Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла
Розглянуто варіант плазмової термохімічної підготовки низькореакційного вугілля в умовах промислового пальника. Введено критерій ефективності процесу. Виконано числові дослідження основних параметрів і оцінено ефективність плазмової обробки вугілля в різних режимах. Проведено пошук оптимального режи...
Saved in:
| Date: | 2007 |
|---|---|
| Main Authors: | , |
| Format: | Article |
| Language: | Ukrainian |
| Published: |
Інститут загальної енергетики НАН України
2007
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/3091 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла / О.Л. Котляров, В.П. Яценко // Пробл. заг. енергетики. — 2007. — № 16. — С. 87-95. — Бібліогр.: 20 назв. — укp. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1860221767520354304 |
|---|---|
| author | Котляров, О.Л. Яценко, В.П. |
| author_facet | Котляров, О.Л. Яценко, В.П. |
| citation_txt | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла / О.Л. Котляров, В.П. Яценко // Пробл. заг. енергетики. — 2007. — № 16. — С. 87-95. — Бібліогр.: 20 назв. — укp. |
| collection | DSpace DC |
| description | Розглянуто варіант плазмової термохімічної підготовки низькореакційного вугілля в умовах промислового пальника. Введено критерій ефективності процесу. Виконано числові дослідження основних параметрів і оцінено ефективність плазмової обробки вугілля в різних режимах. Проведено пошук оптимального режиму. Ключові слова: пиловугільний факел, стабілізація горіння, плазмотрон
|
| first_indexed | 2025-12-07T18:18:48Z |
| format | Article |
| fulltext |
ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007 87
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
ЧИСЛОВЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ПЛАЗМОХІМІЧНОЇ
ОБРОБКИ ПИЛУ НИЗЬКОРЕАКЦІЙНОГО ВУГІЛЛЯ ПЕРЕД
СПАЛЮВАННЯМ У ТОПЦІ КОТЛА
УДК 537.526.533.9
О.Л. КОТЛЯРОВ, канд. фіз.-мат. наук, В.П. ЯЦЕНКО, канд. техн. наук, (Інститут загальної
енергетики НАН України, Київ)
Розглянуто варіант плазмової термохімічної підготовки низькореакційного вугілля в умовах промислового пальника.
Введено критерій ефективності процесу. Виконано числові дослідження основних параметрів і оцінено ефективність
плазмової обробки вугілля в різних режимах. Здійснено пошук оптимального режиму.
Проблеми експлуатації пиловугільних тепло-
вих електростанцій (ТЕС) значною мірою
пов'язані з низькою якістю твердого палива (це,
переважно, високозольний донецький антраци-
товий штиб (АШ)) та зношеністю топок парових
котлів. При зменшенні теплотворної здатності
вугілля і збільшенні його зольності порушується
стійкість горіння пиловугільного факела, змен-
шується повнота згоряння вугільних частинок і
дестабілізується процес рідкого шлаковидален-
ня. Тому для розпалювання котлів ТЕС і забезпе-
чення стійкого горіння вугільного пилу додатко-
во використовується природний газ чи мазут.
Аналіз якісних характеристик вугілля, яке
спалювалось на ТЕС за останні 15 років, показав
наступне. В 1991-2000 рр. якість енергетичного
вугілля була низькою, і проблеми його викорис-
тання на ТЕС загострилися. За різними оцінками
[1, 2], в окремі роки цього періоду зольність ву-
гілля зростала до 35-38%, а теплотворна здатність
знижувалась до 17-19 МДж/кг. При його факель-
ному спалюванні (особливо в режимах мінімаль-
них навантажень) було потрібне підсвічування
факела газомазутним паливом. При цьому частка
тепла додаткового палива в сумарному теплови-
діленні в топках котлів сягала 30-40%. Останнім
часом якість вугільного палива дещо покращи-
лась, і витрати газу та мазуту на підсвічування
факелу зменшились.
Але навіть при спалюванні проектного вугілля
на існуючих ТЕС, обладнання яких суттєво зно-
шене, частка допоміжного палива залишається
високою [3]. В роботах [4-7] наведено дані про
витрати основного і допоміжного палива на ТЕС,
які спалюють АШ, за 2002-2005 рр. Побудовану
за цими даними гістограма відносних витрат К
газу і мазуту на цих ТЕС представлено на рис. 1.
З порівняння наведених даних видно, що за вка-
заний вище період на окремих станціях витрати
допоміжного палива лише після 2003 р. стали
нижчими за 30%.
Проте одночасне спалювання вугілля і більш
хімічно активних газу чи мазуту призводить до
зменшення концентрації кисню в топці та, як нас-
лідок, до зростання механічного недопалу вугіл-
ля і зниження ККД котла. При використанні ма-
зуту спостерігається інтенсивна високотемпера-
турна корозія екранів і низькотемпературна ко-
розія хвостових поверхонь. Збільшується кон-
центрація оксидів азоту в димових газах. Крім то-
го, наявність додаткового палива передбачає на-
явність відповідного господарства, на утримуван-
ня якого потрібні певні витрати. Врешті-решт,
спалювання мазуту додатково збільшує рівень
забруднення як довкілля, так і внутрішніх повер-
хонь топки.
З урахуванням зазначеного вище, а також з ог-
ляду на дорожчання мазуту і газу та значних вит-
рат на утримання відповідних господарств акту-
ального значення набувають технології безмазут-
ного розпалювання і стабілізації пиловугільного
факела за допомогою плазмотронів.
