061;
если частицы имеют жидкую поверхность и твердую серд-
цевину, качество покрытия также ухудшается, так как
нарушается описанная выше схема формирования покры-
тия.
Одним из главных параметров, необходимых для оцен-
ки кинетики протекания химической реакции, является
температура, устанавливающаяся в контакте «жидкая час-
тица — твердая подложка». В работе [1361 приведен метод
оценки этой температуре (Тк) на основе решения задачи
о теплообмене между двумя вводимыми в контакт стерж-
нями, один из которых имеет температуру жидкой капли,
а другой—температуру подложки. Согласно этому рас-
чету
к Ке + Ф(а)
(31)
где КЕ — коэффициент, характеризующий тепловую ак-
тивность частицы по отношению к подложке;
лп г ар
(здесь Хр и Хп соответственно теплопроводность
частицы и подложки, «р и ап — температуро-
проводность частицы и подложки);
ТпЛ — температура плавления материала частиц;
Ф(а) — функция интеграла вероятности.
Температура контакта лежит между температурой под-
ложки и температурой частицы. Можно считать, что Тк
остается постоянной в течение некоторого промежутка
времени, равного длительности кристаллизации частицы,
после чего резко падает. В целом термический цикл в кон-
такте занимает весьма короткое время.
Сцепление покрытий с подложкой
Связь с подложкой покрытий, нанесенных методом
напыления, обусловлена в основном действием сил трех
типов — сил механического зацепления, сил физического
139
chipmaker.ru
взаимодействия типа сил Ван-дер-Ваальса и Сил, возни-
кающих в результате возникновения в отдельных точках
химического взаимодействия между материалом покрытия
и подложки.
Вопрос о природе сил связи между покрытием и осно-
ванием является дискуссионным.
Так, в монографии [137] отмечается, что при металли-
зации стали молиОденом сцепление покрытия с основой
обусловливается микросваркой. Установлено, что при
микротвердости основы 2U0 кг/мм2, а покрытия 518—
600 кг/мм2 микротвердость переходной зоны составляет
700 кг]мм\ причем была обнаружена переходная зона
квазимартенсита.
Аналогичные результаты получены Грифитсом [138],
который и изучал взаимодействие между одной напыляе-
мой частицей и отполированным основанием. Было обна-
ружено, что при напылении одного металла на другой
металлическая связь возможна и зависит она от темпера-
туры подложки, ее теплопроводности и т.п.; связь такого
типа между покрытием и основой обнаружена при напы-
лении вольфрама на сталь.
Причиной образования химической связи является
взаимодействие электронных оболочек атомов.
В случае напыления металла на металл квантовые про-
цессы электронного взаимодействия в основном сводятся
к коллективизации «валентных» электронов, построению
общей решетки [143, 87]. При напылении неметаллических
покрытий на металл (в частности, тугоплавких соедине-
ний) может иметь место образование прочных связей в ос-
новном ковалентного или координационно-ковалентного
типа в случае, если соединяемые вещества обладают спо-
собностью к донорно-акцепторному взаимодействию.
В работе [63] приведен расчет прочности сцепления
нескольких пар покрытие — основа, выполненный при
условии, что силы связи имеют определенную природу
(табл. 15). Как следует из таблицы, расчетные величины
на 1—2 порядка превышают экспериментальные резуль-
таты. Это несоответствие, однако, легко объясняется тем,
что не все атомы на поверхности вступают во взаимодей-
ствие, а лишь малая их часть. Веским возражением про-
тив решающей роли физического взаимодействия является
несоответствие между расчетным и экспериментальным
изменением относительной прочности сцепления при пере-
140
ходе от одного металла к другому (см. табл. 13). По мне-
нию Матипга и Стефенса [63], при напылении металличе-
ских покрытий на металл решающую роль в формировании
прочности связи играют силы химического взаимодей-
ствия и диффузии; наличие такого взаимодействия в суб-
микроскопической области вблизи поверхности раздела
было установлено металлографическим исследованием. Та-
кого рода «двухмерное» взаимодействие, образование пере-
ходных решеток в результате реактивной диффузии яв-
ляется (при благоприятных условиях) переходным эта-
пом к металлургическому взаимодействию с образованием
промежуточной фазы. Предпосылками такого механизма
сцепления являются метастабильное состояние поверх-
ностных атомов, разрыхленность решетки вблизи грани-
цы раздела, высокая скорость и температура напыляемых
частиц.
Образование промежуточного слоя типа «шпинели»
было обнаружено даже при напылении А1гО3 на железо
П40].
Существует и противоположное мнение о природе сил
связи между покрытием и основанием. Так, авторы работ
[99, 134, 141, 41], считая, что время взаимодействия при
высокой температуре мало, предполагают, что основную
Таблица 15
Расчетные и экспериментальные значения прочности связи
металлических покрытий с а-железом
Эксперимент
Покры-
тие ь
Си
А1
ct-Fe
Мо
‘Расчет на ос-
’нове электро-
магнитных
сил
Термодинами-
ческий расчет
по поверхност-
ному натяже-
нию
Расчет на ос-
нове сил
Ван-дер-Ва-
альса
дуговое плазменное
напыление напыление
кГ/мм^ % кГ % кГ/мм^ % кГ/мм2 % кГ',ммЪ %
23 65 438 85 24,2 82 0,8 27 .0,73 45
18,5 52 342 66 21,8 74 1,9 63 0,99 60
35,3 100 543 100 29,4 100 3,0 100 11,64 100
28,4 .81 646 126 22,2 76 — — 1,42 87
Примечание. Прочность сцепления железного покрытия с железным
основанием принята за_100%.________________________
роль в процессе сцепления играет механическое зацепле-
ние массы покрытия за микронеровности основания. Раз-
личают два возможных варианта этого типа связи: кли-
141
r.ru
новое зацепление, когда размер микронеровности у осно-
вания меньше, чем у выступа и связь обусловлена только
силами трения, и якорное (или анкерное) зацепление, ког-
да микронеровность расширяется у основания (см. рис. 71)
[142, 143]. Для образования зацепления анкерного типа,
обеспечивающего наибольшую прочность сцепления покры-
тия с основанием, необходимо обеспечить (при наличии
соответствующего рельефа поверхности) максимальную
текучесть и скорость напыляемых частиц.
Большинство исследователей придерживается мнения,
что сцепление покрытия с основанием имеет комплексный
характер и обусловливается как механическим зацеплени-
ем, так и образованием химических связей между покры-
тием и основанием и возникновением сил физического вза-
имодействия между покрытием и основанием [142, 143,
63, 1061. При этом центр тяжести может перемещаться
от одного типа связи к другому в зависимости от выбора
материалов основы и покрытия, их свойств и технологи-
ческих параметров напыления. Так, Урбан [106] считает,
что если при напылении керамических покрытий на ме-
талл превалирует механическое сцепление, то при напы-
лении металлов на металлическое основание доля метал-
лической связи возрастает.
В работе [1441 сделана попытка выяснить, какие фак-
торы в первую очередь определяют прочность сцепления
покрытия с основой. По схеме проволока — открытый
анод напыляли слой нихрома, являющийся сам по себе
жаростойким материалом и, кроме того, могущий слу-
жить отличной подложкой для напыления керамических
покрытий; основой служила конструкционная сталь мар-
ки Ст. 3. Поверхность стали перед напылением подвергали
дробеструйной обработке по различным режимам. Изме-
нение режима дробеструйной обработки изменяло состоя-
ние поверхности, что проверяли на специальных образ-
цах. В процессе эксперимента контролировали изменение
микрошероховатости поверхности (измеряли среднюю ве-
личину выступов и впадин) и изменение степени наклепа,
которую определяли по изменению микротвердости сталь-
ного образца на расстоянии 50 мкм от поверхности. Пред-
варительные эксперименты показали, .что после дробе-
струйной обработки наклеп уменьшается в направлении,
перпендикулярном поверхности, но глубина наклепанного
слоя всегда >100—150 .««(.
142
Прочность сцепления напыленного слоя со сталью опре-
деляли отрывом стального образца. Толщину напыленно-
го слоя выдерживали в пределах 1 —1,3 лии.
На рис. 72 показано влияние времени дробеструйной
обработки на прочность сцепления, прирост микротвер-
дости и изменение шероховатости поверхности. Совпаде-
0 3 0 9 12 15 18 21 24-
Время отдыха, ч
fl
Рис. 72. Влияние времени дробеструйной обработ-
ки (а) и времени отдыха после наклепа (б) на
прочность сцепления (/), повышение микротвердо-
сти поверхности (2) и среднюю величину мнкро-
неровностей (5); Ни — микротвердость наклепан-
ного слоя; ЯсК — средняя высота микронеровно-
стей
ние экстремальных значений прироста микротвердости
и прочности на отрыв говорит о решающем влиянии степе-
ни наклепанности на сцепление покрытия с основой. До-
полнительным доказательством связи между этими вели-
чинами являются приведенные на рис. 72 данные по вли-
янию времени отдыха после дробеструйной обработки
на контролируемые величины. Во всех трех случаях связь
между изменением степени наклепа и прочностью сцеп-
ления несомненна, в то время как значительные измене-
Из
chipmaker.ru
ния шероховатости оказывают меньшее влияние на эту
характеристику.
Полученные данные могут быть истолкованы как серь-
езный довод в пользу решающей роли межатомных связей
в этом процессе, хотя безусловно нельзя не принимать во
внимание механическое зацепление за неровности поверх-
ности.
В соответствии с представлениями, развитыми в рабо-
тах [145, 146, 34, 139], процесс образования химических
связей между атомами соединяемых поверхностей харак-
теризуется двумя стадиями: сближением соединяемых по-
верхностей на расстояние, требуемое для взаимодействия
атомов, и квантовыми процессами электронного взаимодей-
ствия.
Расчеты, приведенные в работе [136], показали, что
для большинства материалов температура контакта соот-
ветствует твердому состоянию. Таким образом, можно
предположить, что после удара о напыляемую поверх-
ность частица быстро осаживается и растекается по ней
и одновременно от места контакта вверх движется фронт
затвердевания. Это приводит к тому, что на протяжении
всего времени затвердевания частицы поддерживается
определенное давление, сближающее и сжимающее взаи-
модействие фазы. По оценкам Кудинова [116], это давле-
ние составляет 0,8—1,5 кг/мм?, что может привести к пла-
стической деформации как частицы, так и поверхностного
слоя подложки.
Главным выводом из такой схемы является, однако,
представление о поддержании (при давлении, обеспечи-
вающем контакт) постоянной температуры выше темпера-
туры подложки в течение некоторого времени.
Оценить, достаточно ли это время для образования свя-
зей между покрытием и подложкой, можно, приняв, что
.развитие химической реакции на межфазной границе ли-
митируется состоянием атомов поверхности подложки
(атомы поверхности напыляемой частицы возбуждены
благодаря тому, что она нагрета и подвергается дефор ма.-
ции).
В этом случае
где ta — длительность процесса активации реакции;
И4
v — частота собственных колебаний атомов;
м
—----соотношение числа прореагировавших и находя-
щихся на поверхности атомов;
Еа — энергия активации процесса образования связи.
На рис. 73 представлена схема, поясняющая принцип
использования величины 1г. Кривая 1 характеризует зави-
симость времени реакции (Д) от температуры. Естествен-
Рис. 73. Условия прохождения реакции между
покрытием и основой:
1 — длительность протекания реакции при
N/Nq = const; 2 — термический цикл контакта
при холодной подложке; 2Г — термический цикл
контакта прн нагреве подложки
но, что уменьшение температуры удлиняет время, необ-
ходимое для протекания реакции.
Изменения во времени температуры контактной зоны
характеризуются кривыми 2 и 2' (после окончания про-
цесса полной кристаллизации частицы происходит спад
температуры от Тк — температуры контакта до Ти —
температуры подложки). Для прохождения реакции необ-
ходимо, чтобы кривые 1 и 2 пересекались или по крайней
мере соприкасались. Это означало бы, что времени пребы-
вания'частицы при постоянной температуре достаточно
для образования химических связей с подложкой. По-
скольку ход кривой 1 для данной пары материалов опре-
деляется их физико-химическими характеристиками, ре-
гулировке поддается только положение кривой 2. Так,
при подогреве подложки (кривая 2') термический цикл
остывания частицы сдвигается в сторону более высоких
температур, что создает условия для прохождения хими-
ческой реакции. В этом случае время взаимодействия
145
chipmaker.ru
(/*) равно или превышает время, на которое задерживает-
ся начало реакции (ta).
В работах [146, 136, 147] эти представления подтверж-
дены экспериментально. В табл. 16 приведены некоторые
результаты исследования напыленных при помощи плаз-
менной струи частиц металлов; напыление проводилось в
проволочном режиме на полированную поверхность. Ис-
следовали влияние температуры подогрева на прочность
сцепления, определяемую срезом отдельных частиц; для
различных пар металлов были определены минимальные
температуры подогрева подложки (Т„), при которых обра-
зуется прочная связь.
Величина была приближенно определена как отноше-
ние прочности сцепления к прочности сварного соединения
для данной пары (~0,7).
Таблица 16
Условия химического взаимодействия при плазменном напылении
Подложка Напы- ляемый металл °C °C Отношение высоты частицы к диаметру 'а' сек £а- ЭВ Д энергия сублимации подложки
Ag Ni 400 890 1/16 1,2 10-7 1,41 1,48
Ag * Zr 200 610 — 3,4-10-* 1,35 1,48
Ag п Си 300 *860 1/12 1,4 10-е 1,65 1,48
Ag Ag 300 7зо; 1/9 2,3-10“* 1,49 1,48
Си Zr г 100 832 1/16 4,2-IO"6 1,64 1,75
Си Си 400 848 1/16 6,6-10-6 1,75 1,75
Fe Ni 1100 1000 1/14 2,410-6 2,17 2,17
Fe Fe 7200 1010 1/16 7,710-« 2,02 2/17
Графит Mo 1100 2160 — 3,3-10-6 3,64
» Nb 1150 2130 — 2,8-10-6 3,60
» Ti 1500 1642 — 5,5-10-6 3,30
Таким образом, установлено, что энергия активации
процесса образования связи определяется характеристи-
ками подложки. Это подтверждает сделанное ранее пред-
положение о том, что атомы частицы возбуждены и их
состояние не лимитирует прохождение реакции.
Для всех исследованных пар энергия активации состав-
ляет 0,5 от энергии связи атомов в решетке подложки
(или энергии сублимации £с). Это позволяет ожидать
некоторого развития процессов диффузии в пограничной
зоне, так как энергия активации диффузии по границам
зерен обычно несколько меньше.
Таким образом, создание прочной химической связи
при плазменном напылении возможно при интенсивном
подогреве подложки.
Кинетика образования этих связей, как показано в ра-
боте [145], полностью подчиняется общим закономернос-
тям, характерным для химических реакций первого поряд-
ка. Для аналитического описания ее можно использовать
уравнение (32).
Определяющим в процессе формирования химических
связей является температура зоны контакта напыленных
частиц и подложки; скорость частиц не играет существен-
ной роли. Важно только, чтобы кинетическая энергия
напыляемой частицы превышала величину энергии ее пла-
стической деформации, ибо в противном случае не обеспе-
чивается необходимый для прохождения реакции кон-
такт.
Вопрос о природе сил, обусловливающих связь покры-
тия с основанием, носит не абстрактно-теоретический ха-
рактер, а является научной основой выбора наиболее ра-
ционального способа подготовки поверхности напыляемой
детали.
Наиболее распространенным видом подготовки являет-
ся обдувка поверхности абразивным песком или стальной
остроугольной дробью [141, 41, 133, 106]. Обдувка дробью
приводит к образованию шероховатости средней величи-
ны микронеровностей поверхности 15—20 мкм [141], ин-
тенсивно наклепывает ее [147] и очищает от окислов и ад-
сорбированных пленок. Следует отметить, что микронеров-
ности, возникающие при обдувке металлической поверх-
ности, способствуют лишь образованию механического
зацепления клинового типа [148], в то время как общее
увеличение истинной площади соприкосновения, очистка
и повышение энергетического слоя должны способство-
вать прохождению процессов межатомного взаимодей-
ствия.
Интересно отметить, что при выдержке отдробеструен-
ной поверхности на воздухе перед напылением проч-
ность сцепления со слоем покрытия уменьшается (см.
рис. 72). Это вызвано изменением свойств поверхности
и в первую очередь ее окислением [106], что ухудшает
147
chipmaker.ru
условия прохождения процессов межатомного взаимодей-
ствия.
Рельеф поверхности, соответствующий требованию обра-
зования связи анкерного типа может быть обеспечен толь-
ко травлением поверхности- В работе 1134] приводятся
составы травителей и режимы травления для ряда мате-
риалов: меди, чугуна, стали, нержавеющей стали, маг-
ния. Качественное определение
прочности сцепления [удар мо-
лотком] показало повышение
прочности сцепления при такой
обработке.
Часто применяемым мето-
дом подготовки поверхности к
напылению покрытия из туго-
плавкого соединения является
нанесение металлического под-
слоя на поверхность, подверг-
нутую дробеструйной обработ-
ке [142, 149, 106].
Свирский и Пирогов 1149]
экспериментально сравнили
этот способ подготовки поверх-
0 0,2 Ofi 0,6
Толщина
покрытия, мм
Рнс. 74. Зависимость прочности
сцепления покрытия из стаби-
лизированной двуокиси цирко-
ния от вида подготовки поверх-
ности и толщины покрытия:
1 — травление в 40 %-ном ра-
створе НСГ, 2—восстановитель-
ная обработка в треххлорнстом
титане; 3—механическая насеч-
ка; 4 — дробеструйная обработ-
ка с последующим нанесением
подслоя нихрома
ности с некоторыми другими
при напылении двуокиси цир-
копия [рис. 74]. Мерой проч-
ности сцепления принят угол
закручивания, при котором на-
чинается отслоение покрытия.
