基于DBD的雙放電氣隙臭氧發生器串聯諧振特性研究

摘 要:根據臭氧發生技術的現狀和發展趨勢，對介質阻擋放電技術進行了介紹。研究了工業型臭氧發生器等效電感及負載大小對電暈功率和其他電性能參數的影響，從而優化結構參數和工作條件。在CF-G-3-1K型臭氧發生器上進行了實驗研究。研究分析表明，設計1.5 kg/h的臭氧發生器，相應的最佳參數為電壓峰值為20 kV，電源頻率為1 227 Hz，等效電感為0.9 mH。

關鍵詞:臭氧發生器; 介質阻擋放電; 雙氣隙; 串聯諧振; 電性能參數

中圖分類號:TN710-34文獻標識碼:A

文章編號: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，它是氧氣O2的同素異構體，組成元素相同，構成形態相異。它氧化能力很強，易分解，是理想的殺菌、滅藻、除有害物質的“清道夫”。近年來，臭氧在食品加工存儲、水處理、醫療衛生、家用電器、化學氧化等領域越來越顯示出其重要的應用價值[1-2]。目前，介質阻擋放電(Dielectric Barrier Discharge，DBD)方法已經成為工業上產生臭氧氣體的主要方式[3-6]，并且發展迅速。但是總體來說，整個臭氧發生系統電耗較大，電能利用率較低。本文旨在根據CF-G-3-1K大型臭氧發生器的結構設計和運行積累的經驗，基于串聯諧振式的高頻逆變電路的分析與計算思路，重點研究了臭氧發生器的高壓變壓器漏感和限流電感等電參數對不同產量的臭氧發生器的影響，優化電參數，從而提高臭氧發生器電能利用率，使其在高效工況下運行。

1 介質阻擋放電(DBD)技術

DBD是將絕緣介質插入放電空間的一種非平衡態氣體放電，又稱介質阻擋電暈放電或無聲放電。DBD能夠在高氣壓和很寬的頻率范圍內工作，通常的工作氣壓為104～106 Pa。電源頻率可從50 Hz~1 MHz。電極結構的設計形式多種多樣(如圖1所示)。在兩個放電電極之間充滿某種工作氣體，并將其中一個或兩個電極用絕緣介質覆蓋，也可以將介質直接懸掛在放電空間(本文討論的臭氧發生管為圖1(c)所示的結構)或采用顆粒狀的介質填充其中，當兩電極間施加足夠高的交流電壓時，電極間的氣體會被擊穿而產生放電，即產生了介質阻擋放電。

由于DBD電路存在阻擋介質部分和放電間隙，因此其放電現象與一般放電現象有所不同。當電路穩定的時候，電路中存在兩個不同的階段，一種階段可以稱為未放電階段，另一種階段可以稱為放電階段。基于這種原因，國內外大多數文獻對此進行了研究[7-8]，當裝置處于未放電階段時，整個介質阻擋放電電路可以視為由介質阻擋電容和氣隙電容串聯構成，如圖2(a)所示;當裝置處于放電階段，即氣隙電容被擊穿狀態，此時氣隙電容可以等效為一個電壓方向與輸入電壓方向相反的電壓源或一個處于反向擊穿狀態的齊納二極管，并且這個擊穿電壓(該擊穿電壓稱為放電維持電壓)是基本上維持不變的，如圖2(b)所示。

圖1 介質阻擋放電間隙結構示意圖

圖2 介質阻擋放電等效電路圖

對于采用DBD技術的臭氧發生裝置，臭氧的產量往往與氣源、氣體流速、溫度、濕度和放電因素有關。實際中氣源、氣體流速、溫度、濕度條件通常是確定的，因此，臭氧產量的實際決定因素是放電功率。對于交流正弦供電，放電平均功率可按式(1)計算[9]:

P=4CdUsfU0-Cd+CgCd×Us

(1)

