Электродуговые нагреватели переменного тока. Экспериментально-расчетные исследования тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.13 ВАК РФ

Институт проблем электрофизики Российская академия наук

Рг5 04

На правах рукописи УДК 621.387.143

Ковшечников Виктор Борисович

Электродуговые нагреватели переменного тока. Экспериментально-расчетные исследования.

(01.04.13-Электрофизика)

Автореферат Диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Санкт-Петербург 2000 г.

Работа выполнена в Институте проблем электрофизики ИПЭФ РАН

Научный руководитель доктор технических наук,

профессор, член-корр. РАН........................РутбергФ.Г.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук

профессор ................................Горячев В.Л.

доктор технических наук

профессор................................. Дюжев Г.А

Ведущая организация-Институт электрофизической аппаратуры. (НИИЭФА)

Защита состоится" " 2000 г. в . часов

на заседании специализированного совета Д200.32.01 в Институте Проблем Электрофизики по адресу: 191186, г. Санкт-Петербург, Дворцовая набережная, 18

С диссертацией можно ознакомится в научной библиотеке ИПЭФ

Автореферат разослан " I г ии.6с?г 2000 г

Ученый секретарь специализированного совета

Кандидат технических наук,

С.н.с. ^¿^—А.А. Киселев.

Общая характеристика работы.

Актуальность темы. В настоящее время широкое распространение получили плазменные технологии, основанные на электродуговом нагреве, такие как плазмохимия, плазменная деструкция вредных отходов промышленного производства, плазменные процессы получения композиционных материалов и т.д. Все возрастающие потребности промышленности стимулируют различные направления в технике создания плазменного нагрева. Одним из таких направлений является исследование, разработка и совершенствование электродуговых нагревателей переменного тока.

Недостаточное внимание к плазмотронам переменного тока промышленной частоты объясняется с одной стороны сложностью расчета нестационарных процессов сопровождающих теплообмен газа с дугой, с цругой стороны, возможным присутствием низкочастотных пульсаций выходных параметров электродугового нагревателя, что неприемлемо в ряде плазменно-химических технологиях. Однако, там, где пространственно-временная неравномерность потока не вносит каких-либо осложнений применение нагревателей переменного тока более выгодно, а наличие пульсаций в выходном потоке способствует интенсификации процесса геплообмена. Мощные электродуговые нагреватели переменного тока дешевле и надежнее аналогичных нагревателей постоянного тока, хотя бы с точки зрения используемого электропитания, в которой применяется стандартное оборудование. Высокий КПД систем электропитания достигается снижением потерь активной мощности путем введения в цепь реактивного сопротивления. Применение же многодуговых-трехфазных систем, позволяет непосредственно использовать промышленную трехфазную сеть с широким диапазоном

мощности и питающего напряжения, а наличие вспомогательного поджигающего устройства способствует решению проблемы без паузного протекания тока, особенно при переходе тока через нуль.

По всей видимости, отсутствие надежной информации о возможностях и характеристиках плазмотронов переменного тока сдерживает практиков, занимающихся внедрением плазменных технологий на производстве.

Для электродуговых нагревателей основными характеристиками их работы служат: уровень среднемассовой температуры нагреваемого газа, расход, КПД, ВАХ дуги (дуг), а также пульсационные характеристики параметров газа на выходе из плазмотрона. Создание и доведение конструкции плазмотрона для получения требуемых рабочих характеристик в том или ином технологическом процессе, а также получения обобщенных внешних характеристик нагревателя для проектирования подобных систем, требует значительного объема экспериментальных работ. Поэтому возникает потребность в методиках расчета перечисленных выше характеристик с тем чтобы, если не полностью заменить дополнительные экспериментальные исследования, то существенно их сократить. В связи с этим актуальной становиться задача разработки методик, позволяющих при ограниченном числе экспериментальных данных достичь оптимальных условий работы нагревателя, с соблюдением требований технологического процесса. Цель работы и задачи исследования. Целью работы являлось разработка метода анализа экспериментальных данных и расчета на его основе электрических характеристик дугового разряда и среднемассовых характеристик нагреваемого газа в импульсно-проточном и трехфазном однокамерном плазмотронах переменного

тока. Получение полуэмпирической модели для проведения расчетов по оптимизации процесса нагрева и улучшению технических параметров плазменных установок переменного тока, поскольку чисто экспериментальные способы совершенствования плазменных устройств, особенно в промышленных условиях, требует значительных материальных затрат. Разработка метода расчета тока в дугах трехфазного однокамерного плазмотрона, обеспечивающего возможность применения автоматического регулирования энергетических параметров установок.

Задачи исследования включали: проведение экспериментальных исследований и получения обобщенных зависимостей КПД, ВАХ, сред немассовой энтальпии (температуры) и ее пульсационных характеристик от внешних параметров: тока, расхода газа, давления, выходного диаметра нагревателя, а также параметров электрической цепи и вспомогательного поджигающего устройства.

Научная новизна диссертационной работы заключается в следующих основных результатах:

1. Разработана экспериментально-расчетная методика определения среднемассовых параметров нагреваемого газа на импульсно-проточном и трехфазном однокамерного плазмотронах переменного тока.

2. Разработана методика определения тока в дугах трехфазных однокамерных плазмотронов путем решения обратной задачи.

3. Получены данные о характере перемещения и взаимодействии дуги с поверхностью электродов в трехфазном плазмотроне, с движущимися дугами, позволившими объяснить отсутствие значительного снижения эрозии на холодных электродах.

4. Установлено качественно влияние мощности и устойчивой работы вспомогательного поджигающего

устройства на работу трехфазного однокамерного плазмотрона.

5. Получены количественные обобщающие данные по ВАХ и КПД импульсного и трехфазного плазмотронов в зависимости от внешних характеристик (расхода, давления, тока).