Как видно из рисунка, в слу-
чае дробеструйной обработки и
нанесения подслоя качество
подготовки поверхности было наилучшим. Материал
подслоя должен, кроме высокой прочности сцепления,
обладать коэффициентом термического расширения,
промежуточным по величине между коэффициента-
ми термического расширения покрытия и основы, что
необходимо для уменьшения величины внутренних напря-
жений в системе покрытие — основа. С этой точки зрения
наиболее приемлемым материалом подслоя при напыле-
нии окислов на^металлы являются тугоплавкие металлы
молибден и вольфрам [149, 106], а также ферромолибден
[150]. Для случая напыления вольфрама на графит наилуч-
148
шие результаты были получены при танталовом под-
слое1.
Значительное распространение получили также под-
слои на никелевой основе. Так, Кречмар и Нагел1 2 (пред-
ложили использовать для улучшения прочности сцепле-
ния напыляемых керамических покрытий слой никеля тол-
щиной 0,1 мм. В работах [144, 1401 для тех же целей реко-
мендуется слой нихрома толщиной 0,1—0,3 мм.
Мы рассмотрели условия образования связи между
расплавленными каплями и твердым основанием. При
отвердевании покрытия в нем неизбежно возникают напря-
жения [143].
На границе отвердевшего покрытия с металлом под дей-
ствием напряжений сжатия или растяжения всегда появ-
ляются силы, которые действуют касательно к поверх-
ности (срезывающие усилия); срезывающие усилия ослаб-
ляют прилипание.
Б. Дерягин [151] считает, что тангенциальные напря-
жения в плоскости отрыва действуют в сторону умень-
шения нормального давления прилипания (силы сцепле-
ния).
А. Аппен [143] приводит уравнение для прочности
сцепления отвердевшего покрытия в общем виде:
(33)
где Ат — работа адгезии покрытия;
г — радиус действия сил адгезии;
/(т) — сложная функция величины напряжений в слое
покрытия.
При высоких значениях /(т) сила АсЦ может снизиться
до нуля или даже оказаться отрицательной; в этом случае
покрытие откалывается под действием внутренних срезы-
вающих и отрывающих сил [143].
Отрицательное влияние толщины напыляемого покры-
тия на сцепление с основанием общеизвестно [152, 153,
32, 14] и подтверждается данными рис. 74, а также приве-
денными ниже данными работы [154] (исследовано напы-
ление рэлита3 в азотной плазме на сталь):
Толщина слоя, мм................. 0,1 0,2 0,3 0,5
Прочность сцепления, кГ!см2...... 400 286 260 158
1 Патент (США) Ns 3085317. 16/IV 1963.
г Патент (ГДР) № 31878, 15/П1 1965.
3 Рэлнт — эвтектический сплав WC и W2C.
149
chipmaker.ru
А. Троицким [1551 получено количественное выражение
уменьшения силы сцепления напыленного покрытия с
основанием при росте толщины напыляемого слоя. Предпо-
ложив, что напряжения в покрытии распределяются так
же, как в круглой пластинке, свободно опирающейся по
наружной кромке, автор получил формулу для стального
покрытия:
Р=—Кб2, (34)
где 6 — толщина покрытия, Р — усилие отрыва, К —
коэффициент пропорциональности.
Несколько иначе к вопросу о влиянии толщины покры-
тия на прочность его сцепления с основанием подходит
А. Аппен [143]. Считая, что соотношение напряжений в
основе и покрытии подчиняется уравнению
гОсн=~г„окР^Кр-. (35)
иосн
он делает вывод, что с увеличением толщины покрытия
средние напряжения в нем уменьшаются. Однако имеет
значение не только абсолютная величина напряжений,
но и характер их распределения по сечению. Напряжения
не являются постоянными — они максимальны у границы
раздела и убывают по мере удаления от нее в глубь основы
и покрытия. Из-за градиента напряжений в слое покрытия
появляются силы, направленные перпендикулярно и стре-
мящиеся оторвать слой покрытия от основы. Градиент
напряжений в толстом слое больше (по эксперименталь-
ным данным), причем в толстом слое возможно даже изме-
нение знака напряжений. В случае толстослойного покры-
тия выражен более резко также и скачок напряжений.
В случае толстослойного покрытия выражен более резко
также и скачок напряжений в самой плоскости раздела.
На рис. 75 схематически показано распределение напря-
жений в системе покрытие — основа в случае толстого
и тонкого слоя покрытия.
Влияние толщины на устойчивость напыляемых по-
крытий также известно из практики. В работе [149] пока-
зано, что при увеличении толщины покрытия умень-
шается максимальный угол перегиба, который покрытие
выдерживает без трещины (эта технологическая проба
является косвенным показателем прочности сцепления по-
крытия с основанием).
150
В настоящее время известны более точные методы опре-
деления усилий или работы, затрачиваемых на преодоле-
ние сил сцепления высокомолекулярных адгезива и суб-
страта [156], полимера и металла [97], сил’прилипания
аэрозольных частиц к поверхности, расплава стекла к
твердому телу [157] и напыленных покрытий [158, 27].
Для определения сцепления органических и неоргани-
ческих покрытий широко распространен метод отрыва ци-
линдрического штифта от
покрытия. При этом либо
штифт с покрытием при-
клеивается синтетическим
клеем напыленной повер-
хностью к другому штиф-
ту, что позволяет произ-
водить испытания в раз-
рывной машине, либо на-
пыление производится на
образец, в котором ци-
линдрический штифт уста-
новлен скользящей посад-
кой заподлицо с покры-
ваемой поверхностью.
Первый способ позво-
ляет избежать влияния
различной величины за-
зора между штифтом и
шайбой, трения этих де-
талей и перекоса; недо-
статками его являются ма-
лая производительность (процесс сушки синтетического
клея длится несколько часов), возможность пропитки
клеем покрытия и вследствие этого изменения прочности
сцепления и механических свойств самого напыленного
слоя (напыляемые покрытия, как правило, имеют порис-
тость) и невозможность высокотемпературных испытаний
прочности сцепления.
Второй способ был усовершенствован применительно к
гальваническим покрытиям — цилиндрический штифт за-
менен коническим [154, 159].
Применение такого образца позволяет исключить влия-
ние трения между штифтом и шайбой и одновременно
свести к минимуму зазор между этими деталями.
+Т
Рис- 75. Изменение напряжений в тон-
ком и толстом слоях покрытия:
h — толщина покрытия; т — напряже-
ние
151
r.ru
В работе [159] предложено использовать метод отрыва
конического штифта от напыленного слоя для определе-
ния прочности сцепления плазменных покрытий с основа-
нием.
Образец (рис. 76) состоит из конического штифта (изго-
товляется из материала, прочность сцепления с которым
исследуется) и шайбы. После установки штифта в шайбу
стопор фиксирует расположение торца штифта и поверх-
ности шайбы, на которую напыляется исследуемое покры-
тие, в одной плоскости. В этом положении подготавливают
Рис. 76. Образец и центрирующее устрой-
ство прибора для испытаний прочности
сцепления:
1 — конусный штифт; 2—шайба; 3—сто-
пор; 4 — шарики; 5— сепаратор; 6—опора
поверхности и напыляют покрытие (при дробеструйной
подготовке поверхности обязательной операцией являет-
ся проверка перед напылением возможности свободного
выпадения штифта из шайбы при отпускании стопора).
Наличие на шайбе образца полусферы, опирающейся
на шарики и шарнирное соединение его с ходовым винтом
привода, обусловливает самоустановку образца так, что
усилие отрыва прикладывается нормально к напыленной
поверхности в течение всего процесса отрыва.
Применение описанной выше методики позволило опре-
делить прочность сцепления для ряда покрытий. На
рис. 77 приведена зависимость прочности сцепления от
толщины покрытия для окиси алюминия, напыленной при
помощи струи аргоно-водородной плазмы на сталь марки
Ст. 3; напыление производилось на расстоянии 100 мм
152
от горелки. При толщине покрытия > 0,7 мм разрушений
носит адгезионный характер и экспериментальные точки
хорошо укладываются на прямой линии. При толщине
покрытия « 0,45 мм) разрушение имеет главным образом
когезионный характер (по слою покрытия), а при толщи-
не 0,2 мм происходит даже прорыв напыленного слоя.
В этой области экспериментальные точки также хорошо
укладываются на нисходящую ветвь кривой.
В области промежуточных толщин покрытия (0,45—
0,7 мм) разрушение имеет смешанный, адгезионно-коге-
зионный характер. В этой области на измеряемую величи-
0 0,2 0,4 0,В 0,8 1,0 1,2 /Л
Толщина покрытия, мм
Рис. 77. Прочность сцепления покрытия
нз окиси алюминия со сталью марки Ст. 3
ну оказывают£значительное влияние случайные факторы,
что сказывается в соотношении площадей адгезионного и
когезионного разрушения. На рис. 77 это выражается в
значительном разбросе экспериментальных точек в районе
средних толщин покрытия.
Таким образом, разброс значений в этом интервале
толщин не является следствием неточности методики, а
обусловлен характером разрушения при отрыве покрытия.
В области толщин 0,3—0,5 мм, где наблюдается чисто
когезионное разрушение покрытия, разрушающее усилие
является характеристикой прочности напыленного слоя.
В табл. 17 показано влияние на прочность сцепления
расстояния от горелки до образца [123].
Положительное влияние подогрева поверхности на
прочность сцепления установлено в работах [133, 109,
153
Таблица 17
влияние удаления от горелки на прочность сцепления с основанием
Покрытие Основа Расстояние от горелки до образца, мм Прочность сцепления, кГ/см%
Ве Сталь 25 214
Вс Сталь 51 170
Ве Сталь 76 125
ВеО Ве 38 22
'ПС Ве 51 67
Т1С Ве 76 64
106]; объясняется это повышением подвижности атомов
и снижением остаточных тангенциальных напряжений на
границе раздела. Однако при температурах > 200—250 °C
начинается заметное окисление основы, что отрицательно
сказывается на формировании связей между покрытием
и основанием.
В условиях, когда окисление поверхности не может
играть существенной роли в сцеплении покрытия с осно-
вой, возможен предварительный подогрев до более высо-
кой температуры. Так, в работе [160] окись алюминия
напыляли на полированный хром (Ст и А12Оа образуют
непрерывный ряд твердых растворов) струей аргоно-водо-
родной (4—5% Н2) плазмы при мощности на дуге 14 кет
и зернистости порошка 30—40 мкм. Толщина слоя покры-
тия была 0,3 мм, прочность сцепления определяли отры-
вом покрытия от основы при помощи синтетического клея.
Поскольку в данном случае исключалось механическое
зацепление (подложку полировали) прочность сцепления
без предварительного подогрева подложки практически
была равна нулю. При подогреве до 900 °C она возрастала
до ~ 160 кг/см*', при более высоком подогреве наблюда-
лось отслоение покрытия, вследствие образования Сг2Оа.
Интересно отметить, что при подогреве до 800—900 °C,
когда прочность сцепления была наибольшей, разрушение
(по слою покрытия) имело когезионный характер, в то
время, как при меньшей температуре предварительного
подогрева разрушение происходило по границе основа —
покрытие. Эти данные хорошо согласуются с результатами
ранее рассмотренной работы [57].
Аналогичные результаты были получены в работе [115]
при напылении вольфрамового порошка на полированную
154
вольфрамовую поверхность. Напыление производили в
герметичной камере, частицы порошка имели размеры
30—74 мкм. Подложку подогревали плазменной горелкой,
причем температуру регулировали расстоянием от среза
сопла. Поскольку напыление происходило в инертной
среде, поверхность не окислялась. Взаимодействие покры-
тия и основания контролировали металлографическим
анализом. При напылении без предварительного подогре-
ва сцепление полностью отсутствовало; в том случае,
когда и пластичность распыляемого порошка и темпера-
тура подложки были достаточно велики (расстояние от
горелки 100—150 мм), полностью исчезала граница меж-
ду напыленными частицами и основанием.
Данные работ [160, 1151 подтверждают возможность
образования прочной связи в результате межатомного вза-
имодействия между покрытием и основой при наличии
соответствующих энергетических условий.
Таким образом, улучшение прочности сцепления при
плазменном напылении может быть достигнуто путем уве-
личения истинной площади поверхности раздела, повы-
шения энергетического уровня поверхностных слоев, обес-
печения анкерного зацепления и тщательной очистки на-
пыляемой поверхности.
Плотность плазменных покрытий
Плотность плазменных покрытий, как правило, отли-
чается от теоретической плотности напыленного материала.
Причиной наличия пор в напыленном слое являются неод-
нородность потока частиц (наличие недостаточно прогре-
тых частиц), возможность упругой деформации при ударе
о поверхность, недостаточная пластичность частиц в мо-
мент удара. Значения плотности для различных покрытий
будут приведены ниже.
Рядом исследователей [161, 162] отмечается, что плот-
ность плазменных покрытий уменьшается с ростом толщи-
ны покрытия.
(В'работе [163] рассматривается изменение плотности
по толщине покрытий и влияние на эту характеристику
технологических параметров плазменного напыления.
Объектами исследования были порошки карбида цирко-
ния, карбида ниобия и окиси алюминия; плазмообразую-
щим газом служила смесь аргона с водородом. Напыление
155
chipmaker, ru
карбидов вели в камере с нейтральной средой при режи-
мах, обеспечивающих минимальное изменение состава на-
пыляемых материалов.
Изучение влияния толщины напыленного слоя на его
плотность показало, что при использовании в качестве
подложки пластины стали марки Ст. 3 (толщиной >
10 мм) плотность уменьшается с увеличением толщи-
ны покрытия (рис. 78).
Толщина покрытия, мм
Рис. 78. Изменение плотности по толщи-
не покрытия из окнси алюминия, напылен-
ного на металл (/) и керамику (2)
Экспериментальные кривые у =f(h) хорошо описывают-
ся эмпирическим уравнением типа
Т = Т» + (ук — Тео) e-bhi, (36)
где Т — плотность напыленного слоя при толщине h;
ук — плотность покрытия при h 0 (практически ве-
личина, полученная экстраполяцией кривых на
ось ординат, оказалась близкой к плотности
компактного материала — 6,73 г[см? для ZrC;
7,8 г[смъ для NbC; 3,7 г/сж3 для А12О8;
b — коэффициент, определяющий скорость умень-
шения плотности с ростом толщины;
Уоо — плотность очень толстого покрытия.
Эта величина (усо) является горизонтальной асимпто-
той, к которой стремится кривая у = f(h) при h — сю.
Практически у со достигается при h — 2,5—3 мм (в преде'
л ах ошибки опыта).
156
Величина может быть определена экстраполя цией
или вычислена; для расчета ую необходимо определить
плотность для двух толщин (h1 и й2), отношение которых
составляет 1^2 = 1,414. В этом случае алгебраические
преобразования приводят к уравнению
7—<37>
Коэффициент Ь можно определить по методу наимень-
ших квадратов как тангенс угла наклона прямой, построен-
ной в координатах
. / Тк — Yoo \ .
п ---- и /г2.
I Y-Yco ]
Количественные значения у,?. и b являются удобными
показателями величины и характера распределения плот-
Рис. 79 Влияние тока дуги (а) н расхода газа (б) при напылении на плот-
ность напыленных карбидов:
1 — плотность (ZrC); 2 — коэффициент b (ZrC); 3 — плотность (NbC); 4 — коэф-
фициент b (NbC); 5 — падение напряжения
ности по толщине покрытия при различных технологи-
ческих режимах.
На рис. 79 и 80 показано влияние различных техноло-
гических факторов на показатели плотности покрытия.
При изменении одного из параметров напыления осталь-
ные поддерживали постоянными. Напыление образцов
всех серий проводили в аргоно-водородной плазмообра-
157
chipmaker.ru
зующей газовой смеси; сила тока дуги 290 ± 10 «; дистан-
ция напыления 100 мм, угол напыления 90°, расход плаз-
мообразующего газа 35 ± 1,4 л/мин, содержание водоро-
да в плазмообразующем газе 15%.
Как видно из рисунка, все факторы, улучшающие наг-
рев распыляемых частиц в плазменной струе, приводят
Chipmaker.ru
Рис. 80. Влияние состава
газа (а) и угла встречи при
напылении (б) и а плотность
напыленных карбидов цир-
кония и ниобия:
1 — плотность (NbC); 2—ко-
эффициент 6(ZrC); 3 — плот-
ность (NbC; 4 — коэффициент
b (NbC); 5 — падение напря-
жения
к росту абсолютного значения плотности и уменьшению
скорости падения плотности с толщиной; наиболее резко
в этом смысле сказывается увеличение силы тока дуги.
Уменьшение расстояния от горелки также приводит к
увеличению плотности напыленного слоя; изменение газо-
вого режима работы плазматрона влияет мало. Следует
JS8
отметить, что увеличение плотности при изменении газо2
вого режима наблюдается только в том случае, если пос-
леднее сопровождается изменением напряжения в дуге
(т. е, степени ионизации плазмообразующей смеси). Это
свидетельствует о связи плотности покрытия со степенью
нагрева напыляемых частиц при прохождении через плаз-
менную струю и, с другой стороны, о незначительном влия-
нии изменения скорости этих частиц (в исследованном диа-
пазоне) на плотность напыленного слоя.
Изменение угла встречи напыляемых частиц с подлож-
кой приводит к заметному повышению плотности только
в том случае, если этот угол не превышает 75—80 °.
Зависимость плотности покрытия из окиси алюми-
ния от толщины покрытия аналогична рассмотренной вы-
ше. Интересно отметить, что при напылении на различные
материалы (Си, Fe, Mo, W) кривые у = f (h) практически
совпадают (у« = 2,85 г/см3, b = 0,6 мм~2).
При использовании в качестве подложки керамической
пластины (из карбида ниобия) характер зависимости плот-
ности от толщины напыленного слоя меняется. В этом
случае плотность уже при малой толщине слоя достигает
значений, отличающихся от ует на величину ошибки экспе-
римента. В то же время, увеличение плотности при умень-
шении толщины покрытия, напыленного на керамику,
незначительное.
При нарастании толщины карбидного покрытия форми-
рование последующих слоев происходит из частиц, уда-
ряющих не о металлическую подложку, а о керамический
слой ранее напыленного материала. С другой стороны,
при ударе о твердую поверхность нагретые частицы пре-
терпевают как пластическую, так и упругую деформацию.