Ці технології полягають у попередній плаз-
мовій термохімічній підготовці (ТХП) низько-
реакційного вугілля до спалювання в топці [8].
Власне плазмова ТХП відбувається у спеціаль-
ному циліндричному плазмохімічному реакторі,
розміщеному коаксіально на початковій ділянці
каналу пальника. Пиловугільна аеросуміш об-
робляється або струменем повітряної плазми,
що подається в реактор із сопла електродугово-
го плазмотрона (саме цей вид ТХП розглядаєть-
Рис. 1. Витрати газомазутного палива
на підсвічування факела
88 ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007
ся в даній роботі), або ж безпосередньо прохо-
дить через зону електричної дуги. Подача стру-
меня в реактор може бути осьовою або радіаль-
ною.
За плазмової ТХП частинки прогріваються
до температури виділення летких і початку ак-
тивних реакцій горіння. Далі вугілля частково
газифікується, а його найдрібніші фракції зго-
ряють разом із леткими. Нагрівання аеросуміші
супроводжується її хімічною активацією під
впливом специфічних плазмових ефектів (де-
тальніше про це у [8]). В результаті, незалежно
від якості вугілля, утворюється високореакцій-
не двокомпонентне паливо з температурою
1300-1400 К, здатне до самозаймання і подаль-
шого стійкого горіння при перемішуванні зі вто-
ринним повітрям навіть в умовах холодної топ-
кової камери.
Процес плазмової ТХП проводиться за знач-
ної недостачі окислювача. Це дає можливість сут-
тєво знизити вміст NOx у продуктах ТХП на ви-
ході з пальника та мінімізувати питомі енерго-
витрати плазмотрона. Завдяки цьому ж чиннику
температура переважної частини вугілля лиша-
ється нижчою за температуру плавлення золи в
частинках, через що значно зменшується ймовір-
ність зашлаковування внутрішніх поверхонь
пальника.
У випадку низькореакційного вугілля типу
високозольних антрацитів у плазмохімічний ре-
актор подається лише незначна частка (близько
20%) усієї пиловугільної аеросуміші. Після плаз-
мової обробки в реакторі вона перемішується з
основним потоком аеросуміші, який обтікає ре-
актор ззовні. При цьому термохімічна підготовка
решти вугілля продовжується і за муфельною ка-
мерою, але вона вже не є плазмовою [8].
Системи плазмового підпалення та стабіліза-
ції пиловугільного факела використовуються на
ТЕС Росії, Казахстану, Китаю, Словаччини та ін.
В Україні розробляється система плазмової ста-
білізації горіння донецького АШ на котлі ТПП-
210 Придніпровської ТЕС [9].
Застосування плазмової обробки вугілля
у промисловому пальнику
Найбільш поширені на ТЕС України вихрові
пальники [10] випускаються продуктивністю по
вугіллю від 4 до 12 т/год. За таких витрат вугілля
їхня теплова потужність (для АШ) становить 20-
80 МВт.
Плазмова технологія розпалювання і стабілі-
зації факела може бути застосована у промисло-
вому пальнику за схемою, наведеною на
рис. 2.
На рис. 2: 1 – плазмотрон; 2, 3 – завитки; 4, 5
– трубопроводи; 6 – муфельна камера (плазмо-
вий реактор). Струмінь, що виходить з плазмот-
рона, потрапляє всередину муфельної камери.
Вугільний пил разом із первинним повітрям
надходить у канал пальника 4 із завитки 2. Далі
потік аеросуміші поділяється на дві нерівні час-
тини. Більша з них рухається у вигляді закруче-
ного потоку зовні муфельної камери, а менша
надходить у камеру, утворює там супутній до
плазмового струменя потік і поступово перемі-
шується та взаємодіє з плазмою. Закрученість
потоку всередині реактора є невигідною, оскіль-
ки відцентрові сили сприятимуть переносу наг-
рітих у високотемпературній приосьовій зоні
частинок з розплавленою золою на стінки реак-
тора і подальшому зашлаковуванню стінок. То-
му в муфельну камеру подається осьовий (не-
закручений) потік. За муфельною камерою
внаслідок перемішування високотемпературно-
го потоку, що пройшов плазмову обробку, і хо-
лодного, що обтікав камеру зовні, утворюється
потік гарячої та хімічно активної аеросуміші,
який транспортується далі вздовж каналу паль-
ника в топку котла. При змішуванні зі вторин-
ним повітрям, яке надходить у топку через за-
витку 3 і канал між трубами 4, 5, нагрітий
вугільний пил спалахує в топці й утворює там
факел.
Раніше [11] досліджувався процес плазмової
обробки низькореакційного вугілля в лаборатор-
ному плазмовому реакторі. В ньому вся пилову-
гільна аеросуміш подається в початковий пере-
різ струменя. Реалізація такого ж підходу в про-
мисловому пальнику, з урахуванням набагато
більших витрат у ньому робочої суміші, є неви-
гідною та нереальною, оскільки потребує дуже
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
Рис. 2. Схема компоновки плазмового реактора
з вихровим топковим пальником
ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007 89
великої потужності плазмотрону. Особливість
наведеної вище схеми, призначеної для промис-
лового пальника, пов'язана з поступовим над-
ходженням вугільної аеросуміші у двофазовий
струмінь за всією його довжиною. Завдяки цьо-
му свіже вугілля, що надходить у струмінь із су-
путнього потоку, розігрівається і підпалюється
не лише плазмою, а й теплом згоряння раніше
підпалених його порцій.
