Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом
Представлена математическая модель, описывающая турбулентное течение электродуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом. Численно исследовано влияние параметров режима работы плазмотрона и рода используемого плазмообразующего газа на электрические и энергетические характеристик...
Saved in:
| Published in: | Автоматическая сварка |
|---|---|
| Date: | 2009 |
| Main Authors: | , , , , , |
| Format: | Article |
| Language: | Russian |
| Published: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2009
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/100940 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом / И.В. Кривцун, М.Ю. Харламов, С.В. Петров, Г.С. Маринский, В.Н. Коржик, А.В. Чернец // Автоматическая сварка. — 2009. — № 10 (678). — С. 7-15. — Бібліогр.: 22 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859613219695362048 |
|---|---|
| author | Кривцун, И.В. Харламов, М.Ю. Петров, С.В. Маринский, Г.С. Коржик, В.Н. Чернец, А.В. |
| author_facet | Кривцун, И.В. Харламов, М.Ю. Петров, С.В. Маринский, Г.С. Коржик, В.Н. Чернец, А.В. |
| citation_txt | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом / И.В. Кривцун, М.Ю. Харламов, С.В. Петров, Г.С. Маринский, В.Н. Коржик, А.В. Чернец // Автоматическая сварка. — 2009. — № 10 (678). — С. 7-15. — Бібліогр.: 22 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Автоматическая сварка |
| description | Представлена математическая модель, описывающая турбулентное течение электродуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом. Численно исследовано влияние параметров режима работы плазмотрона и рода используемого плазмообразующего газа на электрические и энергетические характеристики дуги, а также тепловые и газодинамические характеристики плазменного потока, генерируемого таким плазмотроном.
The mathematical model is presented, describing a turbulent flow of the electric arc plasma in air-vapour plasmatrons with a refractory cathode. The effect of operating parameters of a plasmatron and kind of the employed plasma gas on electric and energy characteristics of the arc, as well as on thermal and gas-dynamic characteristics of the plasma flow generated by such a plasmatron, is numerically studied.
|
| first_indexed | 2025-11-28T13:15:11Z |
| format | Article |
| fulltext |
УДК 621.793.74
ЧИСЛЕННЫЙ АНАЛИЗ ХАРАКТЕРИСТИК ДУГОВОЙ ПЛАЗМЫ
В ПАРОВОЗДУШНЫХ ПЛАЗМОТРОНАХ
С ТУГОПЛАВКИМ КАТОДОМ
Чл.-кор. НАН Украины И. В. КРИВЦУН (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины),
М. Ю. ХАРЛАМОВ, канд. техн. наук (Восточноукр. нац. ун-т им. В. Даля, г. Луганск),
С. В. ПЕТРОВ, Г. С. МАРИНСКИЙ, В. Н. КОРЖИК, А. В. ЧЕРНЕЦ, доктора техн. наук
(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)
Представлена математическая модель, описывающая турбулентное течение электродуговой плазмы в паровоздушных
плазмотронах с тугоплавким катодом. Численно исследовано влияние параметров режима работы плазмотрона и
рода используемого плазмообразующего газа на электрические и энергетические характеристики дуги, а также
тепловые и газодинамические характеристики плазменного потока, генерируемого таким плазмотроном.
К л ю ч е в ы е с л о в а : дуга, электрические и энергетичес-
кие характеристики, численный анализ, дуговая плазма, ту-
гоплавкий катод, паровой плазмотрон
Плазменные источники энергии находят все боль-
шее применение для нужд самых различных от-
раслей промышленного производства.
Плазменно-дуговые процессы сегодня с успе-
хом используют в металлургическом и сварочном
производстве для выплавки металлов и сплавов,
нанесения различного рода покрытий, резки, а
также в химическом производстве и др.
В последние годы плазма начинает применять-
ся в процессах переработки отходов, особо опас-
ных, когда традиционные способы не могут удов-
летворить современные требования экологичес-
кой безопасности [1–8].
Одним из перспективных направлений в сов-
ременной плазменной технике, в частности, в
области создания новых плазменных генераторов
(плазмотронов) является применение так называ-
емых паровых плазмотронов, использующих в ка-
честве плазмообразующего газа водяной пар, уни-
кальные свойства которого обусловливают совер-
шенно новые возможности плазмотронов.
Паровые плазмотроны с высокой степенью эф-
фективности могут быть применены для нанесе-
ния различного типа тугоплавких покрытий, ис-
пользованы в плазмохимии, процессах уничтоже-
ния отходов, при резке и пр.
Эффективность работы паровых плазмотронов
напрямую зависит от правильного выбора их кон-
структивных параметров плазмотрона и техноло-
гических режимов его работы. В значительной
степени это обусловлено пониманием физических
процессов, протекающих в плазмотроне, и пра-
вильной оценкой основных характеристик гене-
рируемого им плазменного потока.
С целью оптимизации конструкции парового
плазмотрона и выбора оптимальных режимов его
работы была разработана соответствующая мате-
матическая модель, описание которой представ-
лено в настоящей работе.