Рост доли упругой деформации вызывает падение плот-
ности напыляемого слоя. Очевидно, что значительное уве-
личение твердости подложки приводит к увеличению до-
ли упругой деформации (отскока) при ударе частицы о
поверхность. Это является причиной резкого спада плот-
ности с ростом толщины напыляемого слоя. При достиже-
нии определенной толщины покрытия (в данном случае
2,5—3 мм) упругие свойства металлического основания
полностью вуалируются свойствами массивного покрытия;
что выражается в том, что кривые у = j\h) становятся
практически параллельными оси абсцисс. Варьирование
технологических параметров процесса плазменного напы-
159
chipmaker.ru
Ленйя позволяет регулировать (в определенных пределах)
тепловые характеристикижплазменной_ струи и таким обра-
зом менять условия нагрева^напыляемого материала.
Улучшение условий.нагрева приводит к повышению степе-
ни прогрева отдельных частиц, а следовательно, увеличи-
вает их пластичность. Это, в свою очередь, уменьшает
долю упругой деформации при^ ударе напыляемых частиц
о поверхность и является причиной увеличения плотности
покрытия.
Приведенные в^работе^ПбЗ] данные о влиянии техно-
логических параметров напыления на плотность напылен-
ных слоев подтверждают обсужденную выше гипотезу.
Эффективность процесса плазменного напыления
Рассмотрение свойств плазменной струи и условий
напыления плазменных покрытий показывает, что поток
напыляемого материала неоднороден. В зависимости от
размера и расположения по отношению к оси горелки
частицы могут иметь различную температуру и скорость;
в то же время температура и скорость являются важней-
шими факторами, обусловливающими возможность осаж-
дения частиц на напыляемой поверхности и формирова-
ния покрытия. Следовательно, некоторая часть частиц
может рикошетировать от поверхности, не входйт в состав
покрытия. Коэффициент использования материала (коэф-
фициент осаждения) при плазменном напылении является
одной из важнейших характеристик процесса. Он являет-
ляется экономическим показателем процесса и, кроме того,
По мнению Мэша [14], плотность покрытия прямо пропор-
циональна этому коэффициенту.
В работе [14] исследовано влияние различных техно-
логических факторов на коэффициент использования ма-
териала при плазменном напылении; в обобщенном виде
результаты работы представлены на рис. 81.
При обсуждении этих зависимостей важно подчеркнуть,
что при плазменной обработке порошков температура плаз-
мы является менее важной характеристикой, чем ее энталь-
пия. Повышение энтальпии улучшает условия нагрева
частиц при прохождении через плазменную струю. Это
объясняет положительное влияние мощности и, до опреде-
ленного предела, расхода плазмообразующего газа на
коэффициент осаждения. Подача плазмообразующего газа
160
сверх оптимального количества приводит к захолаживанию
струи, что вызывает падение эффективности плазменного
напыления. Интересно, что, если мощность струи (а сле-
довательно, и ее энтальпия) намного превышает величину,
необходимую для расплавления порошка, то ее дальней-
ший рост может привести к падению эффективности напы-
ления вследствие испарения порошка.
При плазменном напылении следует соблюдать соот-
ветствие между расходом плазмообразующего и транспор-
Рис. 81. Принципиальная зависимость ко-
эффициента использования порошка от
технологических параметров напыления:
1—дистанция; 2—расход порошка; 3—ско-
рость движения детали; 4 — расход транс-
портирующего газа; 5 — энтальпия плаз-
мы; 6 — мощность плазмы
тирующего порошок газов; при нарушении этого соотно-
шения эффективность осаждения падает (см. рис. 81).
Увеличение подачи порошка, как правило, уменьшает эф-
фективность напыления вследствие ограниченных воз-
можностей струи при определенной энтальпии.
В работе [154] также отмечается, что при очень боль-
шом .увеличении производительности бункера-дозатора
эффективность осаждения снижается (табл. 18).
Однако увеличив энтальпию плазмы, можно подавать
в нее большее количество порошка, при этом коэффициент
осаждения не уменьшается (рис. 82). Уменьшение коэф-
фициента использования порошка с удалением от горел-
ки объясняется охлаждением и торможением частиц.
Аналогичные результаты получены для плазменного
напыления ZrO2 [17].
161
chipmaker.ru
Таблица 18
Эффективность плазменного напыления рэлита
Марка Средняя производительность, Коэффициент использования
питателя кг/ч порошка, %
Н-28 1,32 50
Н-19 2,30 52,7
Н-23 3,84 46,9
Поскольку в работе 114] объектом исследования был
широкий круг материалов (металлы, окислы, карбиды),
Теплосодержание&погпока
плазмы, ккал-м~3
Рис. 82. Расход напыляемого по-
рошка при заданном коэффициен-
те осаждения
обнаруженные закономерности носят, по-видимому, об-
щий характер.
Выбор рациональной технологии плазменного напыле-
ния должен базироваться, таким образом, на анализе про-
цессов нагрева и плавления частиц в плазменной струе,
влияния газовой среды на состав и структуру распыляе-
мого материала, взаимодействия частиц с твердой поверх-
ностью и эффективности процесса’напыления.
ТЕХНОЛОГИЯ НАПЫЛЕНИЯ, СВОЙСТВА
И ПРИМЕНЕНИЯ ПОКРЫТИИ
Металлические покрытия
Применение плазменной струи в качестве источника
нагрева открыло возможность напыления тугоплавких
металлов — вольфрама, молибдена, ниобия и др. Первые
два металла являются основными объектами исследова-
ний в области плазменного напыления.
162
Как уже говорилось выше, напыляемый металл может
быть или в виде проволоки, или в виде порошка.
Левенштейн [16] изучил плазменное напыление воль-
фрама и молибдена обоими методами (табл. 19 и 20).
В табл. 21 приведены свойства напыленных покрытий
из вольфрама и молибдена по данным работы [16].
Таблица 19
Режимы напыления тугоплавких металлов
Параметр Проволочный процесс Порошковый процесс
Напряжение, в. . . .... Ток дуги, а Подача материала, г/мин . . Расход плазмообразующего газа, м3/ч Производительность, кг/ч . . Дистанция напыления, мм 50—65 200 40—100 1,5—2 (Аг) 2,5 (W) 100 60—70 350—400 40—100 2,5 (Аг)+ 0,3 (Н2) 1,7 (W) 50—75
Таблица 20
Содержание кислорода и азота в покрытиях
из тугоплавких металлов
Металл Состояние напыленного металла Состояние материала Содержание, % (по массе)
кислорода азота
Вольфрам Проволока После напыления После термообработки (Н2 1983 °C, 1 ч) 0,254 0,007 0,011 0,0002
Вольфрам Порошок Исходный После напыления После термообработки (2200 °C, 2 ч, вакуум) 0,113 0,814 0,011 0,0017 0,024 0,0005
Молибден Проволока После напыления После термообработки (1983 °C, 1 ч Н2) 0,897 0,011 0,038 0,0005
Молибден Порошок Исходный После напыления После термообработки (2200 °C, 2 ч, вакуум) 0,052 1,02 0,071 0,0033 0,103 0,0001
163
r.ru
Микроструктурный анализ показал, чго после напы-
ления покрытия имеют пластинчатую структуру с круп-
ными (для проволочного процесса) или мелкими (для по-
рошкового процесса) порами.
На рис. 83 показана граница между слоями в покры-
тии. После отжига полосчатость исчезает и происходит
полная или частичная рекристаллизация материала покры-
тия (см. рис. 66).
По данным В. В. Кудинова, плотность плазменных
покрытий, получаемых распылением проволоки из туго-
Рис- 83. Электронная микрофотография плазменного покрытия из
вольфрама, х 10000
плавких металлов, зависит от толщины покрытий
(табл. 22).
Некоторые исследователи [137] сообщают о возмож-
ности получения для металлических плазменных покры-
тий плотностью 98%, что, скорее всего, носит рекламный
характер.
В работе 11071 рассмотрены свойства напыленных в
порошковом режиме вольфрама, молибдена, кобальта, ни-
келя. Свойства первых двух лишь подтверждают приве-
денные выше данные; для кобальта и никеля получены зна-
чения микротвердости 148—295 и 157—326 кг/мм2 и плот-
ности 89,5 и 85,5 % соответственно.
Особой проблемой является напыление бериллия [127].
Поскольку этот металл токсичен, его напыление следует
.164
Таблица 21
Свойства покрытий из вольфрама и молибдена
Параметр Проволочный процесс Порошковый процесс
после напыления после термо- обработки после напыления после термо- обработки
Относительная плот- ность, %: вольфрам .. молибден .... 85—87 88—89 87—89 90,5—91,5 83—84 86—87 84,5—85,5 84,3—90,2
Твердость, кг; мм2: вольфрам .... молибден 168—183 246—263 155—159 238—255 331—368 330—390 125—175 162—200
Прочность на разрыв, кг/мм2: вольфрам при 20 °C то же, при 109 °C молибден при 20 °C то же, при 1094 °C — 3,65 7,4 9,8 н.о 1111 4,7 10.8 21,6 7,4
Таблица 22
Плотность плазменных покрытий из тугоплавких металлов
Напыляемый металл Плотность, г/см3, при толщине, мм
0,5—1 3—6
Вольфрам Молибден Ниобий . 18 (93) 9,64(94) 8,2 (95) 8.17(88) 9,3 (91) 8,0 (92)
Примечание. В скобках показана плотность в процентах от теоретической.
производить только в герметичной камере с замкнутым
газовым циклом. В работе [127] описано напыление пок-
рытий из порошка бериллия при мощности горелки
21 квт в аргоновой плазме (3,3 м3/ч) с охлаждением напы-
ляемой поверхности углекислым газом. При использова-
нии порошка крупностью — 325 меш было получено
покрытие плотностью 89,6%.
Данные по некоторым эксплуатационным свойствам
металлических покрытий приводятся в работе 1162], где
165
chipmaker.ru
описаны результаты испытаний плазменных покрытий по
следующим методикам:
а) сопротивление царапанию алмазным наконечником
при Р=800 кг, 1 мин;
б) сопротивление эрозионному износу струей воздуха
с порошком А1аО3 при Р = 3 ат;
в) испытания на загиб пластин из нержавеющей стали,
покрытых плазменным и газопламенным методом.
Результаты испытаний представлены в табл. 23.
Плазменные металлические покрытия находят при-
менение как в качестве промежуточных слоев при напы-
лении керамических покрытий (молибден, нихром, ни-
кель), так и для защиты некоторых деталей от эрозионного
разрушения (вольфрам, молибден). Так, в работе1 предла-
гается наносить с этой целью плазменное -покрытие из
вольфрама на графитовые ракетные сопла.
ОКИСНЫЕ ПОКРЫТИЯ
Тугоплавкие окислы отличаются высокой жаростой-
костью и сравнительно низкими тепло- и электропровод-
ностью; это обусловливает довольно широкое применение
их в качестве защитных покрытий.
Обычно окислы напыляют из порошка, однако вполне
осуществим и процесс пруткового напыления, для чего
приготовляют «соломку» из окисла па обычных пластифи-
каторах [41].
Режимы напыления некоторых окислов приведены в
табл. 24 [123, 124]. Вследствие малой теплопроводности
окислов их напыление, как правило, ведут в аргоно-водо-
родной или азотной плазме.
В табл. 25 приведены свойства некоторых окисных
покрытий [27].
Прочностные характеристики напыляемых окисных
покрытий анизотропны, что связано с характером форми-
рования покрытия при напылении. Прочность на изгиб
покрытия из А12О3 при изгибающем усилии, направлен-
ном параллельно оси напыления, составила 300—375 кг/см?,
в то время как в перпендикулярном направлении эта ве-
личина не превысила 27—35 кг/см2 [42]. Объясняется это
1 Патент (США) X? 3085317. 16/IV 1963.
166
Таблица 23 Сравнительная стойкость плазменных и газопламенных покрытии
Материал покрытия Вид испытаний Плазменное напыление Кнслородно-ац напыле проволока етиленовое ние порошок
WC+ 12% Со Царапание Эрозия Загиб 0,127 0,027 А — 0,152 0,101 Д
Ni (—200+325 меш) Царапание Эрозия Загиб 0,203 0,076 А 0,279 0,025 Д 0,178 0,025
Ni + Cr (80:20) Царапание Эрозия Загиб 0,203 0,051 В 1 1 1 0,208 0,051 Д
Антифрикционный сплав Царапание Эрозия Загиб 0,203 0,076 А — 0,330 0,051 Д
Мо Примечания, испытаний выражена в л 2. При испытаниях v А — отсутствие соею В — легкое шелуше С — частичное шелу Д — значительное ш Царапание Эрозия Загиб , Величина иа нтллнметрах. ia загиб принят! 1кивания; ние; шение; елущение покр 0,078 0,089 А носа покрытия л следующие об ытия. 0,178 0,025 А при первых означения: 0,203 0,254 А двух видах
слоистой структурой покрытия, образующейся при дефор-
мации частиц напыляемого материала.
Прочность, сцепление со сталью, структура и изно-
состойкость покрытий из окиси алюминия улучшаются
при добавке в напыляемый материал 2,5% ТЮ2 [170].
Микротвердость напыленной окиси алюминия состав-
ляет 1200—14Q0 кг/см2, что соответствует микротвердости
глинозема.
Левенштейн 116] при изучении свойств плазменных покры-
тий из окислов церия и циркония обнаружил, что пара-
167
chipmaker.ru
Таблица 24
Режимы напыления окислой
Параметр ZrO2 ио2 ВеО
Мощность, кет 20 20 30
Расход плазмообразующего газа, л3/ч . 1,7 1.7 1,95
Подача порошка, г/мин 10 30 —
Расход транспортирующего газа, м?/ч . 0,16 0,17 0,45
Дистанция напыления, мм ... 100 100 75
Размер порошка, мкм 43—74 43—74 20—60
Диаметр сопла, мм - - — — 6
Таблица 25
Свойства окисных покрытий
Характеристика А12О3 ZrO2 Сг2Оз MgO
газопла- менное плазменное
Плотность, г/см3 3,33 3,35 5,24 4,32 3,30
Пористость, % 8 6 8,4 5.5 8,6
Коэффициент теплового рас- ширения при 25—1000 °C, 10~7 град”1 70 73 60 71 142
Коэффициент теплопровод- ности при 1000 °C, ккал/м-ч°C 0,42 0,59 0,24 0,69 1,04
метр их решетки не отличается от обычного [5, 411 А для
СеО2 и 5,123 А для ZrO2, стабилизированной 5% СаО).
В той же работе определена твердость и плотность этих
окислов и окиси гафния (табл. 26).
Свойства напыленных окислов
Таблица 26
Окисел х Твердость по Виккерсу Плотность, г/см3 Относительная плотность, %
СеО2 168—205 6,58 92,3
ZrO2 636—805 5,14 92,4
ню. 251—313 8,39 86,8
168
Если напыление всех рассмотренных выше окислов
можно проводить в открытой плазменной струе, то напы-
ление окиси бериллия следует проводить в герметичной
камере. Это связано, как и в случае распыления металли-
ческого бериллия, с токсичностью бериллийсодержащей
пыли. В работе 1124] при нанесении плазменных покрытий
из окиси бериллия частицы порошка окиси бериллия раз-
мером ~ 1 мкм гранулировали до 20—60 мкм (—230 +
+ 325 меш); однако и этот порошок обладал неудовлетво-
рительными транспортными свойствами, в связи с чем
не удалось получить покрытие толще 0,75 мм.
Плазменные покрытия из окислов нашли широкое при-
менение в качестве тепловых и электрических барьеров,
защитных слоев против износа и эрозии. Нанесение слоя
окиси алюминия • толщиной 0,63 мм на детали насосов
(валы, сальники, крыльчатки, втулки) обеспечивает их
твердость, химическую стойкость, низкий коэффициент
трения, стойкость к термическим ударам 1165]. В работе
[166] сообщается о покрытии окисью алюминия оболочек
американского спутника связи «Телестар» для защиты от
космического излучения.
Напыление окиси циркония на матрицы для протяжки
молибдена позволило увеличить их стойкость в 5—10 раз
[60, 106].
В работе [2, с. 525] рассматривается плазменное напы-
ление окислов алюминия и циркония для защиты кокиль-
ных форм, частей турбореактивных двигателей и литей-
ных ковшей. Согласно сообщению Петриченко [160] целе-
сообразно напылять ZrO2 на кокильные формы вместо ра-
зовых защитных красок, так как плазменное покрытие
выдерживает 200—300 заливок. О применении плазмен-
ных покрытий из окиси циркония для тепловой защиты
кокилей, изложниц для литья бериллия и циркония сооб-
щается также в работе [106]. В той же работе описан при-
мер использования покрытия из окиси циркония для изо-
ляции стенок графитового тигля при литье урана.
Этот способ позволил получить чистый по . углероду
металл.
Нашли применение окисные покрытия и для термоза-
щиты деталей дизелей [166, 167]. В работе [106] сообщает-
ся, что при толстых покрытиях (до Злой) возможно достиг-
нуть падения температуры на рабочих поверхностях ме-
таллических деталей до 400 °C;
169
chipmaker.ru
П. Косенко и Ю. Дубина 11681 сообщают об испытании
покрытия из окиси циркония на магнезитохромитовых
сводовых кирпичах в мартеновской печи. Кирпичи с на-
пыленным в азотно-водородной плазме слоем толщиной
0,1—0,2 мм выдержали без разрушения 100 плавок, в то
время как кирпичи без покрытия износились при этом
на 100 мм.
В работе [169] приведен перечень деталей металлурги-
ческого оборудования, для которых опробовано защитное
действие плазменных покрытий; наилучшие результаты
получены при напылении покрытий на фурмы доменных
печей и стальные трубы для выдувки подин при горячем
ремонте мартенов.
Окись алюминия широко применяется также в качест-
ве высокотемпературного электроизолятора. Покрываемы-
ми деталями в этом случае являются термопары, катушки
индуктивности, детали ламп СВЧ и т. п.; в электронике
для тех же целей нашла применение окись бериллия.
Применение окиси алюминия для защиты от окисления
ограничивается пористостью покрытий.