Загальна характеристика моделі
Побудована в даній роботі математична мо-
дель є, загалом, одновимірною, а на струменевій
ділянці течії – квазіодновимірною, оскільки тут
вона враховує поперечний ефект поступового
турбулентного перемішування двох паралельних
потоків: високотемпературного приосьового та
відносно холодного пристінного. В її основу пок-
ладено співвідношення розробленої раніше моде-
лі [11], яку в рамках даної роботи було дещо змі-
нено і доповнено. Зміни стосувались здебільшого
врахування поступового надходження робочої
аеросуміші в струмінь. Було вдосконалено також
схеми обчислення кінетики хімічних процесів і
згоряння летких.
Схему потоків у муфельній камері та за її ме-
жами при застосуванні плазмової технології об-
робки вугілля в промисловому пальнику зобра-
жено на рис. 3.
На рис. 3: 1 – плазма; 2 – менша частина ву-
гільної аеросуміші, що подається в муфельну ка-
меру; 3 – основна частина вугільної аеросуміші;
4 – плазмове ядро високотемпературного двофа-
зового струменя в муфелі; 5 – зона перемішуван-
ня плазми з холодною аеросумішшю; 6 – зона пе-
ремішування гарячого і холодного двофазових
потоків за муфельною камерою.
За математичного моделювання робочого про-
цесу новою, порівняно з [11], розрахунковою
проблемою є обчислення таких процесів у час-
тинках, суттєво залежних від їхньої температури,
як виділення летких і плавлення золи. Через без-
перервне надходження частинок усіх фракцій із
супутнього потоку у струмінь їхня кількість усе-
редині струменя постійно збільшується, причому
параметри "прибульців" (температура, швид-
кість, фазовий стан, наявність летких) є відмін-
ними від параметрів "старих" частинок струменя.
Це призводить до того, що у струмені частинки
будь-якої фракції завжди мають різні температу-
ри, різний компонентний склад тощо, залежно
від точки входу у струмінь. Тому при розрахун-
ках виділення летких і плавлення золи треба ок-
ремо "вести" історію кожної порції частинок усіх
фракцій. Через безперервне зростання кількості
порцій, що вже надійшли у струмінь, розрахунко-
ва задача ускладнюється з кожним кроком інтег-
рування, що призводить до перевантаження
пам'яті комп'ютера.
Вихід було знайдено в застосуванні дискрет-
ного підходу. А саме, повна маса вугільної аеро-
суміші (потік 2 на рис. 3) штучно поділяється на
певну кількість порцій, які впорскуються у стру-
мінь "дискретно" і рівномірно за його довжи-
ною. Еволюція стану кожної порції розрахову-
ється окремо. Новою проблемою стає вибір
кількості порцій, яка має бути достатньою для
апроксимації неперервного робочого процесу і
водночас такою, щоб не перевищити можливос-
ті комп'ютера.
Стосовно супутнього потоку вважається, що
швидкості та температури частинок і газу в ньому
є однаковими і незмінними вздовж каналу.
При розрахунку кута розкриття межової по-
верхні двофазового струменя прийнято ті самі
припущення, що і в [11]. Однак тепер кут роз-
криття знаходиться за залежностями не для ос-
новної, а для початкової ділянки турбулентного
неізотермічного струменя [12] (в яких додатко-
во враховано двофазовість зони перемішуван-
ня). Це пов'язано з новим механізмом утворен-
ня високотемпературного двофазового струме-
ня в промисловому пальнику, де робоча аеросу-
міш поступово надходить у струмінь за всією
його довжиною. Навпаки, в лабораторній уста-
новці [11] вся аеросуміш вже на початку течії
перемішувалась із плазмою і повністю займала
весь поперечний переріз струменя, що є харак-
терною ознакою основної ділянки турбулентних
струменів.
У моделі [11] згоряння летких вважалось мит-
тєвим. У даній моделі, з метою визначення швид-
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
Рис. 3. Схема потоків при плазмовій
термообробці низькореакційного вугілля
в топковому пальнику
90 ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007
кості згоряння летких та відповідних витрат кис-
ню, склад летких розраховано за так званою шес-
тикомпонентною схемою [13]. Вважається, що
леткі складаються з шести компонентів із кало-
рійністю q (табл. 1). Швидкість згоряння летких
тепер визначається кінетикою відповідних гомо-
генних реакцій у газовій фазі. В розрахунках
прийнято, що калорійність смоли така сама, як у
метану. Згідно з табл. 1 калорійність летких ста-
новить 28,4 МДж/кг.
