Плазменно-топливные системы для повышения эффективности использования твердых топлив тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

На правах рукописи

Усгименко Александр Бориславович

ПЛАЗМЕННО-ТОПЛИВНЫЕ СИСТЕМЫ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ

Специальность 01.04.14 - теплофизика и теоретическая теплотехника

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Улан-Удэ - 2012

Работа выполнена в Научно-Исследовательском Институте Экспериментальной и Теоретической Фишки Казахского Национального Университета имени аль-Фараби Министерства образования и науки Республики Казахстан (НИИЭТФ)

Научный консультант. доктор технических наук, профессор

Мессерле Владимир Ефремович

Официальные оппоненты: Буянтуев Сфгей Лубсановпч,

доктор технических наук, профессор, Восточно-Сибирский государственный университет технологий и управления, профессор кафедры «Электротехника»;

Моссэ Альфред Львович,

доктор технических наук, профессор,

Институт тепло- и массообмена имени A.D. Лыкова

Национальной академии наук Беларуси,

главный научный сотрудник;

Рыжков Александр Филиппович доктор технических наук, профессор, Уральский Федеральный Университет, профессор кафедры «Тепловые электрические станции».

Ведущая организация: Институт теплофтики СО РАН, г. Новосибирск

Защита состоится «14» декабря 2012 г. в 9 часов 00 минут на заседании диссертационного совета ДМ 212.039.03 в Восточно-Сибирском государственном университете технологий и управления по адресу: 670013, г. Улан-Уда. ул. Ключевская, 40В.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Восточно-Сибирского государственного университета технологий и управления.

Автореферат разослан «_»_2012 г.

Учїньїй секретарь диссертационного совета, доктор технических наук

Бодчаев Іїадча Банзаракцаевич

российская государственная библиотека

2013

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Для современного развития мировой теплоэнергетики характерно расширение применения твердых топлив и сокращение использования дефицитного жидкого топлива, являющегося ценным сырьем для нефтеперерабатывающей промышленности. Согласно прогнозам потребление твердого топлива в мировом топливном балансе увеличится на 34 %. Этот приросг будет обеспечиваться в основном за счет увеличения доли низкосортных энергетических углей, особенно высокозольных, непосредственное сжигание которых осложняется необходимостью улавливания, хранения и утилизации золы. В последнее десятилетне значительное внимание в мире уделяется повышению эффективности и экологической безопасности процессов сжигания твердых топлив на пылеугсшьных тепловых электрических станциях (ТЭС), вырабатывающих 40,6 % электрической и 24 % тепловой энергии. При этом наблюдающаяся общемировая тенденция снижения качества энергетических углей приводит к увеличению использования непроектных топлив и соответствующему ухудшению технико-экономических и экологических показателей работы котлоагрегагов. В этой связи создание и применение новых технологий эффективного сжигания твердых топлив, независимо от их качества, приобретает особую актуальность.

Используемые для получения металлургического кокса коксующиеся угли имеюг предельную зольность К) %, влажность 9 % и теплоту сгорания около 7000 ккал/кг. Месторождения коксующихся углей повсеместно истощаются. В тоже время мировое производство металлов с использованием кокса постоянно возрастает. Таким образом, дефицит металлургического кокса в мире ощущается все острее. В этой связи замещение дорогостоящею металлургического кокса (стоимостью более $400 за тонну) новыми эффективными восстановителями является весьма актуальной задачей. Как показывает проведенный анализ, перспективным заменителем кокса является высокопотенциальный газ-восстановитель, получаемый плазменно-паровой газификацией дешевых некоксующихся углей (стоимостью $10-20 за тонну) с предельной зольностью около 50%, влажностью до 50% и теплотой сгорания порядка 3000 ккал/кг.

Высококачественный синтез-газ из низкосортных углей - экологически чистое топливо для парогазовых установок, а также перспективное сырье для производства метанола, являющегося одним из наиболее крупнотоннажных нефтехимических продуктов современного органического синтеза, что обусловлено его широким применением как полупродукт для производства формальдегида и моторных топлив.

Одной из перспективных технологий, позволяющей решить указанные проблемы является термохимическая переработка топлива (ТХПТ) с использованием плазменно-топлнвных систем (ПТС). Эга технология позволяет повысить эффективность топливоиспользования, экологические показатели ТЭС и полностью устранить использование топочного мазута, традиционно применяемого для растопки котлов и стабилизации горения пылеугольного факела. Реализация новых плазменных технологий переработки твердых топлив определяется, в конечном счете, уровнем разработки методов расчета исследуемых процессов и плазменных устройств для их осуществления. Разработка методов расчет гесно связана с расчетно-теоретическими и экспериментальными исследованиями геплофизических процессов движения и нагрева угольных частиц и термохимических процессов их последующих превращений в злеюродуговых устройствах. Крайняя сложность и взаимообусловленность рассматриваемых процессов, характеризующаяся наличием газовой и твердой фаз и многокомпонентностью во всех фазовых состояниях, приводит к необходимости математического моделирования указанного комплекса процессов с определением теплофизических констант расчетно-теоретическими и эмпирическими методами.