Постановка задачи. Рассмотрим основные ус-
ловия, при которых проводился численный анализ
характеристик дуговой плазмы в плазмотроне
(плазменном генераторе). Схема исследуемого
плазмотрона представлена на рис. 1. Данная схема
соответствует конструкции реального плазмотро-
на, используемого, например, в установке для па-
роплазменной переработки органических матери-
алов. Полагалось, что дуга постоянного тока I го-
рит с тугоплавкого катода W и замыкается на ано-
де плазмотрона на некотором расстоянии ZA от
начального сечения (z = 0), расположенного вбли-
зи рабочего конца катода. На начальном участке
разряд стабилизируется стенкой цилиндрического
канала катодного сопла, имеющего длину ZС и
радиус RС (рис. 1). Через данное сопло подается
плазмообразующий газ аргон с достаточно малым
массовым расходом G1, который необходим для
обеспечения защиты от окисления рабочего конца
катода и поддержания устойчивого горения элек-
трической дуги. Этот газ нагревается и ускоряется
дугой и истекает в более широкий канал радиусом
R1, в который сразу же за катодным соплом (при
z = ZC) через соосный кольцевой канал RС ≤ r ≤
≤ R1 подается основной плазмообразующий газ,
например, воздух или водяной пар. Основной
плазмообразующий газ поступает в канал отно-
сительно холодным и имеет массовый расход G2,
значительно превышающий расход газа, который
подается через катодное сопло. Это позволяет при
анализе дальнейшего течения плазмы не учиты-
вать смешивание этих плазмообразующих газов
© И. В. Кривцун, М. Ю. Харламов, С. В. Петров, Г. С. Маринский, В. Н. Коржик, А. В. Чернец, 2009
10/2009 7
и полагать, что через канал плазмотрона протекает
только основной плазмообразующий газ с общим
массовым расходом G1 + G2. Предполагается так-
же, что в области анодной привязки ток дуги плав-
но уменьшается и далее (при z > ZA) имеет место
инерционное движение бестоковой плазмы в ка-
нале плазмотрона, а после сечения Z3 происходит
истечение плазменной струи в окружающую сре-
ду с давлением, близким к атмосферному.
Следует отметить, что канал плазмотрона име-
ет достаточно сложную геометрию и содержит
несколько участков расширения (при z = ZC, Z1,
Z2), на каждом из которых происходит сущест-
венная перестройка характеристик течения и со-
ответствующее расширение плазменного потока.
В области каждого участка расширения проис-
ходят достаточно сложные газодинамические яв-
ления, включающие возникновение областей об-
ратного течения плазменной струи за уступом и
т. д. Для корректного описания подобных явлений
необходимо использовать полную систему урав-
нений Навье–Стокса. Однако ввиду того, что ци-
линдрические участки канала имеют достаточно
большую длину, возмущения, вносимые в плаз-
менный поток областями расширения канала, не
будут оказывать заметного влияния на параметры
дуговой плазмы вблизи выхода из соответству-
ющего участка канала и характеристики течения
здесь будут приближаться к асимптотическим.
Это позволяет использовать для описания тепло-
вых и газодинамических процессов, протекающих
в рассматриваемом плазмотроне, упрощенную
систему магнитогазодинамических (МГД) урав-
нений, записанных в приближении пограничного
слоя [9–11].
Учитывая, что в рассматриваемом плазмотроне
осуществляется прокачка большого количества
плазмообразующих газов, в нем, как правило, ре-
ализуется турбулентный режим течения плазмы.
При этом параметры плазменного потока изме-
няются случайным образом во времени вокруг
своих средних значений. Для описания турбулен-
тного течения плазмы используется гипотеза Бус-
синеска (модель турбулентной вязкости), исходя
из того, что турбулентность является гидродина-
мической (т. е. пренебрегая пульсациями элект-
ромагнитных величин) и считая пульсации дав-
ления малыми.
При математическом описании тече-
ния плазмы в канале рассматриваемого
плазменного генератора использовали
следующие допущения [10–12]:
плазменная система отличается ци-
линдрической симметрией, а протека-
ющие процессы предполагаются стаци-
онарными;
основной плазмообразующий газ по-
дается осесимметричным потоком через
кольцевой канал соосно плазмообразующему газу,
который поступает через катодное сопло;
смешивание газовых потоков не учитывается
и полагается, что после начала их взаимодействия
(при выходе из катодного канала) далее через
плазмотрон протекает плазмообразующий газ,
идентичный по составу поступающему через
кольцевой канал, с общим для обоих потоков мас-
совым расходом;
предполагается, что возмущения, вносимые в
поток при обтекании уступов в плоскостях рас-
ширений канала, не оказывают существенного
влияния на тепловые и газодинамические харак-
теристики струи;
плазма находится в состоянии локального тер-
модинамического равновесия, собственное излу-
чение плазмы объемное;
основным механизмом нагрева плазмы явля-
ются джоулево тепловыделение (работой сил дав-
ления и вязкой диссипацией можно пренебречь),
а перенос энергии в плазменном потоке проис-
ходит за счет теплопроводности и конвекции (ес-
тественная конвекция в расчет не принимается);
течение плазмы вязкое дозвуковое, режим те-
чения турбулентный;
внешние магнитные поля отсутствуют.