Основні рівняння
Двофазовий струмінь на своїй початковій ді-
лянці поділяється в радіальному напрямку на зо-
ну перемішування плазми із супутнім потоком і
потенціальне ядро, що містить лише плазму. Згід-
но з [12] для тангенса напівкута α розкриття ме-
жі струменя маємо
де m = uпл/uE – параметр супутності струменя, u –
швидкість. Індекси пл і E тут і надалі вказують,
відповідно, на плазмове ядро струменя і супутній
потік. Інші величини у (1) визначаються залеж-
ностями:
де µ – масова концентрація частинок у зоні пере-
мішування; η = безрозмірна поперечна координа-
та, η = (y-yE)/(y1-yE); y1, yE – ординати внутріш-
ньої та зовнішньої меж зони перемішування; f(η)
= 2η3/2 – η3. Відношення густин газу (в зоні пере-
мішування) і плазми (в ядрі струменя) знаходи-
мо через відношення відповідних ентальпій за
формулою [14]:
У зоні перемішування профілі ентальпії h та
осьової швидкості u аеросуміші, а також концен-
трації частинок µ приймаються такими [12]:
В (4) концентрація µпл = 0.
Нагрівання, рух і масообмін частинок із газом
описуються рівняннями, наведеними в [11]. По-
рівняно з [11] враховано реакцію горіння мета-
ну, який входить до складу летких. Таким чи-
ном, тепер у моделі розглядаються сім реакцій
горіння:
С + О2 СО2 + q1; 2С + О2 2СО + q2;
С + СО2 2СО + q3; С + Н2О СО + Н2 + q4;
2СО + О2 2СО2 + q5; 2Н2 + О2 2Н2О + q6;
CH4 + 2O2 = CO2 + 2H2O + q7.
Перші чотири з них – гетерогенні (вважаємо,
що вони протікають на поверхні частинок), три
останні – гомогенні. Швидкість гетерогенних ре-
акцій за температури газу вищої від 2000 К об-
числюється за тими значеннями кінетичних кон-
стант, що є типовими для плазми (ці значення
наведені в роботі [11]). За температури газу ниж-
чої від 2000 К беруться значення констант, ха-
рактерні для топкових процесів [15]. Їх пред-
ставлено в табл. 2, де El, k0l – енергія активації та
передекспонента в законі Арреніуса. Константи
гомогенних реакцій вважаються однаковими в
обох випадках.
До рівнянь, що виражають закони збереження
маси і теплової енергії у струмені, теж внесено де-
які зміни. Тепер вони мають вигляд
l, номер реакції 1 2 3 4 5 6 7
ql, кДж/моль 395 219 -176 -133 571 484 801
El, кДж/моль 140 154 308 224 96,8 129 103,8
k0l, м/с; 1/с 6,31·10
4
1,2·10
5
1,4·10
8
3,02·10
6
7,05·10
6
2,14·10
14
5,6·10
12
Компонент CO H2 CH4 смола CO2 H2O
Частка, мас. % 28 11 17 7,4 8,7 28
q, МДж/кг 10,1 121 50,1 50,1 - -
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
Таблиця 1. Склад летких
(1)
(2)
(3)
(8)
(7)
(5)
(4)
(6)
Таблиця 2. Кінетичні константи хімічних реакцій
ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007 91
де G – масові витрати компонентів двофазового
потоку; S – площа перерізу струменя; величина
qlWl є потужністю l-ї хімічної реакції, Вт/м3. Ін-
декси вказують на: а – крапельки розплавленої
золи, що перейшли до газу з частинок під дією ае-
родинамічних сил; i – номер фракції частинок.
Новим є те, що величина dGE у рівняннях (7), (8)
тепер означає масу аеросуміші (а не лише повіт-
ря, як у [11]), що надходить у струмінь із супут-
нього потоку на кроці інтегрування. Крім того, в
рівнянні (8) враховано тепло реакції горіння ме-
тану (сьомий доданок у другій складовій правої
частині (8)).
Швидкість вигоряння вуглецю в частинках
фракції i визначається залежністю
де ni – кількісна концентрація частинок фракції
i у двофазовому потоку, м-3; kl – константи швид-
кості відповідних гетерогенних реакцій; G1,
G2, G3 – масові витрати O2, CO2 і Н2O, відпо-
відно.
Зазначимо, що в наведених вище рівняннях
параметри частинок залежать не лише від номера
фракції, а й від номера точки входження у стру-
мінь. Однак для простоти цю залежність додатко-
вим індексом не позначено.
За критерій ефективності плазмохімічної під-
готовки вугілля прийнято величину
де Qg – сумарна теплотворна здатність паливних
компонент газу, Вт. Коефіцієнти χ, ϕ пояснюють-
ся нижче.
За цим критерієм робочий процес є оптималь-
ним, якщо на виході з муфеля сума ентальпії
двофазового потоку і теплотворної здатності го-
рючих компонент газу, порівняно з тепловою
енергією "запальнички" – плазмового струменя,
є максимальною. Крім того, для оптимальності
мають ще виконуватись обмеження знизу і згори
на температуру частинок кожної фракції. А саме,
в оптимальному режимі температура частинок
має бути не меншою від температури виходу лет-
ких Tv і, одночасно, не досягати температури плав-
лення золи Т* (для АШ Tv 900оC, Т* 1200оC).
Ці обмеження характеризуються множниками χi
і ϕi при ентальпії Gihi кожної фракції частинок.
Перший множник χi дорівнює одиниці, якщо
для температури фракції i хоча б в одній точці
каналу муфеля виконується умова виходу лет-
ких Ti > 900оC, і нулю – в протилежному випад-
ку. Другий множник ϕi = (L1 – Li)/L1, де Li – час-
тина неструменевої ділянки течії довжиною L1
(див. рис. 3), на якій температура фракції i дося-
гає температури плавлення золи T* або ж пере-
вищує її. Цей множник "м'яко" враховує неба-
жаність наявності в потоку частинок з розплав-
леною золою.
