双电弧室轴线式电弧等离子体炬热特性试验研究

欧东斌，朱兴营，马汉东，陈海群，周 法

（中国航天空气动力技术研究院 电弧等离子体应用装备北京市重点实验室，北京 100074）

0 引言

电弧等离子体技术基于气体的电弧放电和焦耳热原理[1]，自19 世纪初发展至今，在机械加工、冶金、电力、材料、环保等领域得到广泛应用[2-18]。在航天领域，电弧等离子体技术是目前进行高温气体动力学试验、热防护材料烧烛与防热结构考核试验等无可替代的技术之一[19-21]。地面试验中通常利用电弧等离子体炬来产生稳定的热等离子体。电弧等离子体炬内部发生电弧放电和电热转化，在等离子体炬出口形成具有高温高焓、高化学活性的等离子体射流。射流的总焓和总压是利用电弧等离子体炬进行风洞实验或自由射流实验中最主要的应用指标，在满足设计总焓和总压条件下，等离子体炬的热效率（表征能量损失）决定了其所需的输入功率、气体流量等运行参数，因此，对等离子体炬的热效率和射流焓值等热特性进行综合研究，并进一步实现能量损失的优化，对于实现利用电弧等离子体炬进行飞行器地面加热实验过程中的高效能应用具有重要指导意义。

目前对电弧等离子炬的研究与应用更多是向大尺度、大功率发展，而对等离子炬本身能量损失及其优化的关注相对较少。本文对电弧等离子体炬在不同参数条件下的气流特性以及能量损失和热效率进行研究，以实验室自主研发的自稳弧型双电弧室轴线式电弧等离子体炬为研究对象，将出口射流设为大气压条件下的自由射流状态，通过试验方法研究在不同输入功率、电弧电流与负载电压组合、工作气体流量等参数条件下的等离子体炬热特性，并从等离子体炬内部电弧、气流和电极热量传递的角度对热特性变化进行分析，以期为等离子体炬的定向、高效工业应用提供指导。

1 试验装置和试验方法

1.1 试验装置

本研究在实验室自主研发的电弧等离子体炬试验系统（如图1 所示）上进行。该系统主要由等离子体炬、供气系统、电源系统、循环冷却水系统和测试系统组成。其中，电弧等离子体炬电极为T2材料，阴极为深杯状结构，阳极为圆管状结构，两极沿同一轴线前后保持一定间隙布置；阴极和阳极内径分别为D和d，D=35 mm，D/d=1.1；工作气体为空气，一定压力的工作气体分别从电极间隙和阴极尾部切向通入，因此该等离子体炬为双电弧室结构，两者旋气方向一致，从电极间隙和阴极尾部进入的气体质量流量分别为G1和G2，G1/G2=9。直流电源负极和正极分别施加在等离子体炬阴极和阳极上；当直流电源按照设计值输出工作电流时，阴极和阳极间气体被击穿，产生电弧；在等离子体炬电弧室内，电弧与气体发生强烈的电磁热与流动力耦合作用——电弧在气体流动的作用下产生径向压缩、轴向拉长和弧根旋转等，气体则受电弧焦耳加热作用升温并产生电离。试验的等离子体炬最大输入功率为300 kW。工作气体经过电弧室后在等离子体炬阳极出口喷出形成具有一定电离度的高温高焓等离子体射流。处于局部热平衡状态的热电弧气体温度可达到104～105K，电极弧斑内热流高达106～107W/m2[22]，同时，电极还会受到电弧的辐射传热及与电弧外围高温气流的对流换热，因此必须对电极进行有效的冷却，否则电极在极短的时间就会被烧蚀失效。工程中采用的最有效方法是在电极外部通水冷却。测试系统由测量供气压力、冷却水流量和进/回水温度、电弧电流和负载电压的传感器，CCD 相机，以及图像采集卡、数据采集组件和上位机组成。

图1 电弧等离子体炬试验系统Fig. 1 Schematic diagram of the plasma torch experimental system

1.2 试验方法

本试验研究中，通过热效率、射流焓值和平均温度3 个特征对等离子体炬的总体热特性进行描述和分析；并对等离子体炬射流形貌进行获取和可视化处理，重点对不同状态下射流长度的变化进行分析。

考虑到电弧等离子体炬射流的焓值难以直接测量，等离子体炬的总体热效率采用平衡法计算[22]，即

式中：U为负载电压，V；I为电弧电流，A；Qloss为通过等离子体炬部件总的热损失。U和I分别通过并联在等离子体炬阴极和阳极两端的电压传感器和串联在直流电源供电回路中的电流传感器进行测量，U和I的乘积即为等离子体炬的输入功率P。如忽略等离子射流的辐射热损失，则可认为Qloss等于通过电弧室壁被冷却水带走的热量，即