6. Введено понятие коэффициента надежности зажигания и степени пульсаций для вспомогательного зажигающего устройства, что дает возможность оценивать и сравнивать различные виды конструкций этих устройств. Практическая ценность определяется тем, что полученные экспериментальные зависимости вместе с методикой расчета использованы при разработке импульсно-проточного плазмотрона для создания мощного импульсного газодинамического лазера, а также однокамерного трехфазного нагревателя с системой электропитания для плазменной деструкции вредных, отравляющих и хлор-фтор органических веществ. Данные по характеристикам трехфазных плазмотронов использовались для определения параметров высокотемпературных струй плазмы в испытаниях на износ углёродосодержащих материалов и моделирования процессов обтекания тел. На базе проведенных исследований импульсно-проточных плазмотронов был создан импульсный 150 кВт газодинамический лазер.

Апробация работы. Основные материалы диссертации докладывались на Всероссийской конференции по низкотемпературной плазме Петрозаводск 22-27 июня 1998 г.; The Fourth International Workshop on Advanced Plasma Tools and Process Engineering, May 26-27, 1998 Millbrae, CA, (СЩА) и в публикациях (1-8), приведенных в конце реферата.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав. Содержит 132 страницы текста,

8 таблиц; иллюстрируется 66 рисунками и фотографиями. Список цитированной литературы содержит 94 наименований.

Основное содержание работы.

Во введении и первой главе обосновывается актуальность темы диссертации и дается краткая характеристика состояния вопроса, определяются цели и задачи исследования, перспективности темы. Выполнен обзор литературы, рассмотрены основные проблемы и особенности связанные с использованием электродуговых нагревателей переменного тока промышленной частоты. При этом из всего возможного многообразия нагревателей рассматриваются импульсно-проточный и трехфазный однокамерный плазмотроны. Анализируя данные проведенных ранее исследований, по импульсно-проточному и трехфазному однокамерному плазмотронам, следует отметить, что, не смотря на значительное количество выполненных работ, отсутствуют обобщающие данные по вольтамперным характеристикам и КПД рассматриваемых плазмотронов. Для трехфазных однокамерных плазмотронов со стержневыми и трубчатыми электродами ограничиваются рассмотрением ВАХ для действующих значений напряжения и фазного тока. В таких системах провести непосредственное измерение тока дуги не представляется возможным. Существующие способы измерения, например, путем отключения одной из фаз и перевода плазмотрона в однофазный режим работы или применение киносъемки процесса горения дуг, со сложной системой по кадровой синхронизации, обладают рядом недостатков, основными из которых является невысокая точность и значительные затраты. На технологических установках с применением трехфазных нагревателей эти методы просто непригодны для систематических измерений, контроля и управления работой плазмотрона. Определение же формы и

величины тока в дугах позволяет правильно оценить выделившуюся в разряде мощность, плотность тока, а также характер динамической нагрузки в системе плазмотрон-источник питания.

Недостаточно изучен вопрос, связанный с работой трехфазного плазмотрона с перемещающимися дугами по расходящимся электродам. Зажиганию дуг способствует работа вспомогательного поджигающего устройства в виде высоковольтного маломощного плазмотрона переменного тока. Отсутствие данных о зависимости среднемассовой температуры (энтальпии) от параметров поджигающего устройства, расхода нагреваемого газа, мощности основного плазмотрона и системы электропитания не позволяет найти оптимальные режимы работы данной плазменной установки.

Большое значение имеют данные о тепловых потерях в стенки камеры и электроды плазмотрона, а также характер взаимодействия при перемещении дуг по электродам, поскольку это связано с увеличением ресурса работы, как электродов, так и плазмотрона в целом.

Для создания теории дуги переменного тока применительно к плазмотронам требуется совместное решение нелинейной нестационарной системы уравнений газовой динамики и электродинамики, описывающей собственно дугу, и нелинейной нестационарной системы уравнений, описывающей процессы в электрической цепи, содержащей дугу. Решить эту задачу в общем случае сложно, особенно при горении дуги в турбулентном потоке, для описания которого пока отсутствуют более или менее приемлемые модели. Кроме того, на практике условия горения оказываются намного сложнее и поэтому не всегда можно воспользоваться имеющимися теоретическими результатами. В этом случае для исследований процессов большое значение приобретает применение методов теории подобия и размерностей.

Для получения численных значений приходится прибегать к полуэмпирическим расчетам, беря из эксперимента недостающую информацию, чтобы конкретизировать расчетную модель, поскольку в трехфазных однокамерных плазмотронах, в общем случае, с нестабилизированной дугой, например, в плазмотроне с перемещающейся дугой, трудно учесть взаимодействия двух видов процессов: электродинамического и гидродинамического характера, так как помимо того, что эти процессы сложны сами по себе, не ясен механизм их взаимодействия.

Существующие математические модели динамической дуги основаны на достаточно отвлеченной модели цилиндрической дуги, либо на применении неопределенных параметров в частности постоянной времени дуги. Основным недостатком известных моделей дуги является отсутствие однозначной связи электрического режима и тепловых процессов при дуговом нагреве. В электродуговых нагревателях переменного тока необходимы модели динамической дуги, которые бы отражали реальные условия в конкретной установке, но имели достаточно общий характер.

В диссертационной работе рассматриваются следующие задачи

1. Исследование работы импульсного плазмотрона с целью получения параметров характеризующих работу нагревателя, его КПД, ВАХ и температуру истекающего газа (плазмы).

2. Исследование характеристик высоковольтного плазмотрона переменного тока применяемого в качестве предионизатора (инжектора) для трехфазного однокамерного плазмотрона.

З.Экспериментальное исследование трехфазного однокамерного плазмотрона с перемещающейся дугой при давлении близком к атмосферному. Исследование КПД, ВАХ, характеристики формирования плазменной

струи и характера взаимодействия дуги с трубчатыми электродами, при мощности 100-500 кВт.