В этом случае рационально добавлять в напыляемое
покрытие эмали, либо пропитывая ими напыленный слой
[106], либо совместно распыляя эмаль и окисел. Наилуч-
шие результаты были получены при нанесении покрытия
на опескоструенную и эмалированную поверхность [159];
обладая непроницаемостью, термостойкостью и хорошим
сцеплением с основой, это комплексное покрытие в то же
время значительно менее хрупко, чем у эмали [1531. Ана-
логичные покрытия нашли применение для защиты нио-
биевых лопаток турбин и других окисляющихся деталей
[106].
ПОКРЫТИЯ ИЗ ТУГОПЛАВКИХ СОЕДИНЕНИЙ
Тугоплавкие соединения (карбиды, бориды, силициды,
нитриды) обладают высокой твердостью, жаропрочностью,
жаростойкостью сопротивлением износу, эрозионному
воздействию [1251 и вследствие этого являются наиболее
приемлемыми конструкционными материалами для со-
временной техники высоких температур (в том числе в
качестве покрытий).
Режимы напыления некоторых тугоплавких соедине-
ний приведены в табл. 27.
170
Исходный материал при распылении тугоплавких сое-
динений находится как правило, в виде порошка. Для
предотвращения изменений в составе напыление следует
вести в защитной газовой среде.
По имеющимся в литературе сведениям 1107, 134], мак-
симальнодостижимая плотность керамических плазменных
покрытий 85—90%.
Таблица 27
Режимы напыления тугоплавких соединений
Соеди- нение Мощ- ность, кет Плазмообразу- ющий газ н его расход, мЗ/ч Транспор- тирующий газ и его расход, мЗ/ч Дис- таиция напы- ления, мм Размер частиц порош- ка, мкм Диа- метр сопла, мм Литера- турный источ- ник
TiC >19,5 Аг (0,7) Art(0,14) 89 12—43 — [53|
TiC 25—27 А? (1,68—2,72) Аг (0,45) 51—76 5—30 6,35— 154]
ТаС >21 А (0,84) Аг (0,17) 76 12—43 7,94 [53]
ТаС 25—27 А? (1,68—2,72) Аг (0,45) 51—76 <37 6,35— 154]
ТаС 28 -//(2,5+0,3) N2(0,3) 51—76 30—50 7,94 1128]
ZrC 16 Аг (0,84) Аг (0,17) 51 12—43 — 153]
ZrC 27 А '(1,68) Аг (0,45) 76 147 7,94 |54|
WC 20—22 - , (2) N2(l,2) 80—120 20—40 — 12]
Н1С 28 (2,510,3) N2(0,3) 51—76 30—50 — 1128]
TiN 27 А (1,4) Ar (0,36) 76 37 7,94 154]
MoSi2 12 А + Н2 (2,1+0,4) Ar (0,2) 60—100 70—120 6 [2]
Некоторые свойства карбидных покрытий приведены
в табл. 28 ] 107, 124]. Из данных таблицы следует, что при
небольшой дистанции напыления свойства покрытий из
тугоплавких соединений мало зависят от дистанции напы-
ления.
Необходимо отметить, что на плазменные покрытия из
тугоплавких соединений распространяются те же ограни-
чения, что и на плазменные покрытия из других материа-
лов 127, 1061. Так, трудно создавать покрытия из материа-
лов с близкими температурами плавления и кипения или
диссоциации. В частности, одним из объяснений плохой
напыляемости нитрида титана [124] является именно это
явление.
171
chipmaker.ru
Таблица 28
Свойства карбидных покрытий
Материал покрытия Материал основы Дистанция напыления, мм Относительна я плотность, % Прочность на разрыв. кг/см2 Сцепление с основой (кг(мм2)
TiC Be 51 89 67,5
TiC Be 76 91 — 64,0
ТаС Be 51 91 —. 64,7
ТаС Be 76 91 — 71,7
ZrC Be 76 80 — —-
WC Сталь 80—120 — 5,12—6,8 70—248
Плазменное напыление открывает возможности для соз-
дания покрытий из тугоплавких соединений комплексны-
ми методами.
В работе [170] предложен способ создания покрытия
из нитрида алюминия на графите методом плазменного
напыления слоя алюминия и его последующего азотирова-
ния. При проведении последней операции при температуре
1300 °C в течение 0,5 ч был получен однородный, плотно
прилегающий к подложке слой, целиком состоящий из
нитрида алюминия. В принципе возможно создание по та-
кой технологии карбидных, боридных и силицидных пок-
рытий.
Н. Тинер [171] приводит обзор жаропрочных покрытий,
применяемых для защиты от эрозии, коррозии и высоких
температур деталей двигателей сверхзвуковых самолетов,
работающих на жидком и твердом топливе. Основными
материалами для покрытия являются силициды, карбиды,
бориды, а также окислы и керметы. Из силицидов наи-
большее распространение, по данным [171], получил диси-
лицид молибдена, наносимый плазменной струей; толщи-
на покрытий из MoSi 0,2 мм, предельная эксплуатацион-
ная температура 1600—1900 °C.
Карбиды вольфрама, титана, тантала, гафния и их
композиции с кобальтом применяются в качестве эрозион-
ностойких жаропрочных покрытий. Детали, покрытые кар-
бидами вольфрама и кремния, имеют повышенную стой-
кость против окисления. Покрытие из диборида циркония
может выдержать на воздухе температуру до 1800 °C в те-
чение короткого промежутка времени. Карбиды и бориды
также наносят плазменными горелками.
Поданным работы [106], плазменные покрытия из кар-
бидов вольфрама и хрома применяются для повышения
износостойкости деталей турбин и электромашин (напри-
мер, клапанов).
Напыление карбидов вольфрама на калибры позволило
снизить их износ на 70% [172].
Интересным вариантом создания плазменных покры-
тий из тугоплавких соединений является напыление алю-
минида никеля. В этом случае для напыления исполь-
зуют порошок алюминия с никелевым покрытием
[173, 186, 175]. В такой смеси при нагреве до
650 °C протекает экзотермическая реакция образова-
ния NiAl. При напылении эта реакция начинается в поле-
те и проходит на поверхности в период формирования
покрытия. Это приводит к образованию плотного и прочно
связанного с основой покрытия; сцепление с основой име-
ет в данном случае характер химической связи (образует-
ся слой промежуточного сплава толщиной 0,1 мкм). При
плотности 6 г/см? покрытия из алюминида никеля имеют
твердость НЬ=\37 кг/мм2, электросопротивление 210х
X 10_® ом см и прочность сцепления со сталью 2,1 кг]мм2
[115]. При этом установлено, что при напылении NiAl
на А1, сталь, Nb, Та, Ti и графит не требуется предвари-
тельной дробеструйной обработки, в то время как для
латуни и молибдена такая подготовка нужна. Молибдено-
вый пруток с напыленным алюминидом никеля не окис-
ляется до 1100 °C [174].
В работе [176] описано применение покрытия из алю-
миниевого порошка с никелевым покрытием для ремонта'
изношенных поверхностей в корпусе центробежного на-
соса.
По данным Р. Мюллера [173], такое покрытие обладает
жаростойкостью до 1600—1700 °C и не смачивается стекла-
ми. В связи с этим оно нашло применение для защиты тиг-
лей, пресс-форм и других деталёй стеклоформовочных ма-
шин. Кроме того, напыленный алюминид никеля являет-
ся отличным подслоем для напыления керамических покры-
тий [174, 175].
Керметные покрытия
Плазменное напыление открыло возможность создания
композиционных покрытий. К ним в первую очередь отно-
сятся покрытия, в состав которых входят и керамические
173
chipmaker.ru
и металлические составляющие. Такие покрытия облада-
ют рядом ценных качеств и, в частности, высокой стой-
костью против износа и эрозионного разрушения. Напы-
лять эти покрытия можно различными методами [60, 106]-
Наиболее простым является использование порошков слож-
ного (композиционного) состава. К недостаткам этого спо-
соба относятся трудности в подготовке таких порошков
и невозможность при помощи параметров распыления
влиять на состав покрытия, его изменение от подложки
к рабочей поверхности.
Распыление в одной горелке двух или больше порош-
ков позволяет регулировать состав покрытия по его толщи-
не путем изменения расхода каждого из компонентов
покрытия. Однако не всегда удается найти режим распы-
ления, одинаково удобный для напыления и керамики
и металла.
Наиболее универсальным является способ напыления
двумя горелками. В этом случае можно получить качест-
венное и равномерное покрытие с заданным распределени-
ем по толщине керамической и металлической составляю-
щих. По мнению ряда исследователей [123, 106], наиболее
благоприятным для устойчивости покрытия является по-
степенный переход от чистого металла (на границе с ос-
нованием) до чистой керамики (на рабочей поверхности).
По данным работ 188, 1061 разработана технология
напыления композиций А12О8 — Та, А12О3 — Си, А12О3 —
Cr, WC — Ni и др.
К классу керметов относятся и усиленно разрабаты-
ваемые в последнее время покрытия типа «Колмоной» (по
названию фирмы, первой применившей этот сплав) [118].
Как правило, эти покрытия имеют в своем составе Ni, Со,
Сг, В, Si, С.
Ниже приведены составы, % (по массе), некоторых из
исследованных керметов такого типа:
Ni Сг В Si Fe С Со
73—75 13,5 3,0 4,25 7,75 0,75 —
72—75 12—14 3.0 4—5 3,5—5,0 0,5—0,7 1,2
В работе [118] напыление осуществляли по следующе-
му режиму:
Ток дуги, а........................................ 500—600
Напряжение дуги, в........................... . . 25-—30
Расход аргона, м3’ч................................ 3,6
174
Расход порошка, кг/ч.................................. 1,2—1,8
Размер частиц порошка, мкм............................ 70—100
Температура подогрева подложки, °C.................... 300
Расстояние от подложки до горелки, мм................. 80—100
После напыления покрытие состоит из содержащихся
в хромоникелевом твердом растворе двойного железо-хро-
мового карбида, борида никеля и борида хрома, твердость
которых достигает 1700 HRV. Средняя твердость плаз-
менного покрытия на поверхности 850, а около подложки
1100 HRV, что выше средней твердости (700 HRV) литого
сплава этого же состава. Плотность покрытия составляет
99% от плотности литого сплава, прочность сцепления
превышает 47 кг)мм2, а износостойкость в 13 раз выше,
чем у стали без покрытия. Следует отметить, что напыление
в работе [118] проводили в защитной газовой среде.
В работе [1771 приводятся данные о возрастании твер-
дости такого покрытия после отжига в печи или ацетиле-
новой горелкой на 25—40%.
X. Гриффитс1 предложил для напыления износостой-
ких покрытий подобный сплав, однако в нем часть никеля
заменена кобальтом (20—40% Со, 25—60% Ni, 5—20%
Сг, 1—1,5% W, 1—1,5% С, 1—5% Si, 0,5—5% В). Эта
композиция готовится смешиванием никелевого порошка
(дисперсность — 100 меш) с порошком кобальтового спла-
ва, содержащего все легирующие элементы (дисперс-
ность — 100 меш). Твердость покрытия на этой компози-
ции составляет 39HRC.
Имеется целый ряд сообщений о разработке и примене-
нии аналогичных составов на основе других металлов.
Так, фирмой Эвтектинг Велдинг [1791 разработаны три
новых износостойких покрытия, содержащих ~ 30% Сг,
1,1—2,2%Си 4—12% W. При ремонте изношенных поверх-
ностей насосов для масел и агрессивных жидкостей на
нержавеющую сталь напыляют кермет на никелевой осно-
ве с карбидами хрома и бора; такое покрытие увеличивает
срок службы деталей в 2 раза.
При напылении на роторы метательных аппаратов для
очистки литья керметов WC + Ni, WC 4- Со при подслое
из ферромолибдена износостойкость увеличилась в 7 раз
по сравнению с наплавкой «сормайтом» и в 15 раз по срав-
нению с лопаткой из стали 45 [1541.
1 Патент (США), № 1011635, 1/ХП 1965.
175
chipmaker.ru
Формование деталей напылением
Высокий уровень свойств у материалов, напыляемых
плазменной струей, позволил развить такой процесс, как
формование напылением сложных деталей и заготовок
для дальнейшей обработки [180, 18, 122, 182, 106].
Идея такого формования была выдвинута еще в 1920 г.
[601 для газопламенного процесса, однако развитие она
получила только после разработки метода плазменного
напыления, позволившего наносить тугоплавкие мате-
риалы в виде толстых слоев.
Как известно, вольфрам, молибден, тантал, карбиды
и окислы с трудом поддаются формованию в сложные де-
тали. Создание таких деталей методом напыления позволя-
ет воспроизводить самые сложные конструктивные эле-
менты, внутренние резьбы, выступы, отверстия и т. д.;
в случае создания заготовок для ковки решающую роль
играют экономические соображения. Различают два типа
оправок — шаблонов для напыления — разовые и пов-
торно используемые.
В качестве разовых оправок используют шаблоны из
материалов, которые после напыления либо растворяются
химически (например, алюминий и его сплавы — в щело-
чи, а медь и ее сплавы — в концентрированной азотной
кислоте), либо удаляются механически (например, гра-
фит), либо выплавляются в вакууме (обычно алюминий
и его сплавы) 160].
Для повторного использования на оправки наносят
слой, предотвращающий взаимодействие между напылен-
ным слоем и шаблоном. В случае напыления вольфрама
рекомендуется оправку — шаблон изготовлять из графи-
та с напыленным слоем окиси алюминия [60].
Сообщается об успешном применении для этой цели
водного раствора NaCl [122].
Кюглер1 предложил специальный состав для отделе-
ния напыленного слоя от металлической формы, состоя-
щий из 18—55% поливинилового спирта, 20—60% сили-
катной муки, 15—,30% этилового спирта; состав наносится
на форму пульверизатором в два слоя.
Использование метода «масок» позволяет получать в
напыленной детали отверстия и уступы.
1 Патент (США), № 3077617. 19/П 1963
176
Исходным материалом для напыления может служить
как проволока, так и порошок. Наиболее широко распро-
странено формование этим методом деталей из вольфра-
ма и молибдена.
' Как правило, после напыления напыленный слой хру-
пок и имеет слоистую структуру; только после отжига
металл приобретает равноосную тонкозернистую струк-
туру и механические свойства, позволяющие подвергать
Рис. 84. Структура изделия, полученного плазменным напылением
молибдена
его механической обработке и использовать в конструк-
циях. На рис. 84 показана микроструктура молибдена
после напыления и отжига.
Таблица 29
Свойства вольфрама и молибдена, полученных плазменным напылением
Характеристика Молибден Вольфрам
после напыления после отжига (1800 °C) после напыления после напыления в инертной среде после отжига (2500 °C)
Плотность, % . . 86,9 90,3 86,0 93 93
Твердость, ке/лои2 . Прочность на рас- 137 124 250 — 300
тяжение, кг/мм2 . Электросопротив- 4,1 15 15,5 — 29,1
ление, мком-см . 32,6 8,02 — — —
177
r. ru
В табл. 29 приведены свойства вольфрама и молибдена,
напыленных плазменной струей [180, 122, 1811.
После отжига свойства напыленного слоя практически
совпадают со свойствами холоднопрессованного и
спеченного металла; это подтверждают и исследо-
вания температуры перехода в хрупкое состояние и тем-
Рис. 85. Примеры использования метода напыления для
изготовления деталей ракет (а) и тиглей (б)
пературной зависимости прочности на растяжение [1251.
Определение ковкости напыленного и отожженного воль-
фрама также подтвердило его высокое качество; при осадке
33% были получены детали без трещин с удлиненными
зернами и твердостью 360 кг/мм2.
На рис. 85 показаны детали' изготовленные плазмен-
ным напылением вольфрама и молибдена.
178
Глава V
ПРИМЕНЕНИЕ ПЛАЗМЫ
В СВАРОЧНЫХ ПРОЦЕССАХ
ПЛАЗМЕННАЯ РЕЗКА
Механизм процесса
Плазменные горелки находят широкое применение в
сварочном производстве, так как они обладают рядом пре-
имуществ перед обычными электродуговыми и газовыми
аппаратами, применяемыми при сварке и резке [251:
1) в плазменной горелке дуга горит стабильно, а фа-
кел выходит из сопла в заданном направлении даже при
сравнительно невысоком давлении газа;
2) плазменная струя обладает значительной концен-
трацией мощности (это особенно важно при резке, когда
требуется минимальная толщина реза);
3) высокая скорость газа в плазменной струе способ-
ствует удалению расплавленного материала из реза, бла-
годаря чему отпадает необходимость в дополнительной
зачистке обработанной поверхности;
5) высокие температуры струи позволяют использо-
вать плазменные горелки для обработки любых тугоплав-
ких материалов;
5) в плазменных горелках используются невоспламе-
няющиееся газы.
Газоэлектрическая плазменная резка начала разви-
ваться в СССР в 50-х годах. Был разработан процесс газо-
электрической резки, в котором выделение тепла в пятне
и в струйном столбе дуги внешне схоже с выделением теп-
ла в нагревательном пламени от горения железа в кисло-
роде. Однако высокая температура плазмы позволила
разрезать все металлы и повысить скорость резания до
нескольких метров в минуту [151].
Первыми аппаратами, работавшими по этому принци-
пу, были КДР-1-57 и УДР-2-58. К этому же времени отно-
сятся сообщения об опытах А. А. Кочергина, начало работ
над плазменно-дуговой резкой и развитие работ над источ-
179
chipmaker.ru
Ником теплоты независимого действия — дуговой плаз-
менной струей. Созданными в ИМЕТ им. А. А. Байкова
АН СССР головками успешно резали листы нержавеющей
стали, алюминия, титана.
Л. П. Муркин [182] спектроскопическими измерениями
впервые определил распределение температур режущей
дуги в плоскости реза, наибольшие температуры (до
25000 °C) наблюдались у среза сопла режущей головки.
В настоящее время сбветскими учеными изучено пове-
дение проникающей плазменной дуги в зоне резки [183].
К. В. Васильев, осциллографируя процесс резки па-
кетного образца с изолированными слоями, установил,
что активное пятно дуги перемещается по листам пакета,
чаще ориентируясь посредине его толщины. Это было
объяснено стремлением дуги занять траекторию наиболь-
шей проводимости.