式中：qm为冷却水质量流量，kg/s；Cp为水的比质量热容，其值为4.2×103J/(kg·K)；T1、T2分别为冷却水的进、回水温度，K。试验中，通过涡轮式流量计测量得到冷却水的体积流量，再计算得到其质量流量；T1和T2分别通过安装在冷却水入口和出口的K 型热电偶测量得到。为了降低采集误差对计算结果的影响，冷却水温度取数据采集时间段内的平均值。

试验中假设在等离子体炬运行状态达到平衡后，除冷却水带走的热量损失外，电弧能量全部被工作气体吸收，故等离子体炬射流的焓值为

式中：h为等离子体炬射流比焓，kJ/kg；G为工作气体质量流量，kg/s。将等离子体炬进气孔视为声速喷嘴，可采用声速流量法[23]计算气体流量，

式中：γ为气体绝热指数，对于空气取1.4；R为气体常数，J/(kg·K)；p0为供气气流总压，Pa；A*为喷嘴喉道截面积，m2；Cd为流量系数，取0.98；T0为供气气流总温，K。试验中，等离子体炬进气孔等效直径为5.4 mm，通过布置在供气主路上的压力传感器对供气压力进行测量和采集后，即可通过式(4)计算得到等离子体炬的工作气体质量流量。为了提高计算的准确性，供气压力取数据采集时间段内的平均值。

通过试验测量和计算得到射流的焓值后，查找大气压条件下空气的热力学与输运特性数据表，通过线性插值法计算得到射流的平均温度。

基于CCD 图像采集与计算机图像处理技术研究等离子射流形貌，采用Baumer HXC20c 高速相机系统拍摄等离子射流，用Photoshop 软件对拍摄的图像进行灰度处理，通过设定值准确获取等离子射流的等灰度边界。试验中，相机曝光时间设置为500 ms，图像灰度阈值设置为128，相机获得的原始图像及处理后的灰度图像如图2 所示。需要说明的是，通过CCD 相机得到的是在特定曝光值条件下的射流形貌，该图像仅用于定性分析不同条件下的射流长度变化规律和程度，并不定量表示等离子射流实际长度，因此本文后面的分析中采用射流长度的变化率，即(L2-L1)/L1，对射流的变化程度进行描述，其中L1和L2分别为欲对比的前后2 张射流图像灰度图中的射流长度。

图2 等离子射流原始图像和灰度图像Fig. 2 Original image and grayscale image of plasma jet

1.3 试验工况

本文进行了不同输入功率，相同输入功率、不同电弧电流与负载电压组合，相同工作气体流量、不同电弧电流3 种条件下的等离子体炬总体热特性试验，试验工况如表1 所示。其中，工况1～工况5 为输入功率从100 kW 逐步增加到300 kW。需要说明的是，功率设置是在电弧电流与负载电压取值接近（I/U=0.87～1.05）的条件下进行的，不同电流与电压参数的匹配对等离子体炬热特性的影响在后续工况中进行研究。工况6～工况12 为输入功率分别为250 kW 和150 kW 时，不同电弧电流与负载电压参数匹配条件。工况13～工况16 为工作气体流量为13.5 g/s，电弧电流由400 A 逐步增加到550 A。

表1 电弧等离子体炬热特性试验工况Table 1 Experimental conditions of thermal characteristics of arc plasma torch

2 结果与讨论

2.1 不同输入功率时的等离子体炬热特性

图3 给出的是不同输入功率时等离子体炬的热效率和工作气体质量流量。从图中可以看出，对于所研究的电弧等离子体炬，在电弧电流与负载电压参数匹配接近的条件下，输入功率分别为104.1 kW、152.0 kW、199.4 kW、250.0 kW 和299.8 kW时，等离子体炬的热效率分别为49.1%、54.9%、62.6%、68.3%和70.8%，即热效率随着输入功率的增大而提高。这一变化规律可通过等离子体炬内热电弧、气流与电弧室冷壁之间的热交换进行解释：从电弧角度，电弧电流增大时电弧的箍缩半径增大[1]，使电弧热边界层（导电通道区域边界）与电弧室壁面边界层更早地进入交汇区，在交汇区内电弧附近的高温气流与外部冷气流剧烈混合，继而使到达电弧室壁面的对流换热强度增加；同时，随着电流的增大，电弧区向电弧室壁面传递的辐射热也会有一定程度的增加。从气流角度，沿切向进入电弧室的工作气体会在电弧室壁面形成一层低温绝缘的冷气膜，同时能够对电弧产生气动力和热力压缩而使得电弧直径减小；在气膜冷却和压缩电弧双重作用下，中心热电弧与电弧室壁面间的换热量降低。由此可见，电弧电流和气体流量的增大对热电弧与电弧室壁面之间换热量的影响是恰恰相反的。在本研究的条件下，当输入功率增大时，电弧电流和气体流量同步增大，两者的综合作用决定等离子体炬热效率的变化，显然，其中气体流量的增大对热电弧与电弧室壁面间换热的减弱效果起到了主导作用。