Настоящая работа выполнялась в соот ветствии с программами и заданиями: Программа О.Ц.ООЙ. Задание 003.03.02 «Плазмохимическая переработка углей и шламов гидрогенизации

углей»: Отраслевая научно-техническая иротрамма Минэнерго СССР ОНТП 00.00.01, Задание 01.06.И 1986-1990 гг.: Заказ-наряд Минэнерго СССР Э-5-83 и Минэнерго Украины 27-87: Задание Минэнерго Казахстана 04.02.02.01.И: Задание РАО «ЕЭС России» 03.00 (шифр СИ 8205), «Создание опытно-промышленной системы безмазутной растопки и подсветки ггылеугольного факела с помощью электродуговых плазмотронов», 1992-1995 гг.; Программа РАО «ЕЭС России» «Разработка новых технологий использования низкосортного твердого топлива в отросли «Электроэнергетика»», 1993 г.; в рамках Международных проектов ("Copernicus". INCO : International Scientific Cooperation Projects (1998-2002), Grant M> IC-CT-98-05I6 "Plasma Gasification of the Power Coals"; "Copernicus", INCO 2: International Scientific Cooperation Projects 2 (2001-2004). Grant № ICA2-CT-2001-HW06, "Improvement of Coal Combustion Efficiency and Decrease of Harmful Emission under the Influence of Plasma -1CEDHE": ISTC Grant K-746, (2002-2006) "Plasma Technologies of Solid Fuels Processing for Power Engineering and Metallurgy"): «Разработка плазменной технологии экологически и экономически эффективного сжигания энергетических углей» по программе "Научно-технологическое обеспечение развития промышленности PK на 2002-2006 гг": «Исследование процессов плазменной переработки твердых топлив в синтез-газ» по программе фундаментальных исследований МОН PK на 2003-2005 гг.: "Разработка плазменной технологии получения высокореакционного двухкомпонентного топлива из низкосортных углей" и "Создание плазменно-топливных систем с целью повышения эффективности ТЭС и уменьшения вредных нылегазовых выбросов" по программе МОН PK «Международное сотрудничество в области науки на 2007-2009 годы»; «Физическое и математическое моделирование неравновесной гидродинамической системы для термохимических превращений двухфазного потока с объемным тепловым генератором» и «Процессы турбулентного тепло - и массопереноса в пространственных (трехмерных) реагирующих течениях при наличии внешних воздействий» по программе фундаментальных исследований МОН PK «Актуальные проблемы физики, математики, механики и информатики» на 2009-2011 гг.

В выполнении вышеуказанных программ, заданий и проектов автор диссертации принимал непосредственное участие в качестве руководителя или ответственного исполнителя.

Целью работы является численное и экспериментальное исследование закономерностей движения, нагрева и термохимических превращений пылевидных твердых топлив в плазменно-топливных системах с учетом взаимодействия частиц твердого топлива с газовой фазой и двухфазного потока с плазменным источником и сгенками ПТС: разработка физических и математических моделей плазменной переработки пылеугольных гоплив с учетом кинетики их термохимических превращений в ПТС и их реализация в виде компьютерных программ для одномерных и трехмерных расчетов ПТС и камер сгорания: разработка метода комплексного расчета камер сгорания, оснащенных ПТС с использованием нульмерных, одномерных, двухмерных и трехмерных математических моделей и программ TERRA, Плазма-Уголь, FAFNIR, Cinar ICE. FLOREAN. PFS-CFD. обобщение результатов численного моделирования и экспериментальных исследований, включая лабораторные, стендовые и промышленные испытания ПТС, и разработка на этой основе методов расчета процессов плазменной газификации и термохимической подготовки к сжиганию твердых гоплив и ПТС для их осуществления: выполнение технико-экономической оценки применения ПТС и разработка технологических рекомендаций для практической реализации исследуемых процессов в теплоэнергетике, металлургии и химической промышленности.

