基于DBD的双放电气隙臭氧发生器串联谐振特性研究

摘 要:根据臭氧发生技术的现状和发展趋势,对介质阻挡放电技术进行了介绍。研究了工业型臭氧发生器等效电感及负载大小对电晕功率和其他电性能参数的影响,从而优化结构参数和工作条件。在CF-G-3-1K型臭氧发生器上进行了实验研究。研究分析表明,设计1.5 kg/h的臭氧发生器,相应的最佳参数为电压峰值为20 kV,电源频率为1 227 Hz,等效电感为0.9 mH。

关键词:臭氧发生器; 介质阻挡放电; 双气隙; 串联谐振; 电性能参数

中图分类号:TN710-34文献标识码:A

文章编号:1004-373X(2010)21-0165-04

Characteristics of Series Resonant of Ozone Generator with

Double Discharge Air Gaps Based on DBD

LIU Qingjun, ZHU Tian-yu, LI Yong, WEI Biao, LI Jun-wei

(College of Mechanical, Hohai University, Changzhou 213022, China)

Abstract: The technology of dielectric barrier discharge is introduced according to the current situation and development of ozone generating technology. The influence of equivalent induction and loads of industrial ozone generator on corona power and other parameters of electrical performance is researched to optimize the structural parameters and working condition. The experiment research on large ozone generator CF-G-3-1K was performed. The results of research and analysis indicate that the designed ozone generator can produce ozone by 1.5 kg/h, and the best corresponding parameters of the peak voltage, power supply frequency and equivalent induction are 20 kV, 1227 Hz and 0.9 mH.

Keywords: ozone generator; dielectric barrier discharge (DBD); double discharge; series resonant; parameter of electrical performance

0 引 言

臭氧即O3,它是氧气O2的同素异构体,组成元素相同,构成形态相异。它氧化能力很强,易分解,是理想的杀菌、灭藻、除有害物质的“清道夫”。近年来,臭氧在食品加工存储、水处理、医疗卫生、家用电器、化学氧化等领域越来越显示出其重要的应用价值[1-2]。目前,介质阻挡放电(Dielectric Barrier Discharge,DBD)方法已经成为工业上产生臭氧气体的主要方式[3-6],并且发展迅速。但是总体来说,整个臭氧发生系统电耗较大,电能利用率较低。本文旨在根据CF-G-3-1K大型臭氧发生器的结构设计和运行积累的经验,基于串联谐振式的高频逆变电路的分析与计算思路,重点研究了臭氧发生器的高压变压器漏感和限流电感等电参数对不同产量的臭氧发生器的影响,优化电参数,从而提高臭氧发生器电能利用率,使其在高效工况下运行。

1 介质阻挡放电(DBD)技术

DBD是将绝缘介质插入放电空间的一种非平衡态气体放电,又称介质阻挡电晕放电或无声放电。DBD能够在高气压和很宽的频率范围内工作,通常的工作气压为104～106 Pa。电源频率可从50 Hz~1 MHz。电极结构的设计形式多种多样(如图1所示)。在两个放电电极之间充满某种工作气体,并将其中一个或两个电极用绝缘介质覆盖,也可以将介质直接悬挂在放电空间(本文讨论的臭氧发生管为图1(c)所示的结构)或采用颗粒状的介质填充其中,当两电极间施加足够高的交流电压时,电极间的气体会被击穿而产生放电,即产生了介质阻挡放电。

由于DBD电路存在阻挡介质部分和放电间隙,因此其放电现象与一般放电现象有所不同。当电路稳定的时候,电路中存在两个不同的阶段,一种阶段可以称为未放电阶段,另一种阶段可以称为放电阶段。基于这种原因,国内外大多数文献对此进行了研究[7-8],当装置处于未放电阶段时,整个介质阻挡放电电路可以视为由介质阻挡电容和气隙电容串联构成,如图2(a)所示;当装置处于放电阶段,即气隙电容被击穿状态,此时气隙电容可以等效为一个电压方向与输入电压方向相反的电压源或┮桓霆处于反向击穿状态的齐纳二极管,并且这个击穿电压(该击穿电压称为放电维持电压)是基本上维持不变的,如图2(b)所示。

图1 介质阻挡放电间隙结构示意图

图2 介质阻挡放电等效电路图

对于采用DBD技术的臭氧发生装置,臭氧的产量往往与气源、气体流速、温度、湿度和放电因素有关。实际中气源、气体流速、温度、湿度条件通常是确定的,因此,臭氧产量的实际决定因素是放电功率。对于交流正弦供电,放电平均功率可按式(1)计算[9]:

P=4CdUsfU0-Cd+CgCd×Us

(1)

式中:P为电晕元件放电功率,单位:W;

Us为 打火电压,单位:V;

Cd为介质等效电容,单位:F;

Cg为间隙等效电容,单位:F;

f为臭氧发生器工作频率,单位:Hz;

U0为峰值驱动电压,单位:V。

对于单根臭氧发生管,由于Cd,Cg,Us均一定,因此在相同的峰值驱动电压U0作用下,放电平均功率仅与发生器的工作频率f成正比,即供电频率越高,臭氧发生器的放电频率功率P越大,С粞跖ǘ群筒量也会相应地提高。同时,工作频率越高,变压器体积可以越小。

2 CF-G-3-1K型双放电气隙管式大型高频臭氧发生器实验装置

单根臭氧发生管臭氧产量设计为50 g/h,采用20根并联运行,使得臭氧发生器产量达到1 000 g/h。实验装置见图3,其主要由臭氧发生单元、空气预处理系统、冷却系统、供电电源及驱动电路和PLC全自动监控及保护系统等几部分组成。

逆变主电路(见图4)组成如下:

整流桥:富士公司三相全桥整流模块(100A /1 200 V),6RI100G-120;

滤波:20 μF/400 V金属化薄膜电容,滤波电感26 mH;

逆变:全桥逆变电路,由控制电路、驱动电路和状态保护电路和IGBT开关模块组成。IGBT选用西门子公司的BSN200GB120DN2模块;

高频变压器:采用Mn-Zn铁氧体铁芯的高频升压变压器,这种材料的铁芯最大的优点就是在20 kHz时仍然有较高的饱和磁通密度,高的导磁率和低损耗,磁芯采用4只U型铁芯(UU120型)组成两对E形磁芯对合为EE型磁芯,原边匝数为45,副边匝数为1 050。

臭氧发生管的结构如下:介电体使用硼硅3.3玻璃,采用圆柱形同轴电极中隔以同轴薄壁玻璃管的管式臭氧发生单元,20根管并联运行。图5所示为本文涉及的双气隙臭氧发生管截面及剖面图,内管长度为920 mm,外管长度为940 mm,玻璃管厚度为1.8 mm。由臭氧发生管结构数据计算单根臭氧管介质等效电容Cd=3 149 pF,气隙等效电容Cg=717 pF。

图3 CF-G-3-1K型臭氧发生器实验装置

图4 CF-G-3-1K型臭氧发生器逆变电路框图

图5 臭氧发生管横截面及纵剖面示意图

3 实验研究和结果分析

3.1 臭氧发生器电压型串联谐振式负载

不论发生器装置是否处于放电状态,发生管总是处于容性负载,且升压变压器有漏感,为了提高其功率因数和减少电源提供的无功功率,从而提高逆变电源的效能,使负载回路工作在谐振状态,则需要在回路串联补偿电感。因此对于串联谐振[10-11]型高频臭氧发生器,在有放电过程,臭氧发生管负载总的等效电容Cf和变压器漏感及补偿电感构成串联谐振,负载等效电容可由式(2)计算[12] :

Cf=Cd(U0-Us)/U0

(2)

在这里,把线路电阻、高频变压器导线电阻及臭氧发生器放电电阻等效用R表示,变压器原边漏感Ls1、副边漏感Ls2和补偿电感Lr折算到升压变压器原边用L表示,臭氧发生器负载用等效电容折算到原边用C表示。这样可以用图6来分析双放电气隙管式臭氧发生器的串联谐振的特性。

图6 臭氧发生器串联谐振等效电路

CF-G-3-1K型双放电气隙管式臭氧发生器属于空气源臭氧发生器,空气打火电压Us是定值,为12.7 kV,Cd=3 149 pF,该臭氧发生器的工作电压峰值U0=20 kV,由公式(2)可得,Cf=1 149 pF。而该型臭氧发生器的高压变压器的原边匝数为45,副边匝数为1 050,匝数比N=233。 20根臭氧发生管并联时,原边总等效电容为C=20N2Cf=12.5 μF。

高压变压器原边漏感的值采用实物测量的方法获得。将副边绕组短路,测量原边绕组的漏感值,即原边漏感。测量仪器为JK2811-A型LCR数字电桥,基本精度为±01%;测试电压小于等于03 Vrms;电感的测试范围为0.01 μH~999.9 H;工作电源为AC 220 V(1±8%),(50±4) Hz。在仪器选择非校测方式,并联等效的情况下,测得高压变压器原边漏感列于表1。