图3 不同输入功率时等离子体炬的工作气体质量流量和热效率Fig. 3 Gas flow and heat efficiency of the plasma torch at different input powers

图4 给出的是不同输入功率时等离子体炬射流的比焓和平均温度。从图中可以看出：等离子体炬出口射流的比焓≥8.5 MJ/kg，平均温度≥4300 K，当等离子体炬输入功率为152.0 kW 时出口射流的比焓和温度达到最大值，分别为10.29 MJ/kg 和5006 K；当输入功率由152.0 kW 增加到250.0 kW时，射流的比焓和平均温度随着输入功率的增大而不断降低，因为此时相比于电流增大的影响，气体流量增大的影响起到主导作用；而当输入功率分别由104.1 kW 增加到152.0 kW、由250.0 kW 增加到299.8 kW 时，射流的比焓和温度则呈现出缓慢上升的趋势。这可能与这2 个阶段气体流量的增幅相比于其他状态更小有一定的关系，这一点在图3 中气体流量的变化中有比较清楚的体现。

图4 不同输入功率时的等离子体炬射流比焓和平均温度Fig. 4 Enthalpy and average temperature of the plasma jet at different input powers

2.2 同输入功率、不同电弧电流与负载电压组合时的等离子体炬热特性

图5 给出的是输入功率分别设定为150 kW 和250 kW，采用不同的电弧电流和负载电压组合时等离子体炬的热效率和工作气体流量。可以看出：在相同的输入功率条件下，电弧电流和负载电压的匹配设计对等离子体炬的热效率会产生较大影响——当输入功率为250 kW，电弧电流和负载电压分别设计为470 A 和531 V 时，等离子体炬的热效率为71.4%；而当电弧电流和负载电压分别设计为550 A和455 V 时，热效率则降低到61.7%。当输入功率为150 kW 时表现出同样的规律，当电弧电流设计为450 A 时，等离子体炬的热效率仅有40%。在相同输入功率条件下，若增大电弧电流，为获得设计负载电压，气体流量是减少的。本文前面的分析已表明，电弧电流增大和气体流量减小都会导致热电弧向电弧室壁的传热增强，即等离子体炬的热损失增加，喷枪热效率下降。因此，在特定功率条件下，采用较低的电弧电流和较高的负载电压匹配能够获得较高的热效率。

图5 同输入功率、不同电弧电流与负载电压组合时的等离子体炬气体流量和热效率Fig. 5 Gas flow and heat efficiency of the plasma torch at different current and voltage pairs with a constant power

图6 给出的是输入功率分别设定为150 kW 和250 kW，设计不同的电弧电流和负载电压组合时射流的比焓和平均温度。可以看出：在相同的输入功率条件下，不同的电弧电流和负载电压组合时射流的比焓和平均温度同样会有较大的差别，但与热效率的变化不同的是，在相同输入功率条件下，采用较大的电弧电流时获得的射流比焓和平均温度较高。当输入功率为250 kW 时，电弧电流和负载电压分别设计为470 A 和531 V 时，射流的比焓和平均温度分别为7.73 MJ/kg 和4016.4 K；而把电弧电流增大到470 A 时，射流的比焓和平均温度分别提高到9.2 MJ/kg 和4578 K。当输入功率为150 kW 时，射流比焓和平均温度的变化与输入功率为250 kW时类似，分别由电弧电流为300 A 时的7.08 MJ/kg和3828 K 升高到电弧电流为450 A 时的10.3 MJ/kg和5007 K。可见，在特定功率条件下，设计较大的电弧电流时，射流比焓的增大同样是由于气体流量的减小引起的，尽管此时等离子体炬的热效率降低，热损失增加，但在总能量上依然使得气体的比焓增大了。综合以上分析，在特定功率条件下，电弧电流和负载电压的匹配设计需要根据具体的应用需求，综合考虑射流比焓（或平均温度）与等离子体炬的热效率而平衡确定。

图6 同输入功率、不同电弧电流与负载电压组合时的等离子体炬射流比焓和平均温度Fig. 6 Enthalpy and average temperature of the plasma jet at different current and voltage pairs with a constant power

