Построение модели плазменного процесса получения ультрадисперсных порошков на основе оксидов металлов из минерального сырья

УДК 621.265.91:621.762 О. Т. ДАНИЛОВА

Омский государственный технический университет

ПОСТРОЕНИЕ МОДЕЛИ ПЛАЗМЕННОГО ПРОЦЕССА ПОЛУЧЕНИЯ УЛЬТРАДИСПЕРСНЫХ ПОРОШКОВ НА ОСНОВЕ ОКСИДОВ МЕТАЛЛОВ ИЗ МИНЕРАЛЬНОГО СЫРЬЯ___________________________________________

Данная работа проводилась с целью разработки основ плазменной технологии и оборудования для получения порошков оксидов металлов из сырья сложного состава в плазме высокочастотного индукционного разряда. Применение плазмы в металлургии позволяет значительно упростить ряд сложных многостадийных процессов, не протекающих в обычных условиях; получать материалы с особыми свойствами; сохранять высокие технико-экономические показатели процессов в случае вовлечения в производство бедного сырья, а также организовывать замкнутый цикл производства, что позволяет сделать процесс экологически чистым. Особый интерес представляют плазменные процессы прямой переработки руд и концентратов цветных и редких металлов.

Ключевые слова: плазма, реактор, плазменный поток, процесс тепло- и массообмена, плазменный реактор, высокочастотный генератор.

Учитывая сложность протекающих в плазменном реакторе процессов и трудность составления адекватной физико-математической модели технологии, ее оптимизацию проводят поэтапно, решая отдельные упрощенные задачи. В настоящей работе сделана попытка объединения отдельных этапов процесса по выявленным параметрам. В качестве обрабатываемого материала использовалось сырье Тарского месторождения и металлсодержащие отходы промышленных производств. Ниже представлена схема этапов.

Первый этап заключается в идентификации сырья с целью получения наиболее полной информации об его использовании. Сведения о физико-химических свойствах исходного материала требуются для определения термодинамических и кинетических характеристик процесса при соответствующих температурах; для разработки конструкции плазмохимического реактора, а также повышении информативности рентгенофазового, флуорометрического и химического анализов.

Второй этап — это анализ процессов, которые могут протекать в объеме нагретой или расплавленной частицы. На этом этапе используется термодинамический подход к твердофазным реакциям. При проведении термодинамического анализа свойств веществ необходимо учитывать, что такие характеристики, как энтропия (Я) и энтальпия (Н) являются функциями от температуры и теплоемкости (с). Для большинства твердых веществ и газов теплоемкость выражается эмпирическим уравнением в форме степенных рядов, коэффициенты которого подбирают так, чтобы уравнение соответствовало опытным данным.

СР = а + Ь*Т + с*Т 2.

Вывод этого уравнения производится либо по трем выбранным значениям энтальпии при трех темпе-

ратурах, либо по значению теплоемкости на нижней границе рассматриваемого интервала температур (обычно при 298,15 К) и двум выбранным экспериментальным значениям энтальпии при высоких температурах, а значения этих коэффициентов для большинства различных веществ приводятся в справочных данных. Между тем имеющийся в литературе экспериментальный материал охватывает небольшое количество соединений, а существующие методы расчета дают значительные расхождения с экспериментальными данными даже для многих простых веществ. Реализация этапа основана на энтропийном методе Ландия, при котором расхождения с экспериментальными данными приходятся на интервал от 298 К до 473 К, за пределами которого они не превышают 8% [1].

Схема и соотношения энтропийного метода:

Ср = (С2АТ + аАТТ372 )п ,

С2АТ = 6.6 - а /(Ъ + К(Т - Ь))'

а лт =(1.24/Т,л )-(с2Ат )2 -10 -3,

где Тпл—температура плавления или полной диссоциации вещества; п — число атомов соединения; а, Ь, К — коэффициенты, зависящие от типа вещества.

