/analiza.djvu

			Politechnika Lubelska 


Henryka Danuta Stryczewska 


Analiza zintegrowanych zasilaczy 
elektromagnetycznych 
w urządzeniach wyładowczych 


Lublin 1996 



Opiniodawcy: 
Prof. dr hab. inż. Albin Czernichowski 
Prof. dr hab. inż. Tadeusz Skoczkowski 


Redaktor techniczny 
Mgr Elżbieta Anasiewicz 


Wydano za zgodą Rektora Politechniki Lubelskiej 


WYDANffi PUBLIKACJI OOFINANSOW ANE 
PRZEZ KOMITET BADAŃ NAUKOWYCH 


ISBN 83-86333-63-4 


@ Copyright by Politechnika Lubelska 1996 


Wydawnictwa Uczelniane Politec:bniki Lubelskiej 
Nakł 150 egz;. F. DS. Ark. wyd. 8,24. Ark. druk. 8,25. 
Zam. 44196 
Zakład Wydawniczo-Poligraficzny Politechniki Lubelskiej 
uL Bernardyńska 13, 20-950 Lublin 



3 


SPIS TREŚCI 


Przedn1owa.................................................................................................... 5 
Ważniejsze oznaczenia................................................................................... 6 


1. W stęp. . .. . . . . .. .. . . .. .. . .. .. .. . . .. . .. . .. . .. . . . . .. . . .. . .. . . .. .. .. . . . . . .. .. .. . .. . . .. . .. .. . . .. . .. .. .. .. . . . . . 9 
1.1. Plazma nietenniczna .. ..... ................ ................... .......... ........................... 9 
1.2. Wytwarzanie ozonu........................... ...................................................... 10 
1.3. Plazmowa obróbka gazów emitowanych do atmosfery ............................. 11 
1.4. Teza i cel pracy.. ........ ............................... ......... .................. ................... 12 


2. Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej ............................ 15 
2.1. Ozonatory..................... ................. ................................ ..... H.................. 16 
2.1.1. Mechanizm wyładowań elektrycznych w ozonatorze........................... 16 
2.1.2. Charakterystyka procesu syntezy ozonu w wyladowaniach ................ 
barieroWych. ..................... ......... ........ .......................................... o.... 18 
2.1.3. Elektryczne wlaściwości wyładowań w ozonatorze ............................. 19 
2.1.4. Schemat zastępczy elementu wyładowczego ozonatora ....................... 25 
2.1.5. Parametry energetyczne procesu syntezy ozonu .................................. 28 
2.2. Reaktory plazmy nietennicznej typu GlidArc........................................... 31 
2.2.1. Zasada budowy i dzialania...... .................................................... ....... 31 
2.2.2. Przebiegi prądów i napięć, charakterystyki......................................... 33 
2.2.3. Zależności energetyczne..................................................................... 35 


3. Charakterystyka ukladów zasilania reaktorów plazmowych....................... 39 
3.1. Przegląd stosowanych układów.................................... ............................ 39 
3.1.1. Układy zasilania ozonatorów.......... ............ o.. ...... ........................ o...... 40 
3.1.2. Układy zasilania plazmotronów łukowych.....................""."....."......... 45 
3.2. Moc i spra\VIlość.............oo............................................................ ..........48 



4 


4. Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów................................................... 54 
4.1. Wprowadzenie w teorię magnetycznych 
mnożników częstotliwości ..... ......... ............. ............ ...... ............... .......... 55 
4.2. Model matematyczny układu zintegrowanego .......................................... 65 
4.3. Analiza numeryczna pracy układu zintcgrowanego o 
częstotliwości 150Hz .... ............ .................. ......... ....... ............... ............. 68 
4.4. Badania eksperymentalne modelu ukladu zintegrowanego ........................ 76 


5. Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu lukowego................................. 85 
5.1. Zasada działania .......................... ............... ..... ............. .......................... 85 
5.2. Modele ukladu .. ..... .......... ............ ..... ........... ................. ............. .., .......... 90 
5.3. Badania eksperymentalne....... ...................... ............... ...................... ...... 93 


6. Projektowanie ukladów zasilania reaktorów plazmowych........................... 97 
6.1. Projektowanie zintegrowanych ukladów zasilania generatorów 
ozonu..................................................................................................... 98 
6.1.1. Zalożenia do projektowania .................... .............. ................... .......... 99 
6.1.2. Przykład projektowania. ............... ......... ................. .................... ....... 99 
6.2. Projektowanie zasilaczy plazmotronów łukowych ....................................110 
6.2.1. Założenia do projektowania............................................................. 110 
6.2.2. Materiał na rdzenie transformatorów roboczych ..............................111 
6.2.3. Indukcja w rdzeniach transformatorów roboczych............................ 111 
6.2.4. WYJ11iary rdzeni ............. .......................................... ........... ........... .112 
6.2.5. Uzwojenia.... ..... ...... .., ... ....................... ......................................... ..112 
6.2.6. Transformator zapłonowy .............. .......... ........ .............................. .117 


7. Podsumowanie.......... ...... ........ ..... ...................... .... ...................... ............... ..119 


8. Literatura .,. ............. ................... ....................... .................. ....... ..... ......... ....121 


Streszczenie w języku angielskim...................... ............................ ....... .131 
Streszczenie w języku niemieckim.................. ..................... ...... .......... .132 



Analiza zintegrowanych zasilaczyelektromagnetycznych... 


5 


Wprowadzenie 


W niniejszej pracy przedstawiono analizę zjawisk w reaktorach plazmo- 
wych do syntezy ozonu i do neutralizacji toksycznych gazów emitowanych do 
atmosfery i na jej podstawie sfonnułowano wymagania jakie powinny spełniać 
układy zasilania tych reaktorów. 
Wykazano, ż£ odpowiednie wykorzystanie wyższych hannonicznych odkształ- 
conego strumienia magnetycznego transformatora, który jest podstawowym ełe- 
mentem układów zasilających reaktory plazmowe, pozwala budować układy 
integrujące wszystkie funkcje stosowanych dotychczas układów i spelniające 
stawiane im wymagania. W pracy przedstawiono takie układy, przeanalizowano 
ich działanie oraz zweryfikowano rozważania teoretyczne w badaniach ekspe- 
rymentalnych przeprowadzonych na zbudowanych w tym celu modelach fizycz- 
nych. 
Najważniejszymi osiągnięciami rozprawy zdaniem autorki są: 
- Przeprowadzenie analizy zjawisk fizycznych w elemcncie wyładowczym genera- 
tora ozonu i opracowanie zmodyfikowanej tcorii dzialania ozonatora jako od- 
biornika energii elektrycznej. 
- Przeprowadzenie analizy mocy pobieranej przez reaktor z sieci oraz minimali- 
zacja mocy biernej przesunięcia. 
- Przeprowadzenie analizy pracy układu zasilania reaktora ozonu z regulacją 
napięcia przez zmianę impedancji w przewodzie neutralnym. Przeprowadzenie 
badań eksperymentalnych na zbudowanych modelach o częstotliwości wy,j- 
ściowej 150 Hz i 250 Hz. 
- Opracowanie zasady działania nowego zintegrowanego układu zasiłania pla- 
zmotronu do neutralizacji toksycznych gazów emitowanych do atmosfery. 
Przeprowadzenie badań doświadczalnych zbudowanego modelu zasilacza. 
- Zaprojektowanie, zbudowanie i próby eksperymentalne zintegrowanego układu 
zasilania plazmotronu GlidArc do neutralizacji toksycznych gazów dla badań 
łaboratoryjnych i pilotujących w przemyśle. 
- Opracowanie metodyki projektowania zintegrowanych ukladów zasilania reak- 
torów plazmowych. 



6 


Ważniejsze oznaczenia 


a, b 
B(t) 
BJ, B3 
Cd ,C sz ,C w 


d 
D 


e 


e z 
Ep 
Ez 
L1E 
Jj,h 
G n 
G/, G:; 
ił 
I/m, 1 5m , 
1 7m 


I:;z 
j 
k 
L k , Lj 


/Fe 
M Fe 
Mu 


WAżNIEJSZE OZNACZENIA 


- współczynniki aproksymacji charakterystyki magnesowania 
- wartość chwilowa indukcji magnetycznej [T] 
- amplitudy pierwszej i trzeciej harmonicznej indukcji [T] 
- pojemności odpowiednio bariery dielektrycznej, szczeliny wyła- 
dowczej i wypadkowa ełementu wyładowczego [F] 
- szerokość szczeliny wyładowczej [mm] 
- moc odkształcenia [V A] 
- energia właściwa [J/m 3 ] 
- siła elektromotoryczna, napięcie zasilające [V] 
- natężenie pola elektrycznego od ładunku przestrzelmego [V Im] 
- natężenie zewnętrznego pola elektrycznego [V Im] 
- ubytek energii podczas pojedynczego wyładowania [J] 
- częstotliwość na wejściu i wyjściu zasilacza [l/s] 
- niełiniowa przewodność szczeliny wyładowczej [S] 
- przewodność szczeliny wyladowczej przed i po wyladowaniu [S] 
- prąd łuku [A] 


- amplitudy, odpowiednio pierwszej, piątej i siódmej harmonicznej 
prądu pierwotnego zintegrowanego zasilacza elektromagnetyczne- 
go [A] 
- prąd zwarcia strony wtórnej zasilacza [A] 
- gęstość prądu [A/m 2 ] 
- stała charakterystyczna dla gazu 
- długość odpowiednio kolumny i jarzma obwodu magnetycznego 
transformatora zasilacza [m] 
- średnia dlugość magnetowodu [m] 
- masa rdzenia [kg] 
- masa uzwojeń [kg] 



Analiza zintegrowanych zasi/a
zy elektromagnetycznych... 


7 


n 
N 


Nj, N 2 


p 
p 


pel 
LfP 
P.Q 
QD 
q 
R I , R 2 
Rl 


SFe, Sk 
Su/' Su2 


SI, S2 
ST 
Sa 
t 


t r 
T, Te 


Usz,Ud 


Ul 
UZ,U g , Um 


U 20 
U WI 


v 
W 
X 
Xz 
Zo 
a 
r 


- liczba naturalna, krotność częstotliwości sieciowej 
- średnia liczba wyladowań przypadająca na jeden okres zmian na- 
pięcia zasilającego 
- liczba zwojów uzwojenia pierwotnego i wtórnego zasilacza 
- gęstość mocy, zwana mocą właściwą [W 1m 3 ] 
- ciśnienie gazu [Pa] 
- powierzchniowa gęstość mocy w [W 1m2] 
- straty mocy [W] 
- moc czynna i bierna [W], [var] 
- moc bierna dławików [var] 
- ładunek elektryczny [C] 
- rezystancja uzwojeń pierwotnych i wtórnych zasilacza [Q] 
- nieliniowa rezystancja łuku [O] 
- pole przekroju rdzenia magnetycznego [m 2 ] 
- powierzchnia przekroju poprzecznego przewodu uzwojenia odpo- 
wiednio pierwotnego i wtórnego zasilacza [m 2 ] 
- moc pozorna strony pierwotnej i wtórnej zasilacza [V A] 
- moc pozorna transfonnatora [V A] 
- aktywna powierzchnia wyladowcza elektrod ozonatora [m 2 ] 
- czas [s] 
- czas przebywania gazu w strefie wyladowań [s] 
- odpowiednio okres napięcia zasilającego i czas trwania cyklu pra- 
cy reaktora plazmowego [s] 
- wartość chwilowa napięcia szczeliny wyladowczej i warstwy die- 
lektryka [V] 
- napięcie łuku [V] 
- napięcie zaplonu i gaśnięcia wyladowań w ozonatorze 
i amplituda napięcia zasilającego [V] 
- napięcie stanu jalowego zasilacza [V] 
- różnica potencjalów między punktem neutralnym sinusoidalnej 
sieci zasilającej a punktem neutralnym gwiazdy uzwojeń pierwot- 
nych transfonnatorów zasilacza [V] 
- natężenie objętościowe przeplywu gazu [m 3 /h], 
- wydajność reaktora ozonu [kg0 3 /h] 
- reaktancja wewnętrzna źródla zasilania [O] 
- reaktancja zwarcia zasilacza [O] 
- impedancja przewodu zerowego zasilacza [O] 
- współczynnik jonizacji elektronowej 
- wspólczynnik emisji wtórnej 



8 


Ważniejsze oznaczenia 


g 


(J" 
8 


TJ 
A. 
A 
co=21rf 


- dl ugość szczeliny między uzwojeniami transformatora [mm] 
- gęstość gazu [kg/m 3 ] 
"-- przenikalność elektryczna bezwzględna [F /m] 
- sprawność zasilacza 
- współczynnik mocy 
- permeancja obwodu magnetycznego dla strumienia rozproszenia 
- pulsacja [ rad/s] 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych.. 


9 


1. WSTĘP 


1.1. Plazma nietermiczna 


Zjonizowany gaz, nazywany plazmą znajduje coraz szersze zastosowanie w 
technice a szczególnie w inżynierii ochrony środowiska. Charakterystyczne wła- 
ściwości plazmy, odmienne od fazy stałej i ciekłej, powodują ż£ jest ona określana 
jako czwarty stan skupienia materii. Plazmę wytwarza się najczęściej przez wyła- 
dowania elektryczne w gazie, w urządzeniach zwanych plazmotronami, które są 
jednocześnie urządzeniami technologicznymi, bowiem plazmy nie można prze-- 
chowywać i transportować. Stopień jonizacji gazu i odpowiadające mu tempera- 
tury plazmy mogą się znacznie różnić. Plazmę o temperaturze poWYż£j lOOOK 
wykorzystuje się w obróbce metali i metalurgii, natomiast w procesach chemicz- 
nych stosuje się zwykle plazmę nietenniczną, w której średnia energia elektronów 
jest znacznie więksZa od energii cząsteczek otaczającego ją gazu. Większość e- 
nergii elektrycznej reaktora plazmy nietennicznej wykorzystywana jest na wytwa- 
rzanie wysoko-energetycznych elektronów nie zaś na podgrzewanie gazu w całej 
jego objętości. Energia plazmy jest kierowana na dysocjację wywołaną zderze- 
niami z elektronami i jonizację gazu w celu wyprodukowania wolnych rodników 
umożliwiających prowadzenie pożądanych reakcji chemicznych, np. w celu wy- 
tworzenia ozonu, jak ma to miejsce w generatorach ozonu, bądź do rozkładu tok- 
sycznych cząsteczek oczyszczanego gazu, w reaktorach plazmowych. 
W ostatnich latach obserwuje się szczególnie szybki wzrost produkcji ozonu 
[77],[103] stosowanego do uzdatniania wody pitnej zamiast chloru [63], do utyli- 
zacji ścieków [93] i w przemyśle włókienniczym oraz wzrost zainteresowania 
stosowaniem plazmowych metod obróbki gazów emitowanych do atmosfery [71], 
[78], [100]. 



10 


Wstęp 


1.2. Wytwarzanie ozonu 


Syntezę ozonu w skali przemysłowej realizuje się metodą cichych wyłado- 
wań ełektrycznych w ełementach wyładowczych zwanych ozonatorami z tlenu 
zawartego w powietrzu łub czystego tlenu. Ozonator, jako element obwodu elek- 
trycznego, jest przed zapłonem kondensatorem z szeregowo uwarstwionym dielek- 
trykiem szklanym i gazowym. Okładziny kondensatora stanowią: uziemiona sta- 
lowa rura i metalowa warstwa napylana na wewnętrzną powierzchnię rury szkla- 
nej, do której doprowadza się wysokie napięcie. Po zaplonie wyladowania i zjoni- 
zowaniu warstwy gazowej element wyładowczy ozonatora odwzorowuje się sze- 
regowym. połączeniem pojemności dielektryka szklanego i nieliniowej konduk- 
tancji szczeliny wyladowczej. Generator do przemysiowego wytwarzania ozonu, 
złożony z wielu równolegle polączonych elementów wyladowczych, jest odbior- 
nikiem energii natury czynno- pojemnościowej, silnie nieliniowym, o mocy kilku- 
set kilowatów. 
Wydajność procesu syntezy ozonu zależy od napięcia i częstotliwości. Dol- 
na wartość napięcia musi być wyższa od napięcia zapłonu wyladowań a wartość 
górną ogranicza wytrzymałość na przebicie rury dielektrycznej. Napięcie pracy 
generatorów ozonu wynosi od kilku do kilkudziesięciu kilowoltów
 częstotliwość 
wynika z procesu syntezy ozonu, w którym czas dyfuzji cząstek ozonu wynoszący 
milisekundy, określa jej górną wartość na okolo 1000 Hz. W praktyce najczęściej 
stosuje się częstotliwość 50 Hz, 150 Hz lub 600 Hz [72],[130]. Podwyższenie 
częstotliwości podnosi wydajność elementów wyładowczych, jednak straty mocy 
w przetwornicy częstotliwości, w transfonnatorze podwyższającym napięcie 
i w dlawiku kompensującym bierną moc pojemnościową (Rys. 3.13) powodują, 
re zużycie energii elektrycznej na wytworzenie ozonu w ukladach 600 Hz jest 
wyższe niż w układach 50 Hz [49],[52]. 
Wykorzystanie wyższych hannonicznych strumienia magnetycznego indu- 
kowanych w magnetowodach transfonnatorów do zasilania generatorów ozonu 
pozwala w jednym urządzeniu zrealizować wszystkie funkcje układu zasilania, tj. 
podwyższyć napięcie zasilające i jego częstotliwość, skompensować bierną moc 
oraz całkowicie symetryzować obciążenie jednofazowe elementów wyładowczych. 
Taki zintegrowany układ jest przedmiotem rozważań ninicjszej pracy. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


11 


1.3. Plazmowa obróbka gazów emitowanych do atmosfery 


Technologie utylizacji toksycznych gazów w plazmotronach łukowych 
wytwarzających plazmę nietermiczną opracowano w ostatnich latach [73]. Pla- 
zmowa obróbka gazów jako bezodpadowa i stosunkowo tania jest stosowana co- 
raz częściej [17],[ 19],[78],[92],[ 1 00]. Toksyczne gazy powstające w różnych 
procesach technologicznych, jak malowanie, spalanie, uboczne produkty proce- 
sów chemicznych i inne, są odprowadzane do atmosfery przy ciśnieniu bliskim 
atmosferycznemu i w dużych objętościach. Dla wywolania pożądanych reakcji 
chemicznych należy wytworzyć plazmę przenikającą calą objętość emitowanych 
gazów. 
W plazmotronie łukowym typu GlidArc [18] procesy neutralizacji toksycz- 
nych gazów przeprowadza się w rozrzedzonej plaŹInie, która wypelnia znaczne 
przestrzenie komór wyładowczych i reakcje chemiczne zachodzą w dużych objęto- 
ściach. Wartość napięcia na elektrodach plazmotronu, potrzebna do zaplonu łuku 
wynosi od kilkunastu do kilkudziesięciu kV, a do jego podtrzymania około 10 
razy mniej i w związku z tym źródło zasilania elektrycznego musi mieć bardzo 
miękką charakterystykę zewnętrzną U=f(I). Zapewnienie odpowiedniej wydajno- 
ści procesu wymaga stosowania ukladów wieloelektrodowych, których łączna 
moc może sięgać setek kilowatów. Spelnienie takich wymagań powoduje, że uklady 
zasilania elektryclllego plazmotronów stają się złożone i malo sprawne. Stosuje się 
najczęściej uklady częstotliwości sieciowej z transformatorami o napięciu wtór- 
nym równym napięciu zapłonu i wlączanymi szeregowo z każdą parą elektrod 
dławikami ograniczającymi prąd i obniżającymi napięcie podczas palenia się lu- 
ku. W takim układzie prąd z sieci zasilającej kompensuje się baterią kondensato- 
rów. Alternatywnym rozwiązaniem dla ukladu transformatorowego może być 
układ zasilania wykorzystujący wyższe harmonicllle strumienia magnetycznego 
w magnetowodach transformatorów do indukowania napięcia zaplonu, zaś pod- 
stawową harmoniczną do podtrzymania ślizgającego się łuku. Po zaplonie napię- 
cie o częstotliwości 150 Hz maleje do wartości napięcia łuku indukowanego 
w uzwojeniach wtórnych transformatorów roboczych przez podstawową harmo- 
niczną strumienia. 
Uklady zasilania generatorów ozonu i plazmotronów łukowych GlidArc 
mają wiele cech wspólnych: moc od kilku kW do MW, częstotliwość sieciową lub 
podwyższoną, napięcie od kilku do kilkudziesięciu kilowoltów [20],[61],[73]. 
Rozważania przedstawione w niniejszej pracy dotyczą ukladów zasilania reakto- 
rów plazmowych do syntezy ozonu i neutralizacji toksycznych gazów, w których 
wykorzystuje się wyższe harmoniczne strumienia magnetycznego indukowanego 
w rdzeniach transformatorów. 



12 


Wstęp 


1.4. Teza i cel pracy 


Przemysłowe procesy syntezy ozonu oraz plazmowej obróbki toksycznych 
gazów wymagają specjalnych układów zasilania, które muszą spełniać różnorakie 
wymagania. Ich realizacja prowadzi do rozbudowy układu zasilania, pociąga za 
sobą obniżenie jego sprawności i niezawodności oraz podnosi koszty inwestycyjne 
i eksploatacyjne. 


Wykorzystując odpowiednio wyższe harmoniczne strumienia magnetycz- 
nego transformatora, który jest podstawowym elementem układów zasilających 
reaktory plazmy nietermicznej, można budować układy zasilania integrujące 
wszystkie .funkcje i spełniające wymagania generatorów ozonu i reaktorów łu- 
kowych do plazmowej obróbki gazów. 


Powyższe stwierdzenie jest główną tezą pracy a jego prawdziwość zostala wyka- 
zana na drodze rozważań teoretycznych, badań eksperymentalnych zbudowanych 
modeli fizycznych oraz potwierdzona przez udane próby zastosowań przemyslo- 
wych. 
Glównym celem rozprawy jest opracowanie teoretycznych podstaw działa- 
nia, projektowania i budowy zintegrowanych układów zasilania reaktorów plazmy 
nietennicznej do syntezy ozonu i plazmowej obróbki gazów emitowanych do at- 
mosfery. 
Analiza zjawisk fizycmych w układach zasilania reaktorów plazmy nie- 
tennicznej prowadzi do następujących wniosków ogólnych: 
l. Elementy wyladowcze reaktorów plazmy nietennicznej są odbiornikami energii 
elektrycmej silnie nieliniowymi i zapewnienie ich poprawnej pracy wymaga 
złożonych ukladów, zawierających, obok transfonnatora podwyższającego 
napięcie, przetwornicę częstotliwości, układ kompensacji mocy biernej, regula- 
tor napięcia i symetryzator jednofazowego obciążenia. Układy takie stają się 
mało sprawne energetycznie i zawodne. 
2. Odpowiednie wykorzystanie wyższych hannonicznych strumienia magnetycz- 
nego transfonnatora umożliwia budowę układów zintegrowanych, które speł- 
niają wszystkie wymagania reaktorÓw plazmowych, tj. dostosowują napięcie 
do wymaganej wartości, realizują zaplon wyładowania, eliminują bierną moc 
przesunięcia, symetryzują obciążenie jednofazowe i regulują napięcie. 
3. Stosując układ zintegrowany moma ograniczyć bierną moc przesunięcia, która 
w reaktorach plazmowych stanowi od 0,7 do 0,9 mocy pozornej pobieranej 
z sieci. Redukcja mocy biernej przesunięcia obniża w istotny sposób moc 
znamionową transfonnatora, straty mocy w układzie i związane z tym koszty 
inwestycyjne i eksploatacyjne. 
Badania eksperymentalne w laboratorium i na instalacjach pilotujących potwier- 
dziły powyższe wnioski ogólne. 



Analiza zintegrowanych zasila
zy elektromagnetycznych... 


13 


Praca składa się z następujących rozdziałów: 


l. Wstęp. 
2. Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 
W którym przedstawiono mechanizm wyladowań elektrycznych w ozonatorze, 
scharakteryzowano proces syntezy ozonu w wyładowaniach barierowych, omó- 
wiono elektryczne właściwości wyładowań w ozonatorze, podano schemat zastęp- 
czy ozonatora i parametry energetyczne procesu syntezy ozonu. Omówiono zasadę 
budowy i dzialania oraz przebiegi prądów, napięć i charakterystyki reaktorów 
plazmy nietermicznej typu GlidArc, a także występujące tu zależności energe- 
tyczne. 
3. Charakterystyka układów zasilania reaktorów plazmowych. 
W którym dokonano przeglądu stosowanych układów zasilania ozonatorów 
i plazmotronów łukowych i przeprowadzono analizę mocy i sprawności ukła- 
dów zintegrowanych na tle ukladów stosowanych w praktyce. 
4. Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów. 
W rozdziale tym przedstawiono zintegrowany uklad zasilania ozonatorów, 
analizę jego pracy i charakterystyki. Wyniki analizy porównano z wynikami 
badań eksperymentalnych przeprowadzonych na modelach fizycznych. 
5. Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu lukowego. 
W którym omówiono zasadę dzialania, modele fizyczne i wyniki badań ekspe- 
rymentalnych zintegrowanego ukladu zasilania plazmotronu ze ślizgającym się 
wyladowaniem lukowym pod wplywem szybko poruszającego się gazu. 
6. Projektowanie ukladów zasilania reaktorów plazmowych. 
Na wybranym przykladzie wskazano na specyfikę projektowania zintegrowa- 
nych ukladów zasilania reaktorów plazmy nietermicznej, wykorzystując 
przedstawione w rozprawie teoretyczne podstawy projektowania i budowy 
tych urządzeń. 
7. Podsumowanie. 
8. Literatura. 


Zagadnieniami ukladów zasilania reaktorów plazmowych autorka zajmuje się od 
wielu lat. Niektóre wyniki prac zostaly opublikowane w pracach [50]. [117]. Ba- 
dania nad zintegrowanymi ukladami zasilania reaktorów plazmowych prowadzo- 
ne były częściowo w ramach grantu KBN Nr 8 S502 01005 pt. "Zintegrowany 
uklad zasilania reaktorów ozonu" w latach 1993-1994. 



Analiza zintegrowanych zasila
zy elektromagnetycznych... 


13 


Praca składa się z następujących rozdziałów: 


l. Wstęp. 
2. Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 
W którym przedstawiono mechanizm wyladowań elektrycznych w ozonatorze, 
scharakteryzowano proces syntezy ozonu w wyładowaniach barierowych, omó- 
wiono elektryczne właściwości wyładowań w ozonatorze, podano schemat zastęp- 
czy ozonatora i parametry energetyczne procesu syntezy ozonu. Omówiono zasadę 
budowy i dzialania oraz przebiegi prądów, napięć i charakterystyki reaktorów 
plazmy nietermicznej typu GlidArc, a także występujące tu zależności energe- 
tyczne. 
3. Charakterystyka układów zasilania reaktorów plazmowych. 
W którym dokonano przeglądu stosowanych układów zasilania ozonatorów 
i plazmotronów łukowych i przeprowadzono analizę mocy i sprawności ukła- 
dów zintegrowanych na tle ukladów stosowanych w praktyce. 
4. Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów. 
W rozdziale tym przedstawiono zintegrowany uklad zasilania ozonatorów, 
analizę jego pracy i charakterystyki. Wyniki analizy porównano z wynikami 
badań eksperymentalnych przeprowadzonych na modelach fizycznych. 
5. Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu lukowego. 
W którym omówiono zasadę dzialania, modele fizyczne i wyniki badań ekspe- 
rymentalnych zintegrowanego ukladu zasilania plazmotronu ze ślizgającym się 
wyladowaniem lukowym pod wplywem szybko poruszającego się gazu. 
6. Projektowanie ukladów zasilania reaktorów plazmowych. 
Na wybranym przykladzie wskazano na specyfikę projektowania zintegrowa- 
nych ukladów zasilania reaktorów plazmy nietermicznej, wykorzystując 
przedstawione w rozprawie teoretyczne podstawy projektowania i budowy 
tych urządzeń. 
7. Podsumowanie. 
8. Literatura. 


Zagadnieniami ukladów zasilania reaktorów plazmowych autorka zajmuje się od 
wielu lat. Niektóre wyniki prac zostaly opublikowane w pracach [50]. [117]. Ba- 
dania nad zintegrowanymi ukladami zasilania reaktorów plazmowych prowadzo- 
ne były częściowo w ramach grantu KBN Nr 8 S502 01005 pt. "Zintegrowany 
uklad zasilania reaktorów ozonu" w latach 1993-1994. 



Analiza zintegrowanych zasilaf}zy elektromagnetycznych... 


15 


2. REAKTORY PLAZMOWE JAKO ODBIORNIKI 
ENERGII ELEKTRYCZNEJ 


W zastosowaniach przemysłowych płazmę nietenniczną \\)1:warza się 
w urządzeniach nazywanych zwykłe plazmotronami lub reaktorami plazmowymi. 
W zależności od zastosowań, metody wytwarzania plazmy, konstrukcji plazmo- 
tronu, typu wyładowań elektrycznych wykorzystywanych do wytwarzania pla- 
zmy, sposobu wstępnej jonizacji gazu, rodzaju i sposobu zasilania elektrycznego 
oraz metody regulacji parametrów plazmy można wyróżnić wiele rodzajów pla- 
zmotronów. Ze względu na zasadę działania, wyróżnia się najczęściej cztery 
główne rodzaje reaktorów płazmowych: łukowe, elektrodowe wielkiej częstotli- 
wości, bezelektrodowe wielkiej częstotliwości, bezelektrodowe bardzo wielkiej 
częstotliwości, [62]. Ta klasyfikacja nie wyczerpuje oczywiście wszystkich moż- 
liwych rozwiązań reaktorów plazmowych. Rozpatrywane w pracy reaktory pla- 
zmowe trudno jednoznacznie zakwalifikować do jednej z wymienionych grup. 
W plazmotronie typu GlidArc wyladowania łukowe generowane w prze- 
pływającym gazie wykorzystuje się do neutralizacji jego zanieczyszczeń. Genera- 
tor ozonu jest reaktorem plazmowym wykorzystującym ciche wyładowania elek- 
tryczne w uwarstwionym układzie dielektrycmym do syntezy ozonu. Oba wy- 
mienione reaktory służą do wytwarzania nietennicznej plazmy i znajdują zasto- 
sowanie w technologiach związanych z ochroną środowiska, a w układach ich 
zasilania można wykorzystać wyższe hannonicme strumienia magnetycznego 
generowane w rdzeniach transfonnatorów. Różne natomiast są ich konstrukcje 
i procesy prowadzące do generowania nietem1icznej plazmy, dlatego tutaj zostaną 
omówione oddzielnie. 