4.Разработка методики определения тока в дугах однокамерного трехфазного плазмотрона.

5.Разработка методики расчета среднемассовых параметров газа на выходе из трехфазного плазмотрона в зависимости от параметров системы питания, ее активного и реактивного сопротивления, величины межэлектродной проводимости (сопротивления), создаваемой инжектором. Во второй главе приведено описание электродуговых установок и системы измерений. Дано краткое описание конструкции импульсного, высоковольтного двухструйного плазмотрона переменного тока и трехфазного однокамерного плазмотронов.

Импульсный нагреватель представляет собой плазмотрон линейной схемы с вольфрамовым катодом и медным цилиндрическим анодом. Импульсный характер работы нагревателя не требует применения принудительного охлаждения, что делает конструкцию достаточно простой. Источником питания служила конденсаторная батарея общей энергоёмкости до 60 «Дж, обеспечивающая начальное напряжение на электродах 4500-5000 В и максимальным током разряда 3000 А. За время импульса, который составлял в экспериментах от 8 до 40 мс, давление газа в объеме изменялось от 3*103 до 4 МПа. Осуществлялась тангенциально-аксиальная подача газа, при этом, в соответствии с технологическим процессом, на входе в нагреватель вначале реализовывался критический, а затем докритический перепад давления. Для определения параметров нагреваемого газа, а также исследования параметров самого плазмотрона была разработана экспериментально-расчетная методика. При описании потока из плазмотрона в камеру смешения (КС) используется гидравлическое приближение, в котором

реальный поток из плазмотрона заменяется осредненным потоком обеспечивающим ту же скорость нарастания и величину давления в КС (с учетом измеряемых теплопотерь в КС), что и реальный поток. Решалась обратная задача по определению вкладываемой в газ в каждый момент времени мощности. При расчете КПД плазмотрона его значение может оказаться заниженным т.к. реальный поток имеет меньшую энтропию, чем рассматриваемый. Точность метода проверялась сопоставлением расчетной и измеренной температурой в КС. Максимальное расхождение не превышало 14%. Исследования были выполнены для газов: азот, гелий, и их смесей, а также смеси азота с углекислотой.

Высоковольтный двухструйный плазмотрон переменного тока конструктивно выполнен в виде цилиндрического корпуса радиусом 38 мм с расположенными в нем вдоль оси двумя цилиндрическими каналами диаметром 20 мм, в каждом из которых, находиться электрод, обдуваемый закрученным потоком воздуха. Зажигание дуги происходит между корпусом и электродами, а затем потоком дуга выносится через конфузорное сопло в открытое пространство и горит в виде замкнутой дуги или двух струй в зависимости от расхода газа. Данный плазмотрон предназначен для создания в межэлектродном зазоре мощного трехфазного плазмотрона достаточной проводимости для зажигания и поддержания без паузного горения дугового разряда.

Далее рассматриваются однокамерные трехфазные плазмотроны переменного тока типа ЭДП и ПТ. Первый из них квалифицируется, как плазмотрон с торцевыми электродами. Три электрода расположены симметрично вдоль оси камеры, представляющей собой усеченный конус. Электрод выполнен в виде медного стакана, в котором крепится вольфрамовый стержень диаметром 10 мм. Данный тип плазмотрона относится к плазмотронам

работающим на самостоятельном разряде и предназначен для работы в инертных газах, азоте, водороде и рассчитан на стационарный режим работы.

Конструкция плазмотрона ПТ отличается от предыдущего формой электродов, которые имеют вид полых трубок, расположенных в сечении плазмотрона под 120 градусов симметрично. Все три водо-охлаждаемых электрода наклонены к оси с увеличивающимся расстоянием между ними по направлению к выходному срезу плазмотрона. Рабочей поверхностью электродов является внешняя поверхность трубок. По оси плазмотрона расположен инжектор-однофазный высоковольтный двух струйный плазмотрон, так, что поток плазмы из его сопла омывает поверхности электродов в наиболее узком межэлектродном зазоре. Инжектор инициирует зажигание дуг между основными трубчатыми электродами.

При проведении экспериментов использовали методы планирования с представлением исследуемого параметра полуквадратичной регрессионной

зависимостью, что позволило сократить объем проводимых работ и компактно представить результаты измерений.

В Главе 3 приведены результаты исследований полученных на экспериментальных установках описанных выше. Материалы представлены для импульсного нагревателя с самоустанавливающейся длиной дуги в диапазоне изменения давления от 0.03*105 Па до 4*106 Па, начального напряжения на конденсаторной батареи до 4500 В и времени разряда от 0.08 до 0.040 с. Максимальная величина тока в разряде не превышала 2500 А, а расход газа изменялся в процессе разряда от 0 до 7 кг/с. По методике, описанной во второй главе с использованием гидравлического приближения были определены КПД плазмотрона и обобщенные ВАХ при

разряде в азоте (N2), гелии (Не) и в смеси Ыг+Не, а также СОг+М2. Получен безразмерный коэффициент

теплоотдачи в стенки камеры плазмотрона (число Стентона) в зависимости от числа Рейнольдса на входе в плазмотрон. Кратко результаты могут быть сформулированы так:

-при разряде в импульсном плазмотроне коэффициент теплоотдачи падает с увеличением числа Рейнольдса по закону 51=3964.0 Ре"°33

-при нарастании тока дуговой разряд протекает в среде плазмообразующего газа, а затем, при переходе тока через максимум, в парах материала электродов, о чем свидетельствует приблизительно равные значения проводимости и падения напряжения на дуге для рассматриваемых газов.

-наибольшая скорость вклада энергии в газ наблюдается при малых токах и бо'льших расходах газа.