Однако Васильевым не были полностью раскрыты при-
чины такого поведения дуги.
В работе [185] описываются опыты по изучению этого
явления. Резали пакет плотно стянутых полос общей тол-
щиной 50—60 мм\ пакет являлся анодом, зазоры между
полосами отсутствовали. Кривые распределения тока по
слоям пакета отражали вероятность нахождения анодно-
го пятна дуги в определенном месте разрезаемого изделия.
Было показано, что имеющее место в процессе резки скач-
кообразное перемещение анодного пятна объясняется шун-
тированием дуги [185].
Действительно, интенсивный поток газа, смывающий
фронт резки, стремится выдуть дугу вниз, т. е. сместить
анодное пятно к нижней кромке. Так как поверхность ме-
талла является эквипотенциальной, а падение напряже-
ния в столбе дуги определяется его длиной, то в какой-то
. момент происходит электрический пробой в более высокой
-точке, после чего анодное пятно скачкообразно переме-
щается в точку пробоя (возникает новый канал дуги).
Этот процесс повторяется с частотой в несколько тысяч
герц, что подтверждается наличием высокочастотной сос-
тавляющей (шума) на осциллограммах напряжения плаз-
матрона при резке [185].
Анодное пятно делит рез на три области, в каждой из
которых процесс теплопередачи идет различно.
В области выше анодного пятна (участок С, рис. 86)
металл получает тепло излучением от столба дуги, имею-
180 ’
Рис. 86. Энергетические зо-
ны при плазменной резке
(Э — катод, ИТ — источник
энергии, ИГ — источник га-
за); Zi — участок выше анод-
ного пятна; /2 — анодное
пятно; ls — участок ниже
анодного пятна
резки дают возможность
щего среднемассовую температуру 8000—10000 °К, и кон-
векцией от окружающих его более холодных газов. В об-
ласти анодного пятна (участок ГГ) металл нагревается под
действием электронной бомбардировки и джоулева тепла.
Ниже анодного пятна (участок Ф) источником тепла яв-
ляется факел горячих газов с температурой 3000—6000 ° К
и стекающий по фронту резки
металл, перегретый на 100—200°
выше температуры плавления.
По оценкам, сделанным А.
Гагеном и А. Дайкером [185]
на участке С, плотность тепло-
вого потока составляет 104
кет/см2, на участке П 10®
квт/см2-, в нижней части реза
удельная мощность ниже, одна-
ко для ее оценки количествен-
ных данных не имеется.
Таким образом, выяснилось,
что режущими частями дуги
может быть не только актив-
ное пятно, но и столб дуги у
верхней кромки и плазменный
факел в нижней части реза.
Описанные выше представ-
ления о поведении дуги и
распределении энергии в зоне
объяснить ряд технологических особенностей процесса.
Так, по данным К- В. Васильева и А. А. Исаченко [186],
при плазменной резке могут быть получены резы с парал-
лельными стенками, а также со сходящейся и расширяю-
щейся книзу формами сечения, что отражает характер
распределения интенсивностей введения энергии по глу-
бине реза.
Важнейшие факторы, влияющие на геометрию реза —
скорость резки и жесткость дуги. При достаточно больших
скоростях область наиболее вероятного пробоя между
каналом дуги и фронтом резки перемещается в верхнюю
часть реза, имеющего V-образную форму. В предельном
случае, когда скорость резки очень велика, металл в ниж-
ней части не проплавляется.
При уменьшении скорости резки область наиболее ве-
роятного пробоя перемещается в нижнюю часть, стенки
)8)
chipmaker.ru
реза становятся почти параллельными. В пределе (при
очень малых скоростях) это приводит к выдуванию анод-
ного пятна на нижние кромки, оплавлению их и расшире-
нию реза книзу.
Аналогично объясняется и влияние жесткости дуги
11851. «Жесткая дуга» характеризуется большим током
и большим расходом плазмообразующего газа; оба эти
фактора способствуют углублению дуги в металл. Увели-
чение силы тока приводит к увеличению скорости оплавле-
ния металла в верхних слоях (растет температура плазмы),
а увеличение расхода газа способствует более интенсивно-
му выдуванию дуги в глубь металла. Область наиболее
вероятного пробоя при этом смещается вниз, что и приво-
дит к вырождению расширяющейся кверху формы реза.
Анализируя энергетический баланс процесса, К. В. Ва-
сильев [183] предложил определять скорость резки w
плотностью металла р и толщиной 6 при токе / в напряже-
нии и дуги по~уравнению
__ 0,24/му —?м ,
W ~ рбДЗб •
Имеется в виду, что при этом получается рез шириной
Ь, из которого металл удаляется с получением приращения
теплосодержания AS, а во время резки в процессе участ-
вует доля т],, энергия дуги, часть которой qM отводится
в массу металла.
В. В. Кудинов и И. Д. Кулагин показали возможность
пользования более простым уравнением [301:
0,24/ и
W~p№6.S 71 ’
где т] — полный тепловой к.п.д. процесса резки, опреде-
ляемый как произведение эффективного к.п.д.
(т]и = 0,7—0,8) на термический к.п.д. (т],).
Таким образом, эффективность плазменной резки обус-
ловлена в значительной мере процессом распространения
теплоты плазменной струи вследствие теплопроводности в
разрезаемом листе, характеристикой которого и является
термический к.п.д. (т]#) процесса проплавления, т. е. отно-
шение теплосодержания выплавляемого металла за еди-
ницу времени к эффективной тепловой мощности плазмен-
ной струи [1871.
Величина может быть определена расчетным путем
по схеме линейного сосредоточенного источника в зависи-
182
(39)
мости от безразмерного критерия ег по номограммам, при-
веденным в монографии [1871:
в
r~ baS ’
где 6 — толщина разрезаемого листа;
а — коэффициент температуропроводности;
S —толщина зоны плавления;
q — тепловой поток.
Максимальное значение достигает 0,484 при резке
металла очень мошной струей плазмы с весьма большой
скоростью.
Электрическая мощность современной аппаратуры для
резки не обеспечивает максимальных значений тепловой
эффективности процесса резки. Так, термический к.п.д.
составляет [2, с. 537]; при резке листов толщиной 6—
100 мм из нержавеющей стали —0,43—0,0,48; при резке
листов толщиной 6—150 мм из алюминия 0,16—0,46; при
резке листов толщиной 6—50 мм из меди 0,08—0,34. С
увеличением толщины листов снижается т]t, так как при сни-
жении скорости резки (при постоянной мощности струи)
резко повышаются потери энергии струи на нагрев участ-
ков металла вне зоны реза, особенно при резке металлов
с высокой теплопроводностью (медь, алюминий). В этих
случаях для повышения экономичности резку следует вес-
ти струями высокой мощности.
Принципы создания аппаратуры
для плазменной резки
Основные применяемые в настоящее время схемы плаз-
мотронов для резки представлены на рис. 87.
Устройство обычного плазмотрона для резки схемати-
чески показано на рис. 88. В металлический корпус 2 плаз-
мотрона вводится электрод 1, электрически изолированный
от корпуса. С другой стороны к корпусу присоединено
сопло <? с выходным обжимающим каналом для плазмен-
ной струи. Корпус, электрод и сопло охлаждаются проточ-
ной водой; сопло может быть электрически изолировано
от корпуса. В плазмотрон подается рабочий газ, который
образует плазменную струю. Плазменная резка ведется
на постоянном токе, полярность прямая, катодом служит
электрод; плюс источника тока присоединяется к разре-
183
chipmaker.ru
заемому металлу. Такая схема имеет повышенный по срав-
нению с другими к.п.д. и скорость резки, так как тепловое
воздействие струи суммируется с мощностью анодного
пятна на металле; уменьшается также износ сопла; так
как оно электронейтрально и не служит электродом дуги.
Одним из основных вопросов плазменной резки являет-
ся выбор рабочего газа. Первоначально применяли только
очищенный аргон. Кроме высокой стоимости, аргон хими-
чески инертен, что исключает ускорение резки в результа-
Рис. 87. Схемы плазмотронов для резки (В — подача воздуха, N2 — подача
азота):
I — с использованием расходуемого электрода (графит) и водяной стабилиза-
ции; II—с плоским циркониевым электродом в воздушном вихре; III —с
использованием защищенного газом вольфрама; IV — с массивным кольцевым
катодом; V — безэлектродный плазмотрон
те реакций между металлом и газом. Теплосодержание
аргона при наиболее эффективных температурах невели-
ко. Некоторым недостатком может считаться также малое
падение напряжения в столбе дуги, затрудняющее высо-
кую концентрацию энергии. Поэтому возникла необходи-
мость использовать для плазменной резки многоатомные
газы (водород, азот, кислород, воздух), такие газы при
диссоциации^поглощают много тепла. При молизации у
поверхности металла тепло освобождается и передается
металлу. Теплосодержание газа и его режущая способ-
ность значительны, что обеспечивает хорошую чистоту
реза и высокую производительность.
Как показали исследования, плазмообразующие газы
по степени увеличения скорости резки располагаются в
184
Следующей последовательности; аргон, гелий, азот, водо-
род. По степени снижения надежности работы сопла те
же газы располагаются в следующем порядке; аргон,
азот, гелий, водород. Это приводит к необходимости исполь-
зовать для резки газовые смеси (например, водородсодер-
жащие). jgj
При этом основным газом является водород, расход
которого должен быть оптимальным, а второй газ необхо-
дим для обеспечения нормаль-
ной работы сопла. ,
По данным Быховского [9] |
(табл. 30), добавки водорода
в плазмообразующую смесь на
основе аргона позволяют резко
интенсифицировать процесс рез-
ки, особенно высоко теплопро-
водных резрезаемых металлов.
В той же работе было уста-
новлено, что величина опти-
мального расхода водорода
(Qo), при котором скорость
резки имеет максимальное зна-
чение, не зависит от диаметра
сопла, природы разрезаемых
металлов и толщины листов и
растет с увеличением силы тока
(/). Отношение Q/Z можно счи- Рнс- 88- ^аз“отрои для
тать постоянным и равным
(8,5—12) • 10~2 л/мин.
Применение вместо аргона азота снижает стоимость
процесса и позволяет достичь значительной концентра-
та б л и ц а 30
Влияние добавок водорода на процесс плазменной резки
Разрезаемый металл Скорость резки, м}ч при работе на газе
аргои аргон 4- водород
2,6 24
Сталь 12 28
Алюминий 30 90
185
chipmaker.ru
иии энергии в плазменной струе; в этом случае скорость
резки удается довести до 20—40 м/ч [188]. Эффективным
средством интенсификации процесса плазменной резки на
азоте является добавка к нему водорода.
Плазменная резка в водородсодержащих смесях пол-
ностью решает проблему разделки цветных металлов во
всем диапазоне толщин и малоуглеродистых и легирован-
ных сталей больших и средних толщин. Однако при резке
в водородсодержащих смесях стали толщиной менее 30 мм
не удается сочетать высокую скорость резки с хорошим
качеством резки. Это обусловило применение для резки
кислородсодержащих смесей, эффективность действия ко-
торых зависит от характера химического взаимодействия
кислорода с разрезаемым металлом. В этом случае в по-
лость реза поступает как тепло электрической дуги, так и
образующееся в результате окисления. Дополнительным
преимуществом в этом случае является увеличение жидко-
текучести окисленных продуктов реакции.
Процесс воздушно-дуговой резки характеризуется сле-
дующими параметрами: при токе дуги 200—300 а, напря-
жении 80 в, расходе воздуха 40 л/мин и диаметре сопла
3 мм мощность дуги (16—20 кет) распределяется следую-
щим образом — на нагрев анода (разрезаемого изделия)
70—80%, на нагрев катода 8—12%, на нагрев сопла 8--
10%, выделяется в столбе дуги 6—10% [180].
Производительность плазменно-воздушной резки дости-
гает 160 м/ч при разрезании стали Х18Н9Т толщиной 10 мм
и 120 м/ч при разрезании малоуглеродистой стали такой
же толщины [189].
Высокая производительность при применении воздуха
для плазменной резки сочетается с экономической эффек-
тивностью и использованием при этом недефицитных га-
зов (рис. 89).
Долгое время попытки применения кислородсодержа-
щих газовых смесей, несмотря на их технико-экономи-
ческие преимущества, оказывались безуспешными из-за
разрушения вольфрамового катода.
При работе на аргоно-водородных и азотно-водород-
ных смесях стойкость вольфрамовых электродов совершен-
но достаточна и не лимитирует проведение процесса; нали-
чие в плазмообразующем газе кислорода приводит к интен-
сивному окислению катода и вследствие наличия у воль-
фрама летучих окислов к полному его разрушению.
186
В связи с этим был предложен ряд конструкций, обес-
печивающих защиту катода от окисления.
Так, К. Хреновым [1411 предложен трубчатый медный
водоохлаждаемый катод, срок службы которого достигал
12—15 ч. Однако этот плазмотрон широкого распростра-
нения не получил. Была сделана попытка применения
двойного потока газа: один поток, защитный, омывал ка-
тод, другой, направляемый в сопло, образовывал режу-
щую струю (первый обычно аргон, второй — азот или
Рис. 89. Сравнение компонентов технологической стои-
мости плазменно-дуговой резки малоуглеродистой стали
в различных газах; А — в аргоио-водородной смеси;
В — то жр, с дополнительной подачей воздуха; К — в
азотно-кислородном потоке
воздух). Оригинальным по исполнению является водя-
ной плазмотрон К. Миклоши (ЧССР) [141]. Часть охлаж-
дающей воды отводится в газовую камеру, где испаряется,
диссоциирует и создает рабочую газовую водородно-кисло-
родную смесь, формирующую режущую струю.
Однако все эти конструкции либо недостаточно надеж^
ны, либо сложны.
Введение рабочего кислородсодержащего газа ниже
катода не эффективно из-за его неполного прогрева в стол-
,бе дуги.
Только разработка циркониевых катодов привела к
реальному прогрессу в решении проблемы использования
187
chipmaker.ru
воздуха и кислородсодержащих смесей для плазменной
резки.
Успешную работу циркониевых электродов Быхов-
ский 19] объясняет тем, что при взаимодействии с возду-
хом цирконий может образовывать нитрид циркония и дву-
окись циркония; оба соединения являются термодинами-
чески прочными, тугоплавкими, жаростойкими и, кроме
того, обладают лучшими,
Толщина металла 6, мм
Рис. 90. Зависимость скорости плаз-
менной резки от толщины металла при
различной мощности струи:
А — газо-кислородная резка
ности. По данным работы
плазматрона целесообразно
ла. Оптимальное значение
чем цирконий, термоэмис-
сионными свойствами.
Следствием сочетания та-
ких свойств является вы-
сокая стойкость циркония
в плазме и непрерывное
автоматическое воссозда-
ние на его поверхности
эмитирующего электроны
слоя.
По данным [9), ско-
рость сгорания такого
электрода составляет
4-Ю-3 мм/мин, причем
наиболее интенсивное его
’ выгорание наблюдается в
переходных режимах (во
время зажигания основ-
ной дуги).
Важным параметром
процесса плазменной рез-
ки является выбор мощ-
1188], повышать мощность
до определенного преде-
мощности (в кет} состав-
ляет величину, приблизительно равную толщине
разрезаемого металла (в мм). Однако для получения ско-
ростей резки, близких к максимальным, мощность плазмат-
рона, как правило, должна быть больше, чем определен-
ная по этому приблизительному соотношению.
Скорость плазменной резки зависит от толщины метал-
ла и быстро убывает с ее возрастанием (рис. 90); существу-
ет максимальное значение толщины металла, который мож-
но разрезать плазменной струей. Поданным работы 1188]*
эта толщина составляет 270—280 мм.
188
Таким образом, в отличие от кислородной резки, ско-
рость которой ограничивается процессами химической
кинетики и массообмена, при плазменно-дуговой резке
возможно увеличение скорости процесса путем наращива-
ния мощностей режущей дуги, сокращения ширины реза,
улучшения энергоиспользования дуги. Последнее в зна-
чительной мере связано с особенностями рабочей плазмо-
образующей среды.
Применение плазменной резки
Плазменная резка широко применяется в промышлен-
ности ряда стран.
Так, с начала 1963 г. в Польской Народной Республи-
ке применяют плазменные установки для резки легиро-
ванных сталей и цветных металлов. Разработано несколь-
ко типов установок мощностью 30—100 кет, создающих
плазму из аргона, аргоно-водородной и азотно-водородной
смесей 12, с. 595]. Например, горелка плазменной уста-
новки мощностью 100 кет с тангенциальной подачей азота
может работать в режиме независимой дуги (мощностью
45 кет) и зависимой дуги (мощность 100 кет).
При работе горелки в режиме независимой дуги воз-
можна резка непроводящих материалов (например, шамо-
та).
При резке металла в режиме зависимой дуги края лис-
тов оказываются ровными и структурные изменения прак-
тически отсутствуют. Для нержавеющих сталей зона струк-
турных изменений имеет ширину около 0,15 мм, что прак-
тически не влияет на ход последующих за резкой техно-
логических операций. Твердость зоны реза по отношению
к основному металлу практически не меняется.
В СССР за истекшее десятилетие созданы образцы раз-
личной режущей аппаратуры, реализующей метод плаз-
менно-дуговой резки [151]; в настоящее время созданы
первые образцы быстрых и точных автоматически управ-
ляемых машин для плазменной! резки металлов («Кристалл»
«Алмаз»).
В ИЭС АН УССР сконструирован плазмотрон и разра-
ботана установка АВПР-1 для автоматической воздушно-
плазменной резки с циркониевым электродом, работаю-
щая на постоянном токе (и = 300 е; 7 = 100 Д- 300 а;
Q — 50 кет). Потребляемая мощность из сети 100 кеа.
189
chipmaker.ru
Установка АВПР-1 предназначена для автоматической
плазменной резки различных металлов толщиной не бо-
лее 50 мм (углеродистых, легированных и нержавеющих
сталей, алюминия и его сплавов, медных и никелевых
сплавов и т. д.).