16 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


2.1. Ozonatory 


Terminu ozonator używa się zarówno do określenia urządzenia do pro- 
dukcji ozonu, jak również do określania elementu wyladowczego, w którym od- 
bywa się właściwy proces syntezy. Ozonator jako urządzenie do produkcji ozonu 
to zespół kilku elementów, takich jak: zasilacz, elementy wyładowcze, układy do 
przygotowania powietrza, układy zabezpieczeń. W niniejszej pracy terminu ozo- 
nator używać będziemy w tym drugim znaczeniu. 


2.1.1. Mechanizm wyładowań elektrycznych w ozonatorze 


Ciche wyładowania elektryczne są często zwane wyładowaniami bariero- 
wymi, co wynika z charakterystycznego sposobu ich wytwarzania w układzie 
dielektrycznym uwarstwionym. Zazwyczaj jedna lub obie elektrody pokryte są 
warstwą dielektryka stałego- bariery oddzielającej je od warstwy gazowej. Obec- 
ność dielektryka stałego ma istotny wplyw na naturę wyladowań. Ponieważ prąd 
może plynąć przez dielektryk stały tylko w postaci prądu przesunięcia, wyłado- 
wania te mogą istnieć tylko przy wymuszeniu zmiennym. Geometria ukladu może 
być plaska jak na rys. 2.1, ale częściej, zwlaszcza w instalacjach przemysiowych, 
elektrody mają ksztalt rur (cylindrów) wspólosiowych. Wyladowania w powietrzu 
lub tlenie przy ciśnieniu atmosferycznym nie są jednorodne. Prąd w szczelinie 
wyładowczej traktowany jest jako suma uśrednionych w czasie i przestrzeni mi- 
krowyładowań trwających nanosekundy. Natura mikrowyładowań, ich natężenie, 
amplituda bardzo zależą od długości szczeliny wyładowczej d, ciśnienia gazu p, 
jego składu, wilgotności i temperatury, jak również od rodzaju i grubości dielek- 
tryka oraz od parametrów zasilania elektrycznego [1],[6],[66],[124]. 


WN 
O ----I 
2 


Szczelina wyładowcza 


elektroda 
wysokonapięciowa 
dielektryk 
, ---- 0 3 


elektroda uziemiona 


czynnik chłodzący 


Rys. 2.1. Budowa elementu \\)'Iadowczego ozonatora 


Większość danych eksperymentalnych wskazuje, że ciche wyladowania elektrycz- 
ne mogą być opisane teorią wyładowania kanałowego (tzw. strimera) [l], [24], 
[72]. Strimery (cylindryczne strugi prądowe) powstają wtedy, gdy elektrony po- 
czątkowe wzbudzane polem elektrycznym osiągają krytyczną lokalną gęstość, 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


17 


przy której wartość natężenia pola elektrycznego Ep od ładunku przestrzennego 
w pobliżu czoła pojedynczej lawiny elektronowej osiąga wartość zewnętrznego 
pola elektrycznego Ez. Tak wielkie pola od ładunku przestrzennego mogą po- 
wstawać w pobliżu czoła lawiny dzięki znacznie większej rucWiwości elektronów 
niż jonów dodatnich. Rozprzestrzenianie się strimera jest podtrzymywane lawi- 
nami wtórnymi, złożonymi z elektronów powstałych w procesie fotojonizacji gazu 
między elektrodami. Wzrost strimera powoduje w efekcie wypełnienie przestrzeni 
międzyelektrodowej plazmą nietenniczną. Teoria strimerowego wyładowania 
w gazie różni się od klasycznego mechanizmu wyładowania Townsenda lub 
Paschena, będącego także fonną lawiny ęlektronowej, ale w przeciwieństwie do 
wyładowania strimerowego, podtrzymywaną emisją wtórną z katody. Zatem me- 
chanizm Townsenda daje w wyniku wielką liczbę następujących po sobie lawin 
elektronowych, a mechanizm wyładowania strimerowego - pojedyncze szybkie 
mikrowyładowania [l], [75], [99]. Różnica matematycznego opisu obu typów 
wyładowań wynika z rÓ?;nYch kryteriów przebicia [25]: 
- dla wyładowania strimerowego kryterium przebicia wyraża fonnuła Raethera: 


ex 
(-J. p.d=k+lnd 
p 


(2.1) 


- klasyczny mechanizm Townsenda opisany jest równaniem: 


( 
 )- p. d = ln( 1 
y ) 


(2.2) 


w którym: a - współczynnik jonizacji elektronowej, p - ciśnienie gazu, 
d - dl ugość szczeliny wyładowczej, k - stała charakterystyczna dla 
danego gazu, y- współczynnik emisji wtórnej. 
Mechanizm Townsenda ma zastosowanie wówczas, gdy mamy do czynienia 
z niższymi wartościami iloczynu ciśnienia gazu p i szerokości szczeliny d, wol- 
niejszymi zmianami napięcia zasilającego i stosunkowo dużymi wspólczynnikami 
emisji wtórnej y. 
Wyładowanie odbywa się według mechanizmu strimerowego dla większych war- 
tości iloczynu pd, małych współczynników emisji wtórnej y i wyższych przepięć 
(większych od 20% napięcia wyładowania samoistnego [99]). 
Wyższe przepięcia można osiągnąć w dwojaki sposób: 
a) stosując szybkozmienne napięcia zasilające, 
b) poprzez powstające w naturalny sposób duże opóźnienia czasowe obserwowane 
podczas nonnalnego wyładowania barierowego, które pozwalają wolnozmien- 
nemu napięciu zasilającemu wytworzyć natężenia pola elektrycznego wyższe 
od niezbędnych dla podtrzymania wyładowania samoistnego. 



18 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


Oba mechanizmy powstawania mikrowyładowań można zaobserwować w ozona- 
torze. W przypadku niższych napięć, gdy uśredniony prąd jest dużo mniejszy od 
prądu przesunięcia, wyładowania można opisać podobnie jak w układzie między 
elektrodami metalowymi bez bariery dielektrycznej (mechanizm Towsenda). 
W przypadku intensywnych wyładowań, gdy średni prąd wyładowania jest po- 
równywalny z prądem przesunięcia, opisuje się je mechanizmem stńmerowym. 
Plazma wytwarzana podczas cichych wyładowań elektrycznych jest nietermiczna 
i nierównowagowa. Elektrony, jony i cząsteczki gazu nie są w równowadze, 
a energia elektryczna, ze względu na bardzo krótki czas trwania mikrowyladowań 
i małą ruchliwość jonów, dostarczana jest elektronom. Zatem elektrony są 
"gorące", podczas gdy pozostałe cząsteczki gazu są "zimne". Decyduje to 
o wysokiej sprawności procesu przekazywania energii na przemiany chemiczne 
w plaźmie [99]. 


2.1.2. Charakterystyka procesu syntezy ozonu w wyladowaniach bariero- 

ch 


Proces formowania ozonu w polu wyładowań barierowych można podzielić 
na trzy zasadnicze etapy (tablica 2.1). W pierwszym etapie, po przekroczeniu 
przez napięcie zasilające wartości zapłonu wyładowania U z , następują bardzo 
szybkie procesy jonizacji generujące nośniki ładunków niezbędne do przepływu 
prądu, któI)'II1i w przypadku czystego tlenu są elektrony oraz dodatnie i ujemne 
jony tlenu, natomiast w powietrzu także jony azotu. Jednocześnie elektrony od- 
powiedzialne za przepływ prądu w mikrowyladowaniu powodują dysocjacje czą- 
steczek tlenu zgodnie z reakcją jak w tablicy 2.1. 


Tablica 2.1. 
Etapy procesu syntezy ozonu podczas wyładowań barierowych 


Reakcja 


°3 


czas trwania 


10- 9 S 


10- 6 


10- 3 


Procesy jonizacji i dysocjacji, należące do pierwszego etapu cyklu syntezy ozonu, 
są bardzo szybkie i nie trwają dłużej niż czas pojedynczego impulsu prądu tj. 
kilka nanosekund. Następny etap zwany rekombinacją, w ktÓI)'II1 następuje for- 
mowanie cząsteczek ozonu, jest już znacznie wolniejszy i trwa kilka mikrosekund. 
Gdyby w tym etapie wszystkie atomy tlenu zostały wykorzystane do formowania 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


19 


ozonu, efektywność procesu byłaby maksymalna. Jak wykazały badania 
[24],[25], jest to możliwe tylko w przypadku bardzo słabych mikrowyładowań. 
Podczas silniejszych wyładowań zaczynają również zachodzić dodatkowe reakcje, 
w wyniku których atomy tlenu łączą się w tlen dwucząsteczkowy, a także dopiero 
uformowane cząsteczki ozonu reagują z atomami tlenu. Istnieje zatem pewna 
optymałna wartość intensywności wyładowań zapewniająca maksymalną spraw- 
ność procesu. Ostatnim etapem omawianego cyklu syntezy jest dyfuzja, podczas 
której cząsteczki ozonu opuszczają szczelinę wyładowczą. Ten etap trwa kilka 
miłisekund i przesądza o czasie trwania całego cyklu. Następny impuls energii 
powinien pojawić się dopiero po zakończeniu tego etapu, w przeciwnym razie 
część uformowanych podczas etapu rekombinacji cząsteczek ozonu ulegnie de- 
strukcji i sprawność procesu istotnie zmaleje. Dla tak scharakteryzowanego cyklu 
procesu syntezy ozonu teoretyczny przebieg impulsu energii zapewniający jego 
realizację przedstawiono na rys. 2.2. Czas trwania pojedynczego cyklu syntezy 
ozonu pozwala na oszacowanie zakresu częstotliwości napięcia zasilającego, która 
powinna zawierać się w granicach od 50-1000 Hz. 


. A -- - 


, 
,10-50 kV 


l 
!=- 
2Te 


v 


: : ]; rns ] : 
... 
.......... I l' . 
. . . 
: : Te [1m] : 
;...... e._. . 
. . 


Rys. 2.2. Teoretyczny przebieg impulsów napięcia zapewniający re.:1lizację jedne- 
go cyklu procesu syntezy ozonu, T; - czas trwania pojedynczego impul- 
su, Te - czas trwania cyklu,f - wymagana częstotliwość przebiegu 


2.1.3. Ełektryczne właściwości wyładowań w ozonatorze 


Wyładowania barierowe powstają w uwarstwionym układzie dielektrycz- 
nym pod wpływem przyłożonego napięcia zmiennego, najczęściej sinusoidalnego 
lub quasi - sinusoidalnego. Gdy napięcie zasilające rośnie w czasie, wzrasta rów- 
nież napięcie na przestrzeni gazowej i z chwilą gdy osiągnie wartość napięcia 
zapłonu wyładowań U%, powstaje pewna liczba mikrowyładowań w przestrzeni 
gazowej. Napięcie zapłonu wyładowań, mimo obecności dielektryka stałego, mo- 
że być wyznaczone z krzywych Paschena, które przedstawiają napięcie początko- 
we wyładowań U z dla różnych gazów w zależności od iloczynu ciśnienia gazu p 
i odległości między elektrodami d. Ozonatory pracują zazwyczaj przy ciśnieniu 



20 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


atmosferycznym lub podwyższonym i mają stosunkowo wąskie szczeliny wyła- 
dowcze (zazwyczaj od 0.5 do 5mm) a gazem wejściowym jest powietrze, czasami 
wzbogacane tlenem, wyjątkowo czysty tlen. Dla takich warunków napięcie zaplo- 
nu wyładowań zawiera się w granicach od 3 do 8 kV. 
Napięcie U z można wyznaczyć z zależności empirycznej podanej przez Cobi- 
ne [77]: 
dla powietrza U z = (29,64. p-d + 1350) V , 
dla tlenu U z = (26,55. p-d + 1480)V, 
gdzie: p - ciśnienie w kPa, d - długość szczeliny w mm 
lub oscylograficznie z charakterystyki ładunku q w funkcji napięcia u. 


(2.3) 
(2.4) 


lin 
ą 
lk" .. 


i 
oz 


t 


-U g . .. _ _ _ _ _ _ _ _ 
-U - - - .. .. .. - - - .. 
z 


t 


Rys. 2.3. Przebieg napięcia na szczelinie wyładowczej i prądu ozona- 
tora podczas pierwszego okresu od przyłożenia napięcia do 
elektrod 


Z chwilą gdy ładunek na powierzchni dielektryka stanie się wystarczająco duży, 
aby unieruchomić wyładowanie, napięcie na szczelinie Usz maleje od warto- 
ści napięcia zapłonu U z do napięcia gaśnięcia U g (Rys. 2. 3). Na krzywej prądu 
pojawiają się krótkie impulsy odpowiadające poszczególnym mikrowyladowa- 



Analiza zintegrowanych żasilaczy elektromagnetycznych... 


21 


niom i trwają do chwili, gdy napięcie zasilające przestaje rosnąć i osiąga swoje 
pierwsze maksimum. Napięcie ze źródla nie jest już w stanie wyrównać spadku 
napięcia na szczelinie wyładowczej podczas poprzedniego wyładowania i prąd 
zanika. Dielektryk naładowany jest do w przybliżeniu maksymalnej wartości na- 
pięcia zasilającego, a na szczelinie występuje napięcie gaśnięcia wyładowań, Ug. 
Prąd wyprzedza napięcie, a zatem prąd zmienia swój kierunek wtedy, gdy napię- 
cie osiąga swą wartość maksymalną. Prąd po zmianie kierunku neutralizuje ładu- 
nek zgromadzony na powierzchni dielektryka, podczas gdy napięcie na szczelinie 
gazowej dąży do osiągnięcia ujemnej wartości napięcia zapłonu wyładowań - U z . 
Następuje kolejna faza mikrowyladowań. Zarówno napięcie zaplonu wyładowań 
jak i impulsy prądowe wykazują asymetrię w zależności od biegunowości napięcia 
zasilającego. Spadki napięcia wywołane pojedynczym wyładowaniem i impulsy 
prądu nakładające się na prąd przesunięcia w dielektryku są liczniejsze i mają 
kilkakrotnie mniejszą amplitudę, gdy elektrony wędrują z dielektryka do elektrody 
metalowej, niż jak ma to miejsce w kierunku przeciwnYm. Zjawisko to jest cza- 
sami wyjaśniane obniżaniem się napięcia zapłonu wyładowań, podczas gdy elek- 
trony przebywają szczelinę w kierunku od dielektryka do elektrody metalowej 
[75],[98],[ 122]. Średnia liczba wyładowań N przypadająca na jeden okres zmian 
napięcia zasilającego zależy od napięcia zapłonu U z , napięcia gaśnięcia U g i am- 
plitudy napięcia Um i można ją wyznaczyć z zależności [121]: 


N =4/ ( 1+ Um -Uz J 
U z -U g 


(2.5) 


gdzie: f - częstotliwość napięcia zasilającego. 


Ponieważ energia pojedynczego mikrowyładowania jest stała dla danej odległości 
międzyelektrodowej d i gęstości gazu (J" to moc czynna dostarczona do przestrzeni 
wyładowań jest proporcjonalna do częstotliwości zmian napięcia zasilającego. Dla 
gazu przepływającego przez szczelinę wyładowczą calkowita liczba wyładowań 
w danej jego objętości jest proporcjonalna do częstotliwości napięcia i do czasu 
przebywania gazu w szczelinie wyładowczej lub odwrotnie proporcjonalna do 
natężenia przepływu gazu. Określenie sprawności procesu syntezy ozonu w wyła- 
dowaniach barierowych wymaga wyznaczenia energii elektrycznej dostarczanej 
do przestrzeni wyładowań. Natura mikrowyładowań, objawiająca się bardzo 
krótkimi impulsami prądu przewodzenia (rzędu nanosekund) nakładającymi się na 
znacznie wolniejszy prąd przesunięcia, bardzo utrudnia wyznaczenie energii sto- 
sowaną zwykle metodą całkowania iloczynu prądu i napięcia. Wymaga to bo- 
wiem, już przy częstotliwości sieciowej, próbkowania przebiegów w co najmniej 
1 fi punktów na jeden okres napięcia zasilającego. Wypróbowaną metodą [6] jest 



22 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


wyznaczanie mocy wyładowań z charakterystyki ładunku q w funkcji napięcia na 
szczelinie wyładowczej ozonatora u (Rys.2.4a). Powierzchnia figury q=f(u} uzy- 
skana przez oscylografowanie w układzie jak na rys. 2.4b odpowiada mocy roz- 
praszanej w przestrzeni gazowej w jednym cyklu zmian napięcia zasilającego. 
Analitycznie moc czynną cichych wyładowań elektrycznych można wyzna- 
czyć analizując stany napięciowe dielektrycznego układu uwarstwionego przed i 
po wyładowaniu w przestrzeni gazowej [121]. 
Energia układu przed wyładowaniem jest równa sumie energii w szczelinie wyła- 
dowczej i w warstwie dielektryka i wynosi: 


j 2 2 
E =- [Csz U z +C d (Um - U z ) ] 
2 


(2.6) 


Po wyładowaniu, w wyniku zmiany napięcia na szczelinie powietrznej o L1U=(Uz -ug), 
energia układu maleje i wynosi: 


E' =!.... [C sz .(U z -AUIY +C d -(Um -U z + AUIY]. (2.7) 
2 


a) 


b) 
WN 


F 


C j 


u 


C 2 


x 


e) 


f C 2 
P = F 
oz 11 R2 
X Y (Rj +R2) 


R 2 


F- pole powierzchni 
ograniczonej krzywą Lissąjou 
w dzialkach 


x. Y- nastawy na o.vcyloskopie 
w V1dzialkę 


f częstotliwość zasilania 


Rys. 2.4. a) Charakterystyka ładunku q w ozonatorze w funkcji napięcia zasilającego u, 
(figura Lissajous), b) układ do wyznaczania charakterystyki, c) zależność na 
moc czynną wyładowań wyznaczaną z pola powierzchni ograniczonej kfZY\\o'ą 
q=f(u) 


Ubytek energii układu podczas pojedynczego wyładowania jest zatem równy: 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


23 


M =E-E'=!, ( C +C ) . ( U 2 _U 2 ) 
2 sz d z g' 


(2.8) 


Mnożąc ubytek energii LJE w układzie podczas pojedynczego wyładowania przez 
średnią liczbę wyładowań N przypadającą na okres zmian napięcia zasilającego, 
otrzymamy zależność na moc wydzielaną w układzie w wyniku barierowych wy- 
ładowań elektrycznych: 


c 
P=N.M=2j(U m d Ug}{Csz+Cd}{UZ+U g } (2.9) 
Csz +C d 


Po wykonaniu elementarnych działań i wprowadzeniu oznaczenia stosunku na- 
pięcia gaśnięcia wyładowań do napięcia zapłonu przez k= U g / U z , zależność na 
moc czynną wyładowań w ozonatorze przyjmie postać: 


P=2. j .C .U . ( J+k } . ( U - Cd+C SZ . U ) 
d z m C g . 
d 


(2.10) 


Zakladając stałość napięcia na szczelinie wyładowczej podczas wyładowań, 
Ug=U z (k=l) zależność (2.10) przyjmuje postać znanej fonnuly na moc czynną, 
wyprowadzonej po raz pierwszy przez Manley'a: [66] 
P=4.j.C d .U z '(U m - 
sz .U z }, (2.11) 
w 
gdzie: C w = Cd' Csz - wypadkowa pojemność elementu wyładowczego ozona- 
Cd +C sz 
tora, Um - amplituda napięcia zasilającego. 


Zależność (2.11) pozwala wyznaczyć ważną przy projektowaniu powierzchniową 
gęstość mocy czynnej pel, jako stosunek mocy czynnej P do aktywnej powierzchni 
wyładowczej elektrod ozonatora Sa: 


p 
Pel = S ' 
a 


(2.12) 


od której zależy wydajność ozonatora i która pokazuje jak wpływają parametry 
zasilania elektrycznego na jej wartość. 
Wydajność syntezy ozonu, której miarą jest moc czynna elementu wyladowczego 
(2.11) zależy liniowo od napięcia i częstotliwości (rys. 2.5). Osiąganie wysokiej 
wydajności przez podwyższanie napięcia ograniczone jest wytrzymalością dielek- 



24 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


tryka stałego na przebicie i napięcie nie prz-ekracza zwykle 50 kV. Zależność wy- 
dajności od napięcia wykorzystuje się w ozonatorach do regulacji ilości wytwa- 
rzanego ozonu. Skutecznym sposobem poprawy wydajności ozonatora jest zwięk- 
szenie częstotliwości napięcia zasilającego. Wzrost wydajności wytwarzania ozo- 
nu przez podwyższanie częstotliwości ograniczony jest wzrostem temperatury 
gazu w przestrzeni wyładowczej, powodującym pogorszenie przebiegu procesu 
syntezy i zmuszającym do konstruowania specjalnych systemów chłodzenia elek- 
trod. W praktyce przemysłowej nie stosuje się częstotliwości wyższych niż 
- . 
600 Hz, bowiem dla wyższych częstotliwości konieczny jest specjalny system 
chłodzenia zarówno elektrody uziemionej jak i wysokonapięciowej oraz stosowa- 
nie ołeju zamiast wody [92]. Stosowanie podwyższonej częstotliwości pozwala 
uzyskiwać wymaganą wydajność przy niższych napięciach, co podnosi trwałość 
elementów wyładowczych [25]. Wpływ napięcia i częstotliwości na wybrane 
wielkości ozonatora przedstawiono na rysunku 2.5. Jak wynika z zależnoś
i 
(2.10) i z rysunku 2.5 moc czynna jest wprost proporcjonalna do częstotliwości; 
od częstotliwości zależy również napięcie zaplonu wyladowań U z , natomiast wy- 
dajność ozonatora zmienia się z częstotliwością wolniej niż proporcjonalnie. 
W [124] podano zależność empiryczną na względny wzrost wydajności reaktora 
ozonu spowodowany zwiększeniem częstotliwości napięcia zasilającego: 


W( 1 2 ) 
W( .h) 


!..{2+ /2 + h ), 
4 .h}; 


gdzie:}; > ił 


(2.13) 


W praktyce podwojenie wydajności reaktora ozonu wymaga kilkukrotnego zwięk- 
szenia częstotliwości. Należy się wówczas liczyć z J 5 - 20 % wzrostem strat 
w elemencie wyladowczym, które w postaci energii cieplnej muszą być odprowa- 
dzone przez układ chlodzenia elektrod. W przernysiowej produkcji ozonu istotna 
jest wydajność energetyczna procesu, mierzona ilością energii pobranej z sieci 
przez uklad zasilania dla wytworzenia J kg ozonu (w kWh / kg 0 3 ), bądź ilością 
ozonu w gramach uzyskaną z J kWh dostarczonej energii. Straty energii welemen- 
tach układu zasilania, tj. w transformatorze, dlawiku kompensującym, przetwor- 
nicy częstotliwości, układzie regulacji napięcia są porównywalne z energią zuży- 
waną przez elementy wyładowcze. Przeprowadzona wyżej analiza zjawisk 
w elemencie wyladowczym pozwala scharakteryzować generator ozonu jako od- 
biornik energii elektrycznej oraz odwzorować go obwodowym schematem zastęp- 
czym, co umożliwia analizę i optymalizację pracy układu zintegrowanego. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


25 


a) b) 
f2>jj ElD II - wydajność 
.. 
p 2L kWh C-zużycie energii 
- 
h.m 2 kg 
0.3 
8 
0.2 6 
0.1 ./ 
U 50Hz. UkV 600Hz.9kV 


c) 


0.3 


-':L 
h.'; 


0.2 


0.1 


0.05 
0.04 


0.03 


0.01 


f,Hz 


o 


50 1{)() 


600 


Rys. 2.5. Wpływ amplitudy napięcia zasie 
łającego i częstotliwości na: a) 
moc czynną, b) jednostkowe zu- 
1000 życie energii, c) wydajność ozo- 
natora, wg. [27] 


2.1.4. Schemat zastępczy elementu wyladowczego ozonatora 


Element wyładowczy ozonatora jako odbiornik energii elektrycznej stanowi 
obciążenie pojemnościowo-czynne 
 zmienną pojemnością. Zmiana pojemności 
wynika stąd, że podczas fazy wyładowań, gdy szc
lina gazowa pr
wodzi, 
o pojemności decyduje w zasadzie pojemność warstwy dielektryka stałego Cd . 
Podczas pr
rw w wyładowaniach pojemność ozonatora określona jest pr
z za- 
stępczą pojemność warstwy dielektryka stałego Cd i niepr
wodzącej gazowej 
pr
str
ni wyładowc
j Csz. Jeżeli zatem w ozonator
 nie zachodzą wyładowa- 
nia to odwzorowujemy go uwarstwionym kondensatorem rzeczywistym, co na 
schemacie zastępczym przedstawia się połąc
niem złożonym z pojemności i re- 
zystancji (Rys.2.6). 



26 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


-rC
CtJ- 


R 


sz 


Ra 


Rys. 2. 6. Schemat zastępczy uwarstwionego kondensatora rzeczywistego 


Przy zasilaniu napięciem przemiennym rozkład napięć w takim ukladzie 
podyktowany jest pojemnościowym prądem przesunięcia, natomiast pomija się 
w schemacie zastępczym rezystancję modelującą prąd upływu dielektryka. Gdy 
napięcie na szczelinie wyładowczej przekroczy wartość napięcia zapłonu wyła- 
dowania, gaz staje się zjonizowany i traci ona właściwości izolacY.ine. Na prąd 
przesunięcia nakłada się prąd przewodzenia i schemat zastępczy ozonatora wy- 
maga uzUpełnień. W wielu rozważaniach zaklada się, że podczas wyładowań 
szczelina wyładowcza jest zwierana, a w schemacie zastępczym ozonatora równo- 
legle do kondensatora Csz modelującego szczelinę wyładowczą włącza się idealny 
klucz (Rys. 2.7.a). Odpowiada to zalożeniu, że napięcie gaśnięcia wyładowań U g 
jest równe zeru. Nie jest to zgodne z doświadczeniem. W rzeczywistości napięcie 
gaśnięcia wyładowań stanowi od 0.6 do 0.9 napięcia zapłonu U z i zależy od skła- 
du gazu zawartego w szczelinie wyładowczej, jego ciśnienia, rezystywności po- 
wierzchni elektrod i wymiarów szczeliny [121]. Bliższe doświadczeniu jest zało- 
żenie, że napięcie na przestrzeni objętej wyładowaniami jest stale i równe napięciu 
zapłonu wyładowań. Liczne doświadczenia [25], [66], [102] potwierdzają, że 
mimo iż proces zapłonu i gaśnięcia wyładowań jest nieustannie powtarzany 
w różnych miejscach szczeliny i w różnym czasie, to nawet podczas intensywnych 
wyładowań uśredniona wartość napięcia na szczelinie wyładowczej jest stala. 
Zalożenie to stalo się podstawą jednego z najczęściej stosowanych schema- 
tów zastępczych ozonatora [26], w którym szczelina 'Wyładowcza jest odwzoro- 
wywana podczas wyładowań poprzez źródło napięcia stalego o biegunowości 
zmieniającej się z częstotliwością zmian napięcia zasilającego i sile elektromoto- 
rycznej równej napięciu zapłonu wyładowań U z (Rys.2.7. b). 
Wymienione schematy zastępcze prezentują różne stopnie uproszczenia 
rzeczywistych, bardzo skomplikowanych, zjawisk zachodzących w szczelinie wy- 
ładowczej ozonatora i są stosowane do jakościowej oceny wpływu parametrów 
zasilania elektrycznego na charakterystyki statyczne i dynamiczne ozonatora. 
Znaczne uproszczenia schematu zastępczego pozwalają wyprowadzić analityczne 
związki między interesującymi nas wielkościami. W przypadku analizy pracy 
układu zasilania elek'trycznego obciążonego ozonatorem wyprowadzenie anali- 
tycznych zależności, z uwagi na nieliniowość zjawisk zachodzących zarówno 
w samym zasilaczu jak i w ozonatorze, jest możliwe tylko w wybranych stanach 
pracy (jało'W'Y, zwarcie) i przy wprowadzeniu szeregu założeń upraszczających 



Analiza zintegrowanych zas; laczy elektromagnetycznych... 


27 


[30], [82], [109]. Zwykle analizę taką prowadzi się metodami numerycznymi 
i wówczas nie ma potrzeby wprowadzania daleko idących uproszczeń, a ciągły 
postęp w dziedzinie techniki komputerowej pozwala uwzględnić większą liczbę 
parametrów i tym samym lepiej opisać zjawiska zachodzące w badanym obiekcie. 


a) 


b) 


o 


t oz 
:d 
 l' d 
Th 
C U T l.u (' 


ioz 


o 


· c -L , 
d T 'd 
Y u, 


u 


u 


o 


o 


Rys. 2.7. Schematy zastępcze elementu wyładowczego ozonatora podczas wyładowań 
a) przy założeniu zwierania szczeliny podczas wyładowań, 
b) przy stałym napięciu na szczelinie podczas wyładowań (26] 


W schemacie zastępczym ozonatora zaproponowanym przez autorkę, równolegle 
do kondensatora C s modelującego pojemność przestrzeni wyładowczej włączono 
nieliniową konduktancję G n = f{usz) (Rys.2.8) odwzorowującą zmiany przewod- 
ności szczeliny wyładowczej przed i w trakcie wyładowań. 


u 


c 
sz 


G/=mtga/ 
G 2 = m tga,2 


; 
oz 


i 
n 


i 
n 


i 
$Z 


Cd 

 


Rys.2.8. Schemat zastępczy ozonato- 
ra uwzględniający zmienną 
konduktancję szczeliny wy- 
ładowczej 


Rys.2.9. Charakterystyka prądowo napięcio- 
wa nieliniowej konduktancji G n 



28 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


Charakterystyka prądowo-napięciowa nieliniowej konduktancji może mieć 
kształt charakterystyki idealnego przekaźnika (linia przerywana na rys. 2.9) 
i wówczas schemat taki jest równoważny przedstawionemu na rysunku 2.7 b. 
Nieliniowa konduktancja G n dla napięć uU z zwiera kondensator Csz, utrzymując na nim napięcie U z [109]. 
Analizując układ zasilania elektrycznego ozonatora (rozdz. 4) korzystano 
z zaproponowanego schematu, w którym przyjęto dwuodcinkową aproksymację 
nieliniowej konduktancji, zakładając że dla napięć mniejszych od napięcia 
zapłonu wyładowań element wyładowczy posiada pewną małą, ale niezerową 
przewodność Gl, zaś w trakcie wyładowań przewodność szczeliny wyładowczej 
ma bardzo dużą ale skończoną wartość G 2 (Rys.2.9.). Wyniki symulacji kompu- 
terowej wytwornicy ozonu z wykorzystaniem zaproponowanego schematu 
zastępczego przedstawiono na rysunku 2.10. a i b. 


i : 
I , 
j--r- 


kV 


..1 


b) 


o 


-r--
-;-- 
.J---i-- 
I . 
i ! 
I . 
---t---+--- 
: I 


I 
I 
-=r- 
L 

 


i 
I --== 
t--- I j._i___j_____ 


-100 
o 


12 


24 


36 48 t, ms 60 


Rys. 2. 10. Przebiegi chwilo"'Ych wartości (a) - napięcia na szczelinie "'Yładow- 
czej Usz (I) i napięcia źródła u(l}, oraz (b) - prądu ozonatora iaz otrzymane na 
drodze symulacji ozonatora wg. schematu zastępczego z rys. 2.8 z "'Ykorzy- 
staniem programu symulacji obwodów elektrycznych MicroCap 3. 