Розрахунки і аналіз результатів
У розрахунках визначались геометричні па-
раметри плазмового струменя, температура,
швидкість, масові витрати окремих компонент
газу і фракцій частинок, а також вуглецю, що
знаходиться в частинках і золи, яка перейшла до
газового потоку. Співвідношення повітря – ву-
гілля в первинній аеросуміші приймалось в ме-
жах 0,7-1. Це відповідає близькому до величини
0,1 значенню коефіцієнта надлишку повітря,
потрібному за плазмової ТХП низькореакційно-
го вугілля [8]. Маловивченими (особливо це
стосується низькореакційного вугілля) є питан-
ня, пов'язані з утворенням летких, зокрема, їх-
нім складом, теплотою згоряння та повнотою
переходу до газового потоку. Нами було викона-
но дослідження ступеня виходу летких у випад-
ку плазмової ТХП вугілля, а також впливу цьо-
го чинника на ефективність робочого процесу.
Склад летких і теплотворна здатність їхніх ком-
понентів приймались у розрахунках згідно з
табл. 1.
Параметри робочого процесу змінювались у
таких межах: витрати вугілля Gв = 0,015 – 0,350
кг/с; витрати транспортуючого повітря у супут-
ньому потоку Gтр = 0,01 – 0,350 кг/с; витрати
плазми Gпл = 0,008 – 0,1 кг/с; температура плазми
Тпл = 2000 – 4300 К; температура супутнього по-
току ТЕ = 300 – 800 К; радіус сопла плазмотрону
rc = 0,012 – 0,02 м; радіус каналу муфеля Rк = 0,04
– 0,1 м; довжина муфеля L = 0,3 – 1 м; діаметр
частинок δ = 1 – 315 мкм; частка летких, що пе-
рейшли до газу, γ = 0,1 – 1. Розрахунки виконува-
лись для трьох фракцій частинок.
Очевидно, що за дискретного підходу показ-
ники процесу мають залежати від кількості N то-
чок впорскування аеросуміші у двофазовий стру-
мінь (вона дорівнює кількості розрахункових ді-
лянок, на які поділяється цими точками довжина
струменя). Для дослідження цієї залежності спо-
чатку було проведено серію розрахунків, в яких
величина N збільшувалась від N = 1 до N = 50.
Вивчались поздовжні розподіли температури і
швидкості газу, а також середніх (на кожному
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
(9)
(10)
92 ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007
кроці інтегрування) значень температури Тр і
швидкості up дисперсної фази.
Типові розподіли наведені на рис. 4 за N = 1 (а),
N = 6 (б), N = 50 (в), де горизонтальну штрих-
пунктирну лінію проведено на рівні температури
плавлення золи, штриховими лініями позначено
розподіли температури газу, суцільними – серед-
ньої температури і швидкості частинок.
Ці розподіли отримані за Tпл = 4000 K, ТЕ = 500 К,
Gв = Gтр = 0,3 кг/с, Gпл = 0,1Gтр, rc = 1,75·10-2 м,
Rк = 1·10-1 м, γ = 1. Аналіз результатів розрахунків
показав, що при зростанні N ці розподіли зміню-
ються все менше, і за N > 40 їхні зміни є незначни-
ми. З огляду на це подальші дослідження прово-
дились за N = 50.
На практиці дисперсний склад палива і вміст
компонентів (наприклад, золи) в ньому можуть
істотно відрізнятись від проектних. Тому доціль-
но вивчити вплив цих характеристик палива на
показники плазмової ТХП.
Відповідні розрахунки виконувались для
п'яти варіантів фракційного складу палива.
Розглядалося вугілля марки АШ з майже одна-
ковим середнім вмістом летких, золи, вуглецю і
вологи. Три варіанти фракційного складу оби-
рались за літературними джерелами [10, 16, 17],
один – за даними Інституту вугільних енерго-
технологій НАН і Мінпаливенерго України
(ІВЕ), ще один – за результатами наших дослід-
жень.
В останніх методом ситового аналізу визна-
чався фракційний склад (для трьох фракцій) ву-
гільного пилу з Трипільської ТЕС. На рис. 5 на-
ведено розподіли частинок за розмірами, побу-
довані для вибраних палив. При обробці одер-
жаних даних фракційний склад палива було ап-
роксимовано формулою Розіна–Раммлера
R(δ) = 100exp[-(δ/δ∗)
m]. Тут R(δ) – залишок на
ситі з розміром чарунки δ; δ∗ – розмір чарунки
сита, залишок на якому становить 36,8 %; m –
показник степеня.
Параметри δ∗ і m отриманих залежностей на-
ведено в табл. 3.
Крім фракційного складу, визначався також
вміст золи у фракціях палива №1. Для цього одна-
кові за вагою порції кожної фракції нагрівались у
печі за температури 900oС, охолоджувались і вит-
римувались в ексикаторі протягом двох годин. За
відомою до і після спалювання вагою проби зна-
ходилась величина зольності А. Встановлено, що
для даного палива величина А у дрібних фракціях
(0 мкм < δ < 40 мкм) у 1,7-1,8 разів більша, ніж у
крупних фракціях (160 мкм < δ < 200 мкм). Розпо-
діл золи по фракціях є таким (Аi – зольність фрак-
ції i): А1 = 50 %, А2 = 35,5 %, А3 = 30 %. Середнє
значення A 34 %. Зазначимо, що вміст частинок
з δ < 40 мкм у цьому паливі незначний.