-в рассматриваемом диапазоне продолжительности импульса от 8 до 40 мс, КПД. плазмотрона явно не зависит от времени и определяется величиной тока (I), расхода (С) и давления (Р) газа. При работе на азоте КПД импульсного нагревателя можно представить в виде:

[1 +1.06*10"' ——^-^(О019 Г' (/(/)

В таблице 1 приведены данные по обобщенным зависимостям ВАХ, которые, совместно с выражением для КПД или коэффициента теплоотдачи могут быть использованы для расчета среднемассовой температуры и режима работы импульсного плазмотрона (рис.1). За характерный размер взят диаметр канала плазмотрона.

При решении вопросов связанных с применением высоковольного однофазного плазмотрона переменного тока в качестве вспомогательного поджигающего устройства для мощного трехфазового плазмотрона были введены две характеристики.

Табл. 1

Газ (концентрация) вид ВАХ

азот N2 (1.0) Ш =2563.2)0Ш(рО)002й

гелий Не(1.0) Ш =3.1*10\с'°2)ш,\роу02"

C02+N2 (0.73/0.27) UD =4084.8(GD )06% 1 I2

He+N2 (0.11/0.89) 1Ю =4439.9(^)ОЫ5 1 I2

He+N2 (0.46/0.54) 1Ю =6656.9(Gf fm 1 Ч2

Первая характеризует эффективность поджигающего устройства с точки зрения уменьшения возможных

пропусков тока и определяется так: = 1 - -у-; где :

Т ,Т-суммарное время пропусков тока и полное время измерения (работы). Идеальное устройство имеет характеристику ?/+= 1 при Трг->0. Для реального инжектора она меньше единицы и зависит от ряда факторов, таких как: расстояние до электродов, расстояние между электродами, мощности инжектора и т.д. Данный инжектор имеет характеристику <0.85-0.9. Другой характеристикой инжектора может служить степень пульсаций выходного параметра, например выходной энтальпии, скорости, давления, концентрация компонента и т.д. Плазмотрон переменного тока, особенно при давлениях близких к атмосферному имеет относительные пульсации выбранного параметра, который обозначим через ДД^,

++ лл„+дл

тогда ?] =—----характеризует степень пульсации

М,

вносимых работой инжектора. В отличие от первой вторая характеристика может быть только сравнительной, на пример, по отношения к поджигающему устройству на основе высокочастотного плазмотрона или к некоторому идеальному обеспечивающему, создание изотропной проводимости в межэлектродном зазоре. Замеры падения напряжения в межэлектродных зазорах при воздействии на электроды плазменных струй из инжектора показали, что напряженность поля крайне неоднородна по величине и нестационарна во времени. Однако, межэлектродная проводимость, создаваемая инжектором такова, что обеспечивает зажигание дуг трехфазного плазмотрона. Необходимо также отметить тот факт, что поле в межэлектродном зазоре создаваемое инжектором может быть направлено параллельно или антипараллельно направлению поля между электродами трехфазового плазмотрона. В последнем случае время для зажигания дуги должно увеличивается. Влияние этого фактора может привести к дополнительным пульсациям, в частности из-за того, что нарушается равномерность подвода энергии к газу.

Представляют интерес характеристики самого высоковольтного поджигающего устройства как такового. Приведем кратко основные данные: По результатам измерений был получен КПД, который можно представить в виде: 7= [1 + 1.06-10"3/'Ы8/0"Н39]"1,

здесь: I- действующее значение тока, который изменялся в диапазоне 2-7 А; в- расход газа (воздух), диапазон изменения 0.001-0.003 кг/с. По данным спектроскопических измерений температура плазмы в области слияния струй колеблется от 3000 до 5000 °К, а концентрация электронов не превышает 1014 см"3. Концентрация электронов создается в основном за счет ионизации атомов

материала электродов-меди в случае медных или меди и хрома в случае применения карбида хрома (СгСг+Си). ВАХ высоковольтного плазмотрона можно представить в

виде: ~ = А{~)" + Значение коэффициентов

А=1.68Е+6, п=-0.828, В=2. Введение второго члена, характеризующего скорость нарастания тока, позволяет

U (]

получить в координатах (у.ут) безгистерезисный вид ВАХ-

монотонно не возрастающую функцию.

Сформулируем основные результаты исследований полученных на трехфазных плазмотронах:

-в объеме плазмотрорна с торцевыми электродами типа ЭДП и плазмотрона с трубчатыми электродами типа ПТ одновременно горят не более двух дуг, суммарный объем которых не превышает 10% от объема камеры плазмотрона. В ЭДП каждая дуга горит независимо от соседней дуги. При устойчивой работе плазмотрона вольт -амперные характеристика одинаковы или близки друг другу. При работе на азоте при атмосферном давлении в диапазоне расходов от 40 до 60 г/сек, фазного тока от 300 до 800 А получено следующее соотношение для ВАХ:

^^ = 290.2(-^-)°~ш ; индексы относятся к номерам

Aj I '-j

электродов, расположенным друг от друга на расстоянии L.

-для плазмотрона типа ПТ наблюдаются значительные колебания напряжения на дугах, особенно в диапазоне частот 0.3-0.5 кгц, что связано с работой инжектора и турбулентным характером горения дуг. Анализ пульсаций напряжения показал, что в первом приближении их можно считать не связанными, т.е. горение дуг проходит независимо, а линеиныи масштаб турбулентности не больше расстояния между дугами (областями протекания

тока). Вид вольтамперной характеристики различен. Так для плазмотрона с углом раскрытия электродов близким к

и с

90° ВАХ :—- = (А0 + Л,Ст)(—г)", параметры приведены в

¡и

таблице:

\ Ас А1 т п

1 150.0 980 2. 0.485

2 110.4 545 2. 0.485

3 107. 820 2. 0.485

-получены зависимости теплопотерь,

среднемассовой температуры и КПД плазмотрона от внешних параметров. В рассматриваемом диапазоне мощностей от 100 до 500 кВт, для коэффициента теплоотдачи в стенки камеры справедлива следующая

зависимость: № = 0.303- Ле075 Рг06(^ )02\Т/Т)*А

Число Рейнольдца вычисляется по диаметру камеры плазмотрона. В данном соотношении физические параметры берутся при температуре равной средней между входной и среднемассовой. Индекс "с" относится к стенки камеры. Диапазон изменения Ми составляет 20-80. Отклонение вычисленного по приведенной выше формуле числа Ми от рассчитанного по данным эксперимента не превышает 5-7%.