Analiza zintegrowanych zasila9ZY elektromagnetycznych... 


29 


2.1.5. Parametry energetyczne procesu syntezy ozonu 


. Maksymalna wydajność energetyczna syntezy ozonu w wyładowaniach 
barierowych przy zaniedbaniu energii rozpraszanej przez jony wyno- 
si 400 g Oj / kWh [66], [123]. Jeśli porównać tę wartość z energią wiązania ozo- 
nu równą 1220 gaj / kWh to okazuje się, że w najlepszym przypadku tylko okolo 
1/3 energii wyładowań jest zużywana na fonnowanie ozonu. Glówna część traco- 
nej energii wydziela się w postaci ciepla i musi być odprowadzana z przestrzeni 
wyladowań za pomocą systemu chlodzenia elektrod. Najwyższa dotychczas uzy- 
skana eksperymentalnie wydajność syntezy ozonu wynosi 250 g03/ kWh w wa- 
runkach bardzo niskiej koncentracji ozonu [66]. Wyższe wartości uzyskiwano 
podczas specjalnych laboratoryjnych eksperymentów przy wyładowaniach impul- 
sowych lub w wyladowaniach koronowych i bardzo niskich temperaturach. Tak 
znaczna różnica między teoretyczną a praktycznie osiągalną sprawnością procesu 
wskazuje na istnienie potencjalnie wielkich możliwości jego doskonalenia. 
Pod względem energetycznym ozonator opisywany jest za pomocą dwóch para- 
metrów: gęstości mocy w W/m 3 i gęstości energii w J/m 3 , zwanej energią właści- 
wą. Gęstość mocy p jest stosunkiem mocy czynnej P wyładowań w ozonatorze 
do iloczynu objętościowego natężenia przeplywu gazu V oraz czasu przebywania 
gazu w strefie wyladowań ty: 


- p 
p = -;-- 
V.t y 


(2.14) 


Energia właściwa e: 


e = f pdt 


(2.15) 


jest miarą natężenia mikrowyładowań [99]. Iloczyn gęstości energii i maksymal- 
nej teoretycznej wydajności syntezy określa dla danego ozonatora maksymalną 
koncentrację ozonu w kg/m 3 . Koncentracja ozonu jest dla danego urządze- 
nia istotnym parametrem warunkującym sprawność procesu syntezy i musi być 
brana pod uwagę przy porównywaniu różnych urządzeń do generacji ozonu, bo- 
wiem każde urządzenie ma pewną maksymalną sprawność przy zaniedbaniu kon- 
centracji ozonu. Sprawność reaktora ozonu nie decyduje o sprawności energe- 
tycznej całego urządzenia, które oprócz elementów wyładowczych zawiera układ 
zasilania elektrycznego, rozbudowane układy przygotowania powietrza, chłodze- 
nia oraz zabezpieczeń. Czynniki, od których zależy sprawność energetyczna pro- 
cesu syntezy ozonu można podzielić na trzy zasadnicze grupy: 



30 Reaktory plazmowe jako odbiorniki energii elektrycznej 


- geometryczne parametry elementów wyładowczych .- kształt, wymiary i jakość 
powierzchni elektrod, rodzaj i grubość dielektryka, szerokość szczeliny wyła- 
dowczej; 
- elektryczne parametry układu zasilania, takie jak: wartość, ksztalt i częstotli- 
wość napięcia zasilającego, współczynnik mocy; 
- fizyczne i chemiczne parametry gazu wejl;ciowego, a wśród nich temperatura, 
wilgotność, zanieczyszczenia oraz skład gazu i jego prędkość. 


W każdej z wymienionych grup czynników istnieją potencjalne możliwości dla 
doskonalenia procesu syntezy ozonu. W instalacjach już pracujących możemy 
wplywać na przebieg procesu praktycznie tylko poprzez parametry układu zasi- 
lania w energię elektryczną. Jak wykazały badania energia tracona w elementach 
układu zasilania elektrycznego może w pewnych warunkach nawet przekraczać 
energię zużywaną w ozonatorze na wytwarzanie ozonu [50], [51], [52]. 



Analiza zintegrowanych 'zasilaczy elektromagnetycznych... 


31 


2.2. Reaktory plazmy nietermicznej typu GlidArc 


Plazma nietermiczna wytwarzana wyładowaniem łukov.ym jest szeroko 
stosowana w procesach technologicznych i badaniach naukowych. Jednym z no- 
wych zastosowań plazmy nietermicznej jest oczyszczanie powietrza z zanieczysz- 
czeń gazowych przez wywołanie odpowiednich reakcji chemicznych zachodzą- 
cych w reaktorze plazmowym. Do neutralizacji toksycznych gazów stosuje się 
plazmę nietermiczną ("zimną") wytwarzaną w plazmotronach specjalnej kon- 
strukcji. Plazmotron do generacji plazmy nietermicznej na skalę przemysłową, w 
którym wykorzystuje się elektryczne wyladowania łukowe w przepływającym 
gazie przy ciśnieniu atmosferycznym lub pod\\ M> Su M> M> Sn M> M> Sn M> M> 
ukladu kVA kW % kVA kW % kVA kW % kVA kW % 
Kondensatory 360 3,6 l 240 2,4 I 160 1,6 I - - - 
Transfonnator 400 18 45 320 16 5 240 144 6 80 48 6 
Dławik 360 II 3 - - - - - - - - - 
lik/ad 400 32,6 652 320 18.4 368 240 16 32 80 4,8 96 
Moc 
plazmotronu 50 kW 
Pl 
Moc czynna 82,6 68,4 66 54,8 
z sieci P J 
Sprawność 
P2 60,5 73 76 91 
% 
P2 + !lP 


Integracja ukladów zasilania generatorów plazmy niskotemperaturowej zwiększa 
ich niezawodność i obniża koszty inwestycyjne i eksploatacyjne. 



54 


Zintegrowany układ zasilania ozonatorów 


4. ZINTEGROWANY UKŁAD ZASILANIA 
OZONATORÓW 


Przedstawiony w rozdziale 3 przegląd stosowanych układów zasilania ozo- 
nato rów oraz poróvvnanie ich energochłonności wyraźnie wskazuje, że zapropo- 
nowany uklad zintegrowany charakteryzuje się zdecydowanie mniejszymi stratami 
energii i prostotą, a w związku z tym wysoką niezawodnością i niskimi kosztami 
budowy. Do wad tego układu należy zaliczyć ograniczenie częstotliwości do 150, 
250, 450 Hz, brak regułacji częstotliwości oraz brak możliwości zestawienia go z 
gotowych elementów dostępnych na rynku. Zachodzi więc konieczność specjałne- 
go projektowania i budowy tych urządzeń. 
Zintegrowany układ zasiłania generatorów ozonu jest w zasadzie magne- 
tycznym mnożnikiem częstotliwości, który odpowiednio zaprojektowany i zbudo- 
wany, we współpracy z nieliniowym obciążeniem czynno- pojemnościowym vvy- 
kazuje szczególnie korzystne właściwości. 
Idea zwiełokrotniania częstotliwości w układzie statycznym, złożonym 
z nieliniowych ełementów magnetycznych powstała u progu naszego stułecia, 
jednak szczytowy rozwój tych urządzeń, wytwarzanych głównie jako źródła zasi- 
łania pieców indukcyjnych przypada na łata siedemdziesiąte, kiedy to produkowa- 
no całe typoszeregi pieców indukcyjnych zasilanych z magnetycznych mnożników 
częstotliwości o mocach jednostkowych do 7 MW [65]. 
Przy zasilaniu odbiorników o charakterze czynno-indukcyjnym uzyskanie 
dostatecznie sztywnej charakterystyki zewnętrznej wymaga stosowania wysokich 
indukcji (2,2-2,51) i natężenia poła magnetycznego rzędu (20-80 Wrn) [3]. Po- 
woduje to duży prąd stanu jałowego sięgający 80 % prądu znamionowego, nawet 
przy stosowaniu materiałów magnetycznych o znacznej prostokątności krzywej 
magnesowania. Jest to główna wada tych urządzeń, bowiem prowadzi do tego, że 
moc uzwojenia pierwotnego musi być 2-3 razy większa od mocy wyjściowej [30], 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


55 


a to powoduje wzrost ilości materiałów użytych do budowy zasilacza i pogorsze- 
nie jego sprawności. 
Przy zasilaniu ozonatorów, które są odbiornikami pojemnościowymi, na- 
stępuje domagnesowanie od strony obciążenia i charakterystyka zewnętrzna staje 
się sztywna, a prąd magnesujący pobierany z sieci może być całkowicie skompen- 
sowany. Pozwala to zmniejszyć moc uzwojenia pierwotnego i przybliżyć jego moc 
do mocy wyjściowej, jak to ma miejsce w transformatorach. Poprawnie zaprojek- 
towany i zbudowany mnożnik magnetyczny do zasilania ozonatorów może mieć 
taką sprawność i być tak tani jak transformator, podwyższać częstotliwość, kom- 
pensować bierną moc pojemnościową oraz całkowicie symetryzować obciążenie 
jakim jest jednofazowy generator ozonu. 
Te korzystne warunki wspólpracy generatora ozonu z mnożnikiem magne- 
tycznym i siecią zasilającą można osiągnąć przez ścisłe dopasowanie nieliniowego 
pojemnościowego odbiornika z nieliniowym źródłem o dużej indukcyjności. Takie 
dopasowanie, stanowiące punkt wyjścia do projektowania układu zintegrowanego, 
wymaga dokładnej analizy złożonego ukladu nicłiniowego: generator ozonu- 
mnożnik magnetyczny- sieć. 
Ozonatory jako odbiorniki energii ełektrycznej zostały przeanalizowane 
w rozdziale 2. Teoria magnetycznych mnożników częstotliwości jest dostatecznie 
opracowana w bogatej łiteraturze [2], [3], [13], [28], [30], [32-36], [43], [44], 
[47], [56], [79-82], [91], [104], [109-111], [125], [127] i nie będzie tutaj przed- 
stawiana szczegółowo, a jedynie podane zostanie krótkie wprowadzenie w tę teo- 
rię, które poprzedzi analizę układu zintegrowanego. 


4.1. Wprowadzenie w teorię magnetycznych mnożników 
częstotliwości 


Odpowiednie wykorzystanie nieliniowego procesu magnesowania ferroma- 
gnetyków umożliwia przetwarzanie takich parametrów energii elektrycznej jak: 
częstotliwość, napięcie, liczba faz. Stosuje się wiele różnych typów przekształtni- 
ków magnetycznych, ale jako urządzenia dużych mocy buduje się uklady syme- 
tryczne typu transformatorowego, złożone z n jednofazowych transformatorów. 
Ich uzwojenia pierwotne i wtórne polączone są tak, aby przy symetrycznym trój- 
fazowym zasilaniu o częstotliwościfuzyskać n-fazowy symetryczny układ pierw- 
szych harmonicznych strumieni, a na zaciskach wyjściowych tylko n-tą harmo- 
niczną napięcia, zaś obwody magnetyczne zapewniają swobodną drogę wyższym 
harmonicznym strumienia magnetycznego (Rys. 4.1). 



56 


Zintegrowany układ zasilania ozonatorów 


, 


" 


. 


2 . 


n 


- -1- -- 
---- 

 


nr 


r 


. 


Rys. 4.1. Zasada lączenia uzwojeń zasilacza o częstotliwości \\yjściowej ni 


Spośród wyższych harmonicznych strumienia magnetycznego tylko n-te niepa- 
rzyste harmoniczne tworzą uklady kolejności zerowej. W polączonych szeregowo 
uzwojeniach wtórnych zasilacza wszystkie harmoniczne napięć indukowanych 
niepodzielne przez n, jako uklady kolejności zgodnej lub przeciwnej, eliminują się. 
Napięcie na wyjściu zasilacza jest sumą napięć indukowanych przez harmoniczne 
strumienia magnetycznego kolejności zerowej i ma częstotliwość n razy większą 
od częstotliwości napięcia wejściowego. 
Wśród magnetycznych mnozników częstotliwości praktyczne zastosowanie prze- 
myslowe jako źródla zasilania odbiorników dużych mocy znalazly potrajacze 
magnetyczne o częstotliwości wyjściowej 150 Hz [2], [3], [28], [30], [32], [36], 
[37], [38], [79], [91], [109], [127], pięciokrotniki (250Hz) [54], [56], [1I6], 
[118] i dziewięciokrotniki częstotliwości (450 Hz) [35], [44], [104], [125], [126]. 
Podstawowe schematy polączeń zasilaczy o częstotliwości 150, 250 i 450 Hz 
przedstawiono na rysunku 4.2. 
W transfonnatorze napięcie wyjściowe w stanie jalowym indukowane jest przez 
sinusoidalny strumień glówny proporcjonalny do napięcia pierwotnego. 
W zasilaczu zintegrowanym o wartości napięcia wyjściowego, skuteczności 
przetwarzania częstotliwości i przenoszeniu mocy decydują wyższe harmoniczne 
indukcji magnetycznej w magnetowodach zasilaczy. Ich wartość zależy od 
kształtu charakterystyki magnesowania i stopnia nasycenia obwodu magnetyczne- 
go. Wymagany ksztalt charakterystyki magnesowania uzyskuje się przez dobór 
gatunku blachy i geometrii obwodu magnetycznego, uwzględniającej szczeliny 
powietrzne. Miarą stopnia nasycenia obwodu magnetycznego jest wartość pierw- 
szej harmonicznej indukcji B J , proporcjonalna do wartości napięcia na wejściu 
zasilacza: 


BI =c.UI' 


(4.1) 


przy czym: stala c, przy pominięciu rezystancji i rcaktancji uzwojeń pierwotnych, 
wynosi: 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


57 


1 
c= 
..fi. h' N/,s Fe 


(4.2) 


a) 


b) 


LJ 


L 1 


LJ 


c) 


Rys. 4.2. Podstawowe schematy połączeń i wykresy wskazowe pierwszych harmo- 
nicznych strumienia w rdzeniach zasilaczy: (a) - 150 Hz, (b)- 250 Hz, 
(c) - 450 Hz 


W stanie jałowym zasilacza tak określona amplituda indukcji nie jest wartością 
rzeczywistą występującą w rdzeniu, a jedynie wielkością obliczeniową (Rys. 4.4). 
Rzeczywisty przebieg indukcji w rdzeniu jest odkształcony wyższymi hannonicz- 
nymi, których wartość jest funkcją podstawowej harmonicznej indukcji BI' Przy- 
kładowe zależności amplitudy trzeciej, piątej i siódmej harmonicznej indukcji 
w rdzeniach magnetycznego pięciokrotnika cĘstotliwości wykonanych z blachy 
transformatorowej ET-3 w funkcji podstawowej harmonicznej indukcji przedsta- 
wia rysunek 4. 3 [30]. 



58 


Zintegrowany układ zasilania ozonatorów 


T 
0.7 


B 


0.5 


------- 
I 'p 7 : 
; -i 


B 1 
... 
T 


0.3 


0.1 


0.8 1.6 2,.1 
Rys. 4.3. Amplitudy 3,5 i 7 harmonicznej indukcji w rdzeniach transformatorów 
zasilacza wyznaczone analitycznie i doświadczalnie 


Dalsze rozważania prowadzone będą w odniesieniu do magnetycznych po- 
trajaczy częstotliwości typu transformatorowego, najprostszych i najczęściej sto- 
sowanych spośród magnetycznych mnożników częstotliwości. 
W stanie jałowym analityczny związek między trzecią harmoniczną in- 
dukcji B)o i podstawową harmoniczną indukcji BI dla zasilacza zintegrowanego 
można wyznaczyć z równania (4.3)[30]: 


j(BI -B30)=2j( 
 BI +B30) 


(4.3) 


gdzie: f(..; - oznacza funkcję aproksymującą charakterystykę magnesowania 
obwodu magnetycznego 


Równanie (4.3) można rozwiązać graficznie lub analitycznie przyjmując wybraną 
aproksymację charakterystyki magnesowania. I tak dla aproksymacji charaktery- 
styki magnesowania funkcją: j (B) = a. sinh b . B, gdzie a i b są wspólczynni- 
kami aproksymacji wyznaczonymi metodą wybranych punktów, zależność 
B 30 =f(BI) można wyrazić uproszczonym liniowym wyrażeniem w postaci: 


1 1 In2 
B30 ='"4 Bj -2'b' 


(4.4) 


które w praktycznie interesującym przedziale indukcji BI od 0,5 do 2,3 T daje 
wyniki zgodne z doświadczeniem [30]. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


59 


Rzeczywista wartość indukcji w rdzeniach osiąga w stanie jałowym naj- 
mniejszą wartość B=B/ - BJo, natomiast w stanie zwarcia przepływ od prądu stro- 
ny wtórnej calkowicie kompensuje trzecią harmoniczna strumienia (B JO - BJj = O) 
i strumień w rdzeniu jest sinusoidalny, a indukcja osiąga największą wartość rów- 
ną amplitudzie pierwszej harmonicznej indukcji B/ (Rys. 4.4). 


B 


B 


stafl jałowy 


stan zwarcia 


Bm 


B(t)=B I 


t 


T/2 


t 


Rys. 4.4. Indukcja magnetyczna w rdzeniach zasilacza 150 Hz w stanie jalowym 
i w stanie zwarcia 


W stanie obciążenia w procesie magnesowania rdzeni bierze udział strona 
wtórna., która wytwarza indukcję B J ; odziaływującą na trzecią harmoniczną in- 
dukcji w stanie jalowym B Jo , dając wypadkową indukcję B J , decydującą o warto- 
ści napięcia wyjściowego. Indukcja w rdzeniu fazy A zasilacza w stanie obciąże- 
nia wyraża się zależnością: 


BA (t) = BI cosrot - BJcos(3rot -"() 


(4.5) 


gdzie: 'Y - kąt przesunięcia fazowego indukcji B J w stanie obciążenia względem tej 
indukcji w stanie jałowym B Jo . 
Amplituda B J oraz kąt 'Y zależą od wartości i charakteru obciążenia. Prąd 
wtórny obciążonego zasilacza indukuje strumień, który w zależności od charakte- 
ru obciążenia rozmagnesowuje lub domagnesowuje rdzeń. Trzecia harmoniczna 
indukcji B J maleje lub rośnie wraz ze wzrostem obciążenia i w przypadku obcią- 
żeń czysto pojemnościowych może osiągać wartość dwukrotnie większą niż w 
stanie jałowym. 
Zmiana wartości i fazy indukcji B J powodują zmianę ksztaltu wypadkowej 
indukcji w rdzeniach. Amplituda wypadkowej indukcji BA może być wyższa od 
amplitudy podstawowej harmonicznej B I , jak to przedstawia rys. 4.5. Ma to miej- 
sce tyłko dla obciążeń o charakterze pojemnościowym. Wzrost trzeciej harmo- 
nicznej indukcji ponad jej wartość w stanie jałowym sprawia, że przy obciążeniu 



60 


Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów 


odbiornikiem pojemnościowym jakim jest ozonator napięcie wyjściowe zasilacza 
może być większe od napięcia w stanie jałowym w całym zakresie od stanu jało- 
wego do obciążenia znamionowego. 


BA 


B3m 


Rys. 4.5. Harmoniczne indukcji magnetycznej B zasilacza w stanie obciążcnia 


Analityczne wyznaczenie rodziny charakterystyk zewnętrznych mnożników 
magnetycznych i badanie wplywu parametrów zasilania i obciążenia na ich ksztalt 
jest kłopotliwe z uwagi na trudny do uwzględnienia wplyw oddzialywania obcią- 
żenia na kształt i amplitudę strumienia wypadkowego w rdzeniach transformato- 
rów zasilacza. 
Do jakościowej analizy wpływu charakteru i wartości obciążenia na zaci- 
skowe napięcie wtórne zasiłacza przydatny jest generatorowy schemat zastępczy 
(rys.4.6), w którym napięcie in- 
dukowane odwzorowuje sila elek- 
h tromotoryczna równa napięciu na 
U 20 wyjściu zasiłacza w stanie jało- 
wym U 20 a reaktancję we- 
U 2 Z20hc wnętrzną zasilacza przedstawia 
X 2i X 2i , która jest funkcją obciążenia 
X 2i =f(I2)' Do obliczeń przybli- 
żonych można przyjmować jej 
wartość równą reaktancji zwarcia 
(X 2i = X 2 :) [ł 27]. Schemat zastęp- 
czy z rysunku 4.6 umożliwia 
Rys.4.6. Gcncrntoro\\)' schemat zastępczy zasilacza wyznaczenie charakterystyki 
zewnętrznej U 2 =f{ 1 2 ) w sposób 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


61 
, 


analityczny dla różnych charakterów i wartości obciążenia. Dla obciążenia czyn- 
no-pojemnościowego i przy uwzględnieniu zmienności reaktancji wewnętrznej 
zasilaczaX 2i =f( h), zależność U 2 =f( h) przyjmie postać: 


U 2 = U 20 . ( 1_lL')..,' + 
 1, ').., ) 
1 2z 1 2z 


(4.6) 


gdzie: 1 2z - prąd zwarcia zasilacza, Ar wspólczynnik mocy obciążenia. 


Rodzinę charakterystyk zewnętrznych zasilacza zintegrowanego dla 
różnych wspólczynników mocy obciążenia przedstawiono na rysunku 4.7. 
Charakterystyka zewnętrzna zasilacza przy stalej wartości indukcji B ł , jest 
wyznaczona przez napięcie strony wtórnej w stanie jałowym U 20 i prąd zwar- 
cia hz. Na rysunku 4.7 przedstawiono charakterystyki zewnętrzne dla skraj- 
nych wartości wspólczynnika mocy obciążenia, tj. dla obciążenia czysto reak- 
tancyjnego o charakterze indukcyjnym (AJ = Oind) i pojemnościowym 
(A2 = 0POj) oraz dla obciążenia czynnego (A2= 1). 
Dla obciążeń pojemnościowych, gdzie prąd obciążenia 1 2 jest większy 
od prądu zwarcia hz, charakterystyka zewnętrzna jest dwuwartościowa i pra- 
ca zasilacza zintegrowanego może być niestabilna. Na rysunku 4.7 przedsta- 
wiono granicę obszaru stabilnej pracy zasilacza dla obciążeń pojemnościo- 
wych. Dla wyższych nasyceń otrzymamy wyższe napięcie strony wtórnej U 20 
i większą wartość prądu zwarcia hz. Charakterystyka zewnętrzna zasilacza 
będzie bardziej zbliżol1a do charakterystyki zewnętrznej klasycznego trans- 
formatora. 
Na ksztalt charakterystyki zewnętrznej (zmienność napięcia) istotny 
wpływ ma stan nasycenia rdzeni (Rys. 4.8). Usztywnienie charakterystyki 
zewnętrznej przez podniesienie poziomu indukcji prowadzi do wzrostu prądu 
stanu jalowego i mocy uzwojenia pierwotnego. Ten sposób ograniczania 
zmienności napięcia stosuje się przy zasilaniu odbiorników o charakterze 
czynno- indukcyjnym (piece indukcyjne). Przy zasilaniu ozonatorów doma- 
gnesowujący wplyw obciążenia pojemnościowego pozwala uzyskać dosta- 
teczną sztywność charakterystyki zewnętrznej przy niskich indukcjach. Ro- 
dzinę charakterystyk zewnętrznych U 2 =f( 1 2 ) dla obciążenia o stalym współ- 
czynniku mocy (A2=const.) przy różnych wartościach indukcji B J przedsta- 
wiono na rys. 4.8. 



62 


Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów 


U 2 


2U 20 


, 
_ _ _ _ _ _ _ _ _ _ . J 
" 


linia wyznaczajqca 
obszar stabilnei 
pracy potrajacza 
d/a obciqżeń 
pojemnościowych: 


U 20 


1 2z 12mllxJ 


12max2 


l 1 2 
21/l11X3 


Rys. 4.7. Charakterystyki zewnętrzne zasilacza dla różnych charakterów obciążenia - 1,2 
i 3 - charakterystyki dla obciążenia pojemnościowego o wspólczynniku mocy A.2 
równym odpowiednio: 0,8, 0,6 i 0,5 


U 2 



 < s: < Ff/ < rt;  l dCl> 2 
el-e2 = R I , I -R 2 ' 2 + Nd---) 
dt dt 


(4.7) 


. . dCl> l dCl> 3 
el-e3 = R I , I -R3 ' 3 + Nd---) 
dt dt 


(4.8) 


. . N ( dCl>] dCl> 11 
e J - e = R J l ] - R l + ] - --) 
11 1/ fi dt dt 


(4.9) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


67 


dCl> ] dio 
e] = R] /] +N]-+Ro lo +Lo- 
dt dt 


(4.10) 


i Z +i 2 +...+;" =io 


(4.11) 


Stronę wtórną opisują równania: 


( dCl> I dCl> 2 dCl> n ) . 1 f . 1 f . 
N 2 -+-+...+- =R2in +- ,ndt+- 'nd! (4.12) 
dt dt dt Cd C n 


1 2 =isz +I,,{usz} 


(4.13) 


Gzusz 


dla - U z < u sz < U z 


i" {usz} = GZu sz -tG 2 {u sz - U z } dla u sz > U z i u.,z > O 


(4.14) 


Gzusz +G 2 {u sz +U z } dla Usz < -U z I u sz < O 


Ponadto, na podstawie prawa przepływu, mamy: 


NJiJ -N:Ji22 = IFe . f{Cl>]} 
SFe 


(4. 15a) 


Nh -N2i]] = r: e . f{Cl>2} 
SFe . 


(4. 15b) 


N]i" - N 2 i]] = IFe . f{Cl>n} 
SFe 


(4. 15c) 


Powyższy układ równań stanowi matematyczny model zintegrowanego układu 
zasilania generatorów ozonu umożliwiający analizę jego pracy w stanach dyna- 
micznych i ustałonych. Analiza stanów dynamicznych na wartościach chwilowych 
jest bardzo trudna i podanie rozwiązań analitycznych bez znacznych uproszczeń 
jest niemożliwe i niecełowe, bowiem interesują nas tylko wybrane stany pracy 
konkretnych mnożników, a ponadto możemy skorzystać z mctod numerycznych. 



68 


Zintegrowany układ zasilania ozonatorów 


4.3. Analiza numeryczna pracy układu zintegrowanego 
o częstotliwości 150Hz 


Schemat zastępczy z rys. 4.11 dla układu zintegrowanego o częstotliwości 
150 Hz przyjmie postać przedstawioną na rysunku 4.12 


o 


%1 f/> A %2 


Ro 


Lo i o 


4-- 
Ud 


Rys. 4.12. Schemat zastępczy zintegrowanego ukladu zasilania 150 Hz 


Wszystkie parametry ukladu oraz wyznaczone wielkości mają postać bez- 
wymiarową i mogą być uogólnione na pozostale uklady o częstotliwości 150 Hz, 
niezależnie od liczby zwojów, wymiarów rdzenia i aproksymacji charakterystyki 
magnesowania. Parametry i zmienne bezwymiarowe przyjęto następująco 
(wielkości znormowane oznaczono indeksem od): 


b . H .N  B mb 
uod=eod=u, ,lod= Od=l'- Z ' d= d=-v'- 
w.N 'SFe a. Fe o o sFe 


a.b. /F. a.b' / Fe 
R d =R. e X d =X. 
o 2' o 2 
(ij.N 'sFe (ij.N ,sFe 


W równaniach i na wykresach zrezygnowano dla prostoty zapisu z indeksu od 
oznaczającego wielkość odniesienia (znormowaną), ale wszystkie wielkości w tym 
rozdziale należy za takie uważać. 
Równania 4.7+4.15 przyjmą teraz postać: 
e -e =R .j - R .j + N ( d A - d B J (4.16) 
A B A A B B i dt dt 


. . ( d A d C J 
e A -e C =RA 'IA - RC'IC+ Ni --;jf- --;jf 


(4.17) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


69 
/ 


dCl> di 
e =R .i +N .:.::A+R .i +L .
 
A A A j dt o o o dt 


(4.18) 


iA+iB+iC=io 


(4.19) 


( d
 A d
 B d
 C J J J 
N -+- +- =R .i + -Ji dt+-Ji dt 
2 dt dt dt 22 C 2 C sz 
d sz 


i 2 =i +i (u n ) 
sz n 


(4.20) 
(4.21) 


GjU sz 


dla 


-U z  U z i u sz > O 


(4.22) 


GjU sz + G 2 (u sz + U z) dla u sz < -u z i u sz < O 


l 
N . i - N . i = ...E:...... . f ( 
 ) 
J A 2 2 s A 
Fe 


(4.23a) 


l 
N .i -N .i =...E:.......f{
 ) 
JB 22 s \B 
Fe 


(4.23b) 


l 
N J .iC- N 2.i2 =2L'f(
C) 
sFe 


(4.23c) 


W pracy do rozwiązania układu równań 4.16 + 4.23 zastosowano metodę całko- 
wania numerycznego bezpośredniego z założonymi warunkami początkowymi. 
Pozwoliło to uzyskać rozwiązanie zarówno w stanie przejściowym jak i ustalo- 
nym. Zastosowano przy tym bardzo wydajny szybko stabilny wielokrokowy algo- 
rytm Geara [11],[110], który pozwala cal kować uklad N równań różniczkowych 
zwyczajnych z automatyczną zmianą rzędu algorytmu i wartości kroku w trakcie 
poszukiwania rozwiązania. 