Исходные уравнения. С учетом сделанных
допущений газодинамические и тепловые харак-
теристики плазменного потока могут быть опи-
саны следующей системой МГД уравнений в
приближении турбулентного пограничного слоя
для осредненных по времени значений темпера-
туры и скорости плазмы [10, 11]:
∂
∂z
(ρu) + 1r ∂
∂r
(rρν– ) = 0; (1)
ρ⎛
⎜
⎝
u∂u
∂z
+ ν– ∂u
∂r
⎞
⎟
⎠
= 1r ∂
∂r
⎛
⎜
⎝
rη– ∂u
∂r
⎞
⎟
⎠
– ∂
∂z
⎛
⎜
⎝
p + μ0
H2
2
⎞
⎟
⎠
; (2)
ρCp
⎛
⎜
⎝
u∂T
∂z
+ ν– ∂T
∂r
⎞
⎟
⎠
= 1r ∂
∂r
⎛
⎜
⎝
rχ– ∂T
∂r
⎞
⎟
⎠
+ σE2 – ψ, (3)
где T — осредненная температура плазмы;
ν– = (ρν + ρ′ν′) ⁄ ρ ; ν — осредненная радиальная
скорость; ρ — осредненная плотность плазмы; ρ′,
ν′ — пульсации плотности и радиальной скорости;
u — осредненная аксиальная скорость плазмы;
Рис. 1. Расчетная схема плазмотрона
8 10/2009
p — давление; Cp — удельная теплоемкость плаз-
мы при постоянном давлении; σ — удельная элек-
тропроводность плазмы; ψ — объемная плотность
мощности собственного излучения; η–, χ– — пол-
ные коэффициенты динамической вязкости и теп-
лопроводности плазмы, представляющие собой
суммы соответственно молекулярной и турбулен-
тной вязкости и теплопроводности; E — осевая
составляющая напряженности электрического по-
ля; μ0 — универсальная магнитная постоянная;
H — азимутальная составляющая магнитного по-
ля тока дуги:
H = 1r E ∫
0
r
σrdr. (4)
В рамках используемого приближения погра-
ничного слоя осевая составляющая напряженнос-
ти электрического поля дуги практически пос-
тоянна по сечению канала [10] и определяется
из условия сохранения полного тока:
I = 2πE ∫
0
R
σ
(z)
σrdr, (5)
где Rσ(z) — радиус токопроводящей области. Учи-
тывая, что за пределами этой области проводи-
мость плазмы практически равна нулю, в качестве
верхнего предела интегрирования в формуле (5)
можно использовать радиус расчетной области,
т. е. положить Rσ(z) = RС при 0 ≤ z ≤ ZC; Rσ(z) =
= R1 при ZC < z ≤ Z1; Rσ(z) = R2 при Z1 < z ≤
≤ Ζ2 и Rσ(z) = R3 при Z2 < z ≤ Z3 (см. рис. 1).
Распределение давления в пределах плазмо-
формирующего канала определяется с учетом маг-
нитной составляющей давления:
p = pext – ∫
Z
Z
3 dpC
dz + μ0E∫σ
r
R
C
Hdr, (6)
где pext — давление во внешней среде. Градиент
газостатического давления dpC/dz в приближении
пограничного слоя также постоянен по сечению
канала [9] и определяется из условия сохранения
полного расхода газа через плазмотрон:
на участке течения в катодном канале (z ≤ ZC)
G1 = 2π∫ρ
0
R
C
urdr; (7)
на участке течения ZС < z ≤ Z3
G1 + G2 = 2π ∫
0
R
w
(z)
ρurdr, (8)
где Rw(z) — радиус канала плазмотрона, рав-
ный R1 при ZC < z ≤ Z1; Rw(z) = R2 при Z1 < z ≤
≤ Z2 и Rw(z) = R3 при Z2 < z ≤ Z3.
Система уравнений (1)–(8) дополняется соот-
ношениями
ρ = ρ(T, p); Cp = Cp(T, p); χ = χ(T, p); η = η(T, p);
σ = σ(T, p); ψ = ψ(T, p),
(9)
определяющими зависимость термодинамических
характеристик, молекулярных коэффициентов пе-
реноса и оптических свойств плазмы от темпе-
ратуры и давления. Некоторые значения парамет-
ров, используемых при расчетах плазмооб-
разующих газов, например, аргона и воздуха, при-
ведены в [10, 13]. Что касается термодинамичес-
ких свойств и молекулярных коэффициентов пе-
реноса плазмы водяного пара, то эти данные взяты
из работ [14, 15]. Соответствующие свойства плаз-
мы воздуха и водяного пара в диапазоне
400…24000 К (при атмосферном давлении) пред-
ставлены на рис. 2.
Моделирование турбулентности. Коэффици-
енты динамической вязкости и теплопроводности
плазмы, используемые в приведенных выше урав-
нениях, имеют вид
η– = η + ηt; χ
– = χ + χt,
(10)
где η, χ — коэффициенты молекулярной вязкости,
определяемые согласно (9); ηt, χt — коэффици-
енты турбулентной вязкости и теплопроводности.
Для определения турбулентных коэффициен-
тов переноса нами использована модель k–ε [16],
которая в последнее время получила широкое рас-
пространение в практике моделирования турбу-
лентных течений. К ее отличительным особен-
ностям можно отнести учет предыстории течения,
а также общность модели для различных условий
течения.
В рамках данной модели коэффициенты тур-
булентной вязкости и теплопроводности опреде-
ляются из следующих выражений:
ηt =
Cμρ(k– )2
ε
; (11)
χt = ηt
Cp
Prt
, (12)
где Cμ — эмпирическая константа, равная 0,09;
k– — кинетическая энергия турбулентности; ε —
скорость диссипации турбулентности; Prt — тур-
булентное число Прандтля, которое выбирается
согласно рекомендациям [17] или принимается
равным единице [10]. Уравнение турбулентной
вязкости замыкается уравнениями переноса для
10/2009 9
кинетической энергии турбулентности и скорости
диссипации
ρ ⎛⎜
⎝
u∂k–
∂z
+ ν– ∂k–
∂r
⎞
⎟
⎠
= 1r ∂
∂r
⎡
⎢
⎣
r
⎛
⎜
⎝
η +
ηT
Prk
⎞
⎟
⎠
∂k–
∂r
⎤
⎥
⎦
+ G – ρε; (13)
ρ ⎛⎜
⎝
u∂ε
∂z
+ ν– ∂ε
∂r
⎞
⎟
⎠
= 1r ∂
∂r
⎡
⎢
⎣
r
⎛
⎜
⎝
η +
ηT
Prε
⎞
⎟
⎠
∂ε
∂r
⎤
⎥
⎦
+ C1Gε
k– – C2ρ
ε2
k– . (14)
Здесь G = ηt
⎛
⎜
⎝
∂u
∂r
⎞
⎟
⎠
2
— источниковый член; C1,
C2, Prε, Prk — константы модели турбулентности
k – ε, равные соответственно 1,44; 1,92; 1,30 и
1,00.
Выражения для турбулентных коэффициентов
переноса на инерционном участке течения плазмы
при z > ZA остаются теми же, что и на дуговом
участке.
Граничные условия. Для замыкания описан-
ной системы уравнений необходимо задать гра-
ничные и начальные (входные) условия, соответ-
ствующие конструкции выбранного плазмотрона
(см. рис. 1).
На оси симметрии системы (r = 0) полагались
справедливыми условия
∂T
∂r
= 0; ∂u
∂r
= 0; ν– = 0; ∂k–
∂r
= 0; ∂ε
∂r
= 0. (15)
На стенке канала плазмотрона (при r = Rw(z))
ставится условие «прилипания» и задается тем-
пература охлаждаемой стенки Tw, т. е.
u = 0; T = Tw. (16)
Для задания значений k– и ε вблизи стенки
канала необходимо использовать пристеночную
функцию [16, 18], указанные значения опре-
деляются следующим образом:
k– =
u∗
2
√⎯⎯⎯Cμ
; ε =
u∗
3
k0(RC – r)
, (17)
Рис. 2. Теплофизические свойства и коэффициенты переноса
дуговой плазмы водяного пара (1) и воздуха (2): а — плот-
ность; б — теплоемкость; в — вязкость; г — теплопровод-
ность; д — электропроводность
10 10/2009
где k0 = 0,41, а u* является решением трансцен-
дентного уравнения (логарифмический закон
стенки):
u
u∗
= 1
k0
ln
⎡
⎢
⎣
Λρu∗(RC – r)
η
⎤
⎥
⎦
, (18)
где Λ = 9 — параметр шероховатости стенки.
Для корректного учета вязкого подслоя при
определении k– и ε в пристеночной области, т. е.
при y+ = ρ(RC – r)u*/η < f +, где f + выбирается
в диапазоне 20…100 [18], используются выраже-
ния (17), (18). Для описания внутренней области
течения (y+ ≤ f +) используются уравнения (13),
(14) полностью развитого турбулентного течения.
Во входном сечении катодного канала (z = 0)
задаются распределения скорости плазмообразу-
ющего газа, значения k– и ε [16], а также плотности
тока в прикатодной области [19]:
u(r, 0) = u0
⎡
⎢
⎣
1 – ⎛⎜
⎝
r
RC
⎞
⎟
⎠
n
⎤
⎥
⎦
; (19)
k– (r, 0) = it(u
2 + ν2– ); ε(r, 0) = 3 k
– (r, 0)3 ⁄ 2
RC
; (20)
j(r, 0) = j0e
–r ⁄ r
C, (21)
где n = 15, а значение u0 выбирается из условия
сохранения массового расхода плазмообразующе-
го газа через канал катодного сопла плазмотрона
(7); it = 0,003 — интенсивность турбулентности;
j — плотность электрического тока; j0 — конс-
танта, соответствующая максимальному значе-
нию плотности тока в катодной области; rC —
радиус катодной области привязки дуги. В час-
тности, при I = 200 А можно использовать зна-
чение j0C = 1,2⋅108 А/м2 [19], а радиус катодной
области определять из условия сохранения пол-
ного тока (5) и закона Ома
j = σE. (22)
Температура плазмообразующего га-
за во входном сечении катодного канала
выбирается исходя из эмпирической за-
висимости плотности тока в области ка-
тода (21) с использованием зависимости
σ = σ(T, p) и соотношения (22). При
этом напряженность электрического по-
ля E при z = 0 полагается независящей
от координаты r и соответствующей j0
и σ(TC), где TC — максимальная тем-
пература плазмы вблизи поверхности
катода, определяемая по литературным
данным [19] или экспериментально.
При определении распределений
температуры и скорости основного
плазмообразующего газа, поступающего в рабо-
чий канал плазмотрона через соосный кольцевой
канал RC ≤ r ≤ R1 в сечении z = ZC, исходим из
условий, что в канал плазмотрона истекает од-
нородный изотермический поток газа с темпера-
турой, равной температуре Tw стенки. Тогда при
RC ≤ r ≤ R1 и z = ZC получим
T(r, ZC) = Tw; u(r, ZC) = u2 ≡
G2
πρ2(R1
2 – RC
2 )
, (23)
где ρ2 — плотность основного плазмообразую-
щего газа, подаваемого в плазмоформирующий
канал.
Граничные условия для k– и ε на выходе из
кольцевого канала для подачи основного плазмо-
образующего газа выбираются по аналогичным
(20) зависимостям в соответствии с условием (23).
Результаты компьютерного моделирова-
ния. Поставленная задача решалась численно ме-
тодом конечных разностей [20, 21]. Использова-
лась основная разностная схема для интегриро-
вания систем уравнений типа уравнений погра-
ничного слоя [22]. Дифференциальные уравнения
второго порядка (2), (3), (12), (13) аппроксими-
ровались по неявной двухслойной шеститочечной
разностной схеме, а уравнение первого порядка
(1) — по явной четырехточечной. Полученная ал-
гебраическая система разностных уравнений ре-
шалась методом прогонки с применением пос-
лойных итераций по z, наряду с которыми ис-
пользовались глобальные итерации по давлению.
На основе описанной выше модели, алгорит-
мов и методов численного решения используемых
дифференциальных уравнений разработано прог-
раммное обеспечение ASPlasma (рис. 3), с по-
мощью которого можно рассчитывать и отобра-
жать ключевые характеристики протекающих
процессов, включая пространственные распреде-
Рис. 3. Главное окно программного комплекса ASPlasma
10/2009 11
ления скорости и температуры плазмы, электри-
ческие и энергетические характеристики дугового
разряда в зависимости от режима работы иссле-
дуемого плазмотрона.
С использованием ASPlasma проведен деталь-
ный численный анализ тепловых, газодинамичес-
ких и электромагнитных характеристик плазмы
в рассматриваемом плазмотроне (см. рис. 1). Рас-
чет распределенных и интегральных характерис-
тик дуговой плазмы проводили при следующих
значениях геометрических параметров канала ка-
тодного сопла и плазмоформирующего канала
плазмотрона: RС = 1,5 мм; R1 = 4 мм; R2 = 8 мм;
R3 = 22,5 мм; ZC = 3 мм; Z1 = 53 мм; Z2 = 178 мм;
Z3 = 238 мм при длине дуги ZА = 78…103 мм.
Следует отметить, что длина дуги в используемой
модели является внешним параметром, для оп-
ределения которого необходимо привлечение эк-
спериментальных данных в виде вольт-амперных
характеристик дуги, горящей в рассматриваемом
плазмотроне.
При проведении всех расчетов параметры ре-
жима работы плазмотрона выбирали соответству-
ющими реальным диапазонам режимов работы та-
ких плазмотронов, например, в установке для вы-
сокотемпературного плазменного пиролиза отхо-
дов: ток дуги I = 100…400 А; расход плазмооб-
разующего газа, используемого для защиты ка-
тода (аргона), G1 = 0,45 г/с (1 м3/ч); массовый рас-
ход основного плазмообразующего газа (воздуха
или водяного пара) G2 = 2…10 г/с; давление на
выходе канала плазмотрона атмосферное. Началь-
ная температура основного плазмообразующего
газа (воздуха или водяного пара), подаваемого в
канал, соответствует температуре стенок плазмо-
формирующего канала плазмотрона и принима-
ется равной 400 К.
На рис. 4–7 представлены распределенные и
интегральные характеристики турбулентного те-
чения дуговой плазмы воздуха и водяного пара
в канале рассматриваемого плазмотрона при ZА =
= 78 мм. В частности, на рис. 4 изображены ак-
сиальные зависимости осевых значений темпера-
туры и скорости плазмы, а также показано рас-
пределение давления по длине канала при токе
дуги I = 200 А и расходе основного плазмооб-
разующего газа G2 = 5 г/с. На рис. 5 представлены
радиальные распределения температуры и аксиаль-
ной компоненты скорости плазмы в характерных
сечениях канала плазмотрона при тех же значениях
тока дуги и массового расхода плазмообразующего
газа.
Как следует из расчетных данных, приведен-
ных на этих рисунках, на начальном участке элек-
трической дуги в рассматриваемом плазмотроне
происходит существенное снижение температуры
дуговой плазмы от 25000 К (рис. 4, а и кривую
1 на рис. 5, а, б), что характерно для выходного
сечения катодного канала, до приблизительно
14000 К (рис. 4, а и кривую 2 на рис. 5, а, б)
в выходном сечении первого участка плазмофор-
мирующего канала (z = Z1). Это связано с ин-
тенсивным отбором энергии у центрального вы-
сокотемпературного потока аргоновой плазмы
более холодным основным плазмообразующим
газом (воздухом или водяным паром), который,
кроме всего прочего, имеет и более высокую теп-
лоемкость (см. рис. 2). При z ≥ ZА, т. е. при пе-
реходе к бестоковому участку течения, происхо-
дит еще одно достаточно резкое снижение тем-
пературы плазмы, вплоть до приблизительно
7000 К для воздуха и 4000 К для водяного пара
(см. рис. 4, а и кривую 3 на рис. 5, а, б), на
Рис. 4. Распределение осевых значений температуры (а), ско-
рости (б) плазмы, давления (в) по длине канала при I = 200 А,
G2 = 5 г/с: 1 — водяной пар; 2 — воздух
12 10/2009
выходе второго (анодного) участка канала (z =
= Z2), что связано с исчезновением здесь основ-
ного источника тепла в плазме — джоулева теп-
ловыделения.
Скорость плазмы по оси канала вначале падает
(см. рис. 4, б), что связано с торможением осевого
потока аргоновой плазмы более медленным ко-
аксиальным потоком основного плазмообразую-
щего газа, подаваемого в плазмоформирующий
канал на этом участке. Затем она достаточно быс-
тро возрастает, достигая значений свыше 3000 м/с
для воздуха и 5000 м/с для водяного пара (см.
рис. 4, б и кривую 2 на рис. 5, в, г), что обус-
ловлено большим расходом основного плазмооб-
разующего газа и его постепенным прогревом
электрической дугой. При этом пристеночный
кольцевой поток более холодного плазмообразу-
ющего газа будет препятствовать расширению
осевого плазменного потока, истекающего из ка-
тодного сопла [12], поэтому на начальном этапе
их взаимодействия ядро плазменного потока рас-
ширяется незначительно. Таким образом, область
ZC ≤ z ≤ Z1 представляет собой достаточно слож-
ный участок течения, характеризующийся пос-
тепенным вовлечением холодного газа в поток
дуговой плазмы за счет процессов обмена им-
пульсом и энергией между различными зонами
течения.
За первым уступом плазмоформирующего ка-
нала (z ≥ Z1) скорость дуговой плазмы падает
вследствие существенного увеличения площади
его поперечного сечения, снижаясь до значений
600…700 м/с на выходе анодного участка канала
(z = Z2).
Давление в рассматриваемом плазмотроне за-
метно падает только на участке катодного сопла
и первом участке плазмоформирующего канала,
оставаясь далее практически постоянным (см.
рис. 4, в), что связано с малым газодинамическим
сопротивлением второго (анодного) участка и вы-
ходного насадка плазмотрона.
Как видно, пространственные распределения
характеристик плазмы водяного пара в рассмат-
риваемом плазмотроне качественно повторяют со-
ответствующие распределения для воздушной
плазмы. Что касается количественных отличий,
то следует отметить, что при прочих равных ус-
ловиях (I = 200 А, G2 = 5 г/с) температура плазмы
водяного пара на выходе второго (анодного) учас-
тка плазмоформирующего канала оказывается
несколько ниже соответствующей температуры
воздушной плазмы, что, по всей вероятности, свя-
зано с большей по сравнению с воздухом теп-
лоемкостью пара. И наоборот, скорость плазмы
водяного пара оказывается несколько выше, что
можно объяснить его меньшей плотностью. Более
Рис. 5. Радиальные распределения температуры (а, б), скорости (в, г) плазмы водяного пара (а, в) и воздуха (б, г) в различных
сечениях плазмоформирующего канала: 1 — z = ZC; 2 — z = Z1; 3 — z = Z2; 4 — z = Z3
10/2009 13
высоким также оказывается и перепад давлений
по длине канала.
На рис. 6 приведены расчетные зависимости
интегральных характеристик плазмотрона от тока
дуги и расхода основного плазмообразующего га-
за (воздуха или водяного пара). Как следует из
рис. 6, а, расчетная вольт-амперная характерис-
тика дуги в рассматриваемом плазмотроне явля-
ется падающей, тогда как зависимость напряже-
ния на дуге от расхода плазмообразующего газа
при постоянном токе дуги имеет возрастающий
характер (рис. 7, а). Значение КПД плазмотрона
в малой степени зависит от изменения тока дуги
(рис. 6, в), а при увеличении расхода плазмооб-
разующего газа существенно возрастает (рис. 7,
в). И наконец, расчетная электрическая мощность
плазмотрона практически линейно возрастет при
увеличении как тока дуги (рис. 6, б), так и расхода
основного плазмообразующего газа (рис. 7, б).
Полученные расчетные данные свидетельству-
ют о существенном влиянии рода основного
плазмообразующего газа (воздуха или водяного
пара) и параметров режима работы плазмотрона
(тока дуги и расхода плазмообразующего газа)
на электрические и энергетические характерис-
тики плазмотрона, а также тепловые и газодина-
мические характеристики генерируемого им
плазменного потока. В частности, при работе на
воздухе (G2 = 5 г/с) среднемассовая температура
и максимальная скорость генерируемого плазмен-
ного потока на выходе плазмотрона изменяются
от 4243 К и 416 м/с (I = 100 А) до 6572 К и
985 м/с (I = 400 А) и соответственно при I =
= 200 А — от 6175 К и 398 м/с (G2 = 2 г/с) до
4823 К и 853 м/с (G2 = 10 г/с). При работе на
Рис. 6. Вольт-амперная характеристика (а), зависимость элек-
трической мощности плазмотрона (б) и его КПД (в) от тока
дуги при G2 = 5 г/с: 1, 2 — см. рис. 4
Рис. 7. Зависимость напряжения на дуге (а), электрической
мощности плазмотрона (б) и его КПД (в) от расхода плазмо-
образующего газа при I = 200 А: 1, 2 — см. рис. 4
14 10/2009
водяном паре (G2 = 5 г/с) значения указанных
величин изменяются от 3025 К и 509 м/с (I =
= 100 А) до 3550 К и 973 м/с (I = 400 А), а при
I = 200 А — от 3195 К и 358 м/с (G2 = 2 г/с)
до 3280 К и 951 м/с (G2 = 8 г/с).