式中:P為電暈元件放電功率，單位:W;

Us為 打火電壓，單位:V;

Cd為介質等效電容，單位:F;

Cg為間隙等效電容，單位:F;

f為臭氧發生器工作頻率，單位:Hz;

U0為峰值驅動電壓，單位:V。

對于單根臭氧發生管，由于Cd，Cg，Us均一定，因此在相同的峰值驅動電壓U0作用下，放電平均功率僅與發生器的工作頻率f成正比，即供電頻率越高，臭氧發生器的放電頻率功率P越大，臭氧濃度和產量也會相應地提高。同時，工作頻率越高，變壓器體積可以越小。

2 CF-G-3-1K型雙放電氣隙管式大型高頻臭氧發生器實驗裝置

單根臭氧發生管臭氧產量設計為50 g/h，采用20根并聯運行，使得臭氧發生器產量達到1 000 g/h。實驗裝置見圖3，其主要由臭氧發生單元、空氣預處理系統、冷卻系統、供電電源及驅動電路和PLC全自動監控及保護系統等幾部分組成。

逆變主電路(見圖4)組成如下:

整流橋:富士公司三相全橋整流模塊(100A /1 200 V)，6RI100G-120;

濾波:20 μF/400 V金屬化薄膜電容，濾波電感26 mH;

逆變:全橋逆變電路，由控制電路、驅動電路和狀態保護電路和IGBT開關模塊組成。IGBT選用西門子公司的BSN200GB120DN2模塊;

高頻變壓器:采用Mn-Zn鐵氧體鐵芯的高頻升壓變壓器，這種材料的鐵芯最大的優點就是在20 kHz時仍然有較高的飽和磁通密度，高的導磁率和低損耗，磁芯采用4只U型鐵芯(UU120型)組成兩對E形磁芯對合為EE型磁芯，原邊匝數為45，副邊匝數為1 050。

臭氧發生管的結構如下:介電體使用硼硅3.3玻璃，采用圓柱形同軸電極中隔以同軸薄壁玻璃管的管式臭氧發生單元，20根管并聯運行。圖5所示為本文涉及的雙氣隙臭氧發生管截面及剖面圖，內管長度為920 mm，外管長度為940 mm，玻璃管厚度為1.8 mm。由臭氧發生管結構數據計算單根臭氧管介質等效電容Cd=3 149 pF，氣隙等效電容Cg=717 pF。

圖3 CF-G-3-1K型臭氧發生器實驗裝置

圖4 CF-G-3-1K型臭氧發生器逆變電路框圖

圖5 臭氧發生管橫截面及縱剖面示意圖

3 實驗研究和結果分析

3.1 臭氧發生器電壓型串聯諧振式負載

不論發生器裝置是否處于放電狀態，發生管總是處于容性負載，且升壓變壓器有漏感，為了提高其功率因數和減少電源提供的無功功率，從而提高逆變電源的效能，使負載回路工作在諧振狀態，則需要在回路串聯補償電感。因此對于串聯諧振[10-11]型高頻臭氧發生器，在有放電過程，臭氧發生管負載總的等效電容Cf和變壓器漏感及補償電感構成串聯諧振，負載等效電容可由式(2)計算[12] :

Cf=Cd(U0-Us)/U0

(2)

在這里，把線路電阻、高頻變壓器導線電阻及臭氧發生器放電電阻等效用R表示，變壓器原邊漏感Ls1、副邊漏感Ls2和補償電感Lr折算到升壓變壓器原邊用L表示，臭氧發生器負載用等效電容折算到原邊用C表示。這樣可以用圖6來分析雙放電氣隙管式臭氧發生器的串聯諧振的特性。