Методика исследований н достоверность результатов. Методика исследований базируется на комплексе экспериментальных теплофизических и теоретических теплотехнических и термодинамических методов. С целью повышения достоверности и полноты информации основные экспериментальные результант по плазменной переработке

тонлив получены в лабораторных условиях, на опытно-промышленных стендах и энергетических котлах. Результаты расчетов получены с использованием верифицированных компьютерных программ и программных комплексов, стланных на основе фундаментальных законов теплофизики, теплотехники, термодинамики, плазмохимни и кинетики термохимических превращений топлив.

Достоверность расчетов подтверждается их внутренним единством, сходимостью уравнений материального и теплового балансов, применением других способов решения, сопоставлением с экспериментальными результатами и результатами промышленных испытаний ПТС.

Основная часть диссертационной работы выполнена в рамках государственных и международных программ и заданий при жестком контроле качества НИН государственным заказчиком и международными экспертами Евросоюза.

Научная новизна диссертационной работы заключается в разработанном методе комплексного расчета камер сгорания, оснащенных ПТС с использованием нульмерных, одномерных, двухмерных и трехмерных математических моделей и компьютерных про1ранм и проведении с применением этого метода исследований плазменно-тошшвных систем для термохимической подготовки к сжиганию и газификации твердых гоплив, сочетающих детальный термодинамический анолнз многокомпонентных гетерогенных систем (твердое топливо -г окислитель), с математ ическим моделированием физико-химических процессов в ПТС и гонках пылеугольных котлов и экспериментальными исследованиями в лабораторных, стендовых и промышленных условиях. Впервые проведенное комплексное исследование ПТС с перегородкой и вихревых ПТС с тангенциальным и улиточным подводом аэросмеси позволило разработать научно-обоснованную методику их расчетов, а найденные ранее неизвестные теплофизические и физико-химические закономерности плазменной активации горения топлив обладают самостоятельной научной ценностью. Впервые при атмосферном давлении осуществлены процессы плазмохимического пиролиза углеводородного газа с образованием водорода и технического углерода, включающего наноуглеродные структуры, и плазменной гидрогенизации твердого топлива в среде углеводородного газа с образованием ацетилена и других непредельных углеводородов.

Практическая ценность и реализации резулыатов исследований.

Разработаны основные типы ПТС для плазменной термохимической подготовки угля к сжиганию и комплексной переработки топлив, представляющие собой прямоточные и вихревые устройства с плазменным источником. Эти ПТС испытаны в лабораторных, стендовых и промышленных условиях.

Разработанный метод комплексной переработки топлив в совмещенном плазменном реакторе опробован для основных типов твердых топлив и характеризуется высокими эколого-экономнческими показателями.

Разработанный метод комплексного расчета камер сгорания, оснащенных ПТС, широко используется при проектировании ПТС на ТЭС России, Казахстана, Китая. Сербии, Словакии, Турции и Германии.

Результаты диссертационной работы использовались при проектировании и испытании ПТС на Мироновской и Алмитинской ГРЭС, Алмашнской ТЭЦ-2 и Шахтинской ТЭЦ и разработке технических решений для оснащения ПТС котлоагрепггов ИПС-гЮ ТЭС Ятаган (Турция) и ПК-39-11 Рефтинской ГРЭС (Россия).

Метод плазменного пиролиза углеводородного газа использован для повышения ресурса электродов плазмотронов.

Результаты исследований плазменной газификации низкосортных углей использованы НПО «Тулачермет» при проектировании опытной плазменной установки с реактором мощностью I МВт для получения восстановительного газа газификацией бурых углей и прямою восстановления железорудных окатышей.

Основные положения, выносимые на защиту:

Результаты термодинамического моделирования плазменной термохимической переработки тон/те. включая плазменную газификацию и электротермохимическую подготовку топлива к сжиганию (ЭТХПТ).

Математическая модель и компьютерная программа кинетического моделирования процессов движения, высокотемпературного нагрева и термохимических превращений пылеугольного топлива в потоке окислителя в цилиндрических каналах с плазменным источником. Результаты кинетических расчетов плазменной газификации твердого топлива в различных окислительных средах, включая 'ЭТХПТ. Методика ступенчатого расчета ПТС для ЭТХПТ.

- Метод определения энергетической эффективности процесса ЭТХПТ и плазменной газификации угля.

- Метод комплексного расчета топок котлоатрегатов, оснащенных ПТС.

Верификация трехмерной математической модели Cinar ICE на примере расчет

горения пылеугольного топлива в экспериментальной цилиндрической гонке, оснащенной ПТС. Результаты трехмерного моделирования горения твердого топлива в топках энергетческих коз лов, оснащенных ПТС.

Разработанные прямоточные ПТС с перегородкой для разделения потока аэросмесн и вихревые ПТС с тангециальным и улиточным подводом аэросмеси.