-плазмотрон имеет высокий тепловой КПД от 0.55 до 0.85. На рис.2 представлено изменение КПД в зависимости от удельной энтальпии нагреваемого газа. Пунктиром отмечено изменение КПД. плазмотрона постоянного тока. Как видно из рисунка при больших значениях энтальпии преимущество данного плазмотрона неоспоримо. Для представления экспериментальных данных

использовались регрессионные зависимости.

В качестве факторов были приняты: расход газа, диаметр выходного сечения плазмотрона и ток короткого замыкания источника питания. Действующее значение тока короткого замыкания, как характеристика, выбрана по причине удобства измерения и возможности управления. В результате обработки экспериментальных данных было получено следующее уравнение регрессии для суммарных тепловых потерь (О) с доверительным интервалом для коэффициентов ±0.75:

0=68/15+30,187-6.40-4.91(1 -7-1.650-7-О (кВт) (1) Здесь / Р-нормированные значения тока, расхода воздуха и _ _ диаметра_ _ сопла:

Y_ О (^шах ^тм ) . _2 (^тзх ^т'т ) . _о ^^тах ^гош ). ^^

^тах ^юм ^тах "^"^тт ^тлх ^тм

относительно центральной точки плана эксперимента с координатами: 1=750А, 0=33.5*10"3 кг/с, Рс =0.045 м. Диапазон изменения тока от 200 до 1000 А, расхода от 0.010 до 0.060 кг/с, диаметра выходного сечения сопла от 0.02 до 0.07 м.

Из соотношения (1) видно, что зависимость нелинейная. В выражении учитывается совместное действие двух и трех факторов. Наибольшее влияние на теплопотери оказывает ток. Действие этого фактора почти в пять раз выше фактора расхода. Рассматривая совместное влияние факторов следует отметить, что влияние расходе выше при бо'льших значениях тока. Влияние диаметра больше сказывается при больших расходах и малых токах.

Для относительных потерь на один электрод было получено следующее соотношение:

() = =0.127+1.1*10"2/-1.*10"2 и-5.8*10'3/(7

с доверительным интервалом для коэффициентов ±2. Ы0"э. Здесь \А/ -мощность плазмотрона (кВт).

Полученные данные были использованы при определении зависимости для теплового КПД (т^ и среднемассовой температуры (Т). Для КПД:

г|=0.76 -2.ПО-21 +1.9*10"2 О +1.Г10'2 / О ; доверительный интервал для коэффициентов 10.5-10"2

для среднемассовой температуры: __

Т=3600+670 /-360(7-130/ О ; °К доверительный интервал ±56 "

или для физических значений 6,1,0 Т=1370+5650.*в+10.86*1-163.2*0*1

В указанном диапазоне изменения внешних параметров зависимости близки к линейным. Наибольшее влияние на среднемассовуга температуру оказывает величина тока, а влияние расхода сильнее проявляется при больших значениях тока. Что касается диаметра, то в данном диапазоне, его влияние не существенно.

-формирование осесимметричного струйного течения из трехфазного плазмотрона начинается на расстоянии 9-10 калибров. На таких расстояниях профиль струи не чувствует неравномерности параметров потока в плоскости выходного сечения. Далее развитие струи проходит по классическим соотношениям для незакрученных турбулентных струй. В выходном сечении наблюдаются колебания температуры частотой 100-150 гц. Максимальная величина амплитуды пульсаций температуры может достигать 50% от среднемассовой температуры Тсм (рис.3).

- для плазмотронов типа ПТ методом автографов было определены размеры привязки дуги при ее движении вдоль электродов. Отмечено существование значительного количества мелких отпечатков размером -10 мкм и целого спектра размеров до 5-7мм с максимумом функции распределения вблизи 0.3-0.4 мм. Мелкие отпечатки образуются, из-за микрошунтирования

столба дуги на электроды. Более крупные отпечатки вызваны привязкой дуги к поверхности электрода. Размер отпечатка связан со временем пребывания привязки дуги в рассматриваемом месте на электроде. Перемещение привязки по электродам происходит следующим образом. Наблюдается шунтирование участка дуги вблизи привязки. Затем возникает новая привязка и 'отмирает' старая с участком дугового канала до этой привязки. Процесс протекает так, что не нарушает непрерывности тока в дуге. Далее процесс повторяется. Значение максимальной плотности тока определенной по наиболее вероятному размеру отпечатка, составляет 109 А/м2. В месте привязки отмечается струйное течение с сужением столба дуги вблизи катода и анода.

В четвертой главе формулируется модель расчета тока и ВАХ дуг трехфазного плазмотрона с торцевыми и трубчатыми электродами.