Во ВНИИЭСО [9J разработана серия стационарных
установок УГЭР-500для плазменной резки. Так, установ-
ка УГЭР-500-2 предназначена для плазменной резки заго-
товок труб диаметром 80—150 мм. Эта двухручьевая уста-
новка эксплуатируется на трубных заводах СССР и позво-
ляет разрезать трубы диаметром 150 мм за 35 сек.
Другая установка этой серии — УГЭР-500-4 предназна-
чена для резки горячего металла (нержавеющих, высоко-
легированных сталей и биметалла) после обработки на
прокатных станах или выпуска его из установок полу-
непрерывной разливки. Следует отметить, что скорость
резки горячего металла возрастает в 1,2—1,5 раза по срав-
нению со скоростью резки холодного металла. Использо-
вание этого метода для резки сутунки на заводе «Электро-
сталь» дало значительный экономический эффект.
Аналогичная установка применена на заводе «Лентруб-
лит» для обрезки чугунных труб, получаемых методом
полунепрерывной разливки, что позволило полностью
отказаться от механической резки и в несколько раз под-
нять производительность участка.
В некоторых случаях (например, при ремонте и изго-
товлении технологического оборудования на предприятиях
цветной металлургии) эксплуатация стационарных уста-
новок для плазменной резки нерациональна вследствие
недостаточной загрузки постов резки (20—50% рабочего
времени) и необходимости транспортировки громоздких
деталей к месту резки и обратно; в этих случаях необхо-
димо создавать передвижные установки. В тресте «Урал-
цветметремонт» [1501 разработана и изготовлена такая
установка. Резка производится на аргоне, все агрегаты
(включая замкнутую систему водоохлаждения) компактно
размещены на автоприцепе.
Погружение плазменной горелки в воду не нарушает
ее работы, так как выходящий под избыточным давлением
плазменный факел препятствует попаданию воды внутрь
горелки через сопло. Подводную резку и сварку можно
вести без принудительного водяного охлаждения сопла
горелки, что значительно упрощает ее конструкцию.
J90
В США были проведены испытания плазменных Горелок
специальной конструкции для подводной резки металлов.
Горелки работали на аргоне; анодом служило обрабаты-
ваемое изделие [95].
Установка для подводной плазменно-дуговой резки раз-
работана также на предприятии «Пэнэ-верфт» (ГДР) [129].
В качестве рабочего газа использована смесь аргона и во-
дорода; мощность, потребляемая горелкой, 50 ква.
В ходе обработки технологии резки было установлено,
что при определении рабочего давления газа следует исхо-
дить из расчета 1 ат на каждые 10 м глубины (сверх на-
чального давления). Дуга под водой возбуждалась без
затруднений, однако металл не удалялся из полости реза,
а накапливался за дугой и заплавлял полость реза у ниж-
ней кромки. Увеличение скорости истечения газа не устра-
няло этого явления из-за значительного подпора воды.
Устранить этот недостаток удалось установкой допол-
нительного водяного сопла, создававшего непрерывный
проток воды у реза.
При толщине разрезаемого металла (стали) 40 мм,
расходе газа 15 л[мин и токе 430 а скорость резки соста-
вила 9 м/ч.
ПЛАЗМЕННАЯ СВАРКА
Сварка большими токами
Впервые о возможности использования в сварочных
процессах «сжатой» дуги (горящей в цилиндрическом ка-
нале) упоминается в работе К. Хренова в 1949 г. [151];
сегодня сварка с использованием плазменной струи нахо-
дит все более широкое применение.
При горении обычной сварочной дуги между неплавя-
щимся электродом и изделием в защитном газе столб дуги,
имеющий вид конуса, приобретает размеры, которые зави-
сят от электрических параметров дуги; температура такой
дуги не превышает 5000—6000 °C.
При принудительном сжатии дуги (пропускании ее
через водоохлаждаемые сопла) температуру, как было
показано во II главе, можно поднять до 50 000 °C. Исполь-
зование полученного при этом потока плазмы сварки отли-
чается от аргоно-дуговой сварки, где три основных эле-
мента режима (длина дуги, ток и напряжение) тесно свя-
191
chipmaker, ru
замы между собой, значительно большей свободой выбора
параметров процесса.
При сварке металлов сжатой дугой наблюдается деио-
низация наружных слоев столба дуги и уменьшение сече-
ния столба вследствие охлаждающего действия стенок соп-
ла. Это приводит к повышению напряжения дуги, уве-
личению плотности тока в столбе дуги и, как следствие,
к концентрации теплового потока и повышению проплав-
ляющей способности дуги.
Однако сжимать дугу мож-
но лишь до определенного
предела. При некотором зна-
чении тока и диаметре сопла
образуется двойная дуга—от
вольфрамового электрода на
сопло и с сопла на изделие
[192]. Это явление связано с
тем, что при увеличении то-
ка и уменьшении диаметра
сопла увеличивается падение
напряжения в столбе дуги и
одновременно j уменьшается
пограничный холодный слой
газа у стенки сопла, в ре-
зультате чего увеличивается
его электропроводность и
создаются условия для элек-
трического пробоя.
При образовании двойной дуги изменяются параметры
режима,'tухудшается формирование шва и нарушается
стабильность процесса сварки [191]. Как показали опыты,
каждому составу и расходумзащитного газа и диаметру
сопла соответствует определенный критический ток, вы-
ше которого образуется двойная дуга (рис. 91).
С увеличением длины канала сопла уменьшается кри-
тический ток; увеличение зазора между соплом и изделием
также способствует уменьшению критического тока. Так,
например, при диаметре сопла 3 мм и длине канала 3 мм
двойная дуга образуется при токе 125 а, а при длине кана-
ла 4 мм двойная дуга наблюдается уже при токе 100 а.
Для определения технологических возможностей про-
цесса сварки сжатой дугой А. Петров [191] провел сравни-
тельное исследование тепловой эффективности процесса
192
проплавления сжатой и открытой дугой. Тепловая эффек-
тивность процесса в соответствии с теорией тепловых
процессов оценивается эффективным и термическим коэф-
фициентами полезного действия т] и т];. Эффективную теп-
ловую мощность (<?и) в работе определяли калориметриро-
ванием, условное теплосодержание — по площади про-
плавления. Эксперименты проводили на образцах разме-
ром 5 X 40 х 150 мм из стали 1Х18Н9Т, наплавленных
открытой и сжатой дугой. Площадь проплавления опре-
деляли на поперечных микрошлифах. Скорость сварки
во всех экспериментах была 14.м/ч, расход аргона при свар-
ке открытой дугой 3 л/мин, при сварке сжатой дугой —
0,5 л/мин-, дуговой промежуток при сварке открытой ду-
гой 1 мм, при сварке сжатой дугой зазор между срезом
сопла и изделием 1 мм, длина канала сопла 3 мм, диаметр
сопла 22 мм [191].
Сжатая дуга имеет более высокое напряжение по срав-
нению с обычной сварочной дугой. При указанных выше
параметрах сопла напряжение сжатой дуги при токе 20—
100 а равнялось 20—22 в, в то время как напряжение горе-
ния открытой дуги при токах 40—130 а составляло 8—9 в.
В связи с этим эффективная тепловая мощность сжатой
дуги примерно на 40% больше, чем тепловая мощность
открытой дуги.
В то же время при сварке сжатой дугой значительная
часть тепла теряется вследствие охлаждения столба дуги
холодными стенками сопла. Поэтому эффективный к.п.д.
нагрева при сварке сжатой дугой значительно ниже, чем
при сварке открытой дугой (рис. 92). С увеличением тока
при одном и том же диаметре сопла степень сжатия столба
дуги увеличивается, растет отвод тепла в сопло, неэффек-
тивный к.п.д. уменьшается.
Глубина и ширина проплавления при плазменной свар-
ке зависят не только от электрических параметров режи-
ма, но и от диаметра сопла и'расхода газа. Уменьшение
диаметра и повышение расхода газа ведут'к повышению
степени сжатия дуги, концентрации ее тепловой мощности
и росту скорости истечения плазменной струи. Это увели-
чивает глубину проплавления и после некоторой крити-
ческой величины делает сварку невозможной, так как
расплавленная металлическая ванночка полностью выду-
вается из канавки и происходит разделительная резка
металла.
193
chipmaker.ru
Проплавляющую способность дуги оценивают терми-
ческим к.п.д. представляющим собой отношение услов-
ного теплосодержания металла, подвергаемого расплавле-
нию в процессе сварки в единицу времени, к эффективной
тепловой мощности источника тепла.
А. В. Петровым и др. [191] производилось определение
термического к.п.д. обоих способов сварки при одинаковых
эффективных мощностях и равных энергиях. На рис. 93
представлена зависимость термического к.п.д. проплавле-
Сила пока, а
Рис. 92. Влияние силы тока на тепловые показа-
тели сварки открытой и сжатой дугой
ния от эффективной мощности дуги (перелом кривой 2
свидетельствует об образовании двойной дуги). На основа-
нии изложенного можно сделать вывод, что при заданном
коэффициенте проплавления и определенной эффективной
мощности сжатия дуга позволяет выполнять сварку на
большей скорости, чем открытая дуга. Благодаря высо-
кой проплавляющей способности, сжатые дуги меньше
зоны разогрева свариваемого металла, что является пре-
имуществом при сварке тонколистового металла, так как
уменьшается коробление и прожоги. При сварке сжатой
дугой прогиб кромок на 30—40% меньше, чем при сварке
открытой дугой.
Для определения оптимальных условий сварки было
изучено влияние различных параметров режима на тепло-
вые характеристики Дуги и формирование шва. С умень-
шением диаметра сопла, т. е. с увеличением сжатия дуго-
194
во го столба резко увеличивается проплавляющая способ-
ность дуги, о чем свидетельствует значительное увеличе-
ние термического к.п.д. проплавления с уменьшением диа-
метра сопла (рис. 94). Расход плазмообразующего газа
также влияет на тепловые и технологические свойства ду-
ги; с увеличением расхода повышается охлаждающее дей-
ствие струи, увеличивается толщина пристеночного холод-
ного слоя газа и растет концентрация тепловой мощности
Рис. 93. Зависимость термического к.п.д. про-
плавления от эффективной тепловой мощнее-
ти дуги (<7Н):
1 — открытая дуга; 2 — сжатая дуга; диаметр
сопла 2 мм; 3—сжатая дуга, диаметр сопла 3 Лцц
дуги. На рис. 95 представлена зависимость qt и щ от
расхода газа (h — толщина листа, УСЕ — скорость свар-
ки).
При возрастании скорости газа проплавляющая спо-
собность дуги увеличивается. Из графика (рис. 96) видно,
что при расходе 0,7 л/мин намечается перелом в сторону
увеличения интенсивности проплавления; при определен-
ных значениях расхода газа дуга приобретает режущие
свойства.
Следует отметить, что для ряда случаев использования
плазменной сварки (при однопроходной сварке без раз-
делки стыковых соединений металлов с высокими коэф-
195
chipmaker.ru
фициентами поверхностного натяжения — нержавеющей
стали и титана толщиной до 12—20 мм) разработана тех-
нология сварки «проникающей дугой», т. е. на грани, пе-
реход через которую приводит к резанию металла [791.
Рис. 94. Зависимость тепловых характе-
ристик дуги от диаметра сопла
/40
120
100 S
4
во Я-
40
20
0,6
ол
о,г
012
/,0г 0,10
। 00S
0,06
- 0,06
. 0,02
0 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9
Расход газа Ц,л]м11н
Рис. 95. Зависимость тепловых характери-
стик дуги от расхода газа (7 = 40а, =
— 2 мм, h = 1 мм\ исв — 14 м/ч)
Этот способ характеризуется значительными скоростя-
ми истечения стабилизирующего газа (табл. 29). При этом
столб дуги (струя плазмы) проходит через всю толщину
свариваемого металла, образуя сквозное отверстие на
передней кромке ванны. От стекания расплавленный ме-
талл удерживается силами поверхностного натяжения и
196
кристаллизуется в конце ванны. Необходимость в приме-
нении подкладок отпадает.^Внешне такой процесс харак-
терен образованием факела раскаленных газов, выходя-
щего^за нижнюю плоскость свариваемых листов.
L настоящее время существует целый ряд аппаратов
для сварки на основе плазмы, при помощи которых можно
производить различные сварочные операции. Назначение
аппаратов диктует их конструктивные особенности. Изме-
нения диаметра сопла и расхода газа позволяют в широких
пределах изменять тепловые и динамические свойства
плазменной струи. При сварке между собой неметаллов
Рис. 96. Влияние расхода газа на интен-
сивность проплавления (Н) и ширину
шва (В); I — 40а, dQ — 2 мм, \h = 1 fMM,
=14 м/ч
св '
или металлов с неметаллами применяют горелки с неза-
висимой дугой. В случае сварки металлических поверх-
ностей наилучшие результаты получаются, когда анодом
служит обрабатываемый металл, т. е. при зависимой дуге
[25]. Попадание воздуха в плазменную струю вызывает
окисление сварного шва; защиту шва осуществляют
обычно подачей струи газа (в редких случаях — флю-
са), изолирующего зону сварки от проникновения в нее
воздуха извне (род защитного газа определяется соста-
вом свариваемого металла).
При сварке нержавеющих сталей применяют аргон,
гелий и аргоно-водородные смеси, при сварке алюминия —
чистый азот [791. Обеспечение эффективной защиты метал-
ла шва связано с некоторыми особенностями: при сварке
197
I chipmaker.ru
сжатой дугой применяют более длинные дуги, чем при
аргоно-дуговой сварке, высокая температура дуги способ-
ствует интенсивному протеканию окислительных реакций
в сварочной ванне, высокоскоростной поток газа, выходя-
щий из сопла плазменной горелки, отражаясь от свароч-
ной ванны, может сбивать поток защитного газа [79].
При выполнении бортовых и угловых швов находит
применение боковая подача защитного газа по одной или
двум трубкам, расположенным по линии шва. Эффектив-
ность газовой защиты улучшается при установке в сопло
I
I
I
I
I
I
I
I
Рис. 97. Схема сварочной
плазменной горелки:
1 — катод; 2 — сопло; 3 —
насадка; 4 — изделие; 5 —
плазменный факел
Рис. 98. Схема формирования стол-
ба дуги и сварочной ванны проти-
воположными струями газа:
1 — столб дуги; 2 — плазмотрон;
3 — боковые струи; 4 — трубки для
подачи газа; 5 — сварочная ванна
набора сеток, которые создают равномерно распределенный
поток газа по всему сечению сопла; хорошие результаты
получаются при использовании защитных башмаков и
шлейфов, подобно применяемым при аргоно-дуговой свар-
ке титана.
При сварке проникающей дугой рекомендуется защи-
щать от окисления струей инертного газа и обратную
сторону шва.
На стр. 97 приведена схема горелки, конструкция кото-
рой обеспечивает защиту сопла при помощи насадки, элек-
трически изолированной от него. Поток газа, проходящий
между соплом и насадкой, дополнительно сжимает столб
дуги и препятствует возникновению аварийного режима —
двойного дугообразования.
198
Расширение диаметра дуги после выхода ее из канала
сопла приводит к увеличению объема сварочной ванны,
а динамическое воздействие дуги ухудшает форму шва.
Для преодоления этого недостатка в работе [79] предло-
жено использовать для формирования плазменной струи
два противоположных потока газа, направленных поперек
струи (рис. 98). В этом случае активное пятно нагрева
сжимается в плоскости действия струй, что на 30 % умень-
шает ширину верхней части шва.
Режим плазменной сварки следует выбирать с учетом
получения сварочной ванны минимального объема при
заданной глубине проплавления. В табл. 31 приведены,
по данным работы [79], рекомендуемые режимы механи-
зированной сварки стыковых соединений без разделки
кромок и подачи присадочной проволоки.
Таблица 31
Режимы плазменной сварки
Способ сварки Материал Тол- щина, мм Сила тока, а Напря- жение, е Ско- рость сварки, м/ч Расход аргона, л/мин
плазмооб- разующий за- щит- ный
Непроника- Сталь 1.0 75—100 18 50—75 0,7—0,8 2,0
ющей дугой 1Х18Н9Т 1.5 100—120 18—20 45—70 0,5—1,0 2,5
Проника- Сталь 3 140 22—24 22 1,0 4,0
ющей дугой 1Х18Н9Т 6 180 26 15 2,0 6.0
10 250 30 10 3,0 8,0
То же СП-28 4 10 150 290 22 32 25 10 1.5 1.7 4,0 12,0
» » Титан 15 250 30 19 1,5 20,0
Механические испытания швов, выполненных по этим
режимам, показали, что их прочность и пластичность не
отличаются от характеристик основного металла.
Сварка металла большей толщины производится с раз-
делкой кромок и применением присадочной проволоки.
При сварке второго и последующего проходов расход
газа должен быть меньше, чем при сварке корневого шва
проникающей дугой-
199
chipmaker.ru
Присадочную проволоку подают на переднюю кром-
ку ванны, однако не исключена подача проволоки в столб
дуги или в концевую часть ванны. Лучшие результаты
достигаются при электрическом контакте присадочной
проволоки с изделием, при котором увеличивается ско-
рость плавления присадки.
При сварке плазменной струей необязательно выдержи-
вать заданную длину дуги, так как она не определяет здесь
рабочего режима. Способность плазменной струи сохра-
нять очертания отверстия сопла можно использовать для
придания струе необходимой формы; форму струи при
- Направление сварки
а
Рис. 99- Регулирование формы плазменной струи при сварке при по-
мощи магнитного поля:
а — растягивание в веер: б — вращение по образующей конуса;
1 — магнит; 2 — плазмотрон; 3 — плазменная струя
совмещении дуги с плазменной струей можно изменять
также наложением внешних магнитных полей [25].
Переменное магнитное поле позволяет получить плос-
кую веерообразную струю плазмы (рис. 99), которой мож-
но проплавить дорожку шириной до 30 мм. Бегущее поле
перемещает дугу по образующей конуса, что может быть
использовано для обварки цилиндрических деталей.