- Результаты стендовых и промышленных испытаний ПТС на огневом стенде КазНИИ Энергетики. Мироновской ГРЭС (Украина), Алматинской ГРЭС и ТЭЦ-2 (Казахстан) в режимах безмазуз ной растопки koiviob и стабилизации горении пылеугольного факела.

- Результаты стендовых испытаний ПТС в режиме переработки кш.тмр, включая плазменно-паровую газификацию высокозольных Экибастузского и Куучекинского углей и Канадского Нефтяного Кокса, плазменную комплексную переработку бурого Тургайского угля. плазмохимическую гидрогенизацию низкосортного каменного угля и гтазмохимический пиролиз углеводородного газа.

Технолог ические рекомендации по проектированию и применению ПТС.

- Технико-экономическая оценка эффективности применения ПТС для безмазутной растопки козлов и стабилизации горения пылеугольного факела, производства синтез-гам с целью замещения металлургического кокса, получения водорода и синтеза метанола.

Апробация работы. Основные результаты исследований и положения диссертации докладывались на 71 Международных, Всесоюзных и Всероссийских конференциях и симпозиумах: научно-практической конференции «Эффективность сжигания низкосортных донецких углей в энергетических котлах» (Горловка. Украина - 1987): V Всесоюзном совещании «Плазменные процессы в металлургии и технологии неорганических материалов» (Москва - 1988): XI Всесоюзной конференции по генераторам низкотемпературной плазмы (Новосибирск - 1989); Всесоюзной научно-технической конференции «Математическое моделирование в энергетике» (Киев, Украина - 1990); 1,2-6 Международных симпозиумах по теоретической и прикладной плазмохимии (Рига. Литва - 1991, Иваново - 1995, 2005, 2008, 2011); International Symposium on lilectrical Contacts, Theory and Applications (Almaty, Kazakhstan - 1993): Научно-практической и методической конференции, посвященной 30-летню АТИ (Алма-Ата, Казахстан - 1996); Международной конференции «Физика плазмы и плазменные технологии» (Минск, Беларусь - 1997); VI International Conference on Plasma Physics and Plasma Technology (Minsk, Belarus - 2009); I - VI Международных Симпозиумах «Горение и плазмохимии» (Алма-Ата, Казахстан - 2001. 2003, 2005, 2007. 2009, 2011); II - VI Международных симпозиумах «Физика и химия углеродных материалов» (Алма-Атп. Казахстан - 2002, 2004, 2006, 2008, 2010); 111 Международной научно-технической конференции (Улан-Удэ - 2000); I Всероссийской конференции «Прикладные аспекты химии высоких энергий» (Москва - 2001); Международной конференции «Современные проблемы механики» (Алма-Ата, Казахстан - 2001): 3 - 7 Международных научных конференциях

(Современные достижении физики и фундаментальное физическое образование» (Алма-Ата

- 2003, 2005, 2007. 2009, 2011): Vl-VIll International Conference on Technologies and Combustion for a Clean Environment "Clean Air" (Portugal: Porto - 2001, Lisbon - 2003, 2005); International Conference on Physics of Low Temperature Plasma (Kiev, Ulcrain - 2003); Joint International Plasma Symposium ol" 6th APCPST, 15th SPSM, OS 2002 & 11th KAPRA (Jcju Island. Korea - 2002); 28, 31 International Technical Conference on Coal Utilization & Fuel Systems (Florida. USA - 2003. 2006); 2 научной школе-конференции «Актуальные вопросы теплофизики и физической гпдрогазодннамикн» (Алушта, Украина - 2004); I научно-пракгнческой конференции «Угольная теплоэнергетика: проблемы реабилитации и развития» (Алушта, Украина - 2004); 30, 31 International Symposium on Combustion (Chicago, USA - 2004. Heidelberg, Germany - 2006); 7, 10 International Symposium on Combustion and Energy Utilization (Hong Kong - 2004, Mugla, Turkey - 2010, Coimbra, Portugal. 2012); 24th Symposium on Plasma Physics and Technology (Prague, Czech Republic - 2010); 17, 18. 20 International Symposium on Plasma Chemistry (Toronto, Canada - 2005, Kyoto, Japan - 2007, Philadelphia, USA - 2011); 2 - 4 International Workshop and Exhibition on Plasma Assisted Combustion (1WEPAC) (USA: Falls Church - 2006, 2007, 2008); 31, 35 European Physical Society Conference on Plasma Physics (London, UK - 2004, Hersonissos, Crete, Greece - 2008); 2007 International Autumn Seminar on Propellants. Explosives and Pyrotechnics (Xi'an, Shaanxi, China - 2007); Symposium "Power Plants 2008" (Vmjacka Banja. Serbia - 2008); 2 International Conference on Environmental Management, Engineering, Planing and Economics (CEMEPE) and SECOTOX Conference (Serbia - 2009); ENERGETIKA 2009, sa medunarodnim uiescem (Serbia