70 


Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów 


Układ równań 4.16+4.23 przekształcono do postaci równania stanu, wybierając 
jako zmienne stanu strumienie tPA" tPa, tP c w rdzeniach transformatorów zasila- 
cza, napięcia Ud i Usz na kondensatorach modelujących odpowiednio warstwę die- 
lektryka i szczelinę wyładowczą w ozonatorze oraz prąd io przewodu zerowego. 
Otrzymano w ten sposób układ sześciu równań różniczkowych nieliniowych 
pierwszego rzędu, w których wprowadzono następujące oznaczenia zmiennych 
stanu: 


X/=([JA, X2 =([JB, XJ = ([Je , 


X4=Ud. , X5=U sz . x6=io 


Po elementarnych przeksztalceniach otrzymano układ sześciu równań różniczko- 
wych nieliniowych pierwszego rzędu, który zgodnie z powyższymi oznaczeniami 
ma postać: 


x) =e A -f( 2R A + 
 R 2 }inhXj +f( R A -fR2 )(SinhX2 +sinhx3) 


+1(X4 +x5)+ 
 R 2 .x6 


(4.24) 


X2 = e B -f( 2R B +fR 2 )SinhX2 +f( R B -fR2 )(SinhXj + sinhx3 ) 


+1(X4 +X5)+i R 2 X 6 


(4.25) 


X3 =eC -f( 2R C +fR 2 )s inhX 3 +f( RC -fR2 )(S-inhXj +sinhx2) 


+1(X4 +x5)+ 
 R 2 x 6 


(4.26) 


X4 =
(X6 -Sinhxj-sinhx2 -sinhx3) 
3C d 


(4.27) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


71 


*5 =-
(X6 -sinhx1-sinhx2 -sinhx3)+
Fn(X5) 
3C n C
 


(4.28) 


*6 = R 2 (Sinhx1+Sinhx2+Sinhx3)-
(X4+X5)+ 
9Lo 3Lo 


(4.29) 


-
 ( RA +3Ro +!...R 2 ) x6 
3Lo 3 


gdzie: 


G 1 x 5 dla -u z < x 5 < U z 
F n (x5} = G l x 5+ G 2(x5 -U z} dla x5>U z i x5>O (4.30) 
G l x 5 +G 2 (x5 +U z} dla x 5 < -U z i x5zy, a wymagana duża moc magnesująca, niezbędna dla uzyskania 
zadawalającego poziomu trzeciej harmonicznej indukcji E3 (indukcji roboczej 
przenoszącej moc w potrajaczu) dostarczana jest z obciążenia. Wzrost nasycenia 
rdzeni, jak wynika z krzywych U 2 =f(l,) (rys. 4.18), powoduje praktycznie pro- 
porcjonalny wzrost napięcia wyjściowego w stanie jalowym U 20 , podczas gdy w 
stanie obciążenia napięcie wzrasta szybciej. Potwierdza to oddzialywanie pojem- 
nościowego obciążenia na stan nasycenia rdzeni zasilacza i dużą skuteczność kon- 
densatorowej kompensacji mocy biernej w przypadku obciążeń o charakterze 
rezystancyjno- indukcyjnym. 


U 2 
200000 


l 
2z 


100000 
U 20 


150 l 
2 
Rys. 4.17. Rodzina charakterystyk zewnętrznych zasilacza dla obcią:żeń pojemnościo- 
wych przy stalym napięciu zasilającym (wartości znormowane) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


75 


Wpływ zmian wartości impedancji Za W przewodzie zerowym zasilacza na napię- 
cie wyjściowe dla wybranych wartości pierwszej hanuonicznej indukcji BI w 
rdzeniach zasilacza przedstawia rysunek 4.19. 



 1. 2 = eona/. 
B. = var 
/50000 
. 2.4 r 
02.2 r 
/00000 . /.8 r 
+ /,4 r 
+ /,0 T 
50000 
o 
/ 
o 60 /20 2 


Rys. 4.18. Charakterystyki zewnętrzne analizowanego zasilacza obciążonego ozona- 
torem (A.2 =O,5poj) dla różnych wartości pierwszej harmonicznej indukcji 
B/ w rdzeniach transformatorów (wartości znormowane) 


U 2 
_ _ .. .. _ _, - - - .. . - r - - ., 
. U 04 
: : : B l =2.4T : ,03 
60000 - - J - - ..' - - - '. . . U 02 
:u ol 


lo 


30000 


o 


.. 


o 


Rys. 4.19. Zależność napięcia wyjściowego U z zasilacza od wartości prądu przewo- 
du zerowego lo dla wybranych wartości amplitudy indukcji magnetycznej 
B I W rdzeniach transfonnatorów (wartości znormowane) 


W przypadku obciążeń pojemnościowych istnieje możliwość powstania wymu- 
szonych drgań ferrorezonansowych w obwodzie wtórnym zasilacza, będących 
wynikiem nieliniowości obwodu magnetycznego i wzajemnego oddziaływania 



76 


Zintegrowany układ zasilania ozonatorów 


pojemnoscl obciążenia i jego indukcyjności wewnętrznej. Drgania te dotyczą 
trzeciej hannonicznej strumienia magnetycznego i występują dla niskich pojemno- 
ściowych współczynników mocy obciążenia, mniejszych od 0,3 [2],[79],[125]. W 
badanych analitycznie i doświadczalnie modelach zasilaczy obciążonych ozonato- 
rami nie stwierdzono obszarów niestabilnej procy. Wykorzystanie modelu mate- 
matycznego do numerycznej analizy pracy układu zintegrowanego o krotności 
innej niż 3 będzie podobne. 
Wyniki uzyskane w analizie numerycznej zostały porównane z wynikami badań 
eksperymentalnych modelu, którego parametry przyjęto do obliczeń. 


4.4. Badania eksperymentalne modelu układu zintegrowanego 


Badania eksperymentalne zintegrowanych układów zasilania mają na celu 
zbadanie ich właściwości, ocenę wplywu częstotliwości na wydajność oraz wery- 
fikację modelu matematycznego i analizy numerycznej. 
Przeprowadzono badania modeli fizycznych układów zintegrowanych o częstotli- 
wościach 150 i 250Hz, oraz, dla porównania, przy częstotliwości 50Hz, zasilając 
ozonator z transfonnatoro wysokiego napięcia. 
Modele układu zintegrowanego zbudowano w Katedrze Podstaw Elektro- 
techniki Politechniki Lubelskiej w ramach projektu badawczego KBN [116], a 
jako ozonator wykorzystano elementy wyładowcze produkcji IMP w Warszawie 
i finny Otto Perske z Hannoweru zainstalowane w Wytwórni Wód Mineralnych w 
Grodzisku Wielkopołskim. Parametry modeli 150Hz i 250Hz podano w tablicy 
4.1. 
Elementy wyładowcze badanych ozonatorów, typu Welsbach [93], mają 
dielektryk w kształcie rury wykonanej ze szkla borowo-krzemowego o ściankach 
wewnętrznych pokrytych warstwą aluminium, która stanowi elektrodę wysoko- 
napięciową. Wysokie napięcie doprowadzane jest za pomocą elektrody w kształcie 
szczotki stalowej, przylegającej ściśle do napylanej warstwy aluminium i stano- 
wiącej część czynną elementu wyladowczego. Rura dielektryczna umieszczona 
jest koncentrycznie wewnątrz rury re stali kwasoodpornej, która stanowi elektrodę 
niskonapięciową, uziemioną. Podczas pracy ozonatoro między ściankami elektro- 
dy niskonapięciowej cyrkuluje plyn chłodzący (woda), odprowadzający cieplo 
powstające w procesie syntezy ozonu, niekorzystne dla jego przcbiegu. 
Budowę oraz wymiary geometryczne ozonatora I prredstawiono na rysunku 
4.20, a wymiary geometryczne, parametry szczeliny wyladowcrej i bariery dielek- 
trycznej obu ozonatorów w tablicy 4.2. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


77 
- 


Tablica 4.1. 


Parametry elementów ukladów zintegrowanych ISO i 250Hz. 


Parametr Jednostka . Zasilacz Zasilacz 
ISO Hz 250 Hz 
Przekrój rdzenia m 2 0,002 0,001225 
Dlue.ość obwodu magnetvcznee.o m 0,75 0,72 
Liczba zwoiów uzwoienia Dierwotnee.o - 254 170/186/194* 
Liczba zwoiów uzwoienia wtórnel!o - 3000 7000 
Przekrój przewodu uzwoj. pierwotnego m 2 7 10 
Przekrój przewodu uzwoj. wtórnego m 2 0,2 0,126 
Rezvstancia uzwoienia pierwotnee.o W 0,172 o,n 
Rezvstancia uzwoienia wtórnee.o W 826 1417 
Tvp i I!mbość blachy transformatorowei mm Et-5, 0,35 Et-3, 0,35 
Cieiar rdzenia kI! 8,8 6,77 
*/iczby oznaczają zwoje transformatorów, odpowiednio pierwszego (J 70), drugiego; 
viateI!o (]86) oraz trzecieI!o ; czwarteI!O (]94). 


Ozonator I sklada się z pojedynczego elementu wyladowczego i stanowi model 
laboratoryjny
 ozonator 11 jest urządzeniem przemysiowym o wydajności 
JOOgOyh o mocy S=3kVA, złożonym z dziesięciu elementów wyładowczych, 
zainstalowanym do obróbki wody pitnej w Wytwórni Wód Mineralnych. 


1095 


;82 ;108 ;155 


łT4 ;-" 


.. . . . 
. . .. . .... 
,', . ,'o ,',', . ,', . " " o',', " . 
. . .. .... . . . .. .... . 
.' . .. .... .... .... .... ..... 


. . .. . .. . 
. .... 
.. . . 


1330 


Rys. 4.20. Przekrój elementu wyladowczego ozonatora 


Uklad pomiarowy przedstawiony na rysunku 4.21 umożliwiał obserwacje na o- 
scyloskopie cyfrowym (TEKTRONIX TDS 320, JOOMHz, 500ms/s) przebiegów 
prądów i napięć zasilacza zintegrowanego oraz napięcia, ladunku elektrycznego, 
i zależności ładunku elektrycznego od napięcia q=/(u) (krZ)'\vych Lissajous) ele- 
mentu wyładowczego reaktora ozonu. Do obserwacji wykorzystano dzielniki na- 



78 


Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów 


pięcia: rezystancyjny i pojemnościowy o da,nych jak na rysunku 4.21, przy czym 
jako pojemność części wysokonapięciowej dzielnika CI wykorzystano pojemność 
elementu wyładowczego ozonatora. Moc czynną dostarczaną z zasilacza do ełe- 
mentu wyładowczego Pl wyznaczano z krzywych Lissajous, płanimetrując połe 
powierzchni ograniczonej krzywą q=f(u}, proporcjonalne do mocy czynnej wyła- 
dowań w jednym cyklu napięcia zasilającego ozonator (rys.2.4, rozdz.2) i dla 
porównania zmierzono miernikiem cyfrowym NORMA AC/DC Power Analyzer, 
typ D 5235. 


Tablica 4.2. 


Dane ozonatorów wykorzystanych w badaniach 


Wielkość Jednostka Ozonator I Ozonator II 
Średnica wewnętrzna elementu wyla- mm 70 30 
dowcze
o 
Srednica zewnętrzna elementu wyla- mm 74 27 
dowczel!o 
Gmbość dielektrvka mm 2 l,5 
Stala dielektryczna dielektryka F/m 5&0 7&r. 
Dlul!OŚć elementu \wladowczel!o mm 1100 1010 
Dlul!OŚć szczelinv wvladowczei mm 4 l,5 
PojemnoŚĆ dielektryka F 5,5. /O-II 3,73,/0- 9 
Pojemność szczeliny wyladowczej F 5,95./0-10 0,477. /0-9 
Pojemność wypadkowa elementu wyla- 
dowczego F 5,37./0- 10 0,423. /0-9 
Liczba elementów wvladowczvch s=t. l 10 


WN 
U A Ele,_ 
Zasilacz Dzielnik 
 
R1 
 cI =568{F 
L2 RlIR2=2XXXJ 
Ozonatora 
L3 FU osc C 2 =1.33111F 
f= 
X-X A y-y 
N 
'i' T 


Rys. 4.21. Schemat ukladu do badań zintegrowanych układów zasilania reaktorów 
ozonu 



Analiza zintegrowanych zasilaqzy elektromagnetycznych... 


79 


Wyniki pomiarów przedstawiono w postaci wykresów oraz oscylogramów na 
rysunkach 4.22-4.30. 


P,w 
£,mł 
lO 
#J 
80 
JJ O /4It. <> JO Hz 
Ć .Fmt 60 _ + IJOHz 
o 2JO Hz 
ZJ O .#3It. 
40 
¥J 
20 
o O 
o 1 .; 6l{ B ¥J U,1iJ' O 2 4 6 8 10 U 2 ,kV 


Rys.4.22.Prąd ozonatora w funkcji napię- 
cia na elektrodach dla różnych 
częstotliwości zasilania (.-wyniki 
analizy numerycznej) 


Rys. 4.23.Moc wyładowań w ozonatorze w 
funkcji napięcia na elektrodach 


Na rysunkach 4.22, 4.23 i 4.24 można zaobserwować wplyw częstotliwości wyj- 
ściowej zasilacza na prąd wyładowań w ozonatorze i ich moc czynną. Po przekro- 
czeniu napięcia zaplonu wyladowań U z , które w badanym układzie wynosi ok. 
6000V, następuje wyraźny wzrost prądu i mocy wyładowań. 


P.W 


2JO 


50 


o{Io u = 7 kV 

 U = 9 kV 


200 


150 


100 


O 


f.Hz 


O 


50 


100 150 200 250 


Rys. 4.24. Zależność mocy ozonatora od częstotliwości dla różnych napięć zasilających 
(znakiem. zaznaczono wyniki otrzymane podczas obliczeń numerycznych) 



80 


Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów 


Wyższa częstotliwość zasilania umożliwia obniżenie napięcia pracy ozonatora 
przy tym samym prądzie wyladowań, lub uzyskanie wyższej gęstości mocy. 
Na rysunkach 4.22 i 4.24 zamieszczono również, dla porównania wyników 
punkty otrzymane w wyniku analizy numerycznej modelu zasilacza zintegrowane- 
go. Rysunek 4.24 ilustruje wplyw zwiększania częstotliwości napięcia na zaci- 
skach ozonatora na moc czynną dostarczaną do przestrzeni wyladowań. Uzyska- 
nie tej samej mocy wyladowań wymaga, przy częstotliwości źródla 250Hz, zasi- 
lenia ozonatora napięciem 7kV (punkt A, rys. 4.24), podczas gdy przy częstotli- 
wości sieciowej 50Hz napięcie pracy musi być wyższe od 10kV(pkt.B, rys.4.24). 
Oscylogramy na rysunkach 4.25, 4.26, 4.27 i 4.28 przedstawiają przebiegi prądu 
i napięcia ozonatora zasilanego napięciem o częstotliwości odpowiednio 50 i 150 
Hz. W przebiegu prądu badanego ozonatora przy częstotliwości 50Hz można 
wyróżnić dwie jego skladowe: prąd pojemnościowy i prąd przewodzenia z wyraź- 
nymi krótkimi impulsami prądowymi odpowiadającymi poszczególnym mikrowy- 
ładowaniom. Prąd ozonatora wyprzedza napięcie w fazie i jest znacznie bardziej 
odksztalcony. Porównując uzyskane z pomiarów przebiegi prądu i napięcia ozona- 
tora z przebiegami uzyskanymi w wyniku symulacji numerycznej (rys.2.10, roz- 
dział 2.1) z wykorzystaniem zaproponowanego w tymże rozdziale schematu za- 
stępczego z rys. 2.8 i 2.9, można stwierdzić dużą zgodność uzyskanych przebie- 
gów, co pozwala wyciągnąć wniosek o poprawności przyjętego schematu zastęp- 
czego i przeprowadzonej analizy numerycznej. 


Tek I!ImDIl OkS/S S Acqs 
t--. r T- -----ł---j 


"f 
T 
......+ 
U 2 ' 


Chl RMS 
442.9mV 


Ch 1 Freq 
50.01 Hz 


Ch2 Mean 
6.807mV 


o.:.. ot. 
+ 
I . . 
. .
..... ....... 
. 


Ch2 Freq 
51.19Hz 


1.... 

 
.. 
... 


. . i . . . .....a..-. . 


Chl soomv'V LIDY 


1 Y'V M 5ms une J 


uv 


Rys. 4.25. Przebiegi prądu i napięcia ozonatora dla f=50Hz 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


81 


Na rysunku 4.26 przedstawiono zależność ładunku w funkcji napięcia (krzywą 
Lissajous) dla przebiegów z rys. 4.25. 
Przebiegi prądu i napięcia ozonatora zasilanego zintegrowanym przedstawiono na 
rys. 4.27. Trzykrotny wzrost częstotliwości zasilania powoduje, że jego reaktan- 
cja maleje i przebieg prądu jest nieco inny niż dla częstotliwości sieciowej. Prąd 
wyprzedza napięcie praktycznie o 1/4 okresu (prąd pojemnościowy), a w pobliżu 
jego amplitudy, zarówno dla dodatniego jak i ujemnego półokresu napięcia zasila- 
jącego, obserwuje się liczne krótkie impulsy prądowe mikrowyladowań w szcze- 
linie wyładowczej. 
Przebiegi prądu i Id t) i napięcia fazowego uAf( t) strony pienvotnej zasilacza 
przedstawia rys. 4.28. Prąd pierwotny jest odkształcony WYZsZ"jln, i n"mnoni- 
cznymi niepodzielnymi przez trzy, głównie piątą, która może osiągać od 20 do 
30 % podstawowej harmonicznej, natomiast napięcie fazO\vc za\\
era głównie 
trzecią harmoniczną, a suma chwilowych wartości napięć fazowych indukowa- 
nych w uzwojeniach wtórnych zasilacza daje napięcie wyjściowe, które jak wyni- 
ka z oscylogramu na rys. 4.29, jest praktycznie sinusoidalne. 


Tek 
 20kS/S 7 Acqs 
!-.-[.....''-:r------.+-j 
. ... 


!II 


,:....:....:....l...:....>{, 
t ,/\
 
+ ,i." '.-7 
T ::1 J': 
.. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..t... . - :,:' 
 . . . '.
' ......... .. 

 , ' . ' . , 
. t.,. /: 
.....,....' :,..,: :'''''''';:1,,':' ./' 
,...:..,.:,...' 
. . . ,.' + . ,". . . 
. . . .,
' T ..1. . 
. +-i++++-i-t-+.
rH-:iq.+H-+-ł.H-+ I ! ,. I I ; I +i-+<+,.;.t+i-++ 
! : :.l . 1 .:i : : . 
. . t. + 
. . . . . . . ' 
 l' . : . . . ,'1' ./". : . . . . : . . . . : . . . . : . . . . 
_. . . . . . . . . . . . .. i:!. ... 
 ..t.. . . . : . . . . : . . . . : . . o . . o . . . 
o.i:' .... ... . . . 
:; ; .
. 
. o . . . . . e: I . . . . . . .::. , . 
 . . . . . . . . . . . . . . . . 
. . . o
_):' , : 
li' 


Ch1 iRMS 

5?
mV 


Ch l Freq 
50.07 Hz 


Ch2 Mean 
-5ti7.1mV 


Ch2 Freq 
49.75 Hz 


ov 


Rys. 4.26. Zależność ładunku q w funkcji napięcia u badanego elementu wyla- 
dowczego dlaf=50Hz (Figura Lissajous) 



82 


Zintegrowany uklad zasilania ozonatorów 


Tek mDlI 20kS/s 13 ACQS 
I---+- ::r -.....-1 


Rys. 4.27. Oscylogram prądu i napięcia ozonatora zasilanego z ukladu zinte- 
growanego o częstotliwości f=150Hz 


Tek. Run: 10kS/s Sample UDDDI 
I- ( T 
!.... : 


}-----1 


Rys. 4.28. Prąd i l/t) i napięcie fazowe zasilacza Ul/t) po stronie pierwotnej 


Ch 1 RMS 
337mV 


Ch1 Frcq 
149.6 IIz 


Ch2 Mean 
61.35mV 


Ch2 Freq 
150.7 HZ 


Ch 1 RMS 
379.1 mV 


Ch1 Freq 
50.25 IIZ 


Ch2 Mean 
23.J4mV 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


83 


Tek mm 20kS/s 


L_o._ 
, 


47 Acqs 
::r 


1 


I ' 



 . ..' 


Ch1 RMS 
31 SmV 


ChI Freq 
149.3 Hz 


Ch2 Mean 
-28.37mV 


(h2 Freq 
150.1 Hl 


Rys, 4.29. Pr.lebieg napięcia wyjściowego U2(t) zasilacza i napięcia na impedancji re- 
gulacyjnej w przewod7ie neutralnym uoo{t) 


Sprawdzono doświadczalnie skuteczność i zakres regulacji napięcia wyjściowego 
zasilacza poprzez zmianę impedancji w przewodzie zerowym. Na rys. 4.30 
przedstawiono Zc:'1leżność napi«cia wyjściowego Ul zasilacza obciążonego ozonato- 
rem od prądu w przewodzie zerowym lo. Zmiana napięcia U oo ' między punktami 
neutralnymi gwiazdy uzwojeń pierwotnych transformatorów zasilacza i sieci zasi- 
lającej od 98V w stanie bez wlączonej w prz.ewód zerowy impedancji (Zo=oc;) do 
13V dla impedancji Zo=OJL o =4,3fl, powoduje w badanym elemencie wyladow- 
czym zmniejszenie napięcia na jego zaciskach od lOOOOV do 6000V, czyli do na- 
pięcia bliskiego napięciu gaśnięcia (zaplonu) wyladowań. Taki zakres zmian na- 
pięcia na zaciskach badanej wytwornicy ozonu jest wystarczający do regulacji 
intensywności wyladowań i mocy dostarczanej do przestrzeni wyladowań. Sposób 
wyznaczania impedancji Za do regulacji napięcia wyjściowego ozonatora U 2 w 
zależności od impedancji obciążenia Z2 i współczynnika mocy A.J przedstawiono 
w przykładzie projektowania w rozdziale 6.1. 



84 


Zintegrowany układ zasilania ozonatorów 


u 00' 
V 


160 
120 
80 
40 2000 
O 
O 1 


" 
:A U 2 · 
.. .. , - - - - - - - - - - 


U 2 --"f( lo} 


u 00' -f( lo } 


2 


3 


l 
O 


A 


Rys. 4.30. Napięcie wyjściowe U 2 badanego zasilacza i napięcie Uoo' między punktami 
neutralnymi zasilacza i sieci zasilającej w funkcji prądu przewodu zerowego 
lo przy obciążeniu ozonatorem (punktami e zaznaczono wyniki obliczeń 
numerycznych) 


Badania eksperymentalne potwierdziły wyniki rozważań tcoretycznych przedsta- 
wione w rozdziale 4.3. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


85 


5. ZINTEGROWANY UKŁAD ZASILANIA 
PLAZMOTRONU LUKOWEGO 


Ideę zintegrowanego układu zasilania plazmotronu łukowego przedstawio- 
no w p. 3.1.2 pracy. Schemat z rys. 3.11 dobrze prezentuje zasadę działania ta- 
kich układów zasilania, jednak w realizacji praktycznej lepszym okazał się układ, 
w którym niezbędne do zapłonu napięcie 
potrojonej częstotliwości indukuje się w 
uzwojeniach pierwotnych transformato- 
rów jednofazowych. Te jednakofazowe 
napięcia potrojonej częstotliwości indu- 
kowane trzecią harmoniczną strumienia 
magnetycznego, mającego swobodne 
drogi powrotne w rdzeniach jednofazo- 
wych transforma-torów, powodują, że 
pomiędzy punktem neutralnym N sinuso- 
idalnej sieci zasi-ającej a punktem neu- 
tralnym gwiazdy uzwojeń pierwotnych NI 
(Rys. 5.1) wystąpi różnica potencjałów 
U NNI potrojonej częstotliwości. Wartość 
napięcia U NNI może być określona z za- 
łeżności: 


5.1. Zasada działania 


U NNj =J/21t'!j'N j 's Fe .BJ 


N 


LI 


L3 


L 2 


o 

,1 


NI 


Rys. 5.1.Transfonnator trójfazowy o swo- 
bodnych drogach powrotnych dla 
strumienia magnetycznego 


(5.1) 


gdzie: fi - częstotliwość sieci zasilającej, 
N I - liczba zwojów uzwojenia pierwotnego transformatora roboczego, 



86 


Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu... 


SFe - pole przekroju poprzecznego magnetowodu, 
E3 - trzecia harmoniczna indukcji w rdzeniu transformatora jednofazo- 
wego, 


Wartość trzeciej harmonicznej indukcji magnetycznej B3 możemy określić z zależ- 
ności (4.8) lub odczytać z wykresu, rys. 4.3. Dla wartości indukcji B] stosowa- 
nych w transformatórach (J,5+2)T, wartość trzeciej harmonicznej indukcji sta- 
nowi około 20% pierwszej (B3
,2B]). Napięcie pomiędzy punktami neutralnymi 
wyniesie więc około 50% napięcia fazowego strony pierwotnej transfonnatorów: 


U NN / =(0.5 +0.6)U][ 


(5.2) 


Jeżeli do zacisków NN] przyłączymy jednofazowy transformator o odpowiedniej 
p rzeki adni, to na jego z.aciskach wyjściowych otrzymamy napięcie potrojonej 
częstotliwości o wymaganej wartości. Charakterystyka ze\vnętrzna tak wlączone- 
go transformatora (U 2 =f{12) przy U]=const.) będzie tak samo podatna jak magne- 
tycznego potrajacza częstotliwości i może być on wykorzystany do zaplonu pla- 
zmotronów łukowych [57],[58],[59],[61]. 
Napięcie zapłonu jest 5-10 razy WYŻ$ze od napięcia pracy plazmotronu lukowego 
i umieszczenie uzwojeń roboczych j zaplonowych na jednym rdzeniu, jak na 
rys. 3.11, stwarza pewne problemy izolacyjne. Uklad z wydzielonym transforma- 
torem zapłonowym pozwala w pelni wykorzystać wlaściwości transfonnatorów 
roboczych, a jednocześnie uniknąć tych problemów. Uklad polączeń zintegrowa- 
nego układu zasilania wedlug pOWYŻ$zej koncepcji przedstawia rysunek 5,2, zaś 
jego dzialanie ilustrują rysunki 5.3 - 5,6. 


tran.
formator roboczy 


L3 


50Hż 


LI 
380V ' 


L 2 


transformator zapłonowy 


150Hz 10kV 


Rys. 5.2. Zintegrowany uklad zasilania płcmnotronu lukowego z oddzielonym od 
roboczego ukladem zaplono\\ym 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


87 


W stanie jałowym układu zasilania, tj. gdy między elektrodami plazmotronu łuk 
nie pali się, amplituda napięcia transformatora jednofazowego 150Hz w kolejnych 
pólokresach napięcia zasilającego sumuje się z amplitudą napięcia każdej fazy 
trójfazowego transformatora roboczego 50Hz. Stan jaJowy układu odwzorowuje 
schemat zastępczy na rys. 5.3.a. 
Wartości chwilowe napięć fazowych można zapisać następująco: 


UA = UmsinCiJ t + U zm sin3CiJt 
, 2 
uB=U m sm(CiJt--1t) + U zm sin3CiJt 
3 
Ue=UmSin(CiJt+
1t) + U zm sin3CiJ( 
3 


(5.3) 


gdzie: Um - amplituda napięcia wtórnego fazowego transforn1atorów roboczych 
U zm - amplituda napięcia wtórnego transfonnatora zapłonowego 


a) u A L 
w 
uB L 
w 
ue L 
w 
u L 
z z 
L 
e) w 
up 


b) u A L 
w 
uB L , , 
, 
w , ' , , ., 
, 
. . . 
,- '. . 
, , 
ue L ... 
 I ł " 
W 
' 


Rl 


Rys. 5.3. Schemat zastępczy ukladu zintegrowanego: 
a) w staniejalowym, b)podczas \\yladowań 
c) schemat jednofazowy, gdzie: Lw- induk- 
cyjność wewnętrzna transformatorów robo- 
czych, Lz - indukcyjność obwodu zapłono- 
wego, up - wartość chwilowa napięcia 
przewodowego, Rr rezystancja zastępcza 
łuku 


Maksymalne napięcie występuje między elektrodą zaplonową, umieszczoną 
w środku trójkąta wyznaczonego przez elektrody robocze, a poszczególnymi elek- 
trodami roboczymi z częstotliwością 300 razy na sekundę. Chwilowe przebiegi 
napięć transformatorów roboczych i transformatora zapłonowego w stanie jalo- 
wym i podczas pierwszego cyklu pracy plazmotronu przedstawiono na rysunku 
5.4. 



88 


Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu... 


a) 


I- 
pned włączeniem 
I U A UB Ue u 

 

u 
Ue B 
I 
'. .1 I 
I T I I 
c II 
II 
II 
II 


/cy/dpracy 


11 CJJc/ pracy 
. 4-- 


u 
z 


b) 


3w 


t 
o 
I 


I 
I 
I 
\ przerm:t bezprqdowa 
tr- 
I' 
l' 
l' 


e) 


Rys. 5.4. Przebiegi chwilowych wartości napięć w ukladzie zintegrowanym, 
a) napięcia na elektrodach roboczych (50Hz), b)- napięcie Zc1plonu 
150Hz, c)- największa wartość napięcia między elektrodą robocZc,\ i za- 
pIonową, (na rysunku, z uwagi na jego przejrzystość, nie dotrzymano 
proporcji między napięciem zaplonu a napięciem pracy) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


89 


Z chwilą wystąpienia zapłonu (po czasie nie dłuższym niż 1,5 ms od włą- 
czenia) napięcie transformatora zapłonowego małeje do wartości napięcia fazo- 
wego transformatorów roboczych i rozpoczyna się pierwszy cykl pracy reaktora. 
Kiedy po czasie Te łuk przeniesie się pod wpływem przeplywu gazu w strefę ga- 
śnięcia, kończy się cykl pracy reaktora, łuk gaśnie, wzrasta natychmiast napięcie 
zapłonu, następuje zapłon i kolejny cykl pracy plazmotronu. Czas potrzebny do 
odbudowy napięcia zaplonu jest nie dłuższy niż 1/12 okresu, tj. około 0,7 ms. 
Czas cyklu pracy zależy od wymiarów i ksztaltu elektrod oraz prędkości przepły- 
wu gazu i trwa od kilku do kilkunastu okresów. Prąd transformatora zaplonowego 
nie przekracza 1 % prądu roboczego elektrod i przy analizie mocy w czasie cyklu 
pracy reaktora galąź zapłonowa może być pominięta a schemat zastępczy uprości 
się do postaci b) z rys. 5.3, bądź, z uwagi na symetrię do schematu jednofazowego 
(Rys. 5.3c). Uzwojenia wtórne transformatora zaplonowego można tak połączyć 
względem uzwojeń wtórnych transformatorów roboczych, że ich napięcia będą się 
na elektrodach płazmotronu dodawać lub odejmować. Odpowiadające obu tym 
połączeniom wykresy wektorowe dla pierwszej harmonicznej napięcia roboczego 
(50 Hz) i pierwszej harmonicznej napięcia zaplonu 150 Hz w stanie jalowym dla 
czasu to (rys. 5.4c) i w czasie przerw bezprądowych przedstawia rysunek 5.5. 
Połączenie uzwojeń, któremu odpowiada wykres z rysunku 5.5a daje wyż- 
sze napięcie zapłonu i takie powinno być realizowane w praktyce. 


a) 


/' 
/' 


!.l. 
z 



 + Il z 
Il + Il 
i4 z 
"- 
Il 
z 
/' 
/' 

 + Il z 
Il 
z 

 + Il z Il A 

 + Il z 
Il 
 
z 


Il 
z 


Il 
i4 



 


Il 
z 


b) 


........ 
........ 