表1 不同测量频率下变压器的原边漏感值

测试频率 /Hz原边漏感 /mH

1000.44

1 0000.42

3 0000.41

用该数字电桥测量变压器副边漏感,将原边短路,测量副边,发现在测试频率为3 000 Hz时,仪器显示读数的稳定性变差,数字跳动增加。这是因为铁心材料的非线性,而导致测试信号电流的失真。为了降低铁心材料的非线性而引起的效应,应降低测试信号电平。使用图7所示的方法串入Ra=20 Ω信号源内阻,降低测试信号电平,以满足测试电流的要求,避免测试信号电流失真,在仪器选择非校测方式,并联等效的情况下,测得高频情况变压器副边漏感列于表2。

图7 JK2811/A信号源内阻调节示意图

表2 不同测量频率下变压器的副边漏感值

测试频率 /Hz副边漏感 /mH

100243

1 000226

3 000239

比较不同测量频率下所得变压器的原边、副边漏感实验数据可见,在100～3 000 Hz时原副边漏感值变化不大,为了方便计算分析,这里取Ls1=0.42 mH,Ls2=235 mH。该型臭氧发生器选用的限流电感Lr=0.3 mH,则负载回路中等效电感为:L=Ls1+Ls2/N2+Lr=1.15 mH,该型臭氧发生器负载固有谐振频率:f0=1/(2πLC)=1 328 Hz。该型臭氧发生器工作在固有谐振频率,电压峰值为20 kV,由公式(1)可以计算得到单根臭氧管的理论放电功率P=937 W。然而通过对该型臭氧发生器进行实验分析得到,其功率的理论计算值与实际值存在较大误差。实际功率Ps与理论计算得到的电晕功率P存在一个比例关系K,即Ps=KP,实验测得K=1.21,所以单根臭氧发生管实际电晕功率为Ps=KP=1 133 W。

因此,给定电压U0=20 kV,总等效电感L在0.3~0.9 mH间取不同的值,臭氧发生器负载(即并联臭氧管根数)取5~50间不同的值,就可以利用上述方法计算出臭氧发生管电晕功率P和工作频率f随总等效电感L和负载的变化规律,计算结果如图8,图9所示。

从图8和图9中可以看出在负载电压峰值U0、总等效电感L相同的情况下,臭氧发生器在谐振下的工作频率f和该频率下臭氧管的电晕功率P都是随着臭氧发生器负载的增大而减小的;在负载电压峰值U0、负载相同的情况下,臭氧发生器在谐振下的工作频率和该频率下的臭氧管的电晕功率是随着总等效电感L的增大而减小。由此可知,为了使臭氧发生器逆变电源有较高的工作效率,逆变电源的工作频率f保持在负载谐振频率上,在不改变现有臭氧管结构的情况下,满足现有的冷却条件(臭氧发生管的电晕功率不能过大,电晕功率过大会产生大量的热量,不利于臭氧的生成),如果要制作小负载(例如并联5根臭氧管,臭氧产量为250 g/h)的臭氧发生器,应选用较大的限流电感,使得总等效电感变大;制作大负载(例如并联30根,臭氧产量为1.5 kg/h)的臭氧发生器,应选用较小的限流电感,甚至可以不用限流电感,直接利用变压器漏感即可满足谐振要求。

图8 U0=20 kV时,不同L时,工作

频率f随不同负载变化关系曲线

图9 U0=20 kV时,不同L时,单管

电晕功率P随不同负载变化关系曲线

大量实践证明,在具有较好冷却条件的前提下,以空气为气源的臭氧发生器的电耗一般为[13]16～18 kW/kgO3,单根臭氧发生管的电晕功率应在800～900 W或更加小一些。以1.5 kg/h(并联30根臭氧管)的臭氧发生器为例,为了使得臭氧发生器逆变电源有较高的工作效率,并且使臭氧发生管工作在合适的工况条件下,从图8和图9可以得到,在U0=20 kV时,总等效电感L=0.9 mH,臭氧发生器工作频率f=1 227 Hz,臭氧管电晕功率P=866 W。

4 结 语

在实际运用中,对于不同产量的臭氧发生器,都可以在先确定高压变压器原边、副边匝数比的情况下,通过选择变压器漏感(或实测得到)和限流电感的大小,反过来推算负载的谐振频率,通过负载的谐振频率确定其工作频率。采用这种方法可以综合考虑提高臭氧发生器的电能利用率,使其在高效的工况下运行,优化了臭氧发生器逆变电路和臭氧发生管结构参数,使逆变主电路与负载(多根并联的臭氧发生管)具有良好的匹配性能。

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