- 20091; Международной научно-технической конференции Энергоэффективность 2009, 2012 (Краков. Польша - 2009. Санк1-Пе1ербург, России - 2012); VI и VII Всероссийских конференциях с Международным участием «Горение твердого топлива» (Новосибирск -2006. 2009); International Conference on Energy Systems and Technologies: ICEST 2011 (Cairo, Egypt - 2011); International Conference on Coal Science and Technology (ICCS&T 2011) (Oviedo. Spain - 2011); ASME Turbo Expo 2012 (Copenhagen, Denmark - 2012).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 250 работ, в том числе: монографий

- 2; в журналах и изданиях с импакт-фактором - 19; в журналах и изданиях, входящих в Перечень ВАК РФ - 41; патентов - 14; в иностранных журналах и изданиях - 13; в других рецензируемых изданиях, не вошедших в Перечень ВАК - 29; в сборниках научных трудов -5; в материалах международных симпозиумов и конференций - 147. Индекс цитирования но данным агентства Thomson Reuters на май 2011 г. составил 58 (индекс Хирша - 5).

Личный вклад автора заключается в выборе основного научного направления и разработке методов исследовании ПТС, включая метод комплексного расчета гонок котлоагрегатов, оснащенных ПТС, методику ступенчатого расчета ПТС для ЭТХПТ. метод определения энергетической эффективности процесса 'ЭТХПТ и плазменной газификации угля. Автором выполнены верификация трехмерной математической модели Cinar ICE на примере расчета горения пылеугольного топлива в экспериментальной цилиндрической топке, оснащенной ПТС и трехмерное моделирование горения твердого топлива в топках энергетических котлов, оснащенных ПТС. Автор принимал непосредственное участие в проектировании ПТС, проведении их стендовых и промышленных испытаний и в выполнении международных проектов, государственных программ и заданий по плазменной переработке топлив в качестве руководителя или ответственного исполнителя, а также в распространении и продвижении результатов исследований по теме диссертации на основных Международных научных форумах по горению, эффективности топливоиспользовання и плазменным технолог иям.

Объ£м н структура диссертации. Диссертация состоит из введении, шести глав, выводов, списка использованных источников н двух приложений; изложена на 449 страницах машинописного текста, содержит 192 рисунка, 57 таблиц, 605 наименований библиографических ссылок.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность выбранной темы, покалана научная новизна и практическая значимость работы, с формулированы цели и задачи исследования и приведены основные положения диссертации.

Глава I Эффективное и экологически приемлемое использование твердых тоилив

В первой главе выполнен анализ современного состояния проблемы сжигания и переработки энергетических углей и методов повышения эффективности их использования на Т'ЭС, предприятиях металлургии и химической промышленности. Показано, что для повышения эффективности использования углей необходимы разработка и внедрение новых перспективных технологий их сжигания, обеспечивающих минимальный уровень вредных выбросов.

Описаны теоретические и экспериментальные методы исследования плазменных процессов воспламенения, термохимической подготовки, сжигания и газификации углей. Исходя из обзора существующих методов расчета высокотемпературных процессов переработки топлива, предложены методы расчета ПТС, основанные на нульмерной, одномерной и трехмерных математических моделях.

Представлены основные принципы функционирования ПТС, обеспечивающие эколого-экономнческие преимущества, по сравнению с традиционными технологиями топливоиспользования.

Показан алло-автотермический характер преобразования двухфазных топливных потоков в ПТС, реализующийся в ступенчатом характере плазменного термохимического превращения топлнв.

Представлены физико-химические характеристики твердых тонлив, исследованных с применением плазменных технологий (габл. I). В таблице обозначены КНК - Канадский нефтяной кокс. АКУ - Американский каменный уголь. ТКУ - Тугнуйскнй каменный уголь ТБУ - Тургпйский бурый уголь, КГУ - Карагандинский каченный уголь, АШ -антрацитовый штыб, ККУ - КуучекннскнП каменный уголь, "ЗУ - Экибастузский каменный уголь и ПБУ - Подмосковный бурый уголь. 'Зольность (Ас) н теплота сгорання (О" ) этих топлнв меняются в широком интервале: от 3 до 48,1 % и от 3800 до 8470 ккал/кг соответственно.