Номер
палива
1 2 3 4 5
Джерело
даних
Наші
дані
[10] [17] [16] ІВЕ
δ∗, мкм 135 25 46 42 102
m 2,71 0,768 1,3 1,16 7,15
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
Рис. 4. Розподіли температури газу і середніх
температур та швидкостей частинок вздовж
муфельної камери
Рис. 5. Фракційний склад палива
Таблиця 3. Значення δ∗ і m при різних
фракційних складах палива
ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007 93
З використанням отриманих результатів об-
числювались показники плазмової обробки па-
лива. Вважалось, що вміст золи у всіх фракціях є
однаковим і дорівнює 34%. Критерій η, розрахо-
ваний за Тпл = 4000 К, ТЕ = 500 К, Gтр = Gв = 0,3
кг/c, Gпл = 0,1Gтр, rc = 0,0175 м, Rк = 0,1 м і одна-
ковій для всіх фракцій зольності частинок має
значення
Видно, що найбільші величини коефіцієнта
досягаються для палива з найвищим вмістом дріб-
них фракцій.
З огляду на ці результати для підвищення
ефективності процесу ТХП необхідно в паливі,
що обробляється, збільшувати вміст дрібних
фракцій. Але при цьому зростання коефіцієнта η
буде обмеженим внаслідок збільшення всередині
реактора кількості частинок з розплавленою зо-
лою.
З метою уточнення математичної моделі та
вивчення питань, пов'язаних з леткими, на ос-
танньому етапі числових досліджень результати
розрахунків порівнювались із даними експери-
ментів з розпалювання АШ у лабораторному
плазмоструменевому реакторі [19]. В експери-
ментах [19] струменевої ділянки двофазового
потоку майже не було завдяки спеціальній орга-
нізації подачі робочої аеросуміші в реактор. Ма-
сові витрати вугілля становили Gв = 3 г/с, тран-
спортуючого повітря – Gтр = 1,15 г/с, плазми –
Gпл = 2 г/с, а максимальний розмір частинок δ
вугільного пилу дорівнював 260 мкм. Канал му-
феля у вхідному перерізі був ізольований від ат-
мосфери.
За переробленою відповідно до умов робочого
процесу [19] версією програми було здійснено се-
рію розрахунків, в яких вивчались поздовжні
розподіли температур частинок і газу. Розподіл
середньої температури двофазового потоку по-
рівнювався з експериментальним розподілом, от-
риманим за допомогою термодатчиків, що вводи-
лись у пристінну ділянку потоку.
Встановлено, що експериментальний і розра-
хунковий розподіли середньої температури пото-
ку подібні між собою (це одномодові криві з мак-
симумом). Розташування і величина максимуму
розподілу залежить від частки γ летких, що вивіль-
няються і згоряють у муфелі. Найкраще розрахун-
кові криві та експериментальні дані збігаються за γ
= 0,6 – 0,7 (цей випадок представлено на рис. 6).
На рис.: 1 – δ = 25 мкм, 2 – δ = 75 мкм, 3 – δ =
125 мкм, 4 – середня температура потоку. Точки –
експериментальні дані.
Таким чином, можна зробити висновок, що в
дослідах [19] у реакторі виділялось і згоряло ли-
ше 60-70% летких від загальної їх кількості у дос-
ліджуваному вугіллі.
Визначення оптимального режиму
робочого процесу
З наведених у попередньому параграфі ре-
зультатів видно, що процес термообробки вугіль-
них частинок плазмовим струменем є багатофак-
торним, тому знаходження його оптимальних ре-
жимів є досить складною задачею. Для її вирі-
шення скористаємося методами теорії плануван-
ня екстремальних експериментів [20].
Аналіз наведеної вище моделі показав, що
ефективність робочого процесу залежить від шіс-
тьох безрозмірних чисел подібності, утворених за
початковими значеннями основних розмірних
параметрів:
Тут λпл – коефіцієнт теплопровідності плазми;
ρр, ср – густина і теплоємність частинок; ρтр – гус-
тина транспортуючого повітря в супутньому по-
тоці. Число П1 характеризує масову витратну
концентрацію частинок, число П6 – відношення
часу перебування частинок у муфельній камері
до часу їхньої теплової релаксації. Фізичний
зміст інших чисел подібності є очевидним. Таким
чином, у даному випадку розмірність факторного
простору k = 6.
З огляду на існуючі дані про режимні та конс-
труктивні параметри процесів термообробки ву-
гільних палив плазмовим струменем значення
Номер палива 1 2 3 4 5
η 1,21 1,51 1,46 1,47 1,18
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
Рис. 6. Залежності Т(х) при γ = 0,6 – 0,7
(11)
94 ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007
розмірних вихідних величин були обрані в ме-
жах, наведених у табл. 4.
За цими даними обраховано граничні значен-
ня чисел подібності, які наводяться в табл. 5. Ці
значення визначають область пошуку у фактор-
ному просторі. Задача полягає у відшуканні пев-
ної точки цієї області, якій відповідає максималь-
на величина критерію ефективності.