Основываясь на результатах проведенных измерений и данных скоростной киносъемки, в объеме трехфазового плазмотрона можно схематично выделить три основные области. Первые две связаны с дугами. Эти области в зависимости от режима горения (диффузного или контрагираванного) могут занимать различный по величине объем. В общем случае, расположение областей в течение времени меняется, однако, существует некоторые устойчивые (среднее или наиболее вероятное) положение. Третья область занимает большую часть плазмотронной камеры, в которой может присутствовать зона недугового протекания тока с распадающейся плазмой. В каждой области принято допущение о термодинамическом и ионизационном равновесии. Безусловно, что при малых токах и вблизи поверхности электродов, это допущение несправедливо, однако, размер этих областей настолько мал, что при записи балансовых соотношений ими можно пренебречь, а их

влияние на процессы в дуговых областях учитывается путем записи в виде интегральных потоков. Во всех частях объема плазмотрона устанавливается одинаковое давление т.к местное изменение давления будет выравниваться со скоростью звука. Считается, что процессы ионизации почти полностью уравновешиваются рекомбинацией и лишь небольшая доля носителей теряется за счет диффузии. Поле излучения не находится в равновесии с плазмой, но потери на излучение по данным экспериментов незначительны и здесь не • учитываются. Истечение из плазмотрона принимается квазиустановившимся и определяется текущими значениями температуры (энтальпии), давления и состава газа.

Записав интегральные уравнения сохранения для выделенных областей и, приведя их к безразмерному виду, путем введения масштабов значений характерных величин (проводимости сг0, плотности р0, энтальпии #0 и т.д.),

после анализа полученных безразмерных комплексов можно представить следующее соотношение обобщенной ВАХ:

W^.fGHoa,o^G0juea Ij PoVo di,

i, i2t Жа, V" OI, dth

здесь ^/^-характерный размер

Получив численное выражение для функции f, можно не рассматривать соотношения для областей протекания тока i=1,2, а ограничится областью 3, используя гидравлическое приближение для определения энтальпии, плотности и расхода, входящего в соотношение для ВАХ, по среднемассовым характеристикам. Это устанавливает однозначную связь между электрическим режимом и тепловым процессом. Необходимые соотношения для теплопотерь берутся из эксперимента или используются известные соотношения.

Поскольку в практике обработки экспериментальных данных принято, из соображения удобства, записывать комплексы в размерном виде, предположена следующая зависимость:

/, / /, (11 1,

(3)

где:

в

аддитивная форма записи взята потому, что каждый комплекс обладает различной степенью влияния на величину правой части. В дуговых разрядах с вынужденным теплообменом основную роль играет первое слагаемое. Второй комплекс характеризует тепловую инерционность дугового разряда. Его влияние наиболее существенно при изменении силы тока, т.е. в близи области перехода через нуль, но не связан с тепловой релаксацией вблизи нуля тока, поскольку этот процесс обусловлен поведением распадающейся плазмы, а не дугового разряда.

Последнее слагаемое характеризует взаимное расположение дуг в камере плазмотрона, когда они могут оказывать влияние на обобщенное сопротивление посредством собственного магнитного поля. Численные значения коэффициентов определяется из решения обратной задачи.

Для параметров газа (воздух) в плазмотроне и системы электропитания с активно-индуктивной цепью можно записать:

уравнение сохранения массы уравнение сохранения энергии

иН с/Р 3

= 1~Н)+~Н)+-

для дуговых областей

, ¡=1,2,3

/, 4 I2 ' Л V/

Г|= Гинж при П >Гцнж

Р=рРТ; Н=Г(Т,Р)-затабулированная функция. Уравнения внешней трехфазной цепи:

^МД + ^Л + С-О?,-*,)

ш

^ 1 л 1 / О . 2гз+ гг ч ,, 1 гз ~ г2 Ь Ь Ъ гг Ь 3 гг

А -Л/ИЩ. А - 1(/?|г2^ + Г'У Ь Зп- Зг£

гг = Л Ь -«г =вм8ш(<»г + а); ; гг2 = отзт(а* + /?);;

Значение токов в дугах равны:

(2г3+Г2)К1+(Г3-Г2)У2 / = ; / ? - 9 3,1 2 / - (2Г, + Г2)К,+(2Г2 + /-|)К

З'х

Здесь: Рвх,Рс-площадь входного и выходного сечения плазмотрона, явх яс-удельный расход; НИНж, Оинж -энтальпия и расход из инжектора, а-коэффициент теплоотдачи в

стенку камеры, к-коэфициент учитывающий теплопотери в электроды ks1.5; Tw- температура стенки камеры равная температуре охлаждающей жидкости. Из эксперимента определяются величина давления P(t), напряжение на дуге Uj(t) (i=1,2) и теплопотери в стенку камеры и электроды. Система уравнений решается с использованием метода наименьших квадратов при

выполнении условий |/э(/)-/;'я(/)|2-> min и

-UP(t)| -»min Метод дает интегральную оценку

параметров модели по обрабатываемой выборке данных. Для плазмотрона с перемещающейся дугой коэффициент А в соотношении 3 не является постоянным, а зависит от расхода и угла раствора электродов (а). В этом случае: A=Ao+2AtGmsin(a). Обобщенное сопротивление для плазмотрона с перемещающейся дугой представимо в том же виде, что и для плазмотрона с торцевыми электродами, только с дополнительными параметрами Ai и m при фиксированном угле а. Полученные из решения обратной задачи конкретный вид зависимости используется для анализа работы плазмотрона и сисмемы плазмотрон-источник питания.

В пятой главе приводятся результаты расчетного исследования параметров газа и устойчивой работы трехфазных плазмотронов. В этой же главе оценивается точность применения гидравлического приближения для расчета сред немассовых параметров нагреваемого газа истекающего . из импульсного плазмотрона. Используя данные, полученные из решения обратной задачи по определению ВАХ дуг различных газов, проводится расчет прямой задачи с учетом уравнений внешней цепи, описывающий разряд емкостного накопителя. Полученные из расчетов значения температуры в камере смешения сравниваются данными измерений. Наибольшее расхождение-14%, без учета начального участка нагрева,

где существенна инерционность термопар, наблюдается для смеси газов содержащих углекислоту, что возможно связано с окислением спая вольфрам-ренеевых термопар (рис.4).