Таблица 1 - Характеристики н состав нсследованных твердых топлнв, масс. %

Тип угля А" ккал/кг С О Н N Б вІО; А120, РсіО.і С'пО 1^0

КНК 3 8470 75,0 0.88 15,53 0.01 5.63 1.31 0.89 0,6 0,1 0,05

АКУ 6,8 6860 76,5 4.9 4,7 1.6 0.5 3.71 2.6 0,38 0,06 0,05

ТКУ 14 5500 61,7 13,2 4,1 1.2 0.4 11.1 4.85 1,94 1,16 0,35

ТБУ 28 4335 48.58 17.85 3,64 0.78 1.14 16,03 8.3 2,13 0,88 0,67

КГУ 30 4885 60.9 3,72 3,43 1,54 0,41 18.6 7.53 1,8 1.54 0,53

АШ 36 4540 55.48 5.26 1,7 0,43 1,13 18.85 9.72 5,44 1.45 0,54

ККУ 44 3960 45.75 6.05 2,8 0,73 0,67 25.3 15,55 2,4 0,4 0,35

ЭУ 48 3800 41.3 6,47 2.81 0,67 0,75 31.1 14,92 1,32 0,36 0.3

ПБУ 48.1 3855 33,6 8.52 6,5 0.88 2.4 28,52 16.98 1,73 0,41 0,46

Анализ литературных данных показал, что перспективными технологиями топливоиспользования являются плазменные технологии газификации, комплексной переработки, воспламенения и сжигания энергетических углей, позволяющие заменить дешевым углем дорогостоящие и дефицитные кокс в металлургических предприятиях и газ и мазут на ТЭС и котельных. Основанная на ЭТХПТ плазменная технология безмазутной

растопки котлов и стабилизации горения пылеугольиого факела испытана на ряде ТЭС России, Казахстана, Украины. Китая, Монголии, Корен. Словакии и Сербии.

Суть ЭТХЛТ заключается в нагреве пламенным факелом при дефиците кислорода потока пылеутольной смеси в специальной камере до температуры, превышающей температуру самовоспламенения данного угля (рис. 1). При этом происходит практически полный выход летучих и частичное сгорание и/или газификация углерода угля. В результате в топке полученная топливная смесь или высокореакционное двухкомпоненгное топливо (ВДТ), состоящее из горючего law и коксового остатка, воспламеняется при смешении с

вторичным воздухом и устойчиво горит без использования для стабилизации факела второго вида высокореакционного топлива даже в холодной топке. Процесс ЭТХПТ осуществляется в ПТС (рис. I).

Рис. 1 - Схема экспериментальной установки -камеры ЭТХПТ с плазмотроном и вихревой пылеутольной горелкой: I — плазмотрон, 2 -электромагнитная катушка. 3 - аэросмесь. 4 -камера ЭТХПТ, 5 - улитка аэросмеси. 6 -аэросмесь, 7 - лючок для измерения температуры п о тора проб газа, 8 - улитка вторичною возду ха, 9 - центральная труба горелки. 10 - лючки для измерений температуры и огбора проб газа и коксового остатка, II - топочная камера, 12 -вторичный воздух, 13 - плазмообразующий воздух

Глава 2 Термодинамическое моделирование плазменной термохимической переработки топлив

Во второй главе описан метод термодинамических расчетов и реализующая его программа TERRA, предназначенная для численного исследования многокомпонентных гетерогенных реагирующих систем, находящихся в состоянии термодинамического равновесия. Представлена методика подготовки исходных данных для расчета плазменной термохимической подготовки топлив к сжиганию, расширена база данных программы TERRA термодинамическими свойствами вешесгв, характерных для минеральной части углей. Приведены методики определения удельных энергозатрат на процесс переработки угля и необходимого количества окислителя для ТХПТ и газификации твердого топлива. Проведены расчеты плазменной газификации твердых гоплив и ЭТХПТ.

ККУ (табл.1), наравне с ЭУ широко используемый на ТЭС Казахстана, был выбран для проведения численных экспериментов по плазменной комплексной переработке твердого топлива. Выполнены расчеты плазменной газификации ККУ для отношения расходов угля к окислителю (Н:0. СО2) обеспечивающего полную газификацию угля без учета, и с учетом кислорода минеральной массы угля (ММУ). Расчеты выполнены в интервале температур 600 4000 К и давлении 1 атм. Целью расчетов было определение интегральных показателей процесса газификации: равновесного состава газовой и конденсированной фаз продуктов газификации, степени газификации углерода и удельных энергозатрат на процесс.