!.l. + I.l 
i4 z 


Rys. 5.5. Wykres wektorowy napięć na zaciskach elektrod plazmotronu zasilane- 
go układem zintegrowanym w stanie jałowym, a) przy połączeniu zgodnym 
uzwojeń transformatora zapłonowego wzgłędem uzwojcll transfonnatora 
roboczego, b) przy połączeniu przeciwnym . 



90 


Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu... 


Charakterystykę ze\\l1ętrzną reaktora plazmowego zasilanego z układu 
zintegrowanego (napięcie pary elektrod w funkcji prądu elektrod U=f(I)) przed- 
stawiono na rysunku 5.6a. Dla porównania przedstawiono na tym samym rysunku 
charakterystykę zewnętrzną reaktora plazmowego zasilanego z transfonnatora 
(rys. 5.6b). Jak wynika z prac [20], [2ł], [58] moc transfonnatora zaplonowego 
niezależnie od mocy plazmotronu wynosi okolo 200 VA i w bilansie mocy może 
być pomijana. Przy zalożeniu, że zasilamy reaktor plazmowy o tej samej mocy, 
moc transfonnatora roboczego U 2 1 2 w układzie zintegrowanym jest w przybliże- 
niu równa mocy dostarczanej do elektrod Ud, i jest (5 - 10) razy mniejsza od 
mocy znamionowej transfonnatora w ukladzie z dlawikami, niezbędnymi do o- 
graniczenia prądu elektrod. 


Charakterystyka' 
U 20 transjOrmaJora: 
roboczego 
£1 LI 
, l 
I Ił 1 2 
z z 


b) U 2 
l{ = r
O - - - - - - - - - - - -: d U 


, U dl 


aj U 2 
U 
z 


II 1 2 


Rys. 5.6. Charakterystyka zewnętrzna reaktora plazmowego zasilanego z ukladu 
zintegrowanego a), oraz z transformatora z dlawikami b) 


Tak duże zmniejszenie mocy i napięcia transfonnatora w ukladzie zintegrowanym 
przynosi obniżenie zużycia materialów, strat mocy i kosztów budowy transfonna- 
tora. Przedstawione wyżej rozważania o działaniu i wlaściwościach ukladu zinte- 
growanego zweryfikowano w badaniach eksperymentalnych na zbudowanych 
w tym celu modelach fizycznych. 


5.2. Modele układu 


Do budowy modelu przyjęto założenie, które jest pewnym kompromisem pomię- 
dzy technicznymi możliwościami wykonania modelu w warunkach laboratorium 
katedry i przeprowadzenia niezbędnych badań, poniesionymi kosztami oraz moż- 
liwością wykorzystania modelu w badaniach przemysIowych instalacji pilotują- 
cych. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


91 


Uwzględniając powyższe, przyjęto do budowy modelu zasilaczy następujące zało- 
zenia: 


- zasilanie z sieci trójfazowej 50 Hz, 400 V, 
- układ elektrod trójfazowy, napięcie przewodowe w stanic jałowym 2 kV. 
w stanie obciążenia 1 kV. prąd obciązenia elektrod 2 A, reaktancja wewnętrzna 
trdl1sformatorów powiększona, tak aby ograniczyć prąd zwarcia, 
- transformator zapłonowy 150 Hz, 110 V/lO kV, prąd elektrody zapłonowej 
20 mA 
- uzwojenie pierwotne wykonane z regulacją zaczepów 3 stopniową, z częściową 
kompensacją mocy biernej. 


Do wykonania transformatorów roboczych wykorzystano rdzenie zwijane i prze- 
cinane typu RZC, z taśmy transformatorowej o grubości 0,3mm wedlug 
BN 75/0642-28 z izolacją 1-5, produkcji Zakladów Transfol111atorów Radiowych 
"ZATRA" w Skierniewicach. W modelu I zastosowano rdzeń RZC-50/140/35 
a w modelu II RZC-51/154/50. Uzwojcnia wykonano z drutu miedzianego ema- 
liowdl1ego o przekroju kołowym. Wymiary rdzeni oraz liczby zwojów i przekroje 
przewodów zawiera tablica 5.1 


Tablica 5. L 


Dane transformatorów modeli I i II zasilaczy 


Dane transformatora roboczego 5 0li! = --ł 
uzwojenia Modr:lI.I. Model II 
Liczba zwojów uzwojenia pierwot- - 
nego - 400/420/440 214/226/242 
Liczba zwojów uzwojenia wtórnego - 2000 2250 
Przekrój uzwojenia pierwotnego mm 2 3,1 7,7 
Przekrój uzwojenia wtórnego mm 2 0,8 0,95 
rdzeń 
Przekrój rdzenia m 2 12.10- 4 20. 10- 4 
Dlugość obwodu magnetycznego m 0,45 0,1 
Wysokość kolumny m 0,14 0,54 
Grubość blachy transformatorowej mm 0.30 0,30 


Uzwojenia pierwotne wykonano jako 3 zaczepowe w celu regułacji mocy oraz 
zapewnienia dobrej pracy zasilacza przy odchyłeniach napięcia sieci od znamio- 
nowego. Aby uzyskać zwiększoną reaktancję zastosowano konstrukcje uzwojeń 
rozdzielonych, tj. uzwojenia pierwotne i wtórne umieszczone są na oddzielnych 
kolumnach. Zwiększona wskutek tego moc magnesująca kompensowana jest czę- 
ściowo w modelu baterią kondensatorów włączonych na wejściu zasilacza (20 pF, 
500 V). Transformator zapłonowy wykonano stosując rdzeń płaszczowy, uzwoje
 
nie pierwotne i wtórne nawinięto w oddzielnych karkasach i umieszczono obok 



92 


Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu... 


siebie. Takie rozwiązanie zapewnia dobre warunki izolacyjne, jednak powiększa 
reaktancje rozproszenia czyniąc charakterystykę zewnętrzną bardziej podatną 
i zmniejszając prąd elektrody zapłonowej. Konstrukcję rdzenia z wymiarami 
przedstawia rys. 5.7. Uzwojenia transformatora zapłonowego wykonano drutem 
miedzianym izołowanym emalią: uzwojenia pierwotne 360 zwojów drutem 
o średnicy 0,6 mm, a uzwojenie wtórne drutem o średnicy 0,2 mm, dwie cewki po 
12300 zwojów. Uzwojenia zostaly zalane masą kablową. W modelu II inne są 
tylko transformatory robocze, natomiast pozostale elementy zasilacza i ich połą- 
czenie pozostały bez zmian. Celem budowy drugiego modelu bylo powiększenie 
mocy zasilacza, umożliwienie pracy przy sześciu elektrodach oraz zmniejszenie 
reaktancji wewnętr-znej. 


92 - - - - 


JOO 


Rys. 5.7. Transformator zaplonowy z wymiarami i rozmieszczeniem uzwojeń 


Jak wykazala analiza w p. 2.2., optymalną pod względem energetycznym pracę 
plazmotronu można realizować 
przy reaktancji zwarcia transfor- 
matora okolo 30 %. Konstrukcja 
rozdzielonych uzwojeń, zastosowa- 
na w modelu I, daje reaktancje 
zwarcia okol o 80 %, natomiast w 
konstrukcji cylindrycznej wspólo- 
siowej można uzyskać reaktancję 
zwarcia nie wyższą niż 20 %. Aby 
uzyskać pożądaną reaktancję 
zwarcia transformatorów robo- 
czych w modelu II zastosowano 
Rys. 5.8. Rozmieszczenie uzwojeń transfonna- konstrukcje uzwojeń mieszaną, tj. 
tora II modelu zasilacza część uzwojenia pierwotnego u- 
mieszczono na tej samej kolumnie 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


93 


co uzwojenie wtórne, a część na drugiej kolumnie. Parametry transfol111atorów 
roboczych podano w tablicy 5.1 a rozmieszczenie uzwojeń na rdzeniu przedstawia 
rys. 5.8. Zbudowane modele umożliwiły przeprowadzenie badań eksperymental- 
nych plazmotronu łukowego typu GlidArc w laboratorium Katedry Podstaw Elek- 
trotechniki, w laboratorium GREMI Uniwersytetu w Orleanie oraz w Zakladach 
Metalurgicznych URSUS w Lublinie. Badania te pozwolily zweryfikować rozwa- 
żania teoretyczne przeprowadzone w niniejszej pracy. Zasilacze o parametrach jak 
w modelu I zostały wykonane pod kierunkiem autorki na zamówienie Uniwersyte- 
tu w Orleanie, gdzie są wykorzystywane do badań w generatorach plazmy nie- 
tel111icznej i w przemysiowych instalacjach pilotujących. Fil111a Sunnen Techno- 
logy z Paryża zawarła umowę licencyjną na produkcję takich urządzeń we Fran- 
cji, gdzie trwa postępowanie patentowe [57][58]. 


5.3. Badania eksperymentalne 


Zbudowane modele poddano próbom, których wyniki przedstawiono w tablicach 
5.2, 5.3 i 5.4. Przebiegi chwilowych wartości prądu i napięcia przedstawiono 
w postaci oscylogramów na rys. 5.9. 


Tablica 5.2. 


Wyniki badań eksperymentalnych modeli zintegrowanych 


Warunki Ul I, S, Pl U? I? S, P , Rl / X , 
pracy V A VA W V A VA W Q 
stan ialowv 380 0,3 230 41 1640 O O O 
I stan zwarcia 380 14 9214 150 O 2,0 O O 611 /720 
3-faz. obciażenie 380 12 7898 1950 1100 1.8 3430 1640 
stan ialowv 380 0,6 395 76 2000 O O O 
II stan zwarcia 380 24 15700 600 O 2 O O 1070 / 907 
6-faz. obciażenie 380 20 13 148 4900 1600 1.5 7200 4330 


Prąd łuku podczas cyklu pracy plazmotronu jest praktycznie sinusoidalny, nato- 
miast napięcie jest znacznie odkształcone i chociaż nie występuje przesunięcie 
fazowe między przebiegami prądu i napięcia (rp=O), to moc pozorna 8 2 . jako ilo- 
czyn skutecznych wartości napięcia U 2 i prądu łuku 1 2 jest wyższa od mocy czyn- 
nej P2, bowiem występuje moc odksztaJcenia D 2 . Dla wyznaczenia mocy czynnej 
luku wystarczy znać wartość skuteczną prądu luku i pierwszą hamloniczną na- 
pięcia łuku: 



 =U2/h' /2 


(5.4) 



94 


Zintegrowany układ zasilania plazmotronu... 


Analizę hal1110nicznych napięcia łuku w 
kładzie sześcioełektrodowym podaje 
tablica 5.3. Krzywa napięcia jest nieparzysta o odwrotnej zgodności półokresów, 
więc wystąpią tylko hal1110niczne nieparzyste. 


Tek mm! SkS/S 


3 Acqs 
I----{--T- i 
, ! 
t. . , 
 . ' . . . . , , . 
 . , . , 


Rys. 5.9. Oscylogramy napięcia (l) i prądu (2) elektrod plazmotronu 


Tablica 5.3. 


Zawartość harmonicznych w napięciu luku 


Liczba 
Ul h U2 h U2lh U23h U25h U27h U29h Dlugość okresów 
elektrod w cvklu 
V A V A % % % % % mm - 
380 20 1500 1,5 100 27 21 18 10 200 3 
380 20 1500 1,5 100 23 20 18 8 560 10 


Zawartość hannonicznych w krzywej napięcia łuku mało zależy od długości elek- 
trod, łiczby okresów w cyklu i czasu ich trwdl1ia, więc wyniki podane w tabli- 
cy 5.4 można uznać za reprezentatywne dla wszystkich płazmotronów typu Gli- 
dArc. Wartość skuteczna napięcia łuku wyraża się poprzez procentową zawartość 
harmonicznych następująco: 


U 2 = 
 U;Jh +U;3h +U;5h+'" 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


95 
- 


Wykorzystując wyniki pomiarów z tablicy 5.4 otrzymamy: 



 2 2 2 2 
U 2 =U 21 h 1+0,27 +0,21 +0,18 +0,1 =1,077,U 21h 


skąd: Um = 0,93. U 2 



 =U 21h '/ 2 =0,93.S 2 


oraz D 2 = 
 S; - p; = S2 ..J I-O,93 2 = 0,37 ,S2 


Uwzględniając różne liczby okresów w cyklu pracy plazmotronu i czas 
cyklu, można uznać, re moc odksztalcenia stanowi 30-40% a moc czynna 80- 
90% mocy pozornej plazmotronu. Uwzgl
dniając zawartość hannonicznych na- 
pięcia między elektrodami plazmotronu można podać prostą zależność na moc 
czynną wyladowań w plazmotronie: 



 =(0,8+0,9 j,U 2 '/ 2 


(5.5) 


Pomimo, re przebieg napięcia jest odksztalcony, dla zilustrowania stopnia 
wykorzystania mocy trdl1sformatora, przyjmiemy do rozważań tylko pierwszą 
harmoniczną napięcia U 21 h i poslużymy się wykresem wektorowym (Rys. 2.15). 
Na wspólnym wykresie narysujemy rozkJady napięć w obwodach wtórnych obu 
modeli zasilacza, co pozwoli ocenić wplyw reaktancji rozproszenia na wykorzy- 
stanie mocy, którego miarą more być stosunek mocy pozornych na wejściu i wyj- 
ściu zasilacza S/S] (p. 2.2.3.). 
Straty mocy w transfonnatorze zaplonowym nie przekraczają 30W i w rozważa- 
niach energetycznych są pomini
te. Wyniki pomiarów i obliczeń ukladów zinte- 
growanych omawianych w pracy oraz dane o modelach zasilaczy stosowanych do 
zasilania plazmotronów GlidArc [20],[57] poslużyly do wyznaczenia parametrów 
energetycznych tych ukladów, które przedstawiono w tablicy 5.4. Dwa pierwsze 
uklady z tablicy 5.4 charakteryzują się bardzo niskim stosunkiem S/S] będącym 
miarą wykorzystania transformatora, co wynika z durej rozbieżności pomi
dzy 
napięciem stanu jałowego U 20 i napięciem pracy U 2 (oba ukJady nie posiadają 
elektrody zaplonowej). 
W obu tych układach stosunek reaktancji zwarcia zasilacza X do impedancji ob- 
wodu wtórnego zasilacza z łukiem (x=X/Z) jest wysoki i wynosi ponad 95 %. W 
modelach układów zintegrowanych udział reaktancji wewnętrznej zasilacza w 
impedancji wypadkowej jest mniejszy (Tablica 5.4). Jak wynika z analizy prze- 
prowadzonej w rozdz. 2.2.3 najbardziej korzystne warunki pracy płazmotronu ze 
względu na wykorzystanie mocy zasilacza i stabilną pracę uzyskamy, gdy reak- 
tancja źródła b
dzie wynosiła 30 % impedancji wypadkowej obwodu. Układy 



96 


Zintegrowany uklad zasilania plazmotronu... 


zintegrowane pozwalają przybliżyć się do takich korzystnych warunków pracy 
plazmotronu. 


l 


U 20 


2 


Rys. 5.10. Wykresy wektorowe napięć w modelach I i II zasilaczy (Tab.5.2) 


Tablica 5.4. 


Charakterystyka energetyczna różnych modeli ukladów zasilania plazmotronów 


Ul II U 20 liczba Ul 1 2 S :/.S'I Rl X TJ x 
UKŁAD elektr. 
V A V - V A - Q Q % % 
Transformator 380 608 8000 18 2000 5 0,04 400 1600 61 97 
+ 
dławiki 
Magnetyczny 380 10 7000 2 2000 0,2 0,06 10000 33500 76 95 
Dotraiacz 
Zintegrowany 380 12 1640 3 1100 1,8 0,43 611 676 84 74 
Model l 
Zintegrowany 380 20 2000 6 1600 1,5 0,55 1060 800 88 60 
Model II 


Badania eksperymentalne na modelach potwierdzily rozważania teoretycz- 
ne o pracy plazmotronu typu GlidArc oraz pozwoliły zweryfikować i przyjąć 
proste metody wyznaczania mocy odksztalcenia i mocy czynnej łuku. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


97 


6. PROJEKTOWANIE ZINTEGROWANYCH ZASILACZY 
ELEKTROMAGNETYCZNYCH REAKTORÓW 
PLAZMOWYCH 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych generato- 
rów ozonu i plazmotronów łukowych typu GlidArc sprowadza się w zasadzie do 
wyznaczania parametrów konstrukcyjnych jednofazowych transfonnatorów two- 
rzących układ zintegrowany. W pracy tych specjalnych transfonnatorów istotną 
rolę spelniają wy
re hannoniczne strumienia magnetycznego, których wartości 
zależą nie tylko od nieliniowości charakterystyki magnesowania magnetowodu, 
ale w równym stopniu od nie liniowego odbiornika. Przy wyborre materiału na 
rdzeń i wartości indukcji, obok stosowanego w projektowdl1iu transfonnatorów 
kryterium strat mocy w stali i prądu magnesującego (poboru mocy biernej na 
magnesowanie), należy uwzględniać wartości wy
zych hannonicznych indukcji. 
Również, w sposób szcrególny należy potraktować zapewnienie wymaganej reak- 
tancji rozprosrenia (zwarcia) w projektowanych transfonnatorach zasilaczy zinte- 
growanych, która, jak to wynika z rozważań w p. 2.2.3, powinna wynosić około 
(30-40)%. Jest to wartość wy
za od stosowanych w transfonnatorach energe- 
tycznych i ni
za niż w zasilaczach do urządzeń spawalniczych. Taką wartość 
reaktancji rozprosrenia trudno uzyskać w konstrukcji uzwojeń współosiowych, 
gdzie nie prrekracza ona 15%, ani w konstrukcji o uzwojeniach rozdzielonych, 
w której reaktancja ta wynosi powyżej 60%. 



98 


Projektowanie zinte
rowanych zasilaczy... 


6.1. Projektowanie zintegrowanych układów zasilania genera- 
torów ozonu 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy generatorów ozonu o częstotliwo- 
ściach 150,250 i 450 Hz opartych na magnetycznych mnożnikach symetrycznych 
typu transformatorowego jest podobne. Różnica polega jedynie na doborze liczby 
zwojów uzwojeń pierwotnych i takim ich polączeniu, aby zapewnić symetryczny 
układ 3, 5 lub 9 fazowy. Strumienie magnetyczne w magnetowodach transforma- 
torów jednofazowych są symetryczne, przy zasilaniu z sieci trójfazowej, tylko 
przy danych liczbach zwojów i ich odpowiednim polączeniu (Rys. 4.1). Najprost- 
szym jest układ na częstotliwość 150 Hz, zbudowany z trzech jednakowych trans- 
formatorów jednofazowych i metodykę projektowania przedstawimy na jego 
przykladzie 
W projektowaniu zasilaczy elektromagnetycznych do generatorów ozonu 
punktem wyjścia jest zwykle charakterystyka zewnętrzna U 2=f(1 
 oraz charakte- 
rystyka magnesowania obwodu magnetycznego B=f(H). Jak wykazały wcześniej- 
sze rozwaZania, charakterystyka zewnętrzna i moc wyjściowa S2 bardzo zależą od 
natury obciążenia i stanu nasycenia rdzenia. Zapewnienie odpowiednio wysokiego 
poziomu strumienia roboczego (/)3 wymaga wyboru indukcji magnetycznej 
B w rdzeniach, która w przypadku mnożników do typowych zastosowań zawiera 
się w granicach 2,0 - 2,4 T [55]. Wymaganie to powoduje, że prąd magnesujący 
potrajacza 
1anowi znaczną część prądu pierwotnego (50-80%). Moc pozorna na 
wejściu mnożnika S] jest znacznie większa od mocy na wyjściu S2 (dostarczanej 
do odbiornika). Moc bierna Q] konieczna do magnesowania rdzeni dostarczana 
jest przez uzwojenie pierwotne z sieci lub baterii kondensatorów przyłączanej do 
zacisków uzwojenia pierwotnego lub wtórnego. Poziom indukcji w rdzeniach 
transformatorów zasilacza ma istotny wpływ na ksztalt jego charakterystyki ze- 
wnętrznej U2=f(Iv, która w przypadku obciążeń rezystancyjnych i rezystancyjn0- 
indukcyjnych jest stosunkowo podatna (Rys. 4.7). Usztywnienie charakterystyki 
zewnętrznej realizowane jest w zasilaczu przez włączanie szeregowo lub równo- 
legle z odbiornikiem odpowiednio dobranej baterii kondensatorów. Przy obciąże- 
niu czynno-pojemnościowym, jakim jest wytwornica ozonu, bierna moc na ma- 
gnesowania rdzeni może być dostarczana przez odbiornik. Należy tak dobrać 
wartość indukcji magnetowodów transformatorów zasilacza, aby moc pojemno- 
ściowa ozonatora Qc była równa indukcyjnej mocy magnesowania rdzeni QL. 
W tak zaprojektowanym zasilaczu moce pozorne uzwojeń pierwotnego i 
wtórnego są do siebie zbliżone oraz wykorzystanie materialów na rdzeń i uzwoje- 
nia jest w przybliżeniu takie, jak w transformatorze o tej san1ej mocy. Występują- 
cej w uzwojeniu pierwotnym mocy odksztalcenia nie można skompensować cal- 
kowicie za pomocą kondensatorów. Jej wartość możemy jednak ograniczyć przez 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


99 


przyjęcie odpowiednio niskiej indukcji pracy zasilacza. Jest to możliwe tylko 
w przypadku odbiornika pojemnościowego o niskim współczynniku mocy jakim 
jest ozonator. Prąd magnesujący zasilacza obciążonego ozonatorem może mieć 
wartość zbliżoną do wartości prądu magnesującego transfonnatora. 
Zagadnienia projektowania zasilaczy trdl1sformatorowych do innych zasto- 
sowań zostały szczegółowo omówione w następujących publikacjach [3], [28-36], 
[44], [45], [47], [56], [79], [80], [81], [82], [125-127]. 


6.1.1. Założenia do projektowania 


Założenia do projektowania zintegrowdl1ego układu zasilania ozonatora 
wynikają z wymagań ozonatora, który jest specyficznym odbiornikiem energii 
elektrycznej, zarówno ze względu na pojemnościowy charakter jak i zmienność 
współczynnika mocy. Gdy napięcie szczeliny wyładowczej jest mniejsze od na- 
pięcia z.:'lpłonu, o impedancji wypadkowej elementu wyładowczego ozonatora i 
jego współczynniku mocy decyduje nieprzewodząca szczełina i wypadkowa po- 
jemność elementu wyładowczego. W trakcie wyładowań ozonator jest szerego- 
wym połączeniem przewodzącej szczeliny i pojemności warstwy dielektryka, a 
zatem jego impedancja oraz współczynnik mocy są inne niż w stanie bez wyłado- 
wań. 
Do projektowania zasilacza przyjęto następujące zalożcnia: 
- wydajność generatora ozonu 0,5 kg 0 3 / h 
ozonator składa się z 20 ełementów wyładowczych typu Ml3 francuskiej firmy 
Degremont [130]) 
- zużycie mocy czynnej P = 8 kW 
- moc pozorna zasilacza S2n = 10 kVA 
- napięcie wtórne U 2n = 8 k V 
- napięcie pierwotne U/n = 380 V 
- regulacja napięcia zasilającego ozonator realizowana przez zmianę impedancji 
włączonej między punkty neutralne sieci zasilającej i gwiazdy uzwojeń pier- 
wotnych trdl1sformatorów zasilacza. 


6.1.2. Przykład projektowania 


Wybór materiału rdzeniowego 


Mateńał na rdzenie transformatorów decyduje w znacznej mierze o prze- 
twarzaniu częstotliwości, przenoszeniu mocy, stratach i sprawności zasilacza, 
bowiem zjawiska zachodzące w rdzeniach i ich nieliniowość leżą u podstaw jego 
działania. Mateńał rdzeniowy powinien sprostać wymaganiom pracy przy znacz- 
nych nasyceniach obwodu magnetycznego a kształt charakterystyki magnesowa- 



100 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


nia i położenie punktu pmcy wpłYwają w zasadniczy sposób na moc wyjściową i 
parametry ekspłoatacyjne zasilacza. Optymalny materiał rdzeniowy [30], [45], 
[47] powinien umożliwiać budowę rdzeni mnożników charakteryzujących się 
dużym udziałem trzeciej harmonicznej indukcji B 30 =f(B l)' niewielkim prądem 
magnesującym oraz niską stmtnością. Kryteria te dobrze spełniają materiały o 
wysokim współczynniku prostokątności charakterystyki magnesowania, okreśła- 
nej jako stosunek indukcji remanencji Br do indukcji nasycenia Bs. Dla stosowa- 
nych powszechnie na rdzenie transformatorów mocy blach elektrotechnicznych 
współczynnik prostokątności zawiem się w grdl1icach od 0,85-0,9, co zapewnia 
udział trzeciej harmonicznej indukcji B 30 wynoszący 21% harmonicznej podsta- 
wowej. Obok stosowanej dotychczas blachy transformatorowej zorientowanej na 
magnetowody transformatorów mogą być wykorzystane magnetyczne materiały 
amorficzne, które charakteryzują się krzywą magnesowania o dużej prostokątno- 
ści i niskiej indukcji nasycenia [47]. Umożliwia to pracę zasilacza przy niskich 
stmtach mocy i małym prądzie magnesującym. Obecnie taśmy ze szkieł metalicz- 
nych są dostępne, jednak ich cena jest znacznie WYZsza od ceny konwencjonalnych 
materiałów magnetycznych. 
Jako materiał rdzeniowy wybrano blachę transformatorową zimno walcowaną 
ET-3 o grubości 0,3 mm, której charakterystykę magnesowania H=f(B) oraz 
stmtność Llpp=f(B) przedstawiono w tablicy 6.1. 


Tablica. 6.1. 


Charakterystyka magnesowania i stratność blachy transformatorowej ET-3 


B T 0,75 1,5 1,7 1,8 1,9 
H A/m 20 50 200 1000 2500 
lJP F Wlkg 0,23 0,95 1.42 1,76 2,12 


Charakterystyka zewnętrzna 


Po wyborze materiału rdzeniowego kolejnym krokiem w projektowaniu 
magnetycznych mnożników częstotliwości jest wyznaczenie wymaganej charakte- 
rystyki zewnętrznej U 2= f(I 
 i jej punktów ekstremalnych: napięcia w stanie jało- 
wym U 20 i wtórnego prądu zwarcia 1 2r Znamionowy prąd wtórny zasilacza wy- 
znaczamy z jego znamionowej mocy wtórnej: 


l = S2n = IOOOOVA - 125A 
2n U 8000V ' 
2n 


(6. ł) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


101 


Prąd zwarcia strony wtórnej 1 2z zasilacza wyznacza się tak, aby przy znamiono- 
wych warunkach obciążenia uzyskać na jego wyjściu maksymalną moc [30], co 
ma ścisly związek z wymaganą sztywnością charakterystyki zewnętrznej. Dla 
obciążeń rezystancyjnych i rezystancyjno-indukcyjnych maksymalną moc wyj- 
ściową uzyskuje się dla /2,,/1 2z =(0,5-0, 7). Przy obciążeniach pojemnościowych, w 
zależności od wartości współczynnika mocy stosunek /2,,/1 2z =(0,9-1,9), co ozna- 
cza że dla obciążeń pojemnościowych zasilacz osiąga swą maksymalną moc dla 
prądu wtórnego 1 2 większego od prądu zwarcia /2z (rys. 4.7 i 4.9). Z powyższych 
względów oraz biorąc pod uwagę konieczność zapewnienia stabilnej pracy projek- 
towanego zasilacza prąd zwarcia przyjęto równy znamionowemu prądowi wtór- 
nemu: 


1 2z = 1 2n = 1,25A 
U 2 V 
9000 
8000 
7000 
6000 
U 20 5000 
4000 
3000 
/' 
2000 /' 
1000 
/' 


1 I _ I 1.5 
2n - 2z 
Rys. 6.1. Obliczone charakterystyki zewnętrzne projektowanego zasilacza dla 
pojemnościowego obciążenia o współczynnikach mocy z przedzialu 
od 0,5 do 0,8 (zakreskowano przewidywany przedzial pracy) 


o 
O 


0.25 


0.5 


0,75 


/2 
A 


Napięcie stanu jałowego U 20 strony wtórnej wyznaczamy z zależności 
(4.10) uwzględniającej zmienność reaktancji wewnętrznej zasilacza dla współ- 
czynnika mocy obciążenia J.,2=0,5 po j' 



102 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy.,. 


U U2n 
20 = 
1 - /2n A. / + 1 2n (J - A. / ) 
1 2z 1 2z 
8000 
1_ 1,25 . 05 2 + 1,25 . 0866 
1,25' 1,25' 
Korzystając z obliczonych wartości [/20 i 1 2z wyznaczono charakterystyki ze- 
wnętrzne zasilacza dla czterech wartości wspólczynnika mocy: A2=0,5; 0,6;0,7 i 
0,8poj. Wyniki obliczeń przedstawiono na rysunku 6.1. 
Jak wynika z rysunku 6.1 oraz z rozważań w rozdziale 4.1 (rys. 4.7 i 4.9), im 
niższy współczynnik mocy obciążenia o charakterze pojemnościowym, tym wyż- 
szą moc maksymalną można uzyskać na wyjściu. W projektowanym zasilaczu dla 
wspólczynnika mocy obciążenia A2=0,5 poj maksymalną moc na wyjściu uzyskuje 
się dla prądu 1 2 =1,5A. Obciążenie zasiłacza takim prądem w przypadku gdy 
A2=0,8 poj . przesunęłoby punkt pracy zasiłacza na granicę obszaru pracy stabilnej. 
Jak wynika z badań ozonatora (rozdzial 4.4), jego współczynnik mocy zmienia się 
w granicach przedstawionych na rysunku 6.1, zatem przyjęto obszar pracy i war- 
tości prądu wtórnego dla wspólczynnika mocy A2=0,8 p o f' Tak wybrany, zakre- 
skowany na rysunku 6.1, obszar zapewni stabilną pracę zasilacza w całym spo- 
dziewanym zakresie zmian obciążenia. 