2.3 同气体流量、不同电弧电流时的等离子体炬热特性

图7 和图8 分别给出气体流量设计为13.5 g/s，电弧电流在400～550 A 间变化时等离子体炬的热效率和负载电压，以及射流比焓和平均温度。从图7可以看出，气体流量不变，电弧电流增大时，等离子体炬的热效率会有所降低，电弧电流分别设计为400 A、450 A、500 A 和550 A 时，热效率分别为66.3%、64.0%、59.8%和56.5%。这与电弧电流增大时，热电弧通过热边界层和外围气流与电弧室壁间进行的对流换热以及辐射传热强度增加从而导致的热损失增加有关。从图7 还可以看出，在该气体流量条件下，当电弧电流增大时，负载电压是降低的，即等离子体炬伏安特性的下降；对于所研究的等离子体炬，可近似采用图中给出的多项式对其伏安特性进行描述。从图8 可以看出，等离子体炬射流的比焓和平均温度随电弧电流的增大而提高，电弧电流由400 A 逐步增大到550 A 时，射流的比焓和温度分别由8.95 MJ/kg 和4480 K 提高到9.70 MJ/kg 和4800 K。可见，尽管随着电弧电流的增大负载电压降低了，但等离子体炬的总功率依然由182.8 kW提高到228.3 kW，使得投入到气体中的总能量增加，故在气体流量不变的条件下，射流的比焓和平均温度升高。

图7 同气体流量、不同电弧电流时的等离子体炬负载电压和热效率Fig. 7 Load voltage and heat efficiency of the plasma torch at different currents with constant gas flow

图8 同气体流量、不同电弧电流时的等离子体炬射流比焓和平均温度Fig. 8 Enthalpy and average temperature of the plasma jet at different currents with constant gas flow

2.4 等离子体炬射流长度变化规律分析

1）不同输入功率时的等离子体炬射流长度

图9 显示的是不同输入功率时的等离子体炬射流长度。可以看到，总体而言，射流长度随着输入功率的增大不断增加：当输入功率从104.1 kW增加到299.8 kW 时，射流长度的增幅为36.9%，这与电弧电流和气体流量的增大有直接关系；当输入功率为299.8 kW 时，从射流图像中可以间断性地看到电弧的存在，这可能是由于此时气体流量较大，在气动力的作用下，电弧在阳极上的闭合部分（径向部分）向出口弯曲并与电极出口的尖缘间产生了小尺度电弧分流。

图9 不同输入功率时的等离子体炬射流长度Fig. 9 Length of the plasma jet at different input powers

2）同输入功率、不同电弧电流与负载电压组合时的等离子体炬射流长度

图10 显示的是等离子体炬输入功率设定为150 kW，设计不同的电弧电流和负载电压组合时射流的长度。整体来看，在输入功率固定时，采用较高的电弧电流和较低的负载电压匹配时，射流长度比采用低电流高电压匹配时的要短——功率设定为150 kW，电弧电流为450 A 时的射流长度比电弧电流为300 A 时的减小约26%。功率设定为250 kW时，电弧电流的变化对射流长度的影响规律与功率设定为150 kW 时高度一致。

图10 不同电弧电流与负载电压组合时的等离子体炬射流长度（输入功率为150 kW）Fig. 10 Length of the plasma jet at different current and voltage pairs (P=150 kW)

3）同气体流量、不同电弧电流时的等离子体炬射流长度

图11 显示的是气体质量流量设计为13.5 g/s，电弧电流在400～550 A 间变化时等离子体炬射流的长度。可以发现，在气体流量不变时，随着电弧电流的增大，等离子体炬射流长度有所减小，但程度并不大，电弧电流由400 A 增加到550 A 时，射流长度仅减小7%左右。

图11 同气体流量、不同电弧电流时的等离子体炬射流长度Fig. 11 Length of the plasma jet at different currents with constant gas flow

3 结束语

本文采用地面试验方法，以自稳弧型双电弧室轴线式电弧等离子体炬为对象，研究得到在不同输入功率，相同输入功率、不同电弧电流与负载电压组合，相同气体流量、不同电弧电流时，等离子体炬的热效率、射流焓值和温度特性及其变化规律，对射流形貌进行了一定程度的可视化分析。研究结果表明：

1）在电弧电流与负载电压的取值与设计值接近的条件下，当等离子体炬输入功率在特定的范围内变化时，热效率与输入功率呈正相关性，射流的比焓和温度则随着功率的增大呈现出先升高后降低再升高的变化趋势。

2）在特定功率条件下，采用较低的电弧电流和较高的负载电压匹配能够获得较高的等离子体炬热效率，但射流的比焓和平均温度会降低。

3）在气体流量不变、电弧电流增大时，等离子体炬的伏安特性呈下降曲线；等离子体炬热效率单调降低，而等离子体炬总功率依然会提高，射流的比焓和温度也随之提高。

4）等离子体炬射流长度受电弧电流和气体流量变化的影响；相较于电弧电流，气体流量的变化对射流长度的影响更具主导作用。