Початкові значення чисел подібності (які ха-
рактеризують початкову точку пошуку) обирали
з наступних міркувань. Очевидно, що при прове-
денні процесу ТХП бажано обробити якомога
більшу кількість вугілля. З огляду на це масова
витратна концентрація вугільних частинок (тоб-
то число П1) має бути близькою до свого макси-
мального значення. Навпаки, співвідношення
Gпл/Gтр (число П2) у початковій точці треба обра-
ти близьким до мінімального, щоб зменшити не-
безпеку перегрівання частинок вище за темпера-
туру розплавлення золи. Зменшенню ймовірнос-
ті перегрівання сприятиме також зменшення ен-
тальпії плазмового потоку. За такого припущен-
ня початкова величина П3 буде знаходитись поб-
лизу свого максимального значення (табл. 5).
Для забезпечення виходу з частинок більшої
кількості летких потрібно, щоб час перебування
частинок у муфельній камері був якомога біль-
шим, а час теплової релаксації, відповідно, мен-
шим. Це означає, що початкова величина П6 має
знаходитись поблизу максимуму.
З урахуванням викладеного вище обрано такі
значення чисел подібності в нульовій точці:
П1 = 1,3; П2 = 0,2; П3 = 0,07; П4 = 0,015; П5 = 0,09;
П6 = 30 (тут η = 1,333). Далі, для околу цієї точ-
ки будувалось лінійне рівняння регресії (етап 1)
і здійснювалось круте сходження в напрямку
градієнта лінійного наближення функцій від-
клику (етап 2). В результаті отримано такі зна-
чення координат точки A, яка знаходиться на
межі області пошуку: П1 = 1,289; П2 = 0,1;
П3 = 0,073; П4 = 0,0151; П5 = 0,091; П6 = 30,4. В
цій точці η = 1,748. Величина П2 має тут своє
граничне значення (див. табл. 5), тому подаль-
ший пошук продовжуємо у факторному просто-
рі розмірністю k = 5.
Надалі знову виконувалась пара операцій –
побудова рівняння регресії та сходження в нап-
рямку градієнта. В результаті виконання трьох
пар операцій отримано координати точки В, які
мають такі значення: П1 = 1,4; П2 = 0,1; П3 = 0,084;
П4 = 0,0175; П5 = 0,1; П6 = 40.
Насамкінець було застосовано метод пасивно-
го експерименту, згідно з яким числовими розра-
хунками вивчалась залежність η(П1) за опти-
мальних значень П2, П3, П4, П5, П6. Встановлено,
що найбільше значення η досягається за П1 =
1,45. Таким чином, пошук оптимальних умов
проведення процесу ТХП у кінцевому підсумку
привів у точку С з координатами П1 = 1,45; П2 =
= 0,1; П3 = 0,084; П4 = 0,0175; П5 = 0,1; П6 = 40.
Критерій ефективності процесу в цій точці має
значення η = 2,1. Порівняно з вихідною точкою
значення η збільшилось в 1,58 разу.
Відзначимо, що згідно з отриманим результа-
том оптимальному режиму відповідає макси-
мальне (в інтервалах змін параметрів, що розгля-
далися) значення концентрації µ = П1 потоку пи-
ловугільної аеросуміші. Такий висновок добре
Число
подібності
Значення
максимальне мінімальне
П1 1,45 0,67
П2 0,46 0,1
П3 0,084 0,005
П4 0,0175 0,0125
П5 0,1 0,08
П6 40 2
Величина Позна-
чення
Значення
макс. мін.
Витрати вугілля, кг/с Gв 0,35 0,3
Витрати повітря
у супутньому потоці, кг/с
Gтр 0,35 0,21
Витрати плазми, кг/с Gпл 0,096 0,035
Температура плазми, К Тпл 4300 3000
Температура супутнього
потоку, К
ТЕ 800 300
Характерний діаметр
частинок, м
δ∗ 5,0·10
-5
Радіус сопла плазмотрону, м rc 0,025 0,015
Радіус каналу муфельної
камери, м
Rк 0,1 0,04
Довжина муфельної камери, м L 1
Теплоємність частинок,
Дж/кг·К
ср 1400
Теплопровідність плазми,
Вт/м·К
λпл 0,546 0,463
Густина матеріалу частинок,
кг/м
3 ρр 1600
Густина повітря у супутньому
потоці, кг/м
3 ρтр 1,16 0,434
Густина плазми, кг/м
3 ρпл 0,116 0,0847
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
Таблиця 4. Вихідні дані для пошуку
оптимального режиму
Таблиця 5. Границі варіювання
чисел подібності
ПРОБЛЕМИ ЗАГАЛЬНОЇ ЕНЕРГЕТИКИ • №16/2007 95
узгоджується з експериментальними і розрахун-
ковими результатами робіт [8, 18]. У цих роботах
встановлено, що ефективність плазмової оброб-
ки вугілля зростає зі збільшенням концентрації
потоку і що в оптимальному режимі µ > 1. У нас
µопт = 1,45.
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СИСТЕМ
1. Корчевой Ю.П., Майстренко А.Ю., Вольчин И.А., Яцкевич С.Ф. Определение оптимальных режимов сжигания
высокосернистых углей в ЦКС с минимизацией выбросов оксидов серы и азота в атмосферу // Защита атмосферного воздуха
от вредных выбросов ТЭС / Материалы Первой амер.– украин. конф-ции. – Киев, 1996. – С. 224–230.