(6.2) 


4619 V 


Wstępne obliczenia wymiarów geometrycznych rdzenia i uzwojeń 


Wyznaczenie parametrów konstrukcyjnych zasilacza wymaga określenia 
poziomu trzeciej harmonicznej indukcji w rdzeniach transformatorów, bowiem to 
ona decyduje o przekazywaniu mocy z uzwojeń pierwotnych do obciążenia. Dla 
rdzeni transformatorów zasilacza zbudowanych z blachy transformatorowej zim- 
no-walcowanej i indukcji z przedziału (l,8-2,3T) trzecia harmoniczna indukcji 
B 30 w stanie jalowym może być z dostateczną dokładnością wyznaczona z u- 
proszczonej zależności: [117] 


B30 = 0,21 B] 


(6.3) 


Zakladając wartość pierwszej harmonicznej indukcji w rdzeniach transformato- 
rów zasilacza B]=1,9 T, wyznaczamy B30 =0,21.1,9=0,399 T. 
W stanie obciążenia w rdzeniach transformatorów indukuje się dodatkowy stru- 
mień magnetyczny potrojonej częstotliwości, który wzmacnia trzecią harmoniczną 
strumienia indukowaną przez prąd pierwotny, przy czym, wraz z obciążeniem, 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektroma
netycznych... 


103 


zmienia się zarówno wartość jak i faza wypadkowej trzeciej harmonicznej stru- 
mienia, jak to przedstawiono na rysunku 6.2. 
Przy znanej wartości indukcji trzeciej harmonicznej o strumieniu i napięciu wtór- 
nym przesądza powierzchnia przekroju kolumny rdzenia SFe' którą można wyzna- 
czyć, podobnie jak dla transformatorów, ze wzoru Richtera: 


8 : C. 
 8,. : 2 48.10-4 . 
10000 : 20 25.10-4 tri (6.4) 
Fe m'ił' 3.50 I 


gdzie: S2n - moc znamionowa na wyjściu 150 Hz w V A 
m - liczba transformatorów zasilacza, 
fi - częstotliwość na wejściu, 
c - stal a, która dla transformatorów zasilaczy zintegrowanych 
przyjmuje wartości z przedziału (2 + 4) . 10-4 [ m
/ ] . 


0,0004 
cD ,Wb 


o 


-.. !/' X --.. i"-. IP (t) 
-<. 
...... "\ f\\ i! 1P 1(t)'- V 
\ 
I 

 
 et 
 1P3(t) 
 R l\ 30 I (f) /. h 
 I 
lA I.... 
../ :1 , i/ I\j 
 
 t7 , 
tj 
-
 
1I 
\\ y 
"' -,., J) 'r\ 
\ "- K- ./ "- 'i- 
h/ 
 


..o,OOOJ 


o 


t, s 


0,03 


Rys. 6.2. Wpływ pojemnościowego obciążenia na przebieg strumienia magnetycznego 
C/J(t) w rdzeniach zasilacza: l/Jj(t) - pierwsza harmoniczna strumienia ma- 
gnetycznego, l/J30(t) - trzecia hannoniczJ1a strumienia w stanie jałowym 
zasilacza, l/J3(t) - trzecia harmoniczna strumienia w stanie obciążenia po- 
jemnościowego (A2=O.5poj), y- kąt przesunięcia fazowego trzeciej har- 
monicznej strumienia magnetycznego w stanie jałowym wzgłędem tegoż 
strumienia w stanie obciążenia 



104 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


Założono, że obwód magnetyczny będzie miał przekrój kwadratowy o jednakowej 
powierzchni na całej długości kolumn i jarzm, aby zapewnić jednakowy poziom 
nasycenia w całym rdzeniu. Pozostale wymiary rdzenia tj. wysokość kolumn, 
odstęp między osiami kolumn i szerokość okna zostaną wyznaczone po określeniu 
średniej dlugości magnetowodu. 
Wymagane liczby zwojów uzwojenia pierwotnego i wtórnego transformatorów 
zasilacza wyznaczamy ze znanych zależności: 


U lf 
N I = r::; 
,,21tj/i FeBI 
N - U 20 
2 3. .J2nl 3 8 Fe B 30 


380 :::: 257 
13.4,44.50.20,25.10- 4 .1,9 
_ 4
9 ::::

 
3.4,44.150.20,25.10- 4 .0,399 


(6.5) 


Średnią dl ugość magnetowodu [Fe wyznaczamy z prawa przeplywu dla wymaga- 
nego prądu zwarcia 1 2z i chwili, dla której indukcja w rdzeniu fazy A potrajacza 
BtA przyjmuje wartość maksymalną równą B j : 


3i 2z z z = lFe{H(B/A) + H(B/B) + H(B tc )} 


(6.6) 


Aproksymując charakterystykę magnesowania rdzeni transformatorów zasilacza 
funkcją H ( B ) = Q sinh( bB ) , przy czym współczynniki aproksymacji 
a=1l,1{A/mj. b=4,82{lrrj wyznaczono metodą wybranych punktów oraz u
lęd- 
niając, że dła BtA=Bj , BIB = B tC = - iBl' średnia długość drogi strumienia magne- 
2 
tycznego w rdzeniu potrajacza wyniesie: 


l = 3..[i'Z2'!2Z 
Fe ( bB ) 
Q' sinhbB I -2sinh-j- 
= 3..[i. 2862. 1,25 =093m 
11,1 -( sinh 4,82.1,9 - 2 . sinh 4,82; 1,9 ) , 


(6.7) 


Wymiary magnetowodu transformatora zasilacza przedstawiono na rysunku 6.3. 
Tak wyznaczone przekrój rdzenia i średnia dlugość magnetowodu określają masę 
stali konieczną do wytworzenia wymaganej mocy 8 2 na wyjściu zasilacza. Masa 
żelaza jednego rdzenia transformatora zasilacza wynosi M Fe = 13,3 kg. Wymiary 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


105 


magnetowodu należy jeszcze po obliczeniu uzwojeń zweryfikować, sprawdzając 
czy zapewnią one dosyć miejsca w oknie rdzenia na umieszczenie cewek uzwoje- 
nia pierwotnego i wtórnego. Przekrój poprzeczny przewodów uzwojenia pierwot- 
nego i wtórnego wyznaczamy z prądów pierwotnego l] i wtórnego 1 2 , Prąd wtór- 
ny 1 2 wyznaczono z wymaganej mocy S2' Zakładając gęstość prądu w uZVłojeniu 
miedzianym przy chłodzeniu naturalnym równąj=2 A/mm 2 , powierzch.'1ia. prze- 
kroju poprzecznego uzwojenia wtórnego: 


_ I 2n _ 1,25 _ O 6125 2 
S 2 - - - mm 
ClI j 2 ' 


Wartość skuteczną prądu pierwotnego wyznaczono z następującej zależności: 


( l ) 2 21C 
II = Fe .a ....!......- J sinh 2 [b BA (t)]d(rot)-I;2 
Z I 21t O 


(6.8) 


gdzie: BA(t) = B]cosOJ t - B 3 cos(30J t - rJ - chwilowa wartość wypadkowej in- 
dukcji w rdzeniu fazy A zasilacza w stanie obciążenia, 


B 3 - trzecia harmoniczna indukcji w stanie obciąż.enia, 


r = arccos ( U 2 . A. 2 ) + arccos A. 2 - kąt przesunięcia trzeciej harmonicz- 
U 20 
nej indukcji w stanie jałowym względem tej indukcji w stanie obcią- 
żenia, dla obciążenia czynno-pojemnościowego (rys.6.2), 
N 
1; = 1 2 . -ł... - wartość skuteczna prądu wtórnego transformatora zasila- 
NI 
cza przeliczona na stronę pierwotną, 
a =11, l i b =4,82 - wspólczynniki aproksymacji charakterystyki magne- 
sowania obwodu magnetycznego transformatora zasilacza 


Wyniki obliczeń prądu pierwotnego projektowanego zasilacza wyznaczone 
z zależności 6.8 dla trzech wybranych wartości wspólczynnika mocy obciążenia 
przedstawiono w tablicy 6.2. W tablicy, obok wartości skutecznej prądu pierwot- 
nego zamieszczono również jego pierwszą, piątą i siódmą harmoniczną oraz moc 
pozorną SI i moc bierną magnesującą Ql, przenoszoną przez pierwszą harmo- 
niczną prądu i napięcia po stronie pierwotnej. 



106 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


/ 
Fe 


1- - - - - - -I 
L, 
/ 


a 
i 


M=0,/7/m 


T= 0,/26m 


Lk 


L =O,25tAn 
k 


L;= 0,2/6m 
a k = a . = 0,045m 
/ 
S Fe =20,25/0 -4 m 2 
l = 0,93m 
Fe 


Rys.6.3. Wymiary obwodu magnetycznego jednego z trzech transformatorów zasilacza 


Dla porównania, moce te zestawiono dla poszczególnych współczynników mocy 
,4,2 z odpowiadającymi im mocami strony wtórnej S2 i Q2. Obliczenia do tablicy 
6.2 wykonano przy zalożeniu, że nie 2występUją straty mocy czynnej w rdzeniu i 
uzwojeniach zasilacza, tj. że p/=P 2 . 


Wyniki obliczeń prądu pierwotnego i mocy zasilacza 


Tablica 6.2. 


12 s] S2 l] l]h /5h /7h Q] Q2 
A.2 A VA VA A A A A var var 
0.5IlOl' 1,5 9017 10000 13,7 13.17 3,69 0,931 7080 8660 
0.8""" 1,5 11057 10000 16,8 16.1 4,67 0,96 6949 6000 
1.0 1,5 27722 10000 42.1 40.4 11.53 1,61 24638 O 


Jak wynika z tablicy 6.2, w przedziale współczynników mocy od 0,5 do 0,8 moce 
pozorne strony wtórnej i pierwotnej mają zbliżone wartości, a nawet w przypadku 
A.rO,5 moc pozorna na wejściu SI jest mniejsza od S2, co należy tlumaczyć prze- 
kompensowaniem - moc bierna pojemnościowa Q2 jest większa od mocy biernej 
magnesującej QI. Dla obciążenia o charakterze rezystancyjnym A.r1 moc SI jest 
niemal trzy razy większa Od mocy na wyjściu zasilacza S2, ponieważ zapewnienie 
wymaganych warunków pracy odbiornika wymaga, przy podatnej charakterysty- 
ce obciążenia, ustalenia punktu pracy zasilacza w zakresie znacznie większych 
nasyceń (poziom indukcji B / ) niż w przypadku obciążenia pojemnościowego i 
wiążę się z dużym poborem mocy QI na magnesowanie. Przyjmując gęstość prą- 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


107 


du w uzwojeniu pierwotnym równą j= 2 Almm 2 powierzchnia przekroju po- 
przecznego uzwojenia pierwotnego wyniesie: 


S"I = ; = 16;8 = 8,4 mrrl 


Uzwojenie zostanie wykonane drutem miedzianym o przekroju prostokątnym 
4,5x2 mm i powierzchni s"I=8,30 mm 2 co daje gęstość prąduj=2,02 A/mm 2 . 


Tablica 6.3. 


Dane zaprojektowanego zasilacza 


Dane wejściowe 
Znamionowa moc wtórna S 2 VA 10000 
Napięcie pierwotne U 1 V 380 
Napięcie wtórne U 2 V 8000 
Współczynnik mocy obciążenia A2 - 0,J-0,8poj. 
Pierwsza harmoniczna indukcji B 1 T 1,9 
Wyniki obliczeń zasilacza 
3 harmoniczna indukcji w stanie jało\\)'m B 30 T 0,399 
3 harm. indukcji w stanie obciążenia B3 (A.2=0.5poj) T 0.69 
Przekrój rdzenia SFe m 2 20, 25.}(;4 
Długość obwodu magnetycznego IFe In 0,93 
Wysokość kołumn Lk m 0,25 
Długość jarzma Lj m 0,216 
Grubość blachy transformatorowej ET-3 mm 0,35 
Masa rdzeni transformatorów zasilacza M Fe kg 39,9 
Całkowite straty w żelazie zasilacza iWo W 117,5 
Liczba zwojów uzwojenia pierwotnego zl 258 
Liczba zwojów uzwojenia wtórnego Z2 2862 
Przekrój przewodu uzwojenia pierwotnego suI mm 2 0,625.JO..6 
Przekrój przewodu uzwojenia wtórnego su2 m/tl 8,3.JO..6 
Masa uzwojeń Mu kg 35.6 
Straty mocy w miedzi iW u 75 W 344,5 
Całkowite straty mocy w potrajaczu iW c W 462 
SDf3WnoŚĆ zasilacza Drzv obciażeniu znamionowym n % 91,5 


Wyznaczone W)'miary przekrojów poprzecznych i liczba. zwojów uzwojeń umoż- 
liwiają ich konstrukcje i ostateczne ustalenie wymiarów rdzenia.. Przy ustalaniu; 



108 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


wymiarów magnetowodu nie może ulec zmianie wartość indukcji oraz dl ugość 
drogi strumienia magnetycznego, bowiem spowoduje to zmianę charakterystyki 
zewnętrznej zasilacza U2=f(I
 i jej punktów charakterystycznych: napięcia 
w stanie jalowym U 20 i prądu zwarcia 1 2z . Jeżcli względy konstrukcyjne wymuszą 
zmianę średniej dl ugości drogi w żelazie to obliczenia należy powtórzyć dla no- 
wych parametrów. W transformatorach zasilaczy zintegrowanych uzwaja się sy- 
metrycznie obie kolumny, stąd ostateczne liczby zwojów uzwojeń są liczbami 
parzystymi. Mając wymiary uzwojeń i magnetowodu można wyznaczyć masę 
uzwojeń, straty mocy w miedzi i żelazie zasilacza. jego sprawność i ciężar. Wiel- 
kości te wyznacza się w taki sam sposób jak przy projektowaniu klasycznych 
transformatorów energetycznych [64]. Dane do projektowania i wyniki obliczeń 
parametrów konstrukcyjnych zasilacza ozonatora zawarto w tablicy 6.3. 
Sprawność zasilacza przy obciążeniu znamionowym obliczono dla wspólczynnika 
mocy ,4,2 = 0,5 poj z zależności: 


8]' A.2 
11= 
5 2 'A.2+Mc 


(6.9) 


Wyznaczanie impedancji w przewodzie zerowym zasilacza 


W celu wyznaczenia impedancji Za' jaką należy wlączyć w przewód zerowy zasi- 
lacza do regulacji napięcia wyjściowego, należy zwrócić uwagę, że jej oddzialy- 
wanie na napięcie wyjściowe jest analogiczne jak impedancji obciążenia, przy 
czym impedancja o charakterze indukcyjnym będzie zmniejszala napięcie wyj_ 
ściowe na skutek odmagnesowania rdzenia, a o charakterze pojemnościowym 
spowoduje wzrost napięcia wyjściowego. Na rysunku 6.4 przedstawiono na cha- 
rakterystykach zasadę regulacji napięcia wyjściowego zasilacza przez zmianę 
impedancji w przewodzie zerowym. Napięcie wyjściowe U 2 jest proporcjonalne 
do napięcia U oo ' na zaciskach impedancji Za' zaś maksymalny prąd w przewodzie 
zerowym jest proporcjonalny do prądu zwarcia 1 2z przeliczonego na stronę pier- 
wotną zasilacza według następujących zależności: 


u =!.... N I . U 1 =3. N 2 .1 
o 3 N 2' o N 2z 
2 I 


(6.10) 


Uwzględniając powyższe, moduł impedancji w przewodzie zerowym Za może być 
wyrażony poprzez impedancję na wyjściu zasilacza Z2 następująco: 


z. = U o =.!...iY. U 2 =.!...i}2.Z .lL 
. o lo 9 I 2z 9 2 I 2z 


(6.11) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


109 
- 


gdzie: /) - przekładnia zasilacza. 


Ponieważ, w przypadku obciążenia ozonatorem, zarówno moduł jak i faza impe- 
dancji obciążenia Z2 nie są stałe i zależą od napięcia na zaciskach ozonatora, im- 
pedancję przewodu zerowego Zo wyznaczono dla prądu 1 2 =1 2z ' Uwzględniając, 
 
dla obciążenia pojemnościowego napięcie wyjściowe można wyrazić zależnością 
(6.2), wyrażenie na impedancję przewodu zerowego projektowanego zasilacza dla 
1 2 =1 2z ma postać: 


Zo =
.t'} 2.X 2z . 
 1-A. / 
9 
gdzie: X 2 : = U 20 - reaktancja zwarcia strony wtórnej zasilacza, 
1 2z 
A2 - współczynnik mocy obciążenia. 


(6.12) 


U 
2 


. U 2 = f(I 2)' A 2 =0,8 poj. 
. 


U 
2a - - - - - - - - .. - - - - - 
UZo 


a 


U 
2b 


charakterystyka 
wypadkowa 
U , = j " ) A =0 ind 
00 {
o' o 


u wyp - 


I 
2 


l 
2z 


I ,I 
2 o 


Rys. 6.4. Idea regulacji napięcia wyjściowego zasilacza przez zmianę impedancji 
w przewodzie zero\\)'m, a-charakterystyka zewnętrzna zasilacza bez przewo- 
du zerowego, b- charakterystyka zewnętrzna zasilacza obciążonego impe- 
d<111Cją o charakterze indukcyjnym wlączoną w przewód zero\\)' (obwód 
wtórny zasilacza otwarty), LJU:: spadek napięcia spowodowany wlączeniem 
w przewód zero\\)' impedancji ZOo 



110 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


Tak wyznaczona impedancja o charakterzę indukcyjnym włączona w przewód 
zerowy zasilacza spowoduje prąd w przewodzie zerowym lo równy prądowi 
zwarcia zasilacza przeliczonemu na stronę pierwotną l'2z i będzie kompensować 
całkowicie wzrost napięcia spowodowany obciążeniem pojemnościowym. Zmniej- 
szając impedancję do zera będziemy powodować zmniejszanie napięcia wyjścio- 
wego i dla Zo=O napięcie na wyjściu U 2 będzie równe zeru, przy założeniu ideal- 
nej symetrii obwodów magnetycznych zasilacza. 
W tablicy 6.4 przedstawiono wyniki obliczeń impedancji Zo projektowanego zasi- 
łacza w funkcji prądu obciążenia 1 2 odniesionego do prądu zwarcia 1 2z ' 


Tablica 6.4. 


Wyniki obliczcil impcdancji lo 


I r'l2z - 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 
Zo n 4,53 4,98 5,3 5,55 5,76 


Skuteczność regulacji napięcia wyjściowego poprzez zmianę impedancji w prze- 
wodzie zerowym potwierdzono badaniami eksperymentalnymi zintegrowanego 
układu zasilania ozonatora, których wyniki przedstawiono w rozdziale 4.4. pracy. 


6.2. Projektowanie zasilaczy plazmotronów łukowych 


Zintegrowany zasilacz elektromagnetyczny do zasilania plazmotronów 
łukowych typu GlidArc stanowi układ czterech transformatorów jednofazowych; 
trzy do przenoszenia mocy oraz jeden do realizacji zaplonu (Rys, 5.2). Transfor- 
matory mocy projektowane są na napięcie wyjściowe (2 - 4) kV , o realctancji 
zwarcia okolo 30% i dostatecznie dużej indukcji w rdzeniu, tak aby trzecia har- 
moniczna strumienia magnetycznego mogła być 'wykorzystana do realizacji za- 
plonu. Transformator zapłonowy, przylączany pomiędzy punkty neutralne sieci i 
gwiazdy uzwojeń pierwotnych transformatorów roboczych, pracuje przy często- 
tliwości 150 Hz i napięciu wyjściowym (J O - 15) kV 


6.2.1. Założenia do projektowania 


Reaktory do płazmowej obróbki toksycznych gazów emitowanych do at- 
mosfery nie zostały dotychczas uszeregowane pod względem stosowanych mocy 
jednostkowych, prądów i napięć, brak jest też ich danych katalogowych. Dotych- 
czasowe doświadczenia francuskie [18],[ 19], amerykańskie [78],[92],[ l 00] i pol- 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


111 
- 


skie [17,[19,[21[55 pozwalają określić pożądane wartości napięć roboczych, na- 
pięć zaplonu, prądu elektrod, które wynoszą: 


napięcie robocze elektrod 
prąd elektrod 
liczba elektrod roboczych na jednym stopniu 
liczba stopni 
napięcie zaplonu 
prąd elektrody zapłonowej 
liczba transformatorów zaplonowych 


U 20 = (2+4) kV, 
h = (1+5) A, 
3 lub 6, 
l, 2 lub 3 
U z = (10+15 )kV 
I z =(20+30)mA 
1,2 lub 3 


Należy przypuszczać, że wymagane w instalacjach przemysiowych duże wydajno- 
ści reaktorów plazmy nieternlicznej doprowadzą do powstania optymalnych roz- 
wiązań. Obecnie trudno przewidzieć, czy będzie to szereg równoleglych komór 
plazmowych, jak ma to miejsce w generatorach ozonu, czy też tylko odpowiednia 
liczba elektrod we wspólnej komorze plazmowej. Liczba stopni szeregowych jest 
ograniczona samym procesem chemicznym, najczęściej jest to jeden stopień, rzad- 
ko więcej niż trzy. Reaktory plazmy nietermicznej powinny być pewne w ruchu i 
pracować w zasadzie bez obsługi. 
Projektowanie układu sprowadza się do projektowania transfoffilatorów o 
szczególnych wymaganiach odnośnie poziomu indukcji, kształtu charakterystyki 
magnesowania i wartości reaktancji rozproszenia (zwarcia). 
Zasady projektowania transformatorów, szczególnie malych mocy, są 
szczegółowo opisane w bogatej literaturze [64] i powszechnie znane. Tutaj odnie'- 
siemy się jedynie do zagadnień, które są specyficzne dla zintegrowanych zasilaczy 
reaktorów plazmowych. 


6.2.2. Materiał na rdzenie transformatorów roboczych 


Ponieważ w zasilaczu zintegrowanym wykorzystuje się wyższe harmonicz- 
ne strumienia, na rdzenie transformatorów roboczych należy stosować materiał 
charakteryzujący się dostatecznie dużą prostokątnością krzywej magnesowania i 
możliwie niską indukcją nasycenia. Wymagania takie najlepiej spełniają niektóre 
taśmy amorficzne [45], ale są one jeszcze zbyt drogie. Taśmy zimnowalcowane 
ET-5 w tym zakresie wymagań mają wystarczające wlaściwości. Ich współczyn- 
nik prostokątności, tj. stosunek indukcji szczątkowej do indukcji nasycenia wynosi 
od 0,85+0,9, a indukcja nasycenia okolo 2T. W niektórych materialach amorficz- 
nych np. VITROVAC 6025F, METGLAS 2714A, współczynnik prostokątności 
może być bliski jedności [45]. Dla zasilaczy wedlug zalożeń przyjętych wp. 6.2.1 
mogą być wykorzystane rdzenie zwijane produkowane z blach ET-5 przez Zalda- 
dy ZA TRA w Skierniewicach. Na rdzenie transformatorów zaplonowych można 



112 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


stosować materiał taki jak dla transfonnatorów ogólnego przeznaczenia i nie za- 
chodzi potrzeba precyzowania ich w szczególny sposób. 


6.2.3. Indukcja w rdzeniach transformatorów roboczych 


Wartość indukcji w rdzeniach zasilacza winna być tak dobrana, aby jej 
trzecia hannoniczna miala wystarczająco dużą wartość (E3 > 0,15 B]) i straty w 
stali nie byly zbyt wysokie (&' < 3 Wlkg). W zakresie indukcji od 1,2 do 2,3 T 
udział trzeciej hannonicznej dla blachy ET-5 jest prawie liniowy i wynosi 
B j = (15 - 20 )%B J' Charakterystykę magnesowania, straty mocy oraz udział 
trzeciej ham10nicznej w rdzeniu wykonanym z blachy ET-5 podano w tablicy 6.5 
[45], [117]. 


Tablica 6.5. 


Charakterystyki rdzenia z blachy ET-5 


B T 1,2 1,4 1.6 1,8 2,0 2.2 2,3 
H A/m 340 750 1200 3700 7500 26200 41500 
B3 T 0,18 0,24 0,28 0,34 0,37 0,42 0,46 
&' Wlkg 0,58 0,80 1,2 1,8 2,6 3,5 4,1 


Określenie indukcji trzeciej hannonicznej w rdzeniach roboczych umożliwia obli- 
czenie napięcia między punktami neutralnymi sieci zasilającej i połączonych w 
gwiazdę uzwojeń pierwotnych transfonnatorów mocy, na które należy zaprojek- 
tować uzwojenie pierwotne transfonnatora zaplonowego. 
Po tak dokonanym wyborze indukcji w rdzeniach transfonnatorów robo- 
czych zasilacza zintegrowanego możemy zaprojektować jego rdzeń i uzwojenia. 


6.2.4. Wymiary rdzeni 


Przy projektowaniu transfonnatorów energetycznych powierzchnię czynną 
przekroju kolumny rdzenia obliczamy korzystając ze wzorów Richtera, Keshe'go 
bądź też na podstawie napięcia zwojowego, a następnie wyznaczamy pozostale 
wymiary rdzenia, tj. wysokość kolumn, przekrój i dl ugość jarzm. Do budowy 
transfonnatorów tak malych mocy, jak przyjęto w zalożcniu, (S, < 10 kVA) wy- 
korzystuje się obecnie rdzenie zwijane, dla których producent podaje moc trans- 
fonnatora możliwą do uzyskania, a jego wymiary są znane. Pozostaje więc zapro- 
jektować odpowiednio uzwojenia, uwzględniając wymiary wybranego rdzenia. 
Przyjmując wartość indukcji w rdzeniu zgodnie z (6,2,2), dla czynnej powierzchni 
rdzenia sk wyznaczamy napięcie zwojowe jako: 


e '= 4,44fB's k 


(6.13) 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


113 


Znając napięcie zwojowe i wymiary rdzenia możemy zaprojektować uzwojenia 
transfonnatorów mocy. 


6.2.5. Uzwojenia 


Obliczanie liczby zwojów uzwojeń pierwotnego i wtórnego oraz przekrojów 
przewodów dla przyjętych w założeniach wartości napięć i prądów nie różni się 
od projektowania zwykłych transfonnatorów i nie będzie tu szczególowo oma- 
wiane. Natomiast ważnym zagadnieniem jest odpowiednie uksztaltowanie uzwo- 
jeń i takie ich rozmieszczenie na rdzeniu, aby uzyskać wymaganą wartość reak- 
tancji rozproszenia (zwarcia), taką dla której napięcie zwarcia zawiera się w gra- 
nicach 30-40%. W konstrukcji współśrodkowej uzwojeń i przy szerokościach 
okna stosowanych w produkowanych rdzeniach zwijanych, tak dużych wartości 
reaktancji rozproszenia nie można uzyskać. Należy więc stosować konstrukcję 
"krążkową" uzwojeń, z jednym krążkiem uzwojenia pierwotnego i jednym krąż- 
kiem uzwojenia wtórnego na każdej kolumnie (Rys. 6. 5) i dobrać odstęp między 
uzwojeniami 8. W ten sposób można uzyskać reaktancję zwarcia rzędu 20-50 %. 


rozklad indukcji 
strumienia rozproszenia 


: - r - - - .. - - '
, 


. . 
L - - - - - - - L stmmień rozproszenia 
,= ;' / 
. . 
, : : 


c 


b 


a2 


a 


ł::::>- 


l" 


stnłmień 1{lówny 


Rys. 6.5. Strumień rozproszenia w uzwojeniu krą7.kowym wraz z wymiarami rdzenia 
i uzwojełi 



114 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


Korzystając z metod obliczania reaktancji rozproszeniowej transfonnatorów dwu- 
uzwojeniowych przedstawionych w [64], stosując oznaczenia jak na rys. 6.5 oraz 
wprowadzając zastępczą szczelinę a I::f!.L + a 2 + a reaktancję rozproszenia 
3 3 


wyznaczamy z zależności: 


x =X =21t" I N 2 li, a' 
, z""o L 
u 


(6.14) . 


gdzie: N - liczba zwojów uzwojenia w jednej kolumnie, 
lś,- średnia dlugośćjednego zwoju. 
Strata napięcia na reaktancji rozproszenia 


u =X .1=21t" N 2 1i ' .I.a' ( 6.15 ) 
, , ""0 L 
u 
Procentowe napięcie na reaktancji rozproszenia, równe w przybliżeniu napięciu 
zwarcia, otrzymamy odnosząc napięcie na reaktancji rozproszenia do sil Y elek- 
tromotorycznej E=N-e ' , tj. 


u, 100% 2 I NI li, s:' 
li" 0= 1t/l o -;;- Lu u 


(6.16) 


Przyjmując napięcie zwarcia 30-40% możemy wyznaczyć przybliżoną wielkość 
zastępczej szczeliny: 


o' =(30 -40)% e'. Lu 
21t" . I . N .1 . l. 
""0 lir 


(6.17) 


Uwzględniając, że: 


8 + al + a2 = lk 


(6.18) 


oraz znając wymiary rdzenia możemy tak dobrać wielkość szczeliny, aby reak- 
tancja rozproszenia zapewniala napięcie zwarcia o wymaganej wartości. 
Innym rozwiązaniem zapewniającym dużą reaktancję rozproszenia jest 
umieszczenie uzwojeń pierwotnego i wtórnego na oddzielnych kolumnach, stoso'" 
wane w transfonnatorach spawalniczych i rozproszeni owych do zasilania lamp 
wyladowczych. W takim rozwiązaniu "szczeliną" dla strumienia rozproszenia jest 
cala przestrzeń między jarzmami z wylączeniem kolumn i umieszczonych na nich 
uzwojeń (Rys. 6.6). 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


115 


Sposób obliczania reaktancji rozproszenia i napięcia zwarcia w takim układzie 
jest inny niż w konstrukcji współśrodkowej i krążkowej uzwojeń i był przedmio- 
tem wielu prac [14], [29]. Wszystkie metody wyznaczania reaktancji rozproszenia 
takich transfonnatorów sprowadzają się do określenia penneancji jarzm i na jej 
podstawie strumienia rozproszenia indukowanego przez uzwojenie pierwotne i 
zamykającego się między jarzmami z pominięciem uzwojenia wtórnego, 
Strumień rozproszenia dzieli się zwykle na trzy części: 
f[J 1 - strumień pomiędzy powierzchniami wewnętrznymi jarzm, 
f[J2 - strumień pomiędzy powierzclmiami bocznymi jarzm, 
f[J3 - strumień pomiędzy zewnętrznymi powierzchniami jarzm. 