Для анализа работы трехфазных плазмотронов решалась система уравнений приведенная выше с численными значениями коэффициентов полученных из эксперимента при решении обратной задачи. Были проведены исследования влияния на выходные параметры газа характера разряда-его ВАХ (падающая, возрастающая), величины сопротивления (проводимость) межэлектродного зазора, значений активного и реактивного сопротивления цепи. При этом предполагалось, что инжектор создает в межэлектродном зазоре изотропную, постоянную проводимость. Сформулируем кратко основные выводы:

-наибольшее влияние проводимости, создаваемой инжектором сказывается при возрастающей ВАХ. С уменьшением проводимости амплитуда тока в дуге и величина напряжения возрастает. При этом амплитуда фазного тока уменьшается, причем это уменьшение незначительно. Так уменьшение проводимости в 80 раз приводит к 15% уменьшению амплитуды фазного тока.

-при падающей характеристике изменение проводимости в тех же приделах почти не сказывается на изменении тока и напряжения. Для плазмотрона с падающей характеристикой более существенно влияние активного сопротивления внешней цепи. Уменьшение сопротивления может привести к асимметрии фазных токах и токах в дугах (рис.5.)

Представлены результаты численного эксперимента для трех типов ВАХ (п=0.485, 0.515, 0.548) в зависимости от характеристики межэлектродной проводимости ( ), активного ( Ра) и реактивного ( !_ ) сопротивления цепи. В качестве определяемых величин были взяты:

вкладываемая мощность (\Л/), средние значения

напряжения (II), действующее значение тока (I),

среднемассовой энтальпии (Н) и величина пульсаций АН

5=-

Н

в%. Эти пульсации вызваны изменением во

ср

времени величины вкладываемой мощности. Значение величины энтальпии отнесено к величине 4050 кДж/кг, что

соответствует температуре Т=3000 °К (воздух). Диапазон изменения параметров составлял: для межэлектродной ¡проводимости 0.9-0.1 ом'1, активного сопротивления цепи 0.9-0.1 ом, для индуктивности 1=0.0015-0.0030 гн. Результаты представлены в

виде; здесь

} ¡-к*>

кодированные значения Х={РьРа,1_} вычисляются по соотношениям (2).

Значения выходных величин и коэффициентов влияния на них рассматриваемых факторов приведено в табл. 1-3.

Табл. 1 п=0

У Ьо Ьш Ь|?а ь,. Ьгаяа Ьгои ЬяаЬ ЬцаГО1.

УУ кВт 227 -37 -79 -77 22 -5.5 54.2 10.5

иас 326 -56.3 23.8 36.3 21.3 -13.8 11.3 13.8

1 537 -16.4 -236.1 -122.4 -1.13 -18.6 119.9 1.13

Н 1.9 -0.23 -0.66 -0.53 0.17 -0.004 0.39 0.04

6% 2.8 2.3 -2.4 2.3 -2.6 2.6 -2.7 -2.3

485

Табл. 2 п=

0.515

У Ьо Ьш Ьц Ьгайа Ьяц. Ьяац ЬяаЯЦ.

\Л/ кВт 144 -19 -53.5 -43.5 3.5 -1.5 34 -4

иас 203 -23 -2.5 2.5 2.5 2.5 7.5 7.5

1 601 -46.3 -194 -141.3 43.8 36.3 88 -38.8

н 1.26 -0.185 -0.47 -0.29 -0.01 0.06 0.285 0.035

5% 0.22 0. 0.04 -0.035 0.075 0.053 0.055 -0.023

Табл. 3 п=0.545

У Ьо Ьга Ьра ь,. Ьята Ьго|. ЬяаЬ Ьйага.

кВт 109 -25.8 -44 -41 17 17 32 -16

иас 131 -19 -6 -34 31.3 -24 34 24

1 657.9 -20 -203 -183 15 -0.4 123 0.38

Н 0.86 -0.07 -0.252 -0.2 -.0.001 -0.006 0.134 0.0009

5% 1.59 -1.5 -1.5 -1.5 1.5 1.5 1.5 -1.5

Из таблиц видно, что наибольшие колебания энтальпии ~20% возникают при увеличении проводимости в межэлектродном зазоре и снижении активного сопротивления цепи при возрастающей ВАХ (п<0.5). При падающей ВАХ картина обратная, причем, чем круче характеристика, тем больше влияние указанных параметров. Что касается мощности в дуговом разряде, то при возрастающей ВАХ она выше. Можно сказать, что, задаваясь целью получить, например, возрастающую ВАХ на переменном тока мы увеличиваем мощность, однако, увеличиваются также низкочастотные пульсации.

При выяснения вопроса о влиянии работы инжектора были проведены расчеты, в которых межэлектродное сопротивление задавалось в виде гармонической функции с амплитудой в форме: (А+А'^поЛ где: А'-случайная величина моделирующая пульсации проводимости в межэлектродном зазоре. Расчеты показали, что при А'>0.3А пульсации параметров могут резко возрастать, так что трехфазная система начинает работать как на переходных, пусковых режимах.

Основные результаты:

1.Исследована работа импульсно-проточного плазмотрона с фиксированной и самоустанавливающейся длиной дуги в диапазоне изменения расхода 0-7 кг/с, тока -0-2500 А с изменяющимся давлением от 3*103 -4*105 Па при временах разряда не меньше 8 мс. Получена зависимость для ВАХ разряда в азоте, гелии и их смесях, а также в смеси азота с СОг- При изменении тока от нуля до максимального значения разряд протекает в среде газа, а затем с уменьшением тока в парах металла материала электродов. Получена зависимость КПД от перечисленных выше параметров. КПД в рассматриваемых условиях явно не зависит от времени, что указывает на квазистационарность процесса нагрева газа.

