Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace

We consider a variant of plasma thermochemical treatment of low grade pulverized coal in an industrial burner A criterion of the process efficiency has been introduced. Numerical investigations of basic parameters have been carried out, and the efficiency of the working process under different modes...

Full description

Saved in:

Bibliographic Details
Date:	2007
Main Authors:	Kotlyarov O.L., Yatsenko V.P.
Format:	Article
Language:	Ukrainian
Published:	General Energy Institute of the National Academy of Sciences of Ukraine 2007
Subjects:	pulverized coal flame stabilization of burning plasmatron.
Online Access:	https://systemre.org/index.php/journal/article/view/326
Tags:	Add Tag No Tags, Be the first to tag this record!
Journal Title:	System Research in Energy
Download file:

Institution

System Research in Energy

_version_	1871103561632317440
author	Kotlyarov O.L. Yatsenko V.P.
author_facet	Kotlyarov O.L. Yatsenko V.P.
author_institution_txt_mv	[ { "author": "Kotlyarov O.L.", "institution": null }, { "author": "Yatsenko V.P.", "institution": null } ]
author_sort	Kotlyarov O.L.
baseUrl_str	https://systemre.org/index.php/journal/oai
collection	OJS
datestamp_date	2026-07-18T12:57:36Z
description	We consider a variant of plasma thermochemical treatment of low grade pulverized coal in an industrial burner A criterion of the process efficiency has been introduced. Numerical investigations of basic parameters have been carried out, and the efficiency of the working process under different modes has been estimated. An example of the process optimization is presented.
first_indexed	2026-03-24T02:01:26Z
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	systemreorg-article-326
institution	System Research in Energy
keywords_txt_mv	keywords
language	Ukrainian
last_indexed	2026-07-19T01:10:10Z
publishDate	2007
publisher	General Energy Institute of the National Academy of Sciences of Ukraine
record_format	ojs
resource_txt_mv	systemreorg/61/af66e40a6163f3153cb1a28d1d8d8361.pdf
spelling	systemreorg-article-3262026-07-18T12:57:36Z Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла Kotlyarov O.L. Yatsenko V.P. pulverized coal flame, stabilization of burning, plasmatron. пиловугільний факел, стабілізація горіння, плазмотрон. We consider a variant of plasma thermochemical treatment of low grade pulverized coal in an industrial burner A criterion of the process efficiency has been introduced. Numerical investigations of basic parameters have been carried out, and the efficiency of the working process under different modes has been estimated. An example of the process optimization is presented. 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. General Energy Institute of the National Academy of Sciences of Ukraine 2007-12-07 Article Article application/pdf https://systemre.org/index.php/journal/article/view/326 System Research in Energy; No. 2 (16) (2007): The Problems of General Energy; 87-95 Системні дослідження в енергетиці; № 2 (16) (2007): Проблеми загальної енергетики; 87-95 2786-7102 2786-7633 uk https://systemre.org/index.php/journal/article/view/326/273 Copyright (c) 2007 Kotlyarov O.L., Yatsenko V.P. https://creativecommons.org/publicdomain/zero/1.0
spellingShingle	pulverized coal flame stabilization of burning plasmatron. Kotlyarov O.L. Yatsenko V.P. Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace
title	Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace
title_alt	Числове дослідження плазмохімічної обробки пилу низькореакційного вугілля перед спалюванням у топці котла
title_full	Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace
title_fullStr	Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace
title_full_unstemmed	Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace
title_short	Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace
title_sort	numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace
topic	pulverized coal flame stabilization of burning plasmatron.
topic_facet	pulverized coal flame stabilization of burning plasmatron. пиловугільний факел стабілізація горіння плазмотрон.
url	https://systemre.org/index.php/journal/article/view/326
work_keys_str_mv	AT kotlyarovol numericalinvestigationofplasmachemicaltreatmentoflowgradepulverizedcoalbeforeitsburninginaboilerfurnace AT yatsenkovp numericalinvestigationofplasmachemicaltreatmentoflowgradepulverizedcoalbeforeitsburninginaboilerfurnace AT kotlyarovol čislovedoslídžennâplazmohímíčnoíobrobkipilunizʹkoreakcíjnogovugíllâperedspalûvannâmutopcíkotla AT yatsenkovp čislovedoslídžennâplazmohímíčnoíobrobkipilunizʹkoreakcíjnogovugíllâperedspalûvannâmutopcíkotla

Numerical investigation of plasma-chemical treatment of low-grade pulverized coal before its burning in a boiler furnace

Institution

Similar Items