UJ 


r 
::

 
I I 
mt \ \ 
II IIII \\ 
\ I 11 AJ z zależności: 


Aj = a'Aj 


A 2 = A2[a + b(2 + tr.p) + ej 


A 3 = AJ [a + b(1 + tr.q) + ej 


(6.19) 


Oznaczenie wymiarów a. b, c, d podano na rysunku 6.6, a wartości penneancji 
jednostkowych Aj, A2> AJ oraz współczynniki p i q podaje się w funkcji stosunku 
dIb w postaci wykresów zamieszczonych w pracach [ł4], [29] i podanych na rys. 
6.7. 
Całkowita penneancja jest sumą penneancji trzech obszarów 


A=Aj+A2+AJ 


(6.20) 



116 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


i pozwala obliczyć reaktancję zwarcia transfonnatora 


Xr=Xz=8 fr2f.N2.A .]0-9 


(6.21) 


oraz procentowe napięcie zwarcia 


l .X 
U z % = ur'AJ = n r .100% (6.22) 
U n 
Zastosujemy powyższą metodę do obliczenia reaktancji zwarcia transfonnatora 
modelu I zasilacza zintegrowanego (p. 5. 2). Stosując przyjęte na rysunku 6.6 
oznaczania, wymiary rdzeni (w centymetrach) w modelu są następujące: 
a = 5; b = 3,5; c = 3,5; d = 14; liczba zwojów uzwojenia pierwotnego N]=400, 
zaś odczytane z wykresu na rys; 6.7 dla dIb = 4 wartości współczynników 
p=1, 15; q=O,53. 


a)1.3 -AJ c) 
1.2 0,5 AJ 
1.1 0,4 
1,0 
0.9 
0,8 0.3 
0,7 
0,6 d/b 
0.2 
------------ -------- ------- 
0,5 2 3 4 5 
d) p, q 
0,4 1.3 
1,2 
d/b 1.1 
0.3 
2 3 4 5 1.0 
0.9 
b)l,O - A2 0.8 
0,9 0,7 
0,8 0,6 
0,7 0,5 
0,6 0,4 
0,5 
d/b 
0,4 0,3 
2 3 4 5 2 3 4 5 


Rys. 6.7. Wykresy jednostkowych permeancji do oblicZ:1niajamnowego stmmienia 
rozproszenia (29J 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


117 


Jednostkowe penneancje trzech obszarów z rys. 6.6 odczytane z wykresów na rys. 
6.7 wynoszą: 


AJ = 0,48 Hlem; A2 = 0,72 Hlem; A3 = 0,28 Hlem. 


Podstawiając wyznaczone penneancje jednostkowe do zależności (6.19) otrzyma- 
no całkowitą penneancję dła strumienia rozproszenia w analizowanym transfor- 
matorze: A = 27,6 H. 


Zatem, reaktancja rozproszenia wyznaczona z zależności 6.21 wynosi: 


Xz = 17,45 n. 


Wartość reaktancji zwarcia uzyskana z pomiarów (tablica 5.2) 


x = U 380 15,6(1. 
zpom .J31 z .J3 .]4 


Różnica między wyznaczoną analitycznie i pomiarowo wartością rcaktancji roz- 
proszenia modelu transfonnatora nie przekracza 12%, co wskazuje na praktyczną 
przydatność przedstawionej metody obliczeniowej w projektowaniu transfonnato- 
rów o powiększonej reaktancji rozproszenia stosowanych w układach zasiłania 
reaktorów płazmowych. Lepszą dokładność uzyska się wyznaczając rcłuktancję 
dla strumienia rozproszenia metodami numerycznymi. 
Przy smuklych rdzeniach, tj. przy stosunku d/b:> 3,5, napięcie zwarcia może 
mieć wymaganą w ukladach zintegrowanych wartość 30-40%, natomiast przy 
mniejszych wspólczynnikach d/b napięcie zwarcia będzie zbyt duże i wtedy należy 
stosować konstrukcję mieszaną uzwojeń, tak jak to podano przy opisie modelu 
zasilacza układu zintegrowanego w p. 5.2. 


6.2.6. Transformator zapłonowy 


Aby zaprojektować transfonnator zaplonowy należy określić napięcie między 
punktami neutralnymi sieci i gwiazdy uzwojeń pierwotnych transfonnatorów 
roboczych, na które jest włączany. Napięcie to jest indukowane przez trzecią 
hannoniczną strumienia i zależy od charakterystyk magnesowania i poziomu in- 
dukcji. Wartość trzeciej hannonicznej indukcji B3 możemy obliczyć z zależności 
(4.4), odczytać z wykresu na rys. 4.3 lub odczytać z tablicy 6.1. I tak, dla indukcji 
w rdzeniu transfonnatorów roboczych BJ = 1,8 T, wartość trzeciej harmonicznej 
wynosi B3 = 0,34 (B 3 = 0,18 BJJ. Znając indukcję B3 określimy napięcie między 
punktami neutrałnymi U NN ,. 



118 


Projektowanie zintegrowanych zasilaczy... 


U NN' =3.[irr. .50. NI 'Sk' BJ 


(6.23) 


gdzie: N] - liczna zwojów uzwojenia pierwotnego transformatorów roboczych 
sk - przekrój rdzenia transformatora roboczego 


Napięcie pierwotne transformatora zaplonowego stanowi okolo (50-60)% napię- 
cia fazowego sieci zasilającej. Przy napięciu z sieci równym 380V wyniesie ono 
(110-130)V i na takie napięcie należy projektować uzwojenie pierwotne transfor- 
matora. Przekladnię transformatora zaplonowego należy tak dobrać, aby napięcie 
wtórne wynosiło (10-12) kV. Przekroje przewodów uzwojeń wyznaczyć należy 
tak, aby prąd zwarcia (zaplonu) mógl osiągnąć wartość 20 mA. Taka wartość 
prądu uzasadniona jest stosunkowo niskim poziomem indukcji w rdzeniach trans- 
formatorów roboczych, który sprawia, że trzecia harmoniczna strumienia magne- 
tycznego jest silnie kompensowana przez prąd transformatora zaplonowego. 
Wskutek tego napięcie na jego zaciskach wtórnych szybko maleje, a prąd nie 
przekracza 20 mA. Inne zagadnienia związane z projektowaniem transformatora 
zaplonowego nie mają cech szczególnych i nie będą tu omawiane. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


119 


7. PODSUMOWANIE 


Liczne zalety ozonowania wody pitnej sprawiają, że jest ono coraz po- 
wszechniej stosowane w miejsce dotychczasowego chlorowania i światowa pro- 
dukcja ozonu szybko rośnie. Od początku lat 90-tych obserwuje się gwaltowny 
rozwój badań nad wykorzystaniem mctod plazmowych do neutralizacji toksycz- 
nych gazów emitowanych do atmosfery przez różnorodne procesy technologiczne. 
Plazmowe metody uzdatniania wody i neutralizacji toksycznych gazów 
emitowanych do atmosfery są bezodpadowe i tańsze od stosowanych metod che- 
micznych. Powoduje to wzrost zainteresowania tymi metodami rozpoczęty w koń- 
cu lat osiemdziesiątych. 
Do wytwarzania plazmy niezbędnej w procesach syntezy ozonu i neutrali- 
zacji gazów stosuje się metody wyładowań elcktrycznych a reaktory plazmowe do 
prowadzenia tych procesów są przetwornikami energii elcktrycznej o bardzo 
szczególnych właściwościach. Uklady zasilające te reaktory muszą więc spełniać 
wiełe różnorakich wymagań takich jak: dostarczać energię elcktryczną 
o odpowiednim napięciu, częstotliwości, kompensować bierną moc pojemnościo- 
wą, symetryzować obciążenie jednofazowe i być energooszczędne. Aby spełnić te 
liczne wymagania buduje się układy coraz bardziej zlożone, a przez to mniej 
sprawne i bardziej zawodne. 
W niniejszej pracy przedstawiono analizę zjawisk w rcaktorach plazmo- 
wych do syntezy ozonu i neutralizacji toksycznych gazów i na jej podstawie sfor- 
mułowano wymagania jakie muszą spelniać uklady zasiłania generatorów ozonu i 
plazmotronów łukowych typu GlidArc. Układy zasilania obu tych rodzajów reak- 
torów nietennicznej plazmy mają wiele cech wspólnych: moc kilkaset kW, czę- 
stotliwość sieciową lub podwyższoną, napięcie kilkanaście kV. 
Analiza pracy generatorów ozonu i reaktorów do plazmowej obróbki gazów 
emitowanych do atmosfery wykazała, że wszystkie wymagania tych specjalnych 
nieliniowych odbiorników mogą spelnić elektromagnetyczne zasilacze zintegro- 



120 


Podsumowanie 


wane, w których wykorzystuje się nieliniowość magnetowodów transfonnatorów. 
Podstawowymi elementami zasilaczy zintegrowanych są specjalne jednofazowe 
transfonnatory, odpowiednio zaprojektowane i polączone w jeden uklad. W pracy 
wykazano, że moc bierna pojemnościowa generatorów ozonu może być skompen- 
sowana przez moc magnesującą elektromagnetycznego zasilacza zintegrowanego 
i nie zachodzi potrzeba kompensowania jej przez dlawiki. 
Realizacja zapłonu przez trzecią hannoniczną strumienia magnetycznego i 
przenoszenie mocy przez pierwszą hannoniczną, będących częściami strumienia 
glównego jednofazowych transfonnatorów, integruje funkcje ukladu, zapewniając 
stabilną pracę plazmotronu bez dodatkowych elementów. Pozwala to obniżyć 
kilkakrotnie moc znamionową transfonnatorów, co znacznie zmniejsza koszty 
inwestycyjne instalacji do plazmowej obróbki gazów, 
Do ważniejszych wyników przedstawionych w rozprawie można zaliczyć: 
- uzasadnienie zakresu częstotliwości napięcia zasilającego generator ozonu nie- 
zbędnej dla realizacji cyklu syntezy ozonu i zapewniającej jego optymalną wy- 
dajność; 
- analiza pracy ozonatora jako odbiornika energii elektrycznej oraz opracowanie 
nowego obwodowego schematu zastępczego ozonatora, niezbędnego do analizy 
numerycznej; 
- opracowanie nowego układu zasilania generatorów ozonu, integrującego funk- 
cje transfonnatora, przetwornicy częstotliwości, symetryzatora obciążeń jedno- 
fazowych i regulatora napięcia; 
- wykazanie, że cala moc bierna przesunięcia generatora ozonu może być skom- 
pensowana przez moc magnesującą odpowiednio zaprojektowanego zasilacza; 
- opracowanie modelu matematycznego zintegrowanego ukladu zasilania genera- 
torów ozonu; 
- opracowanie nowego zintegrowanego ukladu zasilania reaktorów do plazmowej 
obróbki gazów, w którym wykorzystuje się 3 hannoniczną strumienia magne- 
tycznego do realizacji zapłonu i l hannoniczną do przenoszenia mocy wyla- 
dowań; 
- przeprowadzenie badań' eksperymentalnych na zbudowanych modelach fizycz- 
nych zasilaczy zintegrowanych, weryfikujących rozważania teoretyczne; 
- opracowanie teoretycznych podstaw dzialania, projektowania i budowy elek- 
tromagnetycznych zasilaczy zintegrowanych; 
- zbudowanie ukladów zintegrowanych do zasilania reaktorów plazmowych do 
badań laboratoryjnych (Uniwersytet w Orleanie, IChP w Warszawie) oraz pi- 
lotujących w przemyśle (Wytwórnia Wód Mineralnych w Grodzisku Wielko- 
polskim, Zakłady Przemysłu Odlewniczego URSUS w Lublinie) 
Przedstawione w pracy wyniki analizy zintegrowanych zasilaczy elektro- 
magnetycznych dla urządzeń wyladowczych, zweryfikowane obliczeniami nume- 
rycznymi i badaniami laboratoryjnymi oraz uzupełnione o metody projektowania 
takich zasilaczy dokumentują realizację postawionego celu i tezy pracy. 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


121 


8. LITERA TURA 


[1] Bobikov, M. A., Komarov, N. S., Siergiejev, A. S., Technika Wysokich 
Napięć. WNT Warszawa 1967 
[2] Bendzsak, B. l and Biringer, P. P., Unbalanced Operation ofMagnetic 
Frequency Tripler. IEEE Trans. on Magnetics, vol.MAG-I8, No.6, 1982, 
ss. 1755-1757 
[3] Biringer, P. P. and Lavers, lO., A useful nonłinear design model for a 
magnetic frequency tripler. IEEE Trans.on Magnctics, vol. MAG-51 No 
5, 1975, ss. 1564-1566 
[4] Bolkowski, S., Elektrotechnika Teoretyczna. Tom 1, WNT Warszawa 
1982 
[5] Braun, O. and Pietsch, G., The influence ofmicrodischarge on the overall 
behaviour ofozonizer. Proceeclings ofthe 3rd International Sumposium 
on High Pressure Low Tempcrature Plasma Chemistry, Strasbourg 1991, 
ss.9-I4 
[6] Braun, D., Kuchler, U., Pietsch, G., Microdischarges in air-fed ozonizers. 
Journal Phys. D: Appl.Phys. 24, 1991, ss.564-572 
[7] Cełiński, Z., Podstawy fizyki plazmy w zastosowaniach technicznych. 
WNTWarszawa 1970 
[8] Cełiński, Z., Plazma. Warszawa PWN, 1970 
[9] Chang, lS., Lawiess, P.A., Yamamoto, T., Corona Discharge Pro- 
cessing. IEEE Transactions on Plasma Science 19, 1991, ss. 1152-1166 
[lO] Chang, lS., Advanced Corona Technology For The Lower Power Plasma 
Treatment OfCombustion Flue Gases: State-Of -The Art. Proceedings of 
the II International Symposium on High Pressure Low Temperature Pla- 
sma Chemistry HAKONE II, ed. by Technical University Lublin, 12-14 
Sept. 1989, ss. 103-108 
[11] Chua, L. O. and Pen-Min Lin, Komputerowa analiza układów elektm- 
nicznych. AJgorytmy i metody obliczeniowe. WNT Warszawa 19a1 



122 Literatura 


[12] Ciok, Z., Przebiegi łączeniowe w układach elektroenergetycznych. PWN 
Warszawa 1972 
[13] Cojan, M., Simion, Al., Stincescu, R, Some Perspectives in the Use of 
Ferromagnetic Tripler in Industrial InstaUations for Electric Arc Produ- 
cing. Proceedings of The International Conference on Electromagnetic 
Devices and Processes in Environment Protection ELMECO' 94, Lublin, 
8-9th Sept.1994, ss. 105-110 
[14] Ciganek L., Der Streunblindwiderstand des Transformators mit getrennter 
primfirer und sekundfirer Wicklung, Elektrotechnik und Maschinen bau. 
56. Jahrg, Heft 10, 1938 
[151 Czarnecki L.: Reactive power under nonsinusoidal conditions, IEEE 
Trans. on Power Apparatus and Systems, vol. PAS-I02, no. 4, 1983 
[16] Czarnecki L.: An orthogonal decomposition of the current of nonsinuso- 
idal voltage source applied to nonlinear loads. International Joumal on 
Circuit Theory and Application, vol. 11, no. 2, 1993 
[17] Czernichowski, A and Czech, T., Plasma assisted incineration of some 
organic vapours in gliding discharges reactor. Proceedings of the 3rd In- 
ternational Symposium on High Pressure Low Temperature Plasma 
Chemistry, Strasbourg 1991, ss. 147-152 
[18] Czernichowski, A and Lesueur, H., Plasma applications to waste treat- 
ment. First Annual INEL Conference, ldaho Falls, Idaho (USA), 16-17 
Jan. J991 
[19] Czernichowski, A., Lesueur, H., Multi-electrodes high pressure gliding 
, discharges reactor and its application for some waste gas and vapor inci- 
neration. Plasma Appl. to Waste Treatmcnt First Annuat INEL Confe- 
rence, Idaho Falls, Idaho (USA), 16-17 Jan. 1991 
[20] Czernichowski, A., Janowski, T., Stryczewska, H.D., Performances ofthe 
Supplying Systems for Plasma Reactors. Contributed Papers of 
4th International Symposium on High Pressure Low Temperature Plasma 
Chcmistry, Bratislava 1993, HAKONE IV, ss.111-116 
[21] Czernichowski, A, Ranaivosoloarimanana, A., Janowski, T., Stryczew- 
ska, HO, Cojan, M., Plasrna- Chemical Processing or C02 in a Gliding 
Are Reactor Supplicd at 50 or 150 Hz. Post-conference Proceedings oC 
The International Conference on Electromagnetic Devices and Processes 
in Environment Protection ELMECO'94, Lublin, 8-9th Sept.1994,ss. 19- 
33 
[22] Dąbrowski, M., Analiza obwodów magnetycznych. Straty mocy w obwo- 
dach. PWN Warszawa 1971 
[23] Dhali, S.K. and Sardja, l, Dielectric-barrier discharge for processing of 
S02 and NO x . J. Appl. Phys. 69, 1991,6319-6324 
[24] Eliasesen, B., Hirth, M., Kogelschatz, U., Ozone synthesis from oxygen 
in dielectric barier discharges. 1. Phys. D: Appl. Phys. 20, 1987, ss. 1421- 
1437 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


123 


[25] Eliasesen, B. and Kogelschatz, U., Modelling and Application or Silent 
Discharge Plasmas. IEEE Transaction on Plasma Science, 19 (6), 1991, 
ss.309-323 
[26] Filippov, Yu. V. and Emieljanov, Yu. M., The elcetrical theory of ozoni- 
zers V. The power factor of ozonizers. RussJ. Phys. Chem. 33, ss.155- 
159, 1959 
[27] Gaia, F., Menth, A., Brown Boveri Mitteilungen. B.68, 10/11,1981 
[28] Goleman, R, Straty mocy w transformatorowym potrajaczu częstotliwo- 
ści. Rozprawa doktorska, Politechnika Lubelska, 1983 
[29] Jabloński M., Zakrzewski K., Analiza pracy transformatora rozprosze- 
niowego. Przegląd Elektrotechniczny, Nr 9, 1966 
[30] Janowski, T., Magnetyczne potrajacze częstotliwości. Prace Naukowe 
Politechniki Lubelskiej 202, Elektryka 24, Wydawnictwa Uczelniane 
1990, ss. 114 
[31] Janowski, T., Transformator bezjarzmowy, Zeszyty Naukowe Poltechniki 
Łódzkiej, "Elektryka", 1966, 18 
[32] Janowski, T. and Wawaszak, l, Magnetyczny potrajacz częstotliwości do 
zasilania ozonatorów. Wiadomości Elektrotechniczne Nr 9/10, 1983 
[33] Janowski, T., Goleman, R, Nafalski, A., Core losses in magnetic frequ- 
ency triplers. Proceedings of Soft Magnetic Materials Conference SMM- 
7, Blacpool, 1985 
[34] Janowski, T., Stryczewska, H, Przetwarzanie częstotliwości w mnożni- 
kach statycznych. Folia Societatis Scientarium Lublinensis, vol. 23, Mat- 
Fiz-Chem Nr l, 1981, str.71-78 
[35] Janowski, T., Stryczewska, H, Goleman, R, Kształt prądu pierwotnego 
magnetycznego dziewięciokrotnika częstotliwości. Prace VI Seminarium z 
Podstaw Elektrotechniki i Teorii Obwodów, SPETO 83, Gliwice, 1983, 
str.390-402 
[36] Janowski, T., Stryczewska, H, Goleman, R, Wac-Wlodarczyk, A., Pri- 
mary current waveforms in the three-phase output magnetic frequency 
tripler. Prace IPiUEE, Politechnika Lubelska, Seria B, ELEKTRYKA Nr 
5, 1983, str. 119-141 
[37] Janowski, T., Stryczewska, H., An analysis of magnetic frequency tripler 
supplying an ozonizer. Digest of the INTERMAG-84, Hamburg 9-13 A- 
pril, CB-I0, s.192 
[38] Janowski, T., Stryczewska, H, Bessho, K., Analysis of magnetic frequ- 
ency tripler supplying an ozonizer. Paper of Technical Meeting on Ap- 
plied Magnetics in Japan, vo1.MAG-84-150, 1984, ss. 49-57 
[39] Janowski, T., Stryczewska, H, Simulation of an ozone generator supplied 
from magnetic frequency convertor. Proceedings of AMSE Conference on 
Modelling and Simulation, Sorrento, Italy, Sept.29-0ct.l, voI.2.4, 1986, 
ss. 125-135 



124 Literatura 


[40] Janowski, T., Stryczewska. H, The magnetic frcquency convertor in an 
ozone generating system. IEEE Trans. on Magnetics, vol. MAG-23, No 
5, 1987, ss.3762- 3764 
[41] Janowski, T., Stryczewska, H, Współczynnik mocy ozonatora. Prace XI 
Seminarium z Podstaw Elektrotechniki i Teorii Obwodów SPETO 88, 
Gliwice 1988, ss. 237-244 
[42] Janowski, T., Stryczewska, H, An e1ectrical modcl ofan ozone generator 
for computer simulation. Abstracts of Internatinal Confcrence on Model- 
ling and Simulation, Nov. 7-9, China Shckou, 1988, p. 132, 
[43] Janowski, T., Stryczewska, H, Dresler, Z., A mathematical model of a 
magnetic frequency multiplier with an impedance in the neutral connec- 
tion. Abstracts of Internatinal Confcrence on Modclling and Simulation, 
Nov. 7-9, China, 1988, p. 142 
[44] Janowski, T., Wac-Włodarczyk, A., Stryczewska, H, Amorphous Mate- 
rials for Cores of Magnetic Frequency Multipliers. Proceedings of SMM- 
9 Conference, Madrid, Spain, 1989 
[45] Janowski, T., Wac-Włodarczyk, A., Stryczewska, H, Przydatność ma- 
gnetycznych materialów amorficznych na rdzenie mnożników częstotli- 
wości. Materiały Konferencji "Stopy szybkoschladzane dla Elektrotech- 
niki i Elektroniki" Instytut Mctali Nieżelaznych, Gliwice 1989 
[46] Janowski, T., Stryczewska, H, An analysis of an electrical supply system 
ofozonizers. Archiwum Elektrotcchniki Nr 2, 1991, s. 1- 34 
[47] Janowski, T., Wac-Wlodarczyk, A., Stryczewska, H, Amorphous Mate- 
rials for Cores of Magnetic Frequency Multipliers. Anales De Fisica Serie 
B Vo1.86, 1990, ss.323-325 
[48] Janowski, T., Stryczewska, H., Cooperation of an Ozonizer with Electri- 
cal Supply. Proceedings of European Ozone Conference,. Belgrade, y- 
ugoslavia, October 10-12, 1990, ss. 147-158 , 
[49] Janowski, T., Stryczewska, H, Electrical Power Losses and Efficiency of 
Ozone Generators. Proceedings of III International Symposium on High 
Pressure Low Temperature Plasma Chcmistry, HAKONE III, Strasbourg 
1991, ss.41-46, 
[50] Janowski, T., Stryczewska, H, Magnetic Frequency Triplcrs: Another 
Way to Supply Ozonizers. Ozone Science & Engineering, vol. 14, 1992, 
ss. 139-152 
[51] Janowski, T., Stryczewska, H, Electrical Power Losses and Efficiency of 
Ozone Generators. La Revue de Physique Applique, 1992, s.12 
[52] Janowski, T., Stryczewska, H, Reduction of E1ectrical Energy Losses in 
the Process oC Ozone Production. European Conference on Water and 
Wastewater Treatment with Ozone, Berlin 1993 
[53] Janowski, T., Stryczewska, H.D., Model of the supplying systcm of the 
plasma reactor with magnetic frequency multiplier. Contributed Papers of 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


125 
- 


the 4th International Symposium on High Pressure Low Temperature 
Plasma Chemistry, Bratislava 1993, HAKONE IV, ss. 147-152 
[54] Janowski, T., Stryczewska, D., Mastalarczuk, M., Yamada, S., Bessho, 
K., Performances of medium frequency supplying system for plasma re- 
actor. The Second MAGDA Conference, Japan, 1993, A-I 
[55] Janowski, T., Stryczewska, D., Mastalarczuk, M., Yamada, S., Bessho, 
K., Performances of medium frequency supplying system for plasma re- 
actor. Journal of The Japan Society of Applied Elcctromagnetics, vol.l, 
No 2, 1993, ss. 19-22 
[56] Janowski, T., Guz, J., Nafalski, A., Steady-state Behaviour of a Magnetic 
Frequency Quintupler. IEEE Trans. on Magnetics, vol. MAG-20, No. 5, 
1984, ss. 180 1-1803 
[57] Janowski, T., Stryczewska, H, Hybrydowy UlSilacz plazmotronu do prowa- 
dzenia reakcji chemicznych. Zgloszenie patentowe Nr P-300032, 1993 
[58] Janowski, T. and Stryczewska, HD., Zasilacz plazmotronu do prowa- 
dzenia reakcji chemicznych. zgloszenie patentowe Nr P-301836, 1994 
[59] Janowski, T. and Stryczewska, HD., Magnetic Frcquency Multipliers in 
the Plasma Reactors Supplying Systems. Proceedings ofThe International 
Conference on Electromagnetic Devices and Processes in Environment 
Protection ELMECO'94, Lublin, 8-9th Sept.1994,ss. 99 -104 
[60] Janowski, T., Stryczewska, H. Czerwiński, D., Bessho, K., Yamada, S., 
Model of the plasma reactor supplying system with frequency tripler. The 
Third MAGDA Conference in Osaka, Japan, ss. 219-222 
[61] Janowski, T., Stryczewska, H. Czerwiński, D., Yamada, S., Bessho, K., 
AlI Integrated Power Supplying System for a Plasma Reactor, Journal oC 
the Japan Society of Applied Electromagnetics, Volume 2, Number 3, 
1994., ss. 48-51 
[62] Janowski, T., Zlonkiewicz, Z., Elektrotechnologie, Skrypt Politechniki 
Lubelskiej, Wydawnictwa Uczelniane 1991, ss. 182] 
[63] Jasiński, B., Water ozonization in Wroclaw watcr supply system in the 
years 1974-1989. Proceedings ofthe II International Conference on High 
Pressure Low Temperature Plasma Chcmistry HAKONE II, cd. by 
Technical University ofLublin, 12-14 Scpt. 1989, ss. 19-27 
[64] Jezierski, E., Transformatory. Podstawy teoretyczne. WNT Warszawa 
1965 
[65] [65]Junker GMBH: Induktionstiegelofcn mit magnctischen Frcquen- 
zwandler, Katalog 3303, 1979 
[66] Kogelschatz, U., Advanced Ozone Generation, in: Process for Water Treat- 
ment. ed. S. Stucki, Plenwn Pub., 1988,87-120 
[67] Kolaciński, Z., Characteristics of DC arc rotating in insulating channel. 
Proceedings of the 9th Conference on Gas Discharge and Their Applica- 
tions, Venezia-Italy, 1988, ss. 139-141 



126 Literatura 


[68] Kołaciński, Z., Campbell L.e., Cedzyńska, K., Glaba, M., Gaworczyk, 
J., Dokimuk, l: Decomposition of Toxic Wastes at Plasma. Proceedings 
of The International Conference on Electromagnetic Devices and Proces- 
ses in Environment Protection ELMECO' 94, Lublin. 8-9th Sept.1994, ss. 
73-78 
[69] Królikowski, C., Kamińska-Franke, A., Plazmotrony jednofazowe prądu 
przemiennego. Przegląd Elektrotechniczny 10/11/12, 1986, ss. 299-302 
[70] Królikowski, C., Kamińska-Pranke.A.: Warunki palenia się łuku elektryczne- 
go w jeclnofawwym obwodzie prądu przemiennego, Rozprawy Elektrotech- 
niczne, 1987,33, z. l, ss. 121-136 
[71] Królikowski, C., Namyślak, R., Niewiedział, R., The Direct Current Arc 
Plasmetrons for Toxic Substances Destruction. Proceedings of The Iner- 
national Conference on Electromagnetic Devices and Processes in Envi- 
ronment Protection ELMECO' 94, Lublin, 8-9th Sept.1994, ss. 87-92 
[12] Kwan, S. K. The clischarge process and efficiency of ozonizer. Sixth In- 
ternational Conference on Gas Discharge and their Application, 8-1 i 
Sept. 1980 
[73] Lesueur, H, Czernichowski, A., Chapelle, l, Apparatus for generation of 
low temperature plasmas by fonnation of gliding electric discharges. Pa- 
tent Application, Republique Francaise, National rcgistration no:8814, 20 
May 1990 
[74] Lesueur, H., Czernichowski, A., Granops, M., Discharge plasma reactor 
for H2S valorization or destruction. ISPC-11 
[75] Lidmanowski, W., Zarys teorii wyladowań w dielektrykach. WNT War- 
szawa 1988 
[76] Me Knight W., J., Three phase electrical power ozone generating system. 
Patent USA No: 4156653, 1979 
[77] Masschelein, W.J., The Necessary Compromises In Design of Ozone Ge- 
neration Capacity. Proc. European Ozone Conference, Belgrade, ss.62- 
82, 1990 
[78] Miziołek, A.W., Herron, J.T., Mallard, W.G., Hudgens, lW., Green, 
D.S., Tsang, W., Chang, lS.: Importance ofChemistry in Non-Thennal 
Plasma Control of Volatile Organic Compounds and Air Toxics. Proce- 
edings of The International Conference on Electromagnetic Devices and 
Processes in Environment Protection ELMECO' 94, Lublin, 8-9th 
Sept.1994, ss. 65-70 
[79] Nafalski, A., Bessho, K., Yamada, S., Sudani, T., Perfonnance and Ana- 
Iysis of an Advanced Type Magnetic Frequency Tripler with Three 3- 
legged Cores. IEEE Trans.on Magnetics, voI.MAG-18, No.6, 1982, 
ss.1758-1760 
[80] Nafalski, A., Analiza magnetycznych mnożników częstotliwości z rdzeniami 
trójkolumnowymi. Prace Naukowe Politechniki Lubelskiej 165, Elektryka 19, 
Wydawnictwa Uczelniane 1987, p.83 . 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