Таким образом, применение плазменной струи вместо
дуги для сварки позволяет сваривать высокопрочные,
нержавеющие и жаропрочные стали и сплавы больших
толщин. Особенно эффективен этот способ при сварке
стыковых соединений на весу (труб, обечаек и др.), так
как в.этом случае обеспечивается надежный провар и хоро-
шее формирование шва с нижней стороны и отпадает необ-
ходимость в применении подкладных или остающихся
колец, которые иногда являются причиной образования
пор и трещин в корне шва.
^00
Такой комплекс технологических возможностей делает
особенно ценным применение плазменной сварки в метал-
лургическом машиностроении, где применение высокока-
чественных сталей больших толщин является особенно
актуальным.
Микроплазменная сварка
Микроплазменная сварка игольчатой дугой разрабо-
тана для соединения материалов толщиной от десятков
микрон до 1 мм [193, 194]. Сварка производится постоян-
ным током 0,1—10 а, зависимой или независимой дугой.
Как правило, плазмообразующим газом служит аргон,
а в качестве защитного используют аргон, смесь аргона
с гелием и водородом, углекислый газ, азот.
Оборудование для плазменной микросварки отличает-
ся от обычно применяемого для плазменной сварки более
высоким (до 60 в) напряжением в сварочной цепи, вспомо-
гательной (дежурной) дугой для создания необходимого
количества ионизирующего газа и уменьшенным (обычно
до 0,75 мм) диаметром выходного канала сопла плазмотро-
на [193].
При включении источника питания зажигается дежур-
ная малоамперная дуга между вольфрамовым электродом
и соплом. При подведении горелки к изделию на 1 —
1,5 лои эта дуга вытягивается и возбуждает основную
дугу между электродом и изделием, которая обжимается
потоком защитного газа и образует плазменную струю
в виде иглы.
Длина игольчатой плазменной стали в 10 раз больше,
чем при аргонодуговой сварке, и в то же время игольчатая
дуга в 7—8 раз концентричнее (по данным [194], игольча-
тую дугу можно растянуть до 8—10 мм). Угол расхожде-
ния игольчатой плазменной струи не превышает 6° [193].
Стабильность игольчатой плазменной струи обеспечи-
вается тем, что ее вольт-амперная характеристика почтц
горизонтальна. Так, изменение тока до 10 до 1 а при арго.-
но-дуговой сварке приводит к изменению напряжения на
100%, а при микроплазменной на 5%.
Требования, предъявляемые к соединениям в процессе
сборки и сварки, мало отличаются от обычных требова-
ний при аргоно-дуговой сварке. Так, при сварке стыковых
швов зазоры не должны превышать 15% толщины свари-
ваемых кромок; превышение одной кромки над другой не
Ж
chipmaker.ru
должно быть > 20% их толщины. . Несоблюдение этих
условий может привести к прожогам [194].
При невозможности обеспечить эти требования в усло-
виях сборки необходимо сварку вести с присадочным
материалом или применить стыковое соединение с отбор-
товкой кромок (для толщин металла менее 0,125 мм).
Наилучшим соединением является торцовое. В ряде
случаев целесообразно применять медные зажимы и под-
кладки для предотвращения протекания расплавленного
металла в зазор.
Установлено [194], что при непрерывной микроплаз-
менной сварке игольчатой дугой деформация металла на
25—30% меньше, чем при обычной аргоно-дуговой сварке
(на тех же токах), что является следствием уменьшения
зоны разогрева. Это преимущество особенно важно при
выполнении швов большой протяженности.
Микроплазменная сварка позволяет сваривать пре-
цезионные изделия из нержавеющей стали, ковара, меди,
титана, никеля и сплавов (инконель, хастеллой). В
табл. 32 приведены, по данным [193], режимы сварки
игольчатой дугой некоторых материалов. Во всех случаях
расход аргона на плазмообразование составлял 0,017 мъ/ч.
Таблица 32
Режимы микроплазменной сварки стыковых швов
Материал Толщина, мм Сила тока, а Защитный газ Скорость сварки, мм/мин
расход, м^’ч состав
Нержавеющая сталь 0,75 0,25 0,025 10 6 о.з 0,43 0,57 0,57 99,5% Аг 4-5 % Н2 То же То же 125 200 125
Титан 0,55 0,075 12 3 0,57 0,57 25% Аг 4-75о/о Не 50% Ar -J- 50% Не 225 150
Инконель 718 0,4 3.5 0,57 0,9% Аг 4-1 % Н2 150
Медь 0,075 10 0,57 25% Аг+ 75% Не 150
Процесс микроплазменной сварки можно механизи-
ровать при выполнении фигурных швов применением пла-
вающей головки, управляемой напряжением дуги- Вели’
?02
чина сигнала при этом достигает (в максимальном слу-
чае) ± 10 в, что вполне достаточно для управления пере-
мещением плазмотрона.
Автоматизация процесса не снижает качества шва
вследствие стабильности электрических характеристик
игольчатой дуги и возможности обеспечить удовлетвори-
тельное качество сварки при отклонении от горизонтали
на угол до 45 [193].
В работах [193, 194] приведен ряд примеров приме-
нения микроплазменной сварки для сварки сильфонов из
нержавеющей стали, микроэлектронных диодных матриц
из ковара, капилляров из нержавеющей стали без после-
дующей рихтовки, корпусов реле, проволоки из титана
и никеля.
При изготовлении фильтра из нержавеющей стали
сварка игольчатой дугой обеспечила лучшее качество и
производительность, чем пайка (на операции приварива-
ния тончайшей проволочной сетки к корпусу из нержавею-
щей стали).
Очевидно, микроплазменная сварка может успешно
конкурировать в ряде случаев с электроннолучевой,
поскольку оборудование для нее значительно проще и
дешевле.
Высокая степень концентрации тепловой энергии иголь-
чатой плазмы позволяет использовать этот инструмент
для исправления дефектов и ликвидации микропор в на-
ружных слоях изделий. Так в работе [128] описано при-
менение микроплазменной сварки для восстановления
бракованных деталей арматуры (седла, золотники),
рабочие части которых наплавлялись стеллитом мар-
ки ВЗК.
Дефекты наплавленного слоя (микропоры, трещины,
раковины) невозможно устранить обычными способами
(газо-кислородным или дуговым нагревом) из-за малых
размеров деталей, их деформации при нагреве и потере
размеров.
Применение игольчатой дуги позволило осуществить
местный нагрев и расплавление металла малого объема,
не нарушая геометрии детали.
В случае заплавления незначительных дефектов даль-
нейшая механическая обработка детали не требуется, так
как закристаллизовавшаяся микрованна имеет гладкую
и ровную поверхность, свободную от окислов.
203
chipmaker.ru
Установки для микроплазменной сварки разработаны
в ряде фирм США, Канады и Швейцарии (фирма «Сеше-
рон»). В Советском Союзе исследование процесса сварки
игольчатой дугой и создание промышленных установок
успешно осуществлено в Институте электросварки им.
Е. О. Патона АН УССР (194, 129].
ПЛАЗМЕННАЯ НАПЛАВКА
При наплавке разнородных металлов большое влияние
на механические и физико-химические свойства металла
наплавки и соединения оказывает глубина проплавления
основного металла. Минимальное проплавление, обеспе-
чивающее сохранение в наплавленном металле заданной
стойкости против износа и коррозии, может быть получе-
но в том случае, если источник теплоты позволяет раздель-
но регулировать нагрев и плавление основного и приса-
дочного металла. Этому требованию в наибольшей степе-
ни отвечает наплавка разнородных металлов плазменной
струей [195].
Для наплавки используют обычно комбинированные
плазмотроны.
Присадочный материал при плазменной наплавке мож-
но использовать в виде проволоки, ленты и порошка.
Прутковые присадки служат анодом и подаются в плаз-
му на срезе сопла. Кроме того, положительный потенциал
подается на сопло. Расстояние от прутка до поверхности
изделия составляет 10—15 мм.
Плазменная струя аргона не обеспечивает надлежащей
защиты наплавочной ванны от окисления, поэтому при
наплавке подают дополнительно кольцевой поток защит-
ного газа (вокруг сопла); для обеспечения ламинарности
его истечения целесообразно подавать газ через сетку.
В качестве защитного газа можно использовать аргон,
углекислый газ, а при наплавке меди на сталь —
азот. Расход защитного газа составляет 1000—1200 л/ч
1196].
При наплавке медной и бронзовой проволоки на сталь
содержание железа в первом слое составляет 0,5—1,5%,
тогда как при автоматической наплавке под слоем флюса
эта величина находится в пределах 28—56% [195]; при
плазменной наплавке нержавеющей стали на углеродистую
глубину проплавления составляет 0,3—0,6 мм, а доля
204
Основного металла в металле наплавки не превышает 3—-
5%. Аналогичные величины для флюсовой наплавки 1,2—
1,5 мм и 27%.
Пластические и прочностные характеристики металла,
наплавленного плазменной струей, не отличаются от ха-
рактеристик исходного материала.
Плазменная наплавка прутковых материалов находит
все более широкое применение.
Так, в работе [ 197J описана технология наплавки стел-
лита на детали арматуры, работающие в агрессивных сре-
дах и при высоких температурах. Прн токе 120—130 а,
расходе аргона (на образование плазмы и защиту от оки-
сления) 8—10 л/мин твердость наплавки составляла
HRC = 43—50.
Благодаря высокой термостойкости (20 циклов 20—
600 °C без разрушения) и горячей твердости переход на
плазменную наплавку позволил снизить брак с 40 до
3% и увеличить производительность в 3 раза (по сравне-
нию с газокислородным процессом).
Перспективной является наплавка порошковых мате-
риалов. В этом случае анодом является сопло и наплавляе-
мое изделие. Благодаря этому на поверхности изделия
(в отличие от напыления) образуется сварочная ванна,
нанесенный слой сплавлен с основным металлом и имеет
плотную литую структуру. Доля основного металла в
наплавленном слое снижается до < 10% даже при наплав-
ке слоя толщиной < 1 мм.
П. В. Гладкий с сотр. изучили процесс наплавки этим
методом хромоникелевых сплавов, легированных крем-
нием и бором, ввиду их высокой износостойкости, жаро-
стойкости и жаропрочности. Применение для наплавки
специально разработанных порошков сферической формы
на никелевой основе (3—5% Fe, 12—13,5% Сг, 2—3,7% В,
2,3—4,2% Si и 0,35—0,85% С позволило получить при
наплавке на сталь марки Ст. 3 слой с твердостью HV =
= 400 кг! мм1 при 600 °C. Высокая коррозионная стой-
кость и стойкость против износа наплавленного слоя поз-
волили использовать для улучшения качества уплотнен-
ных ' поверхностей арматуры. Не уступая стеллиту по
свойствам, хромоникелевые сплавы в 4—5 раз дешевле
его и намного технологичнее. Герметичность наплавленной
в порошковом режиме арматуры не нарушалась после
100 открытий и закрытий, в то время как серийные детали
205
chipmaker, ru
(наплавка электродами ЦН-12) теряли герметичность
после 40—50 циклов.
Следует отметить, что стремление к дальнейшему
уменьшению сплавления металлов основы и покрытия
приводит к напылению с последующим оплавлением слоя.
Использование для проведения этого процесса двух дви-
гающихся последовательно плазменных горелок позволяет
создавать слой толщиной 0,1—0,4 мм без смешивания
материалов основы и покрытия.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Таким образом, при помощи плазменных устройств
можно осуществлять ряд новых технологических процес-
сов в химии, металлургии, машиностроении и других отрас-
лях народного хозяйства.
Однако использование плазменных устройств наталки-
вается на препятствия, которые нельзя еще считать окон-
чательно преодоленными.
Низкотемпературная плазменная струя обладает су-
щественной неоднородностью энергетических и газодина-
мических параметров по длине и радиусу. Это создает
известные трудности в промышленном освоении плазмо-
струйных методов в технологии обработки материалов
и металлургии и ставит задачу по дальнейшему совершен-
ствованию плазменного оборудования и более широкому
исследованию условий турбулизации и диагностике низко-
температурных плазменных потоков, разработке новых
высокоэффективных плазменных процессов. Для нахож-
дения оптимальных технологических режимов установок
необходимо дальнейшее изучение физико-химических про-
цессов, происходящих в плазменной струе.
Создание экономичных и надежных плазменных уста-
новок связано с решением следующих задач, возникаю-
щих при конструировании длительноработающих устано-
вок, мощность которых измеряется тысячами киловатт:
а) обеспечения длительной работы электродов без за-
метного износа;
б) расширения диапазона рабочих часов;
в) более широкого использования переменного тока;
г) автоматизации процессов;
д) совершенствования специального технологического
оборудования.
80?
chipmaker.ru
Chipmaker.ru
Литература
1. Арцимович Л. А. Элементарная физика плазмы. Гос-
атомиздат, 1963.
2. Сб. «Низкотемпературная плазма» Изд-во «Мир», 1067, с.531— 546.
3. Э н г е л ь А. Ионизированные газы. Физматгиз. 1959.
4. Б а й - Ш и - И. Магнитная газодинамика и динамика
плазмы. Изд-во «Мир», 1964.
5. П о л а к Л. С. Сб. «Кинетика и термодинамика химических
реакций в низкотемпературной плазме». Изд-во «Наука», 1965,
с. 3—11.
6. Лохте-Хольтгреван П., Шаль В. Сб. «По..;
чение и исследование высокотемпературной плазмы». ИЛ,
1962.
7. И е т е р с Г. Вопросы ракетной техники, 1962, Xs 3, с. 48—
52.
8. К у л а г и н И. Д., Николаев А. В. Изв. АН СССР,
Металлургия и топливо, 1952, № 2, с. 203—208.
9. Плазменная резка. Изд-во «Энергия», 1968
10. 3 а л е с с к и й А. М., Электрическая дуга отключения,
Госэнергоиздат, 1963.
11. Леб Л. Основные процессы электрических разрядов в га-
зах. Госэнергоиздат, 1950.
12. Финкельбург В., М е к к е р Г. Электрические дуги
и термическая плазм". ИЛ, 1961.
13. Броунинг Дж. Сб. «Ионные, плазменные и дуговые ра-
кетные двигатели», Пер. с англ. Госатомнздат, 1961, с. 84—93.
14. М a s h D. R., Walker D. L. Journ. of metals, 1963, v. 13,
№ 7, p. 25.
15. Fi nkelb urg L. Burs. Die Naturwissenschaften, 1953,
№ 21, p. 550.
16. Le v i ns t ei n M. A. Metal Finishing Journ., 1960, Xs 6,
p. 72.
17. Китаев Ф. И., Цидулко А. Г. Порошковая металлур-
гия, 1968, Xs 6, с. 14—21.
18. Морис Т. Сб. «Получение и исследование высокотемпера-
турной плазмы», ИЛ, 1962.
19. Gordo n. British Welding Journ., 1960, v. 7, Xs 15, p. 96.
20. R eb ou x I. Four a plasma haute freduence et hautes tern-
peratur, Paris, 1963.
208
21. ЁурхорнФ. Вопросы ракетной техники, 1961, № 6, С.
18—24.
22. К а н и Т., Д у к а т т и В. Сб. «Движущаяся плазма»ДИЛ,
1961, с. 142—151.
23. Исследования при высоких температурах. Пер. с англ, под ред.
чл.-корр. АН СССР Кириллина В. А. ИЛ, 1967.
24. Семенов А. П. Схватывание металлов. Машгиз, 1958.
25. Крутянский М. М. и др. Применение плазменного а-
грева. Изд-во «Энергия», М.-Л., 1964.
26. Петров А. В., Моренов А. И. Сварочное производ-
ство, 1965, № 9, с. 5—7.
27. Усов Л. Н., Борисенко А. И. Применение плазмы
для получения высокотемпературных покрытий. Изд-во «Нау-
ка», М.-Л., 1965.
28. Васильев К. В, Исаченко А. А. Сварочное про-
изводство, 1959, № 9, с. 9—11.
29. Кулагин И. Д., Николаев А. В. Обработка мате-
риалов дуговой плазменной струей. Изд. АН СССР, I960.
30. Кулагин И. Д. и др. Сварочное производство, 1961, № 5,
с. 14—15.
31. Gage R. М. Welding Journ., 1959, № 10, р. 18.
32. Gri em Н. R., Conference of Ionisation Phenomena in ga-
ses. Munich, 1961, p. 1857—1883.
33. Stoner C. S., R n i q e W. W., S t r e n g L. Journ. of
electrochemical Soceity, 1960, v. 107, № 1, p. 18.
34. Никифоров Г. Д. и др. Физика и химия обработки ма-
териалов, 1969, № 1, с. 86—95.
35. Моренов А. И., Петров А. В. Сварочное производ-
ство, 1967, № 2, с. 3—6.
36. Абрамович Г. Н. Газовая динамика воздушно-реактив-
ных двигателей. Оборонгиз, 1947.
37. Р ы к а л и н Н. Н. и др. Теплофизика высоких температур,
1965, т. 3, № 6, с. 412—419.
38. Рид В. Т. Вестник электропромышленности. 1942, т. II,
К» 3, с. 34—39.
39. Ц в е т к о в Ю. В., Д е й н е к а С. С. Металлургия цвет-
ных и редких металлов. (Сб. статей). Изд-во «Наука», 1967,
с. 99—116.
40. Bade L., I о h u R. ARS Journ., 1961, № 31, р. 1.
41. А и 1 t N. N., W h е i 1 d о п W. М. Research and Develop-
ment Norton Company, USA, 1962.
42. Вурзель Ф. Б., Полак Л. С. Сб. «Кинетика и термо-
динамика химических реакций в низкотемпературной плаз-
ме». Изд-во «Наука», 1965, с. 238—253.
43. Р а р р С. A. Ind. Eng. Chem., 1963, v. 55, N 4, p. 48.
44. Рыкалин H. H. и др. Автоматическая сварка, 1968, № 8,
с. 29—33.
45. Панфилов С. А., Цветков Ю. В. Теплофизика вы-
соких температур, 1967, т. 5, № 2, с. 294—302.
46. Шаривкер С. Ю. Электронная обработка материалов,
№ 2 (8), 1966, с. 39—47.
47, Шак А. Промышленная теплопередача. Метвллургиздат,
309
chipmaker.ru
48. Николаев А. В. Физика и химия обработки материалов,-
1968, № 3, с. 33—39.