2. Разработана экспериментально-расчетная методика определения среднемассовых параметров нагреваемого газа и КПД импульсного-проточного плазмотрона. Методика позволяет расчитать среднемассовые характеристики при одновременном нестационарном изменении электрических и газодинамических параметров.

3. Предложена модель расчета тока в дугах и ВАХ трехфазного однокамерного плазмотрона переменного тока. На ее основе предложен метод расчета среднемассовых характеристик и низкочастотных пульсаций параметров нагреваемого газа с

нестабилизированной дугой. Расчетная модель позволяет

исследовать, при минимальном объеме экспериментальных данных, работу источника питания с нелинейной дуговой нагрузкой для получения его оптимальных характеристик. Показано, что уменьшение активного сопротивления источника может привести к

несимметричной работе трехфазной цепи с включенной дугой и, как следствие, к увеличению пульсаций выходных параметров плазмотрона.

4. Исследованы режимы работы двухструйного высоковольтного поджигающего плазмотрона переменного тока мощностью до 15 квт. Получена зависимость КПД от расхода и тока разряда. Определена максимальная температура и концентрация электронов на выходе струй плазмотрона. Показано, что при горении струй в межэлектродном зазоре мощного плазмотрона, наблюдаются паузы и пульсации проводимости, что сказывается на устойчивой работе мощного плазмотрона. Введена характеристика поджигающего устройства как отношение времени без паузного протекания тока к общему времени наблюдения. Двухструйный плазмотрон в качестве поджигающего устройства для обеспечения работы мощного плазмотрона типа ПТ с движущимися по электродам дугами имеет характеристику -0.85-0.9

5. Исследованы режимы работы трехфазных плазмотронов в диапазоне мощности от 100 до 500 кВт. Установлено, что максимальный размер области протекания тока при диффузном или контрагированном разряде не превышает 10% от объема плазмотрона. При горении дуг наблюдается струйное течение плазмы в местах привязки дуг к электродам. Для плазмотрона с движущимися дугами установлено, что перемещение дуг по электродам происходит скачками. Возникновение новой привязки происходит из-за шунтиравания столба дуги на электрод с "отмиранием" старой без нарушения непрерывности протекания тока.

Тепловые потоки в электроды линейно растут с увеличением вкладываемой мощности и уменьшением расхода газа. Изменение диаметра выходного сечения плазмотрона слабо сказывается на теплопотери в корпус плазмотрона. Получены соотношения для расчета

среднемассовой температуры и КПД плазмотрона от расхода газа и тока короткого замыкания источника. 6. Установлено, что истечение из плазмотрона с перемещающимися дугами носит сугубо трехмерный характер. Ядро струи, как область постоянного значения параметров: скорости, температуры отсутствует. В выходном сечении плазмотрона наблюдаются пульсации температуры с частотой 00-150 гц. Максимальное значение величины пульсаций может достигать 50% от величины среднемассовой температуры, а формирование осесиметричной турбулентной струи начинается на расстояниях порядка 9-10 калибров от среза выходного сечения плазмотрона.

Основные материалы диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Ковшечников В. Б. Нагрев газа генераторами плотной плазмы, работающими в режиме однократного импульса.//Генераторы плазмы и методы их диагностики. Сб. научных трудов ВНИИэлектромаш, Ленинград, 1984 г. с. 15-25.

2. Визаулин С. Ю., Ковшечников В.Б., Слесарев И. Н. Автоматизация экспериментальных исследований импульсной газодинамической установки. // Генераторы плазмы и системы электропитания. Сб. научных трудов ВНИИэлектромаш, Ленинград, 1987 г. с.91-95.

3. Глухов А.И., Ковшечников В.Б. Исследование характеристик импульсного плазмотрона для газодинамического стенда. // Исследования мощных генераторов плазмы и систем их электропитания. Ленинград.; ВНИИэлектромаш, 1989. с.58-,61.

4. Ковшечников В.Б. ВАХ трехфазного плазмотрона переменного тока. Материалы конференции по физике низкотемпературной плазмы, 22-27 июня 1998 г., Петрозаводск, с. 591-594

5.КовшечниковВ.Б. Исследование параметров трехфазного плазмотрона переменного тока, 22-27 июня 1998 г., Петрозаводск, с. 597-599.

6. Ph. G. Rutberg, A.A. Safronov, V.B. Kovshechnikov, etc. AC Powerful plasma generators of high energy efficiency and increased life time. The fouth International Workshop on advanced Plasma Tools and Process Engineering. May 2627,1998 Millbrae, CA p.229-232.

7. Ковшечников В. Б. Вольтамперная характеристика трехфазного однокамерного плазмотрона переменного тока. ИФЖ 1999., том 72, №4 741-744 с.

8. Ковшечников В. Б. и др. Авторское свидетельство №1525660 А1 1989 г.

LJD I

Не

Не + Мг |Z9/71| He + Nj (46/54) • — С02 * Nz (73/27)

0.50

GO 0.00

fTICT5

iflHi'Kr)

lop" 2ce+8 60e*a eoe*a

Рис. 1 Обобщен«!» вояьт-вмперная характеристика

Ю 20

РИс.2 Зависимость ктад от энтальпии

33® -

Я) 123

FVc, 3 Температура на срезе сопла

1 • 1 1 1 - эксперимент - «с - плазмотрон r»J-C0?»Nj /0.73:0.27/

♦ • ...

-Чг \

л ■ •

, •

/

/

*

' - ■

1

lac

c.m о.о г поз ®ч< b.os ore

Put. 4 Изменение температуры «ес< COjtNj: (Т-ГЯОТI

Рис.5 Не симметричный режим работы. . а) ток в дугах; б) ток в фазах

Зак. №21 26.04.00 Тир.70 экз. АО "СПб Институт огнеупоров."