圖6 臭氧發生器串聯諧振等效電路

CF-G-3-1K型雙放電氣隙管式臭氧發生器屬于空氣源臭氧發生器，空氣打火電壓Us是定值，為12.7 kV，Cd=3 149 pF，該臭氧發生器的工作電壓峰值U0=20 kV，由公式(2)可得，Cf=1 149 pF。而該型臭氧發生器的高壓變壓器的原邊匝數為45，副邊匝數為1 050，匝數比N=233。 20根臭氧發生管并聯時，原邊總等效電容為C=20N2Cf=12.5 μF。

高壓變壓器原邊漏感的值采用實物測量的方法獲得。將副邊繞組短路，測量原邊繞組的漏感值，即原邊漏感。測量儀器為JK2811-A型LCR數字電橋，基本精度為±01%;測試電壓小于等于03 Vrms;電感的測試范圍為0.01 μH~999.9 H;工作電源為AC 220 V(1±8%)，(50±4) Hz。在儀器選擇非校測方式，并聯等效的情況下，測得高壓變壓器原邊漏感列于表1。

表1 不同測量頻率下變壓器的原邊漏感值

測試頻率 /Hz原邊漏感 /mH

1000.44

1 0000.42

3 0000.41

用該數字電橋測量變壓器副邊漏感，將原邊短路，測量副邊，發現在測試頻率為3 000 Hz時，儀器顯示讀數的穩定性變差，數字跳動增加。這是因為鐵心材料的非線性，而導致測試信號電流的失真。為了降低鐵心材料的非線性而引起的效應，應降低測試信號電平。使用圖7所示的方法串入Ra=20 Ω信號源內阻，降低測試信號電平，以滿足測試電流的要求，避免測試信號電流失真，在儀器選擇非校測方式，并聯等效的情況下，測得高頻情況變壓器副邊漏感列于表2。

圖7 JK2811/A信號源內阻調節示意圖

表2 不同測量頻率下變壓器的副邊漏感值

測試頻率 /Hz副邊漏感 /mH

100243

1 000226

3 000239

比較不同測量頻率下所得變壓器的原邊、副邊漏感實驗數據可見，在100～3 000 Hz時原副邊漏感值變化不大，為了方便計算分析，這里取Ls1=0.42 mH，Ls2=235 mH。該型臭氧發生器選用的限流電感Lr=0.3 mH，則負載回路中等效電感為:L=Ls1+Ls2/N2+Lr=1.15 mH，該型臭氧發生器負載固有諧振頻率:f0=1/(2πLC)=1 328 Hz。該型臭氧發生器工作在固有諧振頻率，電壓峰值為20 kV，由公式(1)可以計算得到單根臭氧管的理論放電功率P=937 W。然而通過對該型臭氧發生器進行實驗分析得到，其功率的理論計算值與實際值存在較大誤差。實際功率Ps與理論計算得到的電暈功率P存在一個比例關系K，即Ps=KP，實驗測得K=1.21，所以單根臭氧發生管實際電暈功率為Ps=KP=1 133 W。

因此，給定電壓U0=20 kV，總等效電感L在0.3~0.9 mH間取不同的值，臭氧發生器負載(即并聯臭氧管根數)取5~50間不同的值，就可以利用上述方法計算出臭氧發生管電暈功率P和工作頻率f隨總等效電感L和負載的變化規律，計算結果如圖8，圖9所示。

從圖8和圖9中可以看出在負載電壓峰值U0、總等效電感L相同的情況下，臭氧發生器在諧振下的工作頻率f和該頻率下臭氧管的電暈功率P都是隨著臭氧發生器負載的增大而減小的;在負載電壓峰值U0、負載相同的情況下，臭氧發生器在諧振下的工作頻率和該頻率下的臭氧管的電暈功率是隨著總等效電感L的增大而減小。由此可知，為了使臭氧發生器逆變電源有較高的工作效率，逆變電源的工作頻率f保持在負載諧振頻率上，在不改變現有臭氧管結構的情況下，滿足現有的冷卻條件(臭氧發生管的電暈功率不能過大，電暈功率過大會產生大量的熱量，不利于臭氧的生成)，如果要制作小負載(例如并聯5根臭氧管，臭氧產量為250 g/h)的臭氧發生器，應選用較大的限流電感，使得總等效電感變大;制作大負載(例如并聯30根，臭氧產量為1.5 kg/h)的臭氧發生器，應選用較小的限流電感，甚至可以不用限流電感，直接利用變壓器漏感即可滿足諧振要求。