49. Баб ат Г. И. Вестник электропромышленности, 1942, т. I
Ns 2, с. 7—14.
50. Дымшиц Б. М., Кореи кий Я. П., ЖТФ, 1964, т. 34,
Ns 16, с. 915—917.
51. Р ы к а л и н Н. Н. Физика и химия обработки материалов,
1967, Ns 2, с. 3—17.
52. Reboitx J. J. Ing. et techniciens, 1963, v. 166, № 109, p. 26.
53. Э с и б я н Э. M., Данченко M. С. Инф. письмо ИЭМ,
№ 18 (361), Изд-во «Наукова Думка», Киев, 1965.
54. Irving R. R. Iron Arc Metallwork. Internal, 1964, v. 3,
№ 9, 22.
55. Кащенко Г. А., Основы металловедения. Машгиз, 1957.
56. Goldberger W. М. Brit. Chem. Eng., 1963, v. 8, № 610.
57. Hellung E. J. The plasma state. N.J. Reinhold, pub. Corp.,
1961.
58. Крапухин В. В., Королев Э. А. Изв. вузов. Цвет-
ная металлургия, 1968, № 6, с. 66—72.
59. Н а г m i s h H., H e у n e r G., S e h a 1 1 u s E. Chem.
Lucl. techn., 1963, № 35. p. 7.
60. Moss A. R., J a h n g W. I. Powder metallurgy, 1964, v. 14,
Ns 7, p. 39.
61. Warren I., Shimizu H. Canad. Mining and Metal-
lurg. Bull., 1965, v. 58, № 6, p. 34.
62. Holmgren J. D. J. Electrochem. Soc., 1963, № 111,
p. 362.
63. Matting A., Steffens H. D. Metall, 1963, v. 17.
№ 6, p. 34.
64. Gibson I. O., Weidman R., Chem. Eng. Progr.,
1963, № 59, p. 9.
65. Фариасов Г. А. и др. Плазменная плавка. Изд-во «Ме-
таллургия», 1968.
66. Кудиндева Г.Л. и др. Порошковая металлургия, 1962,
№ 4, с. 19—22.
67. Патон Б. Е. и др. Сварочное производство, 1967, Ns 11,
с. 7—10.
68. Ерохин А. А. и др. Физика и химия обработки материа-
лов, 1968, Ns 6, с. 69—74.
69. Антошин Е. В. Технология металлизации распылением.
Машгиз, 1964.
70. Рыкал ии Н. Н. и др. Сталь, 1967, № 9, с. 806—808.
71. Фариасов Г. С. Сталь, № 9, с. 809—811.
72. Юнаков В. М. и др. Бюллетень ЦИИН ЧМ, 1965, № 6,
73. S I о k е s С. S., К n i р е W. W. Ind. Eng. Chem., 1960,
v. 52, N 4, p. 94.
74. Краснов A. H. Слепцов В. М. Порошковая металлур-
гия, 1965, № 1, с. 32—36.
75. Симоненко Д. Л., ДАН СССР, 1946, т. I, № 4, с. 62—
68.
76. Гущи н Л. К. Сб. «Защитные покрытия». Изд-во «Наукова
думка», Киев, 1967, с. 87—92.
77, Антипов И. В. и др. Физика и химия обработки материа-
лов, 1968, № 14, с. 146-149.
210
78. Plasma ё fourth state of matter., Ind. Eng. Chem., 1963, v. 55,
№ 1, p. 14.
79. Кулагин И. Д. и др. Физика и химия обработки материа-
лов, 1967, № 2, с. 36—41.
86. Hedger Н. and Halle Р. Powder Metallurgy, 1961, № 8,
р. 65.
81 Two methods for producing spherical particle^... Ceram. Ind.,
1961, № 77, p. 6.
82. Кулагин И. Д. и др. Изв. АН СССР. Металлургия и гор-
ное дело, 1964, № 4, с. 512—514.
83. Vatanabe К. J. Japan Soc. Powder Met., 1964, v. 11,
№ 3, p. 57.
84. Петруничев В. А., Кулагин И. Д. Изв. АН
СССР, Металлы, 1965, т I, № 2, с. 88—95.
85. Краснов АН. и др. Изв. АН СССР, Металлы, 1965, т.
II, № 3, с 411—414.
86. Краснов А. Н Порошковая металлургия, 1965, № 3, с.
1—4
87. Краснов АН Порошковая металлургия, 1966, № 2, с.
1—5.
88. Fisher G. Mach, mod., 1963, № 57, р. 648.
89. К э й Д., Лэиби Т. Справочник физика экспериментато-
ра. ИЛ, 1950.
90. Самсонов Г. В., Плоткин С. Я. Производство же-
лезного порошка. Металлургиздат, 1957.
91. Ф и л я н д М. А., Семенова С. И. Свойства редких
элементов. Изд-во «Металлургия», 1964.
92. Катц Н. В., Линник Е. М. Электрометаллизация.
Сельхозгиз, 1953.
93. Джонс В. П. Производство металлических порошков.
Изд-во «Мир», 1964.
94. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. Гос-
знергоиздат, 1953.
95. Силаев А. Ф. и др. Сб. «Исследование в области металло-
керамики». Машгиз, 1953.
96. Т у н и п к и й Н. Т. ЖЭТФ, 1938, т. VIII, № 3, с. 417—421.
97. Девидсон И Ф., Харрисон Д. Псевдосжижение
твердых частиц. Изд-во «Химия", 1965
98. Д о н с к и и В. Ф. ЖТФ, 1956, т. 26. № 6, с. 243—248.
99. МорД. Сб. трудов XVIII Конгресса Международного инсти-
тута, сварки (Льеж). ИЛ, 1962.
100. Королева Е. Б., Петруничев В. А. Физика и хи-
мия обработки материалов, 1968, № 3, с 45—147.
101 Королева Е. Б, Петруничев В. А. Неоргани-
ческие материалы, 1968, т. IV, № 4, с. 607—611 .
102. Ш а р и в к е р С. Ю., Краснов А. Н. Порошковая
металлургия, 1966, № 3, с. 1—6.
103. Л а к о м с к и й В. И., Мельник Г. А. Порошковая
металлургия, 1968, № 2, с. 6—9.
104. Г у г н я к А. Б. и др. Физика и химия обработки материа-
лов, 1967, № 4, с. 40—45.
105. Бобров Г. В.. Привезен цев В. И. Сварочное про-
изводство, 1967, № 10, с. 22—23.
106. Webbein С. Bull. Soc. Fr. Ceram., 1965, Ns 66, p. 72.
211
chipmaker.ru
107. Buttner g. Schweisstechnik (DDR), 1965, № 15, S. 4.
108. Delloro stellite... Macninerv (Engl.), 1963, № 2657.
109. Smith T. Metal Industry, 1963, v. 103, № 8, p. 254
ПО. Шаривкер С. Ю., Астахов С. А. Порошковая ме-
таллургия, 1969, № 10, с 93—97.
111. Nawara N. Schweifi technik (DDR), 1963, v. 13, № 9, p. 67
112. Бобров Г. В., Привезенцев В. И. Сварочное про-
изводство, 1967, Ne 6, с. 15—17.
ИЗ. Кудинов В.В. Сварочное производство, 1965, № 8, с. 23—•
24.'
114. Микротвердость. Сб. трудов, совещания по микротвердости.
Металлургичдат, 1951.
115. Q г i s a f f е S. J., S р i t z i g W. A. Trans. Amer. Soc.
met., 1963, № 1, p. 35.
116. R e i в i n g e r E. Electr. Techn., 1964, v. 46, № 6, p. 96.
117. F i s h e r G. Machinery (USA), 1962, v. 68, Ns 19, p. 1.
118. M i no r u O., Hiroshi M. Technol. Repts. Osaka Univ.,
1966, v. 16, № 3, p. 25.
119. Roy D. Z. Metal progress, 1963, v. 83, № 3, p. 19.
120. Петров А. В., Моренов А. И. Порошковая метал-
лургия, 1967, № 9, с 46—52.
121. Matting A., D е v е n t а 1 В. Maschinenmarkt, 1965,
№ 71, р. 76.
122. S j n g 1 e t a n R. H. Journ. of metals, 1961, \. 13, № 7, p. 29.
123. Mash D. R. Canadian machinery, and metal working, 1966,
№ 28, p. 15.
124. Stetson A. R., Hauck C. A Journ. of metal., 1961,
v. 13, № 7, p. 34.
125. Самсонов Г. В. Тугоплавкие соединения. Металлургиз-
дат, 1963.
126. Панфилов С. А., Цветков Ю. В. Сб. «Металлургия
цветных и редких металлов». Изд во «Наска», 1967, с. 116—
132.
127. Шаривкер СЮ, Ол невский М. Л. Порошковая
металлургия, 1968, № 12, с. 74—81
128. Шнайдер Б. И. и др. Автоматическая сварка, 1968, № 10,
с. 75—76.
129. Мадатов М. Н. Сварочное производство, 1968, Ns 4. с.
53—54.
130. А в г у с т и ч и к А. И. Огнеупоры, 1964, № 12, с. 48—53.
131. Косолапова Т. Я., Федорус В. Б. Неорганичес-
кие материалы, 1966, II, № 8, с. 890—894.
132. Фесенко В. В., Болгар А. С. Испарение тугоплав-
ких соединений. Изд во «Металлур, и я», 1966
133. К v д инов В. В. Технология машиностроения, 1962, Ns 21,
с.'14 —19.
134. Сазонов Н.В., Алиев А. А. ЖПХ, 1964, т. 37, Ns 7,
с. 1215—1218.
135. П и р о 1 о в Ю. А. Огнеупоры, 1962, № 10, с. 34—40.
136. Кудинов В. В. и др. Физика и химия обработки материа-
лов, 1968, № 4, с. 51—58.
137. Н е д з е л ь с а и й М. Д. Применение металлизации в про-
мышленности. Мсталлургиздат, 1963.
138. Plasma Spraying..., Steel, 1964, v. 154. № 8, p. 19G.
212
139. Рыкал ии Н.Н. и др. Неорганические материалы, 1965,
№ 1, с. 25—34.
140. М a t t i п е A., Steffens Н. D. SchweBen mid Schrnei-
den, 1965, № 17. p. 12.
141. Хренов К. К. Автоматическая сварка, 1963, № 1, с. 54—
59.
142. Авдеев Н.В. и др. Вестник машиностроения, 1961, № 10,
с. 74—79.
143. А п п е н А. А. Сб. «Жаростойкие покрытия». Труды I семи-
нара по жаростойким покрытиям. Изд-во «Наука», М.—Л.,
1965, с. 3—14.
144. Краснов А Н., Шаривкер С. Ю. Труды II семина-
ра по жаростойким покрытиям. Изд-во «Наука», М.—Л.,
1967, с. 161 — 173.
145. Галкин Ю. А. и др. Физика и химия обработки материа-
лов, 1969, № 1, с. 95—100.
146. Костиков В. И. и др. Физика и химия обработки мате-
риалов, 1969, № 4, с. 80—86.
147. Саверин М. М. Дробеструйный наклеп, Машгиз, 1955.
148. Гладкий П. В. Автоматическая сварка, 1968, № 9, с.
58—62.
149. Гладкий П. В. Автоматическая сварка, 1968, № 12, с.
66—67.
150. Дегтев Г. Ф. и др. Изв. вузов. Машиностроение, 1967,
№ 11, с. 97—101.•
151. Ш а ш к о в А. Н. Сварочное производство, 1967, № 11, с.
38—41.
152. Бергер И. И. и др. ЖНХ, 1956, т. I, № 8, с. 32—36.
153. Фишман С. Л., Нимвицкая Т. А. Труды III семи-
нара по жаростойким покрытиям. Изд-во «Наука», М —Л.,
1968, с. 215—219
154. Захаров Б. М., Т р о ф и м о в М. Г. Труды III семина-
ра по жаростойким покрытиям. М.—Л. Изд-во «Наука»,
1968.
155. Троицкий А. Ф Основы металлизации распылением.
Госиздат Уз. ССР, Ташкент, 1960.
156. Шаповалов А. И. и др. Коллоидный журнал, 1956, т.
18, № 4, с. 642—646.
157. Ляшенко Б. А. и др. Порошковая металлургия, 1969,
№ 4, с. 96—101.
158. К р е ч м а р 9. Напыление металлов, керамики и пластмасс.
Изд-во «Машиностроение», 1966.
159. Орлов А. И. Заводская лаборатория, 1938, № 8—9, с. 56—
59.
160. Кудичов В. В. и др. Труды III семинара по жаростойким
покрытиям. Изд-во «Наука», М.—Л., 1968, с. 143—150.
161. Г л а д к о в с к и й В. А Физика и химия обработки мате
риалов, 1968, № 1, с. 62—64.
162. Cress we П R. A. British Welding Journ., 1958, 15, N8,
р. 436.
163. Шаривкер С. Ю. и др. Порошковая металлургия, 1969,
№ 1, с. 65—70.
164. A s u s у С. Repts Nat. Res. Inst. Met., 1960, № 7. p. 4.
ai3
chipmaker.ru
165. Gennings, South Powder and Ind., 1962, № 80, p. 10.
166. Collins Z. W. Machinery (USA), 1963, v. 68, № 11, p. 4.
167. Varga T. Techn. Rundschau, 1964, v. 55, Ke 13, p. 14.
168. Косенко П. E., Дубина Ю. Г. О; неупоры, 1965, № 6,
с. 23—25.
169. Шехтер С. Я. и др. Автомат плеская сварка, 1965, № 12,
с. 27—32.
170. Буры к и и а А. Л. и др. Теплофизика высоких температур,
1966, № 6, с. 1142—1143.
171. Т i n е г N. A. West Mach, and Steel World, 1964, v. 55, № 2,
p. 67.
172. R о t h e r W., Wiss 7. Hochschule Ilmenau, 1953, № 2, S. 4.
173. Muller R. Maschinenmal rt, 1964, № 20, S. 24.
174. Powder reacts... Iron Age, 1963, v. 191, № 18. p. 51.
175. Sheppard. Brit. Weld. Journ., 1963, № 10, p. 12.
176. Flame Spraying..., Weld Eng , 1966, v. 51, p. 2.
177. M а с о f о О., О h i у о M. J. Japan Weld. Soc., 1964, Ke 33,
p. 3.
178. Alloy powders... Iron age, 1965, Ke 196, p. 24.
179. Surface seal..., Weld. Journ., 1965, v. 44, № 11, p. 1015.
180. Андреев В. В. и др. Порошковая металлургия, 1965,
№ 10, с. 38—47.
181. Sineleton R. Н. Tra s, \acuum metal conf., N. Y.,
1962. '
182. Муркин Л. П. Сварочное производство, 1966, Ке 12, с. 28—
29.
183. Васильев К. В. Сварочное производство, 1967, № 11,
с. 57—61.
184. Давыдов Я.Д. Качественная металлургия XX века. Изд-
во «Знание», 1969.
185. Д а й к е р А Ф., Г а г е н А. Л. Сб. «Теория и практика
металлургии». Челябинск, Южно-Уральское изд-во, 1967, с.
137—143.
186. Васильев К- В., Исаченко А. А. О геометрии плаз-
менно-дугового реза. Машгиз, 1964.
187. Р ы к а л и н Н. Н. Тепловые расчеты при сварке. Машгиз,
1951.
188. Шапиро И. Е. и др. Сварочное производство, 1968, № 9,
с. 28—30.
189. В ай нбом Д. И. Сварочное производство, 1967, № 8, с.
1—3.
190. Хренов К. К. Электрическая сварочная дуга. Машгиз,
1949.
190. Петров А. В. и др. Сварочное производство, 1967, № 2,
с. 6—8.
191. Кудинов В. В., Кулагин И. Д. Автоматическая
сварка, 1964, № 6, с. 62—66.
214
193. Плазменная микросварка. Сварочное производство, 1967, №
с. 48 —50.
194. Шнайдер Б И. и др Автоматическая сварка, 1968, № 6,
с 42—43.
195. Вайнбом А. Е., Веселков В. Д. Сварочное произ-
водство, 1968, № 1, с. 18—20.
196. Красулин Ю. Л. и др. Сварочное производство, 1967,
Не 6, с. 5—7.
197. Кулакова Г. Н. и др. Автоматическая сварка, 1968, Не 8,
с. 60—61.
chipmaker.ru
КРАСНОВ Адольф Никитович,
ЗИЛЬБЕРГ Владимир Григорьевич,
ШАРИВКЕР Семен Юльевич
НИЗКОТЕМПЕРАТУРНАЯ ПЛАЗМА
В МЕТАЛЛУРГИИ
Редактор издательства Я. Д. Розенцвейг
Технический редактор Н. А. Сперанская
Обложка художника В. П. Осипова
л.
Сдано в производство 30/XI I—69 г.
Подписано в Печать 17/VI 1970 г.
Бумага типографская № 2 84Х1087щ=3,375 бум.
11,34 печ. л. (условн.) Уч.-изд. л. 11,02.
Т-09360 ЗЭКа3 т°'' Изд' № 6623'
Тираж 2100 экз. Цена I р. 10 к.
Издательство «Металлургия», Москва, Г-34,
2-й Обыденский пер. л. 14.
Московская типография № 21 Главполиграфпрома
Комитета по печати прн Совете Министров СССР
Москва, Ж-88, Угрешская, 12.
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стр. Строка Напечатано Должно быть
15 23 св. 2Н 2N
83 11 сн. Частота чистота
93 5 св. Из табл. 7 видно, что наиболее сильно Наиболее сильно
137 ‘ 8 сн. ZrO ZrOa
160 19 сн. Входит входя
171 Табл. 27, графа 3 А Аг
(2,5+ 0,3) N2 4 Н2(2,5 -J- 0,3)
(2) ад
(2,510,3) N2 + H2(2,5 + 0,3)
Там же, графа 4, 1 св. Art Аг
Там же, графа 6, 4 св. —37 <37
175 10 сн. 1,1—2,2% 1,1—2,2% С
191 3 сн. плазмы плазмы для
198 6 сн. стр. рис.
201 15 сн. стали струи
216 2 св. Зильберг Зильберберг