12.7 


[81] Nafalski, A., Analiza własności magnetycznego mnożnika częstotliwości 
do zasilania jednofazowych silników indukcyjnych. Rozprawa doktorska, 
Politechnika Warszawska, 1978 
[82] Nafalski, A., Algorytm obliczeń stanu ustalonego magnetycznych mnoż- 
ników częstotliwości. Prace Naukowe Politechniki Lubelskiej 187, Elek- 
tryka 22, 1990, ss. 37-54 
[83] Okazaki, S., Kogoma, M., Sigimitu, H., lnomata, T., Moriwaki, T., Ozo- 
ne generator and ozonizer with fme wire electrode. Proc. 8th Ozone World 
Congres, Zurich 1987, p.149 
[84] Okazaki, S., Polio, 1., Ozonek, l, Jaholkowski, K.: The Barier Discharge 
in Presence of Mesh-Electrode and Thin Layer Organie Dielectric. Pro- 
ducing. proceedings of The International Conference on Electromagnetic 
Devices and Processes in Environment Protection ELMECO' 94, Lublin, 
8-9th Sept.1994, ss. 35-38 
[85] Opalińska, T., Effect of electric parameters on ozon e synthesis in dischar- 
ge at ferroelectric surface. Proc. of 2nd Int. Symp. on High Pressure Low 
Temperature Plasma Chemistry, Kazimierz 1989, p.79 
[86] Opalińska, T., Effect of the properties of ferroelectric electrodes on ozone 
synthesis yield in barrier discharge. Proc. of 3rd Int. Symp. on High Pres- 
sure Low Temperature Plasma Chemistry, Strasbourg 1991, p.47-52 
[87] Ozonek, l, Laboratorium syntezy ozonu. Podstawy procesowe. Pomiary elek- 
tryczne. Ekotechnologie. Pod redakcją: Iwo Polio, Wydawnictwa Uczelniane 
1993, s. 122 
[88] Ozonek, J., Fijalkowski, S., Polio, 1., Energy distribution in industrial 0- 
zonizer. Proceedings of II International Symposium on High Presuure 
Low Temperature Plasma Chemistry HAKONE-II, 1989, ss. 184-189 
[89] Ozonek, l, Modelowanie reaktora do syntezy ozonu. Rozprawa Doktor- 
ska, Politechnika Śląska 1984 
[90] Ozonek, l, Fijalkowski, S., Polio, I.: Distribution of Energy in the Ozoni- 
zer. Producing. Proceedings of The International Conference on Electro- 
magnetic Devices and Processes in Environment Protection ELMECO' 
94, Lublin, 8-9th Sept.1994, ss. 45-52 
[91] Pasternak, J., Analiza skrośnego nagrzewania indukcyjnego prądami o 
częstotliwości 150Hz, Zeszyty Naukowe AGH, Elektrotechnika 22, Kra- 
ków 1992, s.78 
[92] Penetrante, B. M., Fundamental limitations of non-thermal plasma pro- 
cessing for internal combustion engine NOx controI. Proceedings of the 
4rd International Symposium on High Pressure Low Temperature Plasma 
Chemistry, Bratislava 1993, ss. i- vi 
[93] Polio, 1., OZON. Właściwości, produkcja, zastosowania. Prace Instytutu 
Matematyki, Fizyki i Chemii, Politechnika Lubelska, Wydawnictwa Uczel- 
niane, SeriaA, Nr 4, 1983, ss.103 



128 Literatura 


[94] pono, I. and Ozonek, l, Electrical, field strength and rate of ozone syn- 
thesis in silent clischarge. Proc. of XVIII Intern. Confcrcnce on Phcnome- 
na in Ionized Gases, Swansea 1987, ss. 192-193 
[95] pono, I. and Ozonck, l, The effect of dischargc gap size on kinctics oC 
ozone production in an ozonizer with a polimeric diclcctrical barrier. 
Proc. of8th International Symposium on Plasma Chcmistry, Tokyo 1987, 
ss. 764-768 
[96] pono, 1., Wroński, M., Ozonck, l, Jaroszyńska-Wolińska, l, Macrokine- 
tics of ozone formation in ozonizcr with diclcctrics of various thickncss. 
Procecdings oC the 3rd Intcrnational Symposium on High Pressure Low 
Temperaturc Plasma Chcmistry, Strasbourg 1991, sS.9-14 
[97] Polio, I. and Ozonck, l, The cffect of dischargc gap size on kinctics of 
ozonc production in an ozonizer with a polymeric barricr. Proccedings oC 
8th International Symposium on Plasma Chemistry, Tokyo 1987, 764- 
768 
[98] Polio, 1., Rea, M., Wroński, M.: NOx and SOx Removal in Pulse Corona 
dischargc. Procccdings of thc Intcrnational Confercncc on Elcctromagne- 
tic Dcviccs and Proccsses in Environmcnt Protection ELMECO' 94, Lu- 
blin, 8-9th Scpt.1994, ss. 23-28 
[99] Praca zbiorowa pod kierunkiem Romualda Kosztaluka: Technika Badań 
Wysokonapięciowych, tom 2, WNT Warszawa 1985 
[100] Rosocha, L. A., Andcrson, G.K., Bechtold L.A., Coogan, l l, Heck G., 
Kang, M., McCulla, W. H., Tcnnant, R.A. and Wantuck P. l, Treatmcnt 
of hazardous organic wastcs using silent discharge plasmas. In Non- 
Thcrn1al Plasma Tcchnics for Pollution Control, Part B: Electron Beam 
and Elcctrical Discharge Proccssing cd. by Bcrnie M. Penctrante and S- 
hirlcy E. Schulthcis, NATO ASI Series G: Ecological Scienccs, Vol. 34 
[101] Salge, J. and Braumann, P., The influencc of thc voltage wave on thc 
Connation of ozone. Proccedings of thc 4th International Symposium on 
Plasma Chemistry, Zurich 1979 
[102] Samoilovich, V. G. and Filippov Yu.v., Elcctrical thcory of ozonizers 
VIII. Effcct of frcqucncy on clcctrical characteristics of ozonizers. Russ. l 
Phys. Chem. 35, ss. 94- 96, 1961 
[103] Schalckamp, M., Ozonc tcchnology in Switzerland yesterday, today and 
tomorrow. Procecdings of the II International Conference on High Pressu- 
re Low Temperature Plasma Chemistry HAKONE II, cd. by Technical 
University ofLublin, 12-14 Sept. 1989, ss. 19-27 
[104] Schluckebler, D., Further developmcnts in the field ofmagnetic frequency 
conversion to 450 Hz. Raport on the VI International Junker Furnace 
Conference, Lommersdorf27-28 Sept. 1978 
[105] Sclunitd-Szalowski, K. and Jodzis, S., Kinetic characteristics of the ozone 
synthesis based on measuremcnt of active power ofthe discharge. Proc. of 
II Conference on Ozone Synthcsis and Properties, Wilga 1992, sS.8 ł -88 



Analiza zintegrowanych zasilaczy elektromagnetycznych... 


129 


[106] Schmitd-Szałowski, K. and Jodzis, S., Kinetic characteristics ofthe cata- 
lytic ozone synthesis in ełectrical discharges. Proc. of European Ozone 
Conference, Belgrad 1990, ss. 125-136 
[107] Schmitd-Szałowski, K., Solid surface activated ozone synthesis in silent 
discharges. Proc. of 10th International Symposium on Plasma Chemistry, 
Bochum 1991,3.2-6 
[108] Sobek, V., Goldman, A., Goldman, M., Electrical parameters measure- 
ments of an AC corona discharge in a wire-to-plane configuration. Proce- 
edings ofthe 4rd International Symposium on High Prcssure Low Tempe- 
raturePlasmaChemistry, Bratislava 1993, ss. 177-182 
[109] Stryczewska, H., Analiza pracy magnetycznego potrajacza częstotliwości 
jako źródla zasilania odbiornika nieliniowego na przykladzie wytwornicy 
ozonu. Rozprawa doktorska, Politechnika Lubelska 1986 
[110] Stryczewska, H., Wybrane problemy kompensacji mocy biernej magne- 
tycznych mnożników częstotliwości. Prace IPiUEE Politechnika Lubel- 
ska, Seria C Nr 10, 1982 
[Ill] Stryczewska, H., Zastosowanie wielomianów Czebyszewa do opisu ma- 
gnetycznych i tyrystorowych mnożników częstotliwości. Prace IPiUEE, 
Politechnika Lubelska, Seria C Nr 2, 1978, str. 162-170 
[112] Stryczewska, H. and Janowski, T., Review of electrical suppling systems 
for an ozone generator. Proceedings of II International Symposium on 
High Pressure Low Temperature Plasma Chemistry "Hakone II", Kazi- 
mierz n/Wislą, Poland, 12-14 Sept. 1989, ss. 86-94 
[113] Stryczewska, H. and Janowski, T., Investigation of an Ozone Generation 
System with Magnetic Frequency Tripler. Prace Naukowe PL 209, 
Chemia 5 Ozone Synthesis and Properties, Lublin 1990 
[1l4] Stryczewska, H. and Janowski, T., Electric Ozonizer Power and its De- 
tennination. Proc. of II Conference on Ozone Synthesis and Properties, 
Wilga 1992, ss.27-33 
[ll5] Stryczewska, H., Moc generatorów ozonu. Prace Seminarium z Podstaw 
Elektrotechniki i Teorii Obwodów, XV-SPETO Gliwice-Wisla, 1992, ss. 
503-510 
[116] Stryczewska H i inni, Raport z realizacji projektu badawczego KBN Nr 8 
S502 O l O 05 pt." Zintegrowany uklad zasilania reaktorów ozonu". Glówni 
wykonawcy: T. Janowski, A. Wac-Wlodarczyk, praca niepublikowana, 
84 strony, 1995 
[117] Stryczewska, H.D., Design Aspects of supplying systems for plasma reac- 
tors. Prace Naukowe Politechniki Lubelskiej 236, Elektryka 27, Wydaw- 
nictwa Uczelniane 1994, ss. 19- 32 
[ll8] Stryczewska, H.D., Janowski, T., Szponder, 1., Experimental Investiga- 
tion of the 250 Hz Supplying System of an Ozonizcr. Proceedings of The 
Internationa! Conference on Electromagnetic Devices and Processes in E- 
nvironment Protection ELMECO' 94, Lublin, S-9th Sept.1994, ss. 59-64. 



130 Literatura 


[119] Supronowicz H: Metody zmniejszania zawartości wyższych harmonicz- 
nych w prądach pobieranych przez odbiorniki nieliniowe z sieci zasilają- 
cej, Prace Naukowe Politechniki Warszawskiej, Elektryka z. 98, 1995 
[120] Supronowicz H, Makal 1.: Układ modelowy do kompensacji mocy bier- 
nej w obwodach o przebiegach odksztalconych, Archiwum Elektrotech- 
niki Zeszyt 3/4, 1984, ss. 461-472 
[121] Szczepański, Z., Wyładowania niezupelne w izołacji urządzeń elektrycz- 
nych. WNT Warszawa 1973 
[122] Szpor, S., Wytrzymałość elektryczna i technika izolacyjna. PWN War- 
szawa 1959 
[123] Turowski 1.: Obliczenia elektromagnetyczne elementów maszyn i urzą- 
dzeń elektrycznych. WNT Warszawa 1982 
[124] Veis, A., Albert, l, Coste, C., Adatto, M., Benas, lM.: Electrical Power 
Supply for ozone generators, Proc. of 8th IOA World Congress, Zurich, 
paper No A28, 1987 
[125] Wac-Wlodarczyk, A., Analiza pracy magnetycznego dziewięciokrotnika 
częstotliwości. Rozprawa doktorska, Politechnika Lubelska 1983 
[126] Wac-Wlodarczyk A. i inni, Raport z realizacji projektu badawczego KBN 
Nr 8 8211 92 03 pt. Hybrydowe uklady przetwarzania częstotliwości. 
Glówni wykonawcy: T.Janowski, HStryczewska, lSzponder, praca nie- 
publikowana, 134 stron, 1994 
[127] Wawszczak 1.: Analiza obciążalności magnetycznych potrajaczy często- 
tliwości. Rozprawa doktorska. Politechnika Łódzka 1977 
[128] Wroński, M., PolIo, 1., Samoylovitch, V. G.: Nitrogen Oxides Formation 
in Silent Discharges and Ozone Application for Waste Water Treatment. 
Proceedings of The International Conference on Electromagnetic Devices 
and Processes in Environment Protcction ELMECO' 94, Lublin, 8-9th 
Sept.1994, ss. 29-34 
[129] Yagi, S. and Tanaka, M., Mechanism ofozone generation in air fed ozo- 
nizers. J.Phys.D: Appł. Phys., Vo1.l2, 1979, ss.1509-1520 
[130] Katalog francuskiej firmy Degremont, Water and Waste Treatment. Ozo- 
ne Generator Ozonazur GLN 
[131] Umowa licencyjna" Glidarc Plasma agreement" pomiędzy autorami pa- 
tentów P-300032 i P-301836 a Sunnen Technology SARL Paris 48 Bd 
Gouvion St. Cyr 75017 na produkowanie i sprzedaż zasilaczy plazmotro- 
nów łukowych we Francji 



Analysis oloperation ol electromagnetic suppliers... 


131 


ANAL YSIS OF OPERATION 
OF ELECTROMAGNETIC SUPPLIERS 
IN DIS CHARGE SYSTEMS 


Summary 


Numerous advantageous of the plasma aidcd methods of water treatment and 
toxic gases dcstruction have given rise to an increasing interest in these methods can 
been observed in the last few years. 
For these purposes, plasma is usually produccd by electrical discharges in pla- 
smatrons, which are energy receivers of vel)' spccial propcrties. A plasmatron supply 
system should meet many reguirements, such as: to supply electrical encrgy of high 
voltage and increascd frequency, to compensate the reactive power ofthc plasma reac- 
tor, to balance thc singlc-phase load while being efficient and reliable. 
The paper prescnts an analysis of thc phcnomcna in ozone generators and pla- 
sma reactors willi gliding arc. On the basis of this analysis, the requirements for thcir 
supply systems are fonnulated, the aspccts oftheir design are discusscd and thc exam- 
ple of design is presented. The analysis shows that plasmatron requirements can be 
satistied by the systems making use of the higher magnetic f1ux hannonics induccd in 
the core of the transfonner, which is the main part of evel)' supplier used in discharge 
systems. 
The main results presented in the paper are the folIowing: 
- analysis of the ozone generator operation and formulation of the new equivalent 
circuit ofthe ozone generator necessal)' to its numerieal analysis
 ----- - 
- working out of the new supply system for the ozone generator, which integrates 
in one device the function of the transfonner, frequency converter, voltage re- 
gulator and single-phase load balancing; 
- formulation ofthe mathematical model ofozone generator supply system; 
- working out ofthe principie of operation ofthe plasmatron with gliding arc and 
development of its supply system, whieh makes use of the third magnctic f1ux 
harmonic for arc ignition and the fundamental harmonie to carl)' power to the 
discharge zone; 
- carry out the experiments on the physieal models of integrated supply systems 
and develop the methods of their design. 
The author partieipated in the designing and construction processes of 
the integrated systems which, up to now, have found same applications in labora- 
tol)' and some pilot ones in industl)'. 



132 Analyse der Funktion von Elektromagnetischen Verteilern... 


ANAL YSE DER FUNKTION VON ELEKTROMAGNETISCHEN 
VERTEILERN IN ENTLADUNGS-SYSTEMEN 


Zusammenfassung 


Methoden der Plasma Verwendung bei der Behandlung von Wasser und der 
Vernichtung von Giftgasen, bringen unzaehlige Vorteile mit sich und bewirken, 
dass, in den letzten Jahren das Interesse an diesen Methoden gewachsen ist. 
Zu diesen Zwecken, wird Plasma meistcns durch elektrische Entladung in Pla- 
smatronen hergestellt, die Energie-Empfaenger mit schr besonderen Eigenschaften 
sind. Ein Plasmatron Versorgungs-System sollte vicłe verschicdene Erfordernisse er- 
fuellen, wie: die Versorgung von elektrischer Energie einer hohen Spannung und zune- 
hmender Frequenzum die reaktive Potenz des Plasma Reaktors zu kompensieren und 
die einphasige Leistung auszugleichen, waehrend Effizienz und Reliabilitaet garantiert 
wird 
Die folgenden Seiten steli en eine Analyse des Phaenomens der Ozon-Her- 
steller dar und zeigen Gleitbogen Plasma-Reaktoren. Diese Analyse stellt die 
Voraussetzungen eines Versorgungs-Systems dar und diskutiert die notwendigen 
Designs-Aspekte, wobei ein Beispiel praesentiert wird. Die Analyse zeigt, dass 
die Voraussetzungen fuer Plasmatron durch die Anwendung eines hoeheren har- 
monischen magnetischen Kraftl1usses im Kern des Transfonners hergestellt wer- 
den, der den Hauptanteil injedem Versorger eines Entładungs-Systems darstellt. 
Die folgenden Hauptresultate werden dargestellt: 
- Analyse der Bedienung eines Ozon-Generators und die Besprechung eines neuen 
Equivalent-Stromkreises des Ozon-Generators das fuer eine nummerische Ana- 
lyse notwendig wird; 
- Ausarbeitung eines neuen Versorgungs-Systems fuer den Ozon-Generator, das 
in eincr Vorrichtung die Funktion des Transfonners mit dem Frequenz- 
Konvertierer, dem Spannungs-Regulator und einem einphasigen Lastausgleich 
integriert; 
- Fonnulierung des mathematischen Models des Versorgungssystems von dem 
Ozon-Generator; 
- Ausarbeitung des Operationsprinzips des Plasmatrons mit dem Gleitbogen und 
der Ausarbeitung des Versorgungssystems, das den dritten hannonischen Kra- 
fttluss fuer Bogenzuendung verwendet und den ersten hannonischen Krafttluss 
nuetzt, um Energie zu der Entladungszone zu bringen; 
- Ausfuehrung des Versuchs auf der Grundlage eines integrierten Versorgungssys- 
tems und der Entwicklung der Methoden ihrer Konstruktion. 
Die Autorin hat an ein integriertes System geplant und ausgefuchrt, das, 
bisher, einige Anwendungen im Labor und einige wenige Pilot-Anwendungen in 
der Industrie gefunden hat. 



."'!13l'- 


Bajba
d$
ej koc

owerBT
nymproblemem 8
ÓSOWan
a mater1a- 
węgl0WJ:0h jest :leh e"entUa1n
 aktywnotf& biologiczna. 
Liczne badania wykas
ją (47;lt$1, te strulc1;UJ,"a "ląd$notkankowa 


. ... .., . 
powlS'tająca na baz1e protesl węglowejawą.o'bj,tololą kilkakrot- 
n
eprzek!4Cza. objętoaf& w.
czepu. Moile to
rowadZi& dó.
owtk-' 

ad,taklCsh ;takogran1częn1e :rucbomOlłc1 stawu, powstawanie bo- 
lU
7ch>blizn,cz7.defEłktYko.met;rczne.. PJoz7czyn nadmiernego 
rozrostu, zaJ.eilnegor6wnleł od reakt;rWnolclosobn.1czej .i n1e- 
możliwego do dokł&dnegookrellen1a, upatruje si, bąd£ w aktyw- 
noloi biologicznej materiał6w węglowych, a więc pobudzaniu do 
wzrostu tkanki, albo w r6wnoczasnym oddziaływaniu ozynników 
mechanicznych. porowato
ci i degradacji materiału oraz roz- 
rostu tkanki łącznej jako procesu wgajania ,[47]. 
Stwierdzono, że reakcje ogólnobiologiczne są identyczne 
dla wszystkiego typu materiałów węglowych. Odmienno
d reakcji 


miejscowych wynika z różnic w budowie morfologicznej wszczepów 
węg19wych - porowatotfoi. zwartoloi itp. 


W ł a 
 c i woli c 1 


m e c h a n 1 c z n e 


Materiały węglowe takie jak grafit pirolityczny i kOffiPO- 
. ' 


zyt1 stosowane w, przemy'le rakietowym oraz'węgiel p1rolityoz- 
nJ' osadztu1;rz c1eczl cbaralcter7Zują siędobrL'ł w;rtrzymałolfcią. 
Wytrz7małol&,.narozciąganie węgla izotropowego wynosi około 
400 KPa, a osadzenie r6wnoczesne węgla i krzemu podwyższa wy
 
trzymalod& do ponad 500 KPa. "Wartodcl te są bardzo wysokie w 
porównaniu zwytrzymałodcią węgla szk1istego wynQssącą 15 MPa. 
Cienkle warstwy węgla izotropowego (węgieJ. ULTI) posiadają 
wytrzymalod!! rzędu 750 MPa, natomiast wł6knaOsląga.ją nawet 
4000 ił?a. 



....136\- 


(£'l':t;:Sf)jl3stcikoło.10ra.zy wyższe, a dla warstwy węglowej 
UL'rI Wynosi1 36ra
yw:fęcej l'lH Al 2 0 3 . 
,
i9wad. Do>wad należy stosowanie 
metalowych. naj
zęściej sta10wych śrub mocu3ąc71ch 1 dociskają- 
cych płytkę, co nie eliminuje procesów korozji 
 groźby meta- 
lozy. Wadą jest też powstawanie wokół panewek proszku węglowe- 
go jako produktu śoierania. 
W przedstawionyoh tu dziedzinach medycyny, a przedewszyst- 
kim w endoprotetyce, materiały węglowe są próbnie stosowane. 
Większość proponowanyoh elementów, z wyjątkiem może zastawek 
serca, to konstrukcje doświadczalne, badane klinicznie od około 
ośmiu lat lub krócej, gdyż pierwsze doniesienia na temat mate- 
riałów węglowych, w tym włókien w zastosowaniach ortopedycznyoh, 
pojawiły się S71gnalnie w 1977 r. (Jenkins[59]. jest uważany za 
twóroę tego typu materiałów) i trochę szerzej po 1982 roku. 
Obecnie uważa się ,że może to by
 po unowocześnieniu technolo- 
gii materiałprzyszłóści. 


3.2.2. B10ceramika aktywna powierzdhn'iowo 


We wczesnyoh latach 70-tych, równo1egle z badaniami nad 
bioceramiką tlenkową o strukturze krystalioznej, zapoczątkowa- 
no badania przydatności do celów medycznych materiał6w bezposta- 
ciowych, tzw. szkieł. Stwierdzono [411, że dla pewnych specy- 
fioznych składów materiałów szklistych uzyskuje się po implan- 



- 142 - 


reaktywnod& (
) bądt ulegają rozpuszozeniu w warunkach "in v1vo" 
(O). W obszarze$kład9w D uzyskuje się róźne materia.ły nieszkl1- 
ste o zdolnodoiaoh tworzenia po
ąozeni
 z kodoią za1eźnychod 
składu chemioznego. 
Por6wnując waX"unkl tworzenia się połączenia szkła z kO$olą 
.dla materiał6w o składach! 1 li stwierdzonO, że w dużym .'topniu 
zależą one od stanu powierzohni wywołanego dz1ałanie
 roztworu 
fizjologioznego. Ultrapory o wielkości (3-20)nm powstałe na po- 
wierzohni na skutek tworzenia si,ę aktywnego ż.ł,lu bogatego w 
krzem, powodują tworzenie się aglomerat6wkryształ4w h.ydroksylo- 


apatytu. Służy on jako naturalny środek wiążąoy kolagen, polisa- 
charydy i glikoproteiny z aktywną powierzchnią implantatu.W WY- 
niku uzyskuje się odporne mechanicznie połączenie materiału nie- 
organio3nego z organioznym [51]. 
Szkło bioaktywne stosuje się jako powłoki na innych materia- 
łach do implantacji w celu ułatwienia ioh wgajania, przede wszy- 


stkim przy stosowaniu teohniki osadzania bezoementowego endopro- 
tez [52]. Endoprotezy całkowite stawu biodrowego. w których częś- 
ci z ceramiki tlenkowej (Al 2 0 3 ) pokrywano bioszkłem, wykazują 
zdo1nośrzeniakompozytów ceramika.-metal (np
 Ti)i ceramika-szkło. 
które powinny efektywniej wykorzysty:wac pozytywne dla implan- 
tacji właśclwościblomateriałów. 


3.). Tworzywa pólimerowe 


Najszerzej w medycynie wykorzystuje się tworzywa sztuczne 
w.prodhkcji leków i drobnego ,oprzyrządowania, jednorazowego 
użytku strzykawek i igieł, zestawów do transfuzji i podawania 
płynów fizjologicznych, kr()jplówek, a także tkanin na odzie z 


i opatrunki, wyposażenia laboratorium itp. 



-146... 


- polimer!, fluorowe. np. politetrafluoroetylen (PTFE-teflon) 
- polimery akrylowe, np. polimetakrylan metylu (PMM). 
Drugi typ polimerów. to polimery kondensacyjne. Powstają z 
niskooząsteozkoWJ'ch surowców w wyniku reakcji np. estryfika- 
cji. polegającej na łączeniu się np. kwas6w dwukarboksylowych 
i alko\holi dwuwodorotlenowych w poliester z W7ązielaniem się 
cząsteczek wod!,_ Liniowe polimery kondensacyjne ulegają naj- 
czę
ciej sieCiowaniu praestrzennemu na skutek działania kata- 
lizator6w, cidnlen1ca i wysokiej temperatur!, _ W reakcj.i aiecio- 
wania. otrzymuje się twora;rwa nietopliwe inierozpuszcz.alne. 
tzw. termoutwardzalne. o zwiększonej odporności chemicznej 
i termicznej. 
Do szer
ej stosowan!,ch w chirurgii polimerów kondensacyj- 
nych należą włókna poliestrowe. w t!,m politereftalen glikolu 
etylenowego (Dacron) [551. 
W chemii związków wielkocząsteczkowych stosuje się ponad- 
to procesy mieszane. w których cz!,nnikiem ko
czącym prooes 
tworzenia się polimeru są dodatkowo wprowadzone do 
rodowiska 
reakcji związki chemiczne wbudowująoe się w rosnącą makroeząs- 
teczkę. Najczę'ciej w reakCji takiej nie jest potrzebna W7so- 
ka temperatura. W wyniku reakejlnz!,skuje 
ię makrocząsteczkę 
usieciowaną przestrzennie. sztywną i nletopliwą. Polimer tak 
otrzymany nosl nazwę chemoutwardzalnego. Gł6wnymi przedstawi- 
cielami tw
z!,w chemou
wardzalnyoh s
 ż!'wiee epoksydowe, źywi- 
ce poliestrowe oraz po1iuretany. 
Osobną grupę tworzyw pollmerowych stanowią tworz!,wa krze- 
moorganiczne, tzw. silikon!,. w k
6rych szkielet laricucha zbu- 
dowany jest z atom6w krzemu lub krzemu z tlenem, anie jak w 
poprzednio omówionych grupach z węgla 1 wodo
. 



. ,1;48.. 


sioM"oCah9Ó'
;J. ..,'E'tt"e
t
t(lómpos1tion on t1\e electro- 


- -, ".-' . - '.: '-- -.' :', " . - 
 - '. --:: ,- " 
. chemica! beha.
ou
o(aullteri1.tlQs't'ainlees at'ul in Ringer's 


. ',C,' 
, .' 
aolution.CorrÓ
10n,vOl.3),!1O.6
1977,
.204-20a 


, '- 
 
5. Gluuek J. ,J
rkowiak
.t ,lłasalaki J.;,ha3zner A., Rlłezka K., 
Podwyłazenie odporn
lfc1 korc)zyjne j ,. staI! chiJ11rg1oznel za 
nr 12. 


. ' , '.-. . 
, "", _.'.' . - ',' " 
',6. V'a.nderSande, J. 'B. ,CookeJ:.
,.:. 


.' ..' - 
electron 
1cr08
OP7
stud7otthetne.Chan:lsin8ót.streng'theńing 
in beat-.tJ:"
ated C
-Cr-K
-Caa.'lQ,7$,: lłet
11.T
an8.,' A.vol.7A., 
. -':" " ';- ,,:.. . 
-. ,,".. ,'" .,:',- :, .' 
,1976,pp.' :389-:397,. ' 


;. .,', 
,,' '-,'-'-'. 


'c'", , 
.
>, ' 


....'.., 


,-.,' -- ",., -,., . 
,"..:-,' '-",'-:_" .', ,d' ,'- ' 
7. Boj
 Z",Przetakiewicz W., Kaztaltowanfe mikrostruktury 
odlewniczego stopu kO.baltti typu V1ta11it.tm przeznaozonegona 


>wBZczep7 chiru::rgiczne,Meehaniki no. 9, 1989, s. 419-422 
8. Uohym1ak T., RozprawadoktoZ"ska, wAT W
razawa 198;ł' 



.,156,," 


18. WerC?dski A.y Struktura.lne uwarunkowania stosowania bid"';' 
materlałówdla chirurgU. Przegląd Mechaniczny,<'n,r 20 
i 21t 1988, s., 5-10, 12
14t 23-26 


19. Bardos D. J., Luckey H. A., Mioros'truetural arialY$,es,of 
biomaterials, M1crostruct\lral,Sc., 3 Parta, 1975,PP.9:51
 


970 
, -,""'" :," 
 
20. Johanason T., Ubr,enius B.,. Phase eQu1l1bria'1.so'tHermal 
reactions and a termodynamlc studyin the Co"'W-C', system 
at, 1150 o C, Mai;. Sc., vol., 12. no.
., 1978, PP'. 83':"'94 


, ' 
21. Fi tżsimons G. t 'Kuhn H
 .,', A
 ,6:[f.ow and E'ractura of mdtiphase 
alloy MP35N for studyof workabtlitYt MetalI. Trans. A, 
vol. 15A, no. 10. 1984, pp. 1837-1847 


22. Raghavan M. . Beilrkowitz B.' J., Kane ą. IT. , A transmiasion 
electron mi
roscopić investigat10n or pbase tranaforma- 
tions in MP35N. MetalI. Trans. A.. vol. 1U t 1980, 


pp. 203-207 


23. Rajan K., Metali. Trans. A., voL '13A,no. 7, 1982,. 
pp. 1161-1165 


24. Rajan 1(., Nuoleationo,f recrystalization in Co-ar-
10 
alloy, Metall. Trans. A'. ,vol. 15A.no. 7
 1984. pp. 


1335-1:n8, 


25. OlSon G. B., Cohen M. l.,! generał mechanism ofmari;en- 
sitie nucleation: Par:tI, II. 
,
rr. l-ietall. Trans. A. 
vol. 7A. 19:76, pp. 1>897-1899, 1923- 
26. SUry P.. Semlitsch M., GefUgeaufbau und Korrosionseigen- 
schaften von Kobaltlegięrungen fUr KUnstliche Gelenke. 
Metallógraphie-Schadensfallanalysa und Werkstoffentwiok- 
lung, 1976, pp. 107-117 




158... 


37. L:l.uS
 Z., tł:Lilak."aJC., ScholtesB.., tłe Evi.ly A. J. j The 
effect . of>ci
i,i.rolllng on the fati,gue propertiea or Ti- 
6Ab..4V ,Metall. Trans.' A. ,V01.16A
1985.pp.144...145 
38. Buchanan R. A., Rlgne!' E'D. J:r.urg., 5

B, 1977, pp. 53-57 
60. Kal1szewsk:L E. , Mi,s.taS. . Pisarek r., Dobór składu C'bemicz- 
nego,fJtahnakra3owe iiupIant
t7f Hutnlknr4, 1989, 
s. 127....133 


61. Marglpiak J., Stopy stosow
e wchirurg1i kostnej, Wiado- 
moścl,autn1cze, nr 6, 1986, s. 10)-107 


. ':,_,'::i .'- ':, 
-' . 
62. Zając S., CzyzowiozS.. Materiały metalowe na 1mplantaty 
chirurgiczne, Wiadomośoi Hutnicze, nr 4, 1987. s. 91-95 
63.0rl1cki R
, PUO,ka G..jRąozka K.. Nowy stop stomatologicz- 
ny - MIKROMED 1-04, Inżynieria Mater-iałowa. nr 4-5, 1986. 
s. 1 08 


64. Slósarczyk A.. Dżięgiel A.. Bioceramiczne tworzywa hydroksy- 
apatytowe dla chirurgii. Inżynieria Materiałowa, nr 1. 


1
89, s 2J
25