На рис. 2 показаны изменения концентраций компонентов газовой фазы при комплексной переработке (газификация с учетом кислорода ММУ) ККУ с температурой процесса. Видно, что газовая фаза продуктов комплексной переработки ККУ представлена главным образом синтез-газом, концентрация которого при паровой газификации (рис 2 а) достигает при 1500 К 99 об.%, а при газификации в среде диоксида углерода (рис. 2 6)-97.39 об.%. Суммарная концентрация атомарного и молекулярного водорода (рис. 2 а), изменяясь в диапазоне 48 - 59 %, выше концентрации моноксида углерода во всем диапазоне температур, тогда как при газификации в среде диоксида углерода наблюдается обратная картина, суммарная концентрация атомарного и молекулярного водорода ниже

9

концентрации моноксида углерода во всем диапазоне температур. С увеличением температуры концентрация моноксида углерода снижается с 47 % (82,2 % - рис. 2 б) при 1500 К и до 34 % (64 % - рис. 2 б) при 4000 К. Уменьшение концентрации синтез-газа с увеличением температуры связано с появлением в газовой фазе компонентов минеральной массы угля, большая часть которых начинает переходить из конденсированной фазы в газовую при температуре выше 1500 К. Отметим, что минеральные компоненты угля

т. к Т. к

а б

Рис. 2 -Температурная зависимость концентраций органических компонентов в газовой фазе при комплексной переработке ККУ в паровой плазме (а) и в плазме диоксида углерода (б)

Учитывая широкое использование ЗУ (табл. 1) на Т'Х." Казахстана и России, он был выбран для проведения численных экспериментов но ЭТХПТ. Ниже приведены результаты исследования влияния избытка окислителя а^ (табл. 2) в широком интервале температур 400 - 2000 К при атмосферном давлении, характерном для плазменных технологий.

Таблица 2 - Состав аэросмесей

.V» 0«, Масса, кг № а™ Масса, кг

ут'ля воздуха угля воздуха

1 0 1000 0 4 0.50 1000 1067

2 0,17 1000 360 5 0,75 1000 1600

3 0.30 1000 640 6 1,00 1000 2133

На рис. 3 показан равновесный состав ВДТ из ЭУ при расходах угля и воздуха, соответствующих 0^,-0,17 в зависимости от температуры ЭТХПТ. Видно (рис. 3 а), что суммарная концентрация горючих компонентов (СО + Н: + СН4) нарастает с увеличением температуры процесса, составляя при 1200 К 60 об. %. С точки зрения экологии важно, что азот исходной смеси представлен в основном молекулярным плотом, концентрация которого остается практически постоянной в интервале 1000-1600 К. Выход оксидов азота не превышает 1-5 мг/нм\ что на два порядка меньше, чем в дымовых газах промышленных коглов. Сера топлива выходит в товую фазу в основном в виде сероводорода с концентрацией 0,3 % при температуре 1200 К. а концентрация оксидов серы пренебрежимо мала (< I м| /нм!). Концентрации СО и Н: (рис. 3 б) с температурой повышаются, а концентрации СН4 и С снижаются. При температуре 1200 К ВДТ состоит преимущественно из сннгез-газа (СО+Н;) и углерода с массовыми концентрациями 20,1 и 20,8 % соответственно. При этом теплота сгорания получаемого двухкомпонентного топлива составляет 2456 мал/кг, что подтверждает его высокую реакционную способность. Снижение концентрации углерода (рис. 3 б) в коксовом остатке в интервале 800-1200 К является следствием его перехода в газовую фазу по реакции С + 0,502 - 2СО, а резкое

снижение копнен фации углерода при Т> 1600 К связано с процессами восстановления оксидов ММУ и образованием ферро- и карбоснлнция.

т. к т, к

а б

Рис. 3 - Температурная зависимость концентраций компонентов г азовой фазы (а) и массовой концентрации горючих компонентов ВД'Г (б) при ЭТХПТ ЭУ

На рис. 4 построены удельные энергозатраты (Он-), отнесенные к 1 кг угля, и степени газификации углерода (Хс) в зависимости от температу ры и избытка окислителя. Удельные энергозатраты монотонно возрастают с температурой и избытком окислителя (рис. 4 а), что объясняется интенсификацией процесса газификации и развитием эндотермических процессов при больших температурах и избытках окислителя. При этом степень г азификации углерода (рис. 4 б) в случае пиролиза (кривая Ь) в интервале 600-1800 К мало зависит от температуры процесса и не превышает 14 %. Увеличение избытка окислителя до «„,=0,17 (кривая 5) приводит к двукратному возрастанию степени газификации. Такая же тенденция сохраняется и при других избытках окислителя (кривые I - 4).