Выводы
1. Разработанная математическая модель физичес-
ких процессов, протекающих в паровоздушных
плазмотронах с тугоплавким катодом, применя-
емых, в частности, в плазмотронах установки для
высокотемпературного (плазменного) пиролиза
медицинских и других опасных отходов, позво-
ляет проводить численный анализ распределен-
ных и интегральных характеристик потока дуго-
вой плазмы, генерируемой плазмотроном, в
широких диапазонах изменения тока дуги и рас-
хода плазмообразующего газа, в качестве кото-
рого может использоваться воздух или водяной
пар. Для компьютерной реализации данной мо-
дели создано программное обеспечение с графи-
ческим интерфейсом, которое может использо-
ваться для выбора оптимальных параметров ре-
жима работы плазмотрона и дальнейшего совер-
шенствования его конструкции.
2. Результаты численного исследования харак-
теристик дуговой плазмы в рассматриваемом
плазмотроне показали существенное влияние рода
плазмообразующего газа на электрические и энер-
гетические характеристики дуги, а также на те-
пловые и газодинамические характеристики
генерируемого потока плазмы. В частности, нап-
ряжение на дуге, а следовательно, мощность плаз-
мотрона, работающего на водяном паре, при
прочих равных условиях оказываются существен-
но выше, чем при работе на воздухе. При этом
среднемассовая температура плазмы водяного па-
ра в выходном сечении плазмотрона ниже соот-
ветствующей температуры воздушной плазмы, а
скорость плазмы водяного пара, напротив, выше,
что связано с особенностями теплофизических
свойств и коэффициентов переноса рассматривае-
мых плазмообразующих газов.
1. Non-incineration medical waste treatment technologies. A
resource for hospital administrators, facility managers, he-
alth care professionals, environmental advocates and com-
munity members / Health care without harm. — August,
2001. — www.noharm.org.
2. Pat. 5534659, USA, A 62 D 3/00. Apparatus and method for
treating hazardous waste / M. D. Springer, T. Barkley, W.C.
Burns. — Publ. 09.07.96.
3. PEAT International. — http://www.peat.com.
4. Startech Environmental Corp. — http://www.startech.net.
5. Перспективы применения плазменных технологий для
уничтожения и переработки медицинских и других
опасных отходов / Б. Е. Патон, А. В. Чернец, Г. С. Ма-
ринский и др. // Современ. электрометаллургия. — 2005.
— № 3. Ч. I. — С. 54–63; № 4. Ч. II. — С. 52–60. —
С. 52–60.
6. Применение пароплазменного процесса для пиролиза ор-
ганических, в том числе медицинских и других опасных
отходов / С. В. Петров, Г. С. Маринский, А. В. Чернец и
др. // Там же. — 2006. — № 2. — С. 61–65.
7. Пароплазменная технология переработки опасных орга-
нических отходов / С. В. Петров, В. Н. Коржик, Г. С.
Маринский и др. // Тез. докл. VII Междунар. науч.-техн.
конф. «Энерго- и материалосберегающие экологически
чистые технологии», г. Гродно, Беларусь, 27–28 сент.
2007 г. — С. 20–22.
8. Electric arc steam plasma conversion of medicine waste and
carbon containing materials / С. В. Петров, В. Н. Коржик,
Г. С. Маринский и др. // Proc. of the XVII Intern. conf. on
gas discharges and their applications, Cardiff, Wales, Sept.
7–12, 2008. — Сardiff: Cardiff University, 2008. — Р. 465–
468.
9. Лойцянский Л. Г. Механика жидкости и газа. — М.: Нау-
ка, 1973. — 847 с.
10. Теория столба электрической дуги / Под ред. М. Ф. Жу-
кова. — Новосибирск: Наука, 1990. — 376 с.
11. Computer-aided simulation and experimental study of dus-
ted plasma jets emitting into limited space / Yu. S. Borisov,
A. V. Chernyshov, I. V. Krivtsun et al. // Proc. of the Natio-
nal thermal spray conf., Boston, USA, 20–24 June, 1994. —
Boston, 1994. — P. 361–366.
12. Математическая модель дуговой плазмы, генерируе-
мой плазмотроном с проволокой–анодом / М. Ю. Харла-
мов, И. В. Кривцун, В. Н. Коржик и др. // Автомат. свар-
ка. — 2007. — № 12. — С. 14–20.
13. Boulos M. I., Fauchais P., Pfender E. Thermal plasmas:
Fundamentals and applications. — New York; London: Ple-
num Press, 1994. — Vol. 1. — 467 p.
14. Coufal O. Composition and thermodynamic properties of
thermal plasma up to 50 kK // J. Phys. D: Appl. Phys. —
2007. — 40. — P. 3371–3385.
15. Starchyk P. D., Porytsky P. V. On the properties of the noni-
deal plasma of electrical pulse discharges in water // Prob-
lems of Atomic Sci. and Techn. — 2008. — № 6. — P. 207–
209.
16. Launder B. E., Spalding D. B. The numerical computation of
turbulent flows // Computer Methods in Applied Mechanics
and Eng. — 1990. — № 8. — P. 269–289.
17. Иевлев В. М. Турбулентное движение высокотемпера-
турных сплошных сред. — М.: Наука, 1975. — 254 с.
18. Wilcox D. C. Turbulence modeling for CFD. — Clendale,
California: Griffin Printing, 1994. — 460 p.
19. Приэлектродные процессы в дуговых разрядах / М. Ф.
Жуков, Н. П. Козлов, А. В. Пустогаров и др. — Новоси-
бирск: Наука, 1982. — 157 с.
20. Самарский А. А. Введение в теорию разностных схем. —
М.: Наука, 1971. — 552 с.
21. Андерсон Д., Таннехилл Дж., Плетчер Р. Вычислитель-
ная гидромеханика и теплообмен: В 2 т. Т. 1. — М.:
Мир, 1990. — 384 с.
22. Пасконов В. М., Полежаев В. И., Чудов Л. А. Численное
моделирование процессов тепло- и массообмена. — М.:
Наука, 1984. — 286 с.
The mathematical model is presented, describing turbulent flow of the electric arc plasma in air-vapour plasmatrons with
a refractory cathode. The effect of operating parameters of a plasmatron and kind of the employed plasma gas on electric
and energy characteristics of the arc, as well as on thermal and gas-dynamic characteristics of the plasma flow generated
by such a plasmatron has been numerically studied.
Поступила в редакцию 29.04.2009
10/2009 15
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-100940 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0005-111X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-11-28T13:15:11Z |
| publishDate | 2009 |
| publisher | Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Кривцун, И.В. Харламов, М.Ю. Петров, С.В. Маринский, Г.С. Коржик, В.Н. Чернец, А.В. 2016-05-28T15:09:03Z 2016-05-28T15:09:03Z 2009 Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом / И.В. Кривцун, М.Ю. Харламов, С.В. Петров, Г.С. Маринский, В.Н. Коржик, А.В. Чернец // Автоматическая сварка. — 2009. — № 10 (678). — С. 7-15. — Бібліогр.: 22 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/100940 621.793.74 Представлена математическая модель, описывающая турбулентное течение электродуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом. Численно исследовано влияние параметров режима работы плазмотрона и рода используемого плазмообразующего газа на электрические и энергетические характеристики дуги, а также тепловые и газодинамические характеристики плазменного потока, генерируемого таким плазмотроном. The mathematical model is presented, describing a turbulent flow of the electric arc plasma in air-vapour plasmatrons with a refractory cathode. The effect of operating parameters of a plasmatron and kind of the employed plasma gas on electric and energy characteristics of the arc, as well as on thermal and gas-dynamic characteristics of the plasma flow generated by such a plasmatron, is numerically studied. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Научно-технический раздел Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом Numerical analysis of characteristics of the arc plasma in air-vapour plasmatrons with refractory cathode Article published earlier |
| spellingShingle | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом Кривцун, И.В. Харламов, М.Ю. Петров, С.В. Маринский, Г.С. Коржик, В.Н. Чернец, А.В. Научно-технический раздел |
| title | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом |
| title_alt | Numerical analysis of characteristics of the arc plasma in air-vapour plasmatrons with refractory cathode |
| title_full | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом |
| title_fullStr | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом |
| title_full_unstemmed | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом |
| title_short | Численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом |
| title_sort | численный анализ характеристик дуговой плазмы в паровоздушных плазмотронах с тугоплавким катодом |
| topic | Научно-технический раздел |
| topic_facet | Научно-технический раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/100940 |
| work_keys_str_mv | AT krivcuniv čislennyianalizharakteristikdugovoiplazmyvparovozdušnyhplazmotronahstugoplavkimkatodom AT harlamovmû čislennyianalizharakteristikdugovoiplazmyvparovozdušnyhplazmotronahstugoplavkimkatodom AT petrovsv čislennyianalizharakteristikdugovoiplazmyvparovozdušnyhplazmotronahstugoplavkimkatodom AT marinskiigs čislennyianalizharakteristikdugovoiplazmyvparovozdušnyhplazmotronahstugoplavkimkatodom AT koržikvn čislennyianalizharakteristikdugovoiplazmyvparovozdušnyhplazmotronahstugoplavkimkatodom AT černecav čislennyianalizharakteristikdugovoiplazmyvparovozdušnyhplazmotronahstugoplavkimkatodom AT krivcuniv numericalanalysisofcharacteristicsofthearcplasmainairvapourplasmatronswithrefractorycathode AT harlamovmû numericalanalysisofcharacteristicsofthearcplasmainairvapourplasmatronswithrefractorycathode AT petrovsv numericalanalysisofcharacteristicsofthearcplasmainairvapourplasmatronswithrefractorycathode AT marinskiigs numericalanalysisofcharacteristicsofthearcplasmainairvapourplasmatronswithrefractorycathode AT koržikvn numericalanalysisofcharacteristicsofthearcplasmainairvapourplasmatronswithrefractorycathode AT černecav numericalanalysisofcharacteristicsofthearcplasmainairvapourplasmatronswithrefractorycathode |