2. Майстренко А.Ю., Чернявский Н.В. Вопросы повышения эффективности использования твердого топлива на ТЭС //
Энергетика и электрификация. – 2004. – № 12. – С. 17–27.
3. Голышев Л.В., Мысак И.С., Кравец Т.Ю. Влияние зольности угля на устойчивость горения угля АШ в котле ТПП – 210А
// Электрические станции. – 2006. – № 1. – С. 6–9.
4. Электроэнергетика. Статистика производства // Энергобизнес. – 2003 – № 7(283). – С. 58–59.
5. Электроэнергетика. Статистика производства // Энергобизнес. – 2004 – № 6(333). – С. 60–61.
6. Электроэнергетика. Статистика производства // Энергобизнес. – 2005 – № 9(388). – С. 56–57.
7. Электроэнергетика. Цены. Статистика // Энергобизнес. – 2006 – № 7(283). – С. 58–59.
8. Жуков М.Ф., Карпенко Е.И., Перегудов И.С. Плазменная безмазутная растопка котлов и стабилизация горения
пылеугольного факела. – Новосибирск: Наука, 1996. – 304 с.
9. Булат А.Ф., Волошин А.И., Кудинов И.И. Исследование процессов тепломассообмена при плазменном розжиге
низкореакционного пылеугольного топлива // V Минский международный форум по тепло- и массообмену. – Минск, 2004. –
Т. 1. – С. 296.
10. Хзмалян Д.М., Каган Я.А. Теория горения и топочные устройства. – М.: Энергия, 1976. – 487 с.
11. Петров С.В., Сааков А.Г., Котляров О.Л., Яценко В.П. К проблеме снижения энергозатрат на плазменный розжиг и
стабилизацию горения пылеугольного факела // Технічна електродинаміка.– 2004. – № 3. – С. 84–87.
12. Абрамович Г.Н., Гиршович Т.А., Крашенников С.Ю. и др. Теория турбулентных струй. – М.: Наука, 1984. – 716 с.
13. Волков Э.П., Зайчик Л.И., Першуков В.А. Моделирование горения твердого топлива. – М.: Наука, 1994. – 320 с.
14. Жуков М.Ф., Коротеев А.С., Урюков Б.А. Прикладная динамика термической плазмы. – М.: Наука, 1975. – 298 с.
15. Основы практической теории горения / В.В. Померанцев, К.М. Арефьев, Д.Б. Ахмедов и др. – Л.: Энергоатомиздат,
1986. – 312 с.
16. Бабий В.И., Куваев Ю.Ф. Горение угольной пыли и расчет пылеугольного факела. – М.: Энергоатомиздат, 1986. – 208 с.
17. Кесова Л.А. Контроль и автоматическое управление пылеподачей на ТЭС. – К.: Вища школа, 1991. – 142 с.
18. Перегудов В.С. Расчет плазменной стабилизации горения пылеугольного факела // Теплофизика и аэромеханика. –
2003. – Т. 10, № 1. – С. 123–133.
19. Кукота Ю.П., Дунаевская Н.И., Бондзик Д.Л. К вопросам расчета и конструирования пылеугольных горелок с
плазменной термохимической подготовкой низкореакционных углей // 1-я научно-практическая междунар. конф. "Угольная
теплоэнергетика: Проблемы, реабилитация и развитие". – Алушта, 2004. – С. 1–10.
20. Налимов В.В., Чернова Н.А. Статистические методы планирования экстремальных экспериментов. – М.: Наука, 1965.
– 340 с.
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-3091 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 1562-8965 |
| language | Ukrainian |
| last_indexed | 2025-12-07T18:18:48Z |
| publishDate | 2007 |
| publisher | Інститут загальної енергетики НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Котляров, О.Л. Яценко, В.П. 2009-06-22T16:11:25Z 2009-06-22T16:11:25Z 2007 Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла / О.Л. Котляров, В.П. Яценко // Пробл. заг. енергетики. — 2007. — № 16. — С. 87-95. — Бібліогр.: 20 назв. — укp. 1562-8965 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/3091 537.526.533.9 Розглянуто варіант плазмової термохімічної підготовки низькореакційного вугілля в умовах промислового пальника. Введено критерій ефективності процесу. Виконано числові дослідження основних параметрів і оцінено ефективність плазмової обробки вугілля в різних режимах. Проведено пошук оптимального режиму. Ключові слова: пиловугільний факел, стабілізація горіння, плазмотрон uk Інститут загальної енергетики НАН України Дослідження та оптимізація технологічних об’єктів і систем Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла Article published earlier |
| spellingShingle | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла Котляров, О.Л. Яценко, В.П. Дослідження та оптимізація технологічних об’єктів і систем |
| title | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла |
| title_full | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла |
| title_fullStr | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла |
| title_full_unstemmed | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла |
| title_short | Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла |
| title_sort | числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла |
| topic | Дослідження та оптимізація технологічних об’єктів і систем |
| topic_facet | Дослідження та оптимізація технологічних об’єктів і систем |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/3091 |
| work_keys_str_mv | AT kotlârovol čislovedoslídžennâplazmohímíčnoíobrobkipilunizʹkoreakcíinogovugíllâperedspalûvannâmutopcíkotla AT âcenkovp čislovedoslídžennâplazmohímíčnoíobrobkipilunizʹkoreakcíinogovugíllâperedspalûvannâmutopcíkotla |