Определение равновесной температуры химической реакции восстановления производится через определения изменений изобарно-изотермического потенциала. Для его определения выполняется расчет изменений энтропии и энтальпии вещества для данной температуры. Так как изменение стандартного изобарно-изотермического потенциала А70 не зависит от давления, то возможность протекания процессов в данном случае определяется исключительно температурой. Изобарно-изотермический потенциал реакции:

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (93) 2010 МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (93) 2010

дг° =АЫ°-ТА80,

где

А^° = (51ечл + 5;„яеч,) - 5,

° Л е°

исходя.

АН ° — ( Н ° + Н ° ) — Н °

~ ( конеч .1 конеч .2/ -п исходя.

Использование данных о свойствах веществ, вступающих в реакцию, и являющихся результатом реакции позволяют оценивать направление реакции и равновесную температуру, при которой возможно существование участвующих в реакции фаз (А X = 0).

Третий этап заключается в определении выполнения баланса мощностей в задаваемом диапазоне температур. Температура, при которой этот баланс определяется и будет равновесной температурой.

При реализации этого этапа проводится расчет электропроводности плазмы, дополненный расчетом сечений электропроводности, статистических весов и сумм для реального ВЧИР, для которого рассматривались два предельных случая — с малой и большой глубинами проникновения поля [2 — 3]:

т(Т)— 4,52 -10—10

1

VТ + 2на(<2а),

а

где Ие, N N — концентрации электронов, ионов и нейтральных атомов (или молекул); 04, Оа—сечения электропроводности, определяемые выражениями

(а) Н

-1п

а)—

кТ2 2,08 -101

кТ

Т

2

х)х 2 ехр

0

—11600 Т

\йх

При допущениях, что распределение электронов по скоростям является приближенно максвелловским и в плазме существует локальное термодинамическое равновесие, расчетный алгоритм сводится к следующему:

1. Для однокомпонентных газов выполняется расчет N и Ые по уравнению Саха:

ММ — 2 я ,(2птекТ )3/ 2 Г Е-АЕ. N Я0 к3 I кТ

где g0 — статистический вес уровня (число различных состояний с данной энергией); АБ4 = е2/гс-умень-шение энергии ионизации атома в плазме по сравнению с изолированным атомом, обусловленное существованием кулоновских полей в плазме.

2. Уравнение Саха справедливо в том случае, если ионизация и рекомбинация протекают по одному и тому же пути, что может быть справедливо для атомарных и молекулярных газов, но в случае газовой смеси прямой и обратный процессы совершаются по различным путям и стационарное состояние ионизации не совпадает с состоянием термодинамического равновесия. При организации данного алгоритма был применен метод, основанный на применении явных аналитических формул.

3. Для определения требуется лишь знание суммарной концентрации ионов в плазме. Для расчета сечений электропроводности нейтральных частиц необходимы данные о соответствующих сечениях передачи импульса д в интервале энергий электрона от 0,1 до 10 эВ. Результаты расчета значений электропроводности по вышепредложенному алгоритму

показывают, что расхождение получаемых данных с литературными составляет: а) для концентраций — 1 2 %; б) для сечений электропроводности — 3^5 %; в) для электропроводности — 8^10 %.

На четвертом этапе проводится анализ устойчивости существования разряда, определение мощности потерь, определение радиуса разрядного пространства.

Разработка конструкции реактора является результатом пятого этапа, входными параметрами которого являются данные термодинамического анализа и процессов тепло- и массопереноса гетерогенной тугоплавкой частицы в зависимости от роста температуры. В ходе выполнения данной работы было принято во внимание, что в общем случае интенсивность перемешивания струй в плазменном реакторе зависит от следующих факторов [4]:

— характерного линейного размера и формы устья струй;

— угла атаки струй;

— характеристики турбулентности струй;

— относительного шага между струями;

— отношения скоростных напоров струй и т.д.

Для типичных вариантов организации процесса

перемешивания используют эмпирические соотношения, позволяющие определить зону перемешивания Ь. Зная длину зоны перемешивания, можно легко найти продолжительность процесса перемешивания

Ь

t — —, и'

где и — линейная осевая скорость движения среды в реакторе.

При перемешивании плазменного теплоносителя со спутным потоком холодных реагентов плазма вводится в цилиндрическую камеру смешения диаметром Б через отверстие диаметром ^ В этом случае распределение теплоносителя в реакторе можно считать установившимся, когда внешние границы потока пересекутся со стенками цилиндрической камеры при условии, что Ь > 1. При этом тангенс половины угла раскрытия струи равен tg( а/2) = 0,22 -н0,33.

Отсюда длина зоны перемешивания запишется в виде

Ь — D/(tga / 2; — (1,7 +1,8)Б .

Исходной информацией для разработки модели плазменного реактора являются данные термодинамического анализа и процессов тепло- и массопереноса гетерогенной тугоплавкой частицы цирконового минерала в зависимости от роста температуры. Если за критерий оптимальности процесса выбрать условие получения степени превращения циркона в двуокись циркония, близкой к 100%, то затраты при этой температуре будут составлять 2,9 эВ/мол. Если же процесс разложения проводить при температуре, соответствующей максимальному содержанию 7Ю2 в равновесном составе смеси (5600 К), то энергозатраты будут составлять 2 эВ на молекулу. Минимально достижимые температуры в ВЧИ плазме составляют 6000 К.

Для выбора диаметра реактора необходимо задаться соотношением между диаметром разряда и глубиной скин-слоя. Это отношение обычно выбирают равным 3,5. Следовательно, задача сводится к оценке глубины проникновения поля в плазму. В ходе построения модели плазменного металлического реактора был проведен анализ эффективности

4

2 ,Г1 / 3

е

передачи энергии ВЧ поля в плазму при частоте 5,28 МГц и диаметре камеры 17,5 см.

Оптимальная частота ВЧ поля определяется выражением [5]:

/ о.

г=(0,2-109)/(о£>2).

Например, частота поля 5,28 МГц будет соответствовать оптимальному значению при диаметре разряда 8 см и проводимости а = 0,6 Ом- 1см—1. Такое значение проводимости получается при Т = 5000 К. Глубина скин-слоя при этом 3 см. Приведенные оценки показывают возможность эффективной передачи энергии ВЧ излучения в плазму при частоте 5,28 МГц в случае работы плазмотрона при температурах, соответствующих нижней границе существования ВЧИ разряда.

Внутренний диаметр реактора принимается равным Би = (2...3)Б, что соответствует диаметру индуктора от 16 до 24 см. Коэффициент полезного действия индуктора определяется выражением

1

1+А,/ В

ниям стабильности частоты в пределах разрешенных узких радиоканалов.

Выполнение перечисленных требований обеспечивается выбором схемы высокочастотной части автогенератора. В настоящей работе исследовались режимы генераторов, работающих с самовозбуждением мощностью 40 и 60 кВт и рабочими частотами

0,44; 5,28; 13,56 МГц.

Расчет частоты генерации основывается на выполнении двух критериев:

— условие баланса фаз;

— условие баланса амплитуд: Кр>1, где К — коэффициент усиления, р — коэффициент обратной связи.

Первое условие сводится к выполнению соотношения

2 ак + Zag + 2 gk

= 0,

где 7и — проводимость материала индуктора.

С учетом этого соотношения выбирается минимальное значение внутреннего диаметра индуктора, определяемое по конструктивным соображениям.

В результате предлагаемого модельного представления могут быть решены вопросы конструктивного характера при выполнении реакторов для переработки веществ сложного состава с высокой температурой плавления.

Шестой этап заключается в согласовании такой нагрузки как плазма с высокочастотным генератором (ВЧГ). Условием возникновения генерации является равенство нулю суммы реактивных сопротивлений схем и положительность коэффициента обратной связи. Для получения устойчивого режима генерации нескинированного разряда необходимо обеспечить поглощение подводимой ВЧ мощности областью относительно прозрачной для ВЧ поля плазмы. А это возможно лишь за счет увеличения объема этой области, т.е. при фиксированном радиусе разрядной камеры — за счет увеличения длины плазменного столба. Следовательно, необходимо увеличивать длину индуктора, а значит и его индуктивность. Поэтому критерием, устраняющим произвол в выборе реактивных сопротивлений, является условие максимального значения индуктивности анодного контура автогенератора.

Работа ВЧ генератора на такую нагрузку, как плазма, предъявляет к устройству ряд специфических требований [5]:

— в генераторах должна быть предусмотрена широкая регулировочная характеристика, обеспечивающая изменение мощности от номинальной почти до нуля;

— необходимо обеспечение устойчивой работы в режиме холостого хода (т.е. до возбуждения разряда) и автоматическое получение заданного режима после его возбуждения;

— для целого ряда случаев требуется получение значительной напряженности магнитного поля в заданном диапазоне температур;

— генераторы должны удовлетворять требова-

сопротивления, действующие на участках анод-катод, анод-сетка и сетка-катод.

С учетом этого условие баланса может быть записано как

^ > о.

2ак

Алгоритм расчета ВЧ генератора на заданную рабочую частоту сводится к следующему:

1) задаются реактивные сопротивления элементов схемы ВЧ генератора;

2) рассчитываются частота генерации и коэффициент обратной связи;

3) корректируются значения реактивных сопротивлений для получения требуемой частоты;

4) по результатам расчета вносятся изменения в конструкцию генератора.

Поскольку при корректировке значений реактивных сопротивлений имеется некоторый произвол, в ходе расчета и настройки генератора учитывались требования, вытекающие из анализа результатов численного моделирования ВЧИ разряда. Для получения устойчивого режима генерации нескини-рованного разряда необходимо обеспечить поглощение подводимой ВЧ мощности областью относительно прозрачной для ВЧ поля плазмы. А это возможно лишь за счет увеличения объема этой области, т.е. при фиксированном радиусе разрядной камеры

— за счет увеличения длины плазменного столба. Следовательно, необходимо увеличивать длину индуктора, а значит, и его индуктивность. Поэтому критерием, устраняющим произвол в выборе реактивных сопротивлений, является условие максимального значения индуктивности анодного контура автогенератора.

Исследования режимов схем генераторов показали устойчивость генерации, возможность изменения выходной мощности и напряжения на индукторе за счет регулирования коэффициента обратной связи путем изменения емкости Сос.

Для определения температуры частицы необходима качественная оценка по всему ее сечению градиента температур. Критерием такой оценки может служить число Био (К), характеризующее процесс теплопроводности.

Для расчетов были приняты следующие величины: плазмообразующий газ — воздух, скорость плазмообразующего газа 25 м/с, температура плазменного

где 2ак' 2ае' 2 «к — соответственно комплексные

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (93) 2010 МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (93) 2010

теплоносителя 5000 К, обрабатываемая частица имеет плотность 2800 кг/м3.

В результате скорость изменения температуры частицы, когда она попадает в плазменный поток и еще имеет комнатную температуру, равна [6]:

^ = 2,385 • 108 К/с. аг

Были измерены радиусы частицы до и после обработки, в результате чего получилось, что количество испаренного вещества составило 84,55 %.

Время полного испарения частицы можно определить, используя уравнение испарения частицы, если считать, что она нагрета до температуры кипения:

г=25 мкм, т = 0.046 с; г=50 мкм, т = 0.15 с; г= 100 мкм, т = 0.4759 с.

Автор считает, что в данной работе новыми являются следующие положения и результаты:

1. Расчет теплоемкостей, энтальпии и энтропии при фазовых превращениях для всего рассматриваемого диапазона температур реализован на энтропийном методе Ландия, при котором расхождения с экспериментальными данными приходятся на интервал 298 — 473 К, за пределами которого они не превышают 8%.

2. Анализ результатов расчета параметров реального контрагированного высокочастотного разряда по модели металлического цилиндра позволил сделать вывод, что разряд может устойчиво существовать в нескинированной форме при значениях равновесной температуры 55004 7000 К.

3. Полученные образцы нанопорошков массой 50^ 150 г по результатам анализа (методами БЭТ и микроскопии) имеют среднюю дисперсность 1504200 нм

и содержат до 78% масс. диоксида циркония, преимущественно в виде фаз моноклинной и кубической структуры.

4. Синтезируемые порошки на основе 7г02 (после их химической обработки для отделения примесей) по нашим оценкам вполне могут получить практическое использование.

Библиографический список

1. Ландия, Н.А. Расчет высокотемпературных теплоемкостей твердых неорганических веществ по стандартной энтропии / Н.А. Ландия. — Тбилиси: Изд. АН ГРУЗ ССР, 1962. — 66 с.

2. Плазмохимические процессы / И. В. Кочетов [и др.] — М.: Изд-во «Наука», 1979. — 326 с.

3. Туманов, Ю.И. Электротермические реакции в современной химической технологии и металлургии / Ю. И. Туманов. — М.: Энергоиздат, 1981. — 230 с.

4. Сурис, А.Л. Плазмохимические процессы и аппараты / А.Л. Сурис. — М.: Химия, 1989. — 304 с.

5. Физика и техника низкотемпературной плазмы / под ред. С.В. Дресвина. — М. : Атомиздат, 1972. —352 с.

6. Шлихтинг, Г. Теория пограничного слоя: пер. с немецкого / Г. Шлихтинг. — М.: Изд-во «Наука», 1974. — 712 с.

ДАНИЛОВА Ольга Тимофеевна, кандидат физикоматематических наук, доцент кафедры «Средства связи и информационная безопасность».

Адрес для переписки: e-mail: olgdan5б@gmail.com

Статья поступила в редакцию 30.08.2010 г.

© О. Т. Данилова

Книжная полка

621.74/Г37

Герасимов, И. Я. Оборудование и автоматизация литейного производства [Текст]: конспект лекций / И. Я. Герасимов; ОмГТУ.-Омск, 2010. - 31, [1] с.: рис.-Библиогр.: с. 31.

Является продолжением конспекта лекций «История литейного производства» (2003 г.). Приведены примеры комплексной механизации и автоматизации технологических процессов литейного производства.

621.9.02/З-45

Звягольский, Ю. С. Технология производства режущего инструмента [Текст]: учеб. пособие для вузов по специальности «Инструментальные системы машиностроительных производств» направления «Конструкторско-технологическое обеспечение машиностроительных производств» / Ю. С. Звягольский, В. Г. Солоненко, А. Г. Схиртладзе.—М.: Высш. ^цк., 2010.—333, [1] с. : рис., табл.—(Для высших учебных заведений).—Библиогр.: с. 331.—ISBN 978-5-06-006003-4.

Изложены основы проектирования технологических процессов изготовления режущих инструментов, технологические свойства и состояние поставки инструментальных материалов. Приведены данные по заготовительным операциям, применяемым при изготовлении режущих инструментов. Рассмотрены вопросы формообразования основных поверхностей инструментов механической обработкой. Достаточно подробные сведения приведены по обработке поверхностей инструментов шлифованием и выполнению заточных операций. Рассмотрены различные технологические способы повышения износостойкости и надежности инструментов, а также вопросы маркировки, сборки, консервации и упаковки. Приведены типовые технологические процессы изготовления различных типов режущих инструментов и основные направления совершенствования технологии и автоматизации инструментального производства.