圖8 U0=20 kV時，不同L時，工作

頻率f隨不同負載變化關系曲線

圖9 U0=20 kV時，不同L時，單管

電暈功率P隨不同負載變化關系曲線

大量實踐證明，在具有較好冷卻條件的前提下，以空氣為氣源的臭氧發生器的電耗一般為[13]16～18 kW/kgO3，單根臭氧發生管的電暈功率應在800～900 W或更加小一些。以1.5 kg/h(并聯30根臭氧管)的臭氧發生器為例，為了使得臭氧發生器逆變電源有較高的工作效率，并且使臭氧發生管工作在合適的工況條件下，從圖8和圖9可以得到，在U0=20 kV時，總等效電感L=0.9 mH，臭氧發生器工作頻率f=1 227 Hz，臭氧管電暈功率P=866 W。

4 結 語

在實際運用中，對于不同產量的臭氧發生器，都可以在先確定高壓變壓器原邊、副邊匝數比的情況下，通過選擇變壓器漏感(或實測得到)和限流電感的大小，反過來推算負載的諧振頻率，通過負載的諧振頻率確定其工作頻率。采用這種方法可以綜合考慮提高臭氧發生器的電能利用率，使其在高效的工況下運行，優化了臭氧發生器逆變電路和臭氧發生管結構參數，使逆變主電路與負載(多根并聯的臭氧發生管)具有良好的匹配性能。

參考文獻

[1]程寶平，郭毅，黃繼昌.臭氧的氣體電暈放電制備及食品加工廠臭氧應用系統[J].山西電子技術，2008(1):38-39.

[2]龐會從，王振川，鄧曉麗，等.臭氧在水處理中的應用[J].河北科技大學學報，2003，24(2):81-83.

[3]王躍球，唐杰.臭氧發生技術的現狀和發展趨勢[J].邵陽學院學報:自然科學版，2006，3(1):48-51.

[4]SAMARANAVAKE W J M， MIYAHARA Y， NAMIHIRA T. Ozone production using pulsed dielectric barrier discharge in oxygen[J]. IEEE Trans. on DEI， 2000， 7(6):849-854.

[5]劉勇，何湘寧，馬飛.介質阻擋放電和大氣壓輝光放電的分析和仿真[J].高電壓技術，2005，31(6):55-58.

[6]張芝濤，趙艷輝，董克兵.介質阻擋放電系統中諧振問題的研究[J].高電壓技術，2004，30(4):41-42.

[7]王輝，方志，邱毓昌.介質阻擋放電等效電容變化規律的研究[J].絕緣材料，2005，1(1):37-40.

[8]PONCE Mario， AGUILAR Jorge， FEMANDEZ Jaime， et al. Linear and non linear models for ozone generators considering electrodes losses[C]. 2004 35th Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference， 2004， 35(1):810-814.

[9]儲金宇，吳春篤，陳萬金，等.臭氧技術及應用[M].北京:化學工業出版社，2002.

[10]唐雄民.介質阻擋放電電路供電電源的研究[D].長沙:湖南大學，2004.

[11]FENG Rachel， JAYARAM Shesha. Automated system for power measurement in the silent discharge [J]. IEEE Trans. on Industry Applications， 1998， 34(3):563-570.

[12]黃玉水.DBD型臭氧發生器負載特性及高頻放電電源的研究[D].杭州:浙江大學，2005.

[13]王振緒.提高大型高頻臭氧發生器電能利用率的研究[D].南京:河海大學，2006.