т. к т, к

а Г>

Рис. 4 -Температурная зависимость удельных энергозатрат (а) и степени газификации углерода (б) на ')ТХПТ ')У: 1 - а« = 1; 2 - 0,75; 3 - 0,5; 4 - 0,3; 5 - 0,17; 6 - а<„ - 0

С точки зрения использования ВДТ для стабилизации горения твердого топлива интерес представляют удельные теплоты сгорания горючего газа и коксового остатка (йсс) (табл. 3) для (»о» =0.17 из исследованного интервала значений избытка окислителя. Из табл. 3 следует, что калорийность газа в рекомендуемом интервале 800 - 1200 К довольно высока и составляет 2400 - 2800 ккал/кг, а коксового остатка - 3100 - 3500 ккал/кг. Таким образом, ВДТ может быть получено при любом избытке окислителя из интервала 0-1. Однако лишь при в^. = 0,1 - 0,2 обеспечиваются приемлемые удельные энерт озатраты (0,1 -

0.4 кВтч/кг) и теплоты сгорания газа и коксового остатка при достаточно высоком значении энергетического КПД процесса (78 - 85 %).

Таблица 3 - Удельные теплоты сгорания ВДТ из ЧУ ____

T, к 800 1000 1200 14(H) 1600 1800 2000

Qe. ккал/кт газа 2400 2780 2800 2840 2850 3040 3220

Q,x. ккал/кг коксового остатка 3450 3240 3130 3100 3100 3070 2030

Глава 3 Кинетическое моделирование процессов движения, высокотемпературного нагрева и термохимических превращений нылеугольного топлива в потоке окислителя в цилиндрических каналах с плазменным источником В третьей главе предс1авлена математическая модель плазменных термохимических превращений твердого топлива с учетом кинетики химических реакций, разработаны кинетические схемы процессов ЭТХПТ и газификации угля, в том числе, учитывающая образование оксидов азота.

Математическая модель плазменной газификации угольной пыли описывает двухфазный (угольные частицы и газ-окислитель), химически реагирующий поток, распространяющийся в реакторе с внутренним тепловым источником (электрической дугой) (рис. 5). Угольные частицы и газ поступают в реактор при равных температурах. Происходит теило-массообмен между частицами, I азом и электрической дугой. Кроме этого, учитывается обмен теплом и импульсом между потоком и стенкой реактора и рассматриваются химические превращения топлива, среди которых - образование первичных летучих продуктов, реакции газификации коксового остатка и реакции превращений выделившихся продуктов в газовой фазе.

с

Рис. 5 - Электродуговой газификатор совмещенного типа: 1 - электрическая дуга; 2 - электромагнитная катушка; 3 -стальной водоохлаждаемый цилиндр: 4 - графитовый стержневой электрод: 5 - патрубок для ввода пыли и газа: 6 - графитовый кольцевой электрод: 7 - графитовая футеровка: 8 - графитовая диафрагма.

При формулировании модели были сделаны допущения об одномерности и квазистационарности процесса и однородности смеси газа и частиц на входе в реактор.

Принято, что теплопередача между газом и частицами осуществляется за счет конвекции и теплопроводности, угольные частицы изотермичны, взаимодействие частиц между собой и стенкой реактора пренебрежимо малы, а влияние вязкости учитывается лишь при взаимодействии газовой и твердой фаз.

Принимая во внимание следующую нумерацию компонентов системы уравнений: / =

I.....п - газообразные компоненты, / = и+1, ...V - твердофазные компоненты, /' = I.....т -

гетерогенные реакции, у = т+1.....М - г азофазные реакции. I = 1.....Д - фракции частиц.

система обыкновенных дифференциальных уравнений, описывающая процесс плазменной газификации полидисперсного потока, имеет следующий вид.

- Уравнение концентраций газообразных компонентов

Ц,

dC dx

LOa+llL

IV dx dx

- Уравнение концентрации твердых компонентов

dCt dx

,Ll.

V,i

■С,

1 do« , 1 <Я

v.i dx ^ ,/x

/=;;+!.....N; M,...,L

- Уравнение сохранения числа частиц -^—(SIV1,S)=0

IJx

- Уравнение сохранения импульса — (Тр,о' + £ pjul 1 S | = -S^—— S ■ F

dx V^L /-i J ) dx

- Уравнение сохранения энергии

dx

«V, ^ = .sj pY,Q, - Td)+eo{r: -Tj)]| + яО(е-1>/.

Последний член этого уравнения отражает вклад энергии от дуги с учетом теплогютерь в стенку реактора. Тепловой вклад от ду ги определяется как разность между значениями электрической мощности дуги Р„т и теