Оптимизация режимов плазменного напыления термобарьерных покрытий для элементов теплогенерирующих установок
Оптимизация режимов плазменного напыления термобарьерных покрытий для элементов теплогенерирующих установок
Аннотация
В статье представлены результаты экспериментального исследования влияния технологических параметров плазменного напыления (силы тока, расхода водорода и дистанции напыления) на коэффициент использования материала (КИМ), пористость, удельные энергозатраты и общий энергетический КПД процесса при формировании термобарьерных покрытий из диоксида циркония, стабилизированного 8 мас. % иттрия (8YSZ), на поверхности деталей теплогенерирующих установок. С применением полного факторного эксперимента типа 2³ (11 опытов, трёхкратная повторность) построены регрессионные модели в кодированных переменных. Методом градиентного спуска при ограничении пористости (ε ≥ 8%) определена область оптимальных режимов. Экспериментальные исследования показали повышение КИМ с 38,2 до 57,4%, снижение удельных энергозатрат с 18,6 до 12,1 кВт·ч/кг и рост общего энергетического КПД процесса с 4,2 до 7,1% при сохранении пористости на уровне 9,8%. Полученные уравнения в кодированных переменных могут быть пересчитаны в натуральные по приведённым формулам.
1. Введение
Эффективность функционирования теплогенерирующих установок, включающих котлы, теплообменники, газотурбинные и парогазовые системы, в значительной степени определяется температурным уровнем газового тракта. Повышение рабочей температуры является одним из основных путей увеличения термического КПД цикла. Однако эксплуатация металлических компонентов при температурах, превышающих 1000…1200°С, невозможна без применения эффективной термической защиты. Термобарьерные покрытия (ТБП), формируемые методом плазменного напыления, обеспечивают снижение температуры металлической основы на 150…200°С и повышение ресурса деталей в 2–3 раза .
Низкая энергетическая эффективность плазменного напыления, при которой общий КПД процесса не превышает 3–5%, существенно ограничивает технологические возможности метода . Отклонение режимов напыления от оптимальных приводит к формированию покрытий с неудовлетворительными характеристиками: повышенной эффективной теплопроводностью при пористости ниже 8% либо пониженной термостойкостью при пористости выше 12%. Это, в свою очередь, снижает термозащитную способность покрытий и сокращает межремонтный ресурс оборудования в 1,5–2 раза . Следовательно, задача оптимизации режимов напыления является ключевой для обеспечения требуемых эксплуатационных свойств ТБП и надёжности теплогенерирующих установок.
В доступных источниках описаны отдельные технологические режимы для покрытий на основе 8YSZ , , однако отсутствуют количественные модели, позволяющие учитывать совместное влияние силы тока, расхода водорода и дистанции напыления на три ключевых отклика: коэффициент использования материала (КИМ, определяет расход порошка), пористость (определяет теплоизоляционные свойства) и удельные энергозатраты (определяют экономичность процесса). Кроме того, остаётся неразрешённым противоречие между повышением энергетической эффективности процесса и необходимостью сохранения требуемой пористости покрытия.
Цель работы заключается в разработке оптимизированных режимов плазменного напыления ТБП для деталей теплогенерирующих установок, обеспечивающих максимальный КИМ и минимальные удельные энергозатраты при безусловном выполнении требования к пористости ε ≥ 8%.
2. Методы и принципы исследования
Объект и материалы
В качестве материала для напыления использован порошок диоксида циркония, стабилизированного 8 мас.% иттрия (8YSZ), фракционного состава 45–75 мкм. Химический состав и морфология частиц соответствуют требованиям, предъявляемым к термобарьерным покрытиям для газотурбинных и котельных установок .
Оборудование
Нанесение покрытий осуществлялось на установке с плазмотроном коаксиального типа ПМ-1 . В качестве плазмообразующего газа использовалась смесь аргона и водорода.
Планирование эксперимента
Реализован полный факторный эксперимент типа 2³ с тремя центральными точками. Диапазоны варьируемых факторов выбраны на основании предварительных исследований:
– сила тока I — от 400 до 600 А;
– расход водорода Q(H₂) — от 6 до 14 л/мин;
– дистанция напыления L — от 90 до 170 мм.
Расход аргона на первом этапе поддерживался постоянным (40 л/мин), а в последующем оптимизировался отдельно в диапазоне 30–50 л/мин. Общее количество опытов составило 11, каждый из которых был повторён трижды. Для исключения систематических погрешностей применялась рандомизация последовательности проведения опытов.
После проведения всех опытов для каждого образца выполняли измерения основных характеристик покрытий: коэффициент использования материала, пористость, удельные энергозатраты, общий энергетический КПД процесса.
Коэффициент использования материала (КИМ, ηM) определялся гравиметрическим методом по формуле:
ηM = (mпокр / mпор) × 100%,
где mпокр — масса осаждённого покрытия, mпор — масса израсходованного порошка.
Пористость ε оценивалась методом количественной металлографии на поперечных шлифах .
Удельные энергозатраты Eуд (кВт·ч/кг) рассчитывались как отношение активной мощности плазмотрона (кВт) к производительности напыления по массе покрытия (кг/ч).
Общий энергетический КПД процесса ηОЭ определялся по методике как отношение теплоты, переданной нагреваемым частицам, к полной электрической мощности плазмотрона.
3. Основные результаты
Обработка экспериментальных данных выполнена с использованием методов регрессионного анализа. Уравнения регрессии строились в кодированных переменных, определённых следующим образом:
x₁ = (I – 500) / 100, x₂ = (Q(H₂) – 10) / 4, x₃ = (L – 130) / 40.
Проверка значимости коэффициентов регрессии осуществлялась по t-критерию Стьюдента при доверительной вероятности 0,95. Адекватность построенных моделей оценивалась по F-критерию Фишера (α = 0,05).
Для каждого из четырёх откликов были получены регрессионные модели. Статистически значимыми (p < 0,05) признаны линейные коэффициенты, а также коэффициент парного взаимодействия между силой тока и расходом водорода (x₁·x₂). Квадратичные эффекты и остальные парные взаимодействия в изученном диапазоне факторов не проявили статистической значимости. Значения коэффициентов регрессии представлены в таблице 1.
Коэффициенты регрессионных моделей
Отклик | b₀ | b₁ (I) | b₂ (H₂) | b₃ (L) | b₁₂ (I·H₂) |
КИМ, % | 45,2 | +9,3 | +6,7 | -4,8 | +3,2 |
Пористость ε, % | 10,1 | -1,4 | -0,9 | +1,2 | -0,5 |
Удельные энергозатраты Eуд, кВт·ч/кг | 15,3 | -2,5 | -1,8 | +1,2 | -0,6 |
Общий энергетический КПД ηОЭ, % | 5,09 | +2,72 | +2,32 | -1,08 | +1,28 |
Модели в кодированных переменных имеют вид:
ηM = 45,2+9,3x1+6,7x2−4,8x3+3,2x1x2,
ε = 10,1−1,4x1−0,9x2+1,2x3−0,5x1x2,
Eуд = 15,3−2,5x1−1,8x2+1,2x3−0,6x1x2,
ηОЭ = 5,09+2,72x1+2,32x2−1,08x3+1,28x1x2.
Для совместной оптимизации четырёх целевых функций – общего энергетического КПД ηОЭ, коэффициента использования материала ηM, удельных энергозатрат Eуд и пористости ε – использован обобщённый критерий Φ вида:
Φ = w₁·ηОЭ + w₂·ηM – w₃·(Eуд / Eуд⁰) – w₄·|(ε – εтреб) / εтреб|,
где ηОЭ — общий энергетический КПД процесса, рассчитанный по методике ; Eуд⁰ = 18,6 кВт·ч/кг — базовое значение удельных энергозатрат для традиционного режима (I = 550 А, Ar = 40 л/мин, H₂ = 8 л/мин, L = 150 мм); εтреб = 8% — минимально допустимый уровень пористости, обеспечивающий теплоизоляционные свойства ТБП ; весовые коэффициенты w1=0,3, w2=0,3, w3=0,25, w4=0,15 подобраны экспертным методом исходя из равнозначности энергетической эффективности при выполнении требования к пористости.
Максимизация Φ при ограничении ε ≥ 8% выполнялась методом градиентного спуска в пространстве кодированных переменных.
Наложение ограничения ε ≥ 8% и максимизация Φ позволили выделить область оптимальных режимов. Дополнительная серия опытов с варьированием расхода аргона в интервале 30–50 л/мин показала, что минимальные флуктуации дугового разряда и максимальная стабильность процессов тепломассопереноса достигаются при Q(Ar) = 38...42 л/мин.
Определён следующий оптимальный диапазон параметров напыления:
1) расход аргона: 38...42 л/мин;
2) расход водорода: 10...12 л/мин;
3) сила тока: 480...520 А;
4) дистанция напыления: 110...130 мм.
В качестве базового для сравнения был выбран режим, рекомендованный в типовых технологических инструкциях (I = 550 А, Ar = 40 л/мин, H₂ = 8 л/мин, L = 150 мм). Для подтверждения эффективности оптимизации был принят режим со следующими значениями: I = 500 А, Ar = 40 л/мин, H₂ = 11 л/мин, L = 120 мм. Результаты подтверждающего эксперимента обобщены в таблице 2.
Сравнительная характеристика базового и оптимизированного режимов
Показатель | Базовый режим | Оптимизированный режим |
КИМ, % | 38,2 | 57,4 |
Пористость, % | 11,5 | 9,8 |
Удельные энергозатраты, кВт·ч/кг | 18,6 | 12,1 |
Общий энергетический КПД, % | 4,2 | 7,1 |
Из таблицы 2 видно, что оптимизированный режим напыления повышает КИМ в 1,5 раза, снижает удельные энергозатраты на 35%, увеличивает общий энергетический КПД с 4,2 до 7,1% при всем этом сохраняет пористость (9,8%) на уровне, превышающем минимально допустимую величину 8%.
Границы применимости полученных линейных регрессионных моделей ограничены факторным пространством, заданным условиями планирования эксперимента: сила тока I ∈ [400; 600] А, расход водорода Q(H₂) ∈ [6; 14] л/мин, дистанция напыления L ∈ [90; 170] мм. Экстраполяция зависимостей за пределы указанных интервалов не рекомендуется ввиду возможной нелинейности процессов тепломассопереноса в плазменной струе, а также экспоненциального характера эрозии катода при превышении верхней границы по току и расходу водорода.
4. Обсуждение
Разработанные оптимальные режимы были апробированы при напылении экранных труб водогрейного котла КВ-ГМ-10 и лопаток газовой турбины ГТ-009. В ходе термоциклических испытаний, которые включали в себя 50 циклов нагрева и охлаждения, нагрев до 1100°C и охлаждение водой, отслаиваний покрытия не зафиксировано. Тепловые испытания на макете теплообменника показали снижение температуры металлической основы на 160–180°C, что соответствует целевым показателям.
Следует отметить, что дальнейшее увеличение силы тока свыше 520 А или расхода водорода более 12 л/мин приводит к экспоненциальному росту эрозии вольфрамового катода (явление фиксировалось визуально после каждого опыта). Физическое обоснование данного явления заключается в том, что при превышении указанных пороговых значений возрастает удельная тепловая нагрузка на катодное пятно дуги. Это приводит к локальному перегреву вольфрамового электрода и экспоненциальному росту скорости его испарения (сублимации) в соответствии с температурной зависимостью давления насыщенных паров тугоплавких металлов. Дополнительно высокая концентрация атомарного водорода в плазменной струе увеличивает термическую эрозию катода. Таким образом, предложенный оптимальный режим является граничным с точки зрения стойкости электродного узла.
Полученные уравнения в кодированных переменных могут быть использованы для прогнозирования свойств покрытий в изученном диапазоне факторов. Это позволит оперативно настраивать технологический режим под конкретные требования к пористости и энергоэффективности.
5. Заключение
По результатам полного факторного эксперимента получены статистически значимые регрессионные модели в кодированных переменных, описывающие зависимости коэффициента использования материала, пористости, удельных энергозатрат и общего энергетического КПД процесса от силы тока, расхода водорода и дистанции напыления при плазменном формировании ТБП из 8YSZ. Установлено, что увеличение силы тока и расхода водорода приводит к росту коэффициента использования материала и общего энергетического КПД и снижению удельных энергозатрат, однако сопровождается уменьшением пористости, что обусловливает потребность в оптимизации режимов с учетом критериев. Определена область оптимальных параметров: сила тока 480...520 А, расход аргона 38...42 л/мин, расход водорода 10...12 л/мин, дистанция напыления 110...130 мм. Экспериментально подтверждено, что переход от базового режима к оптимизированному обеспечивает снижение удельных энергозатрат на 35%, повышение КИМ на 50% и увеличение общего энергетического КПД с 4,2 до 7,1% при сохранении пористости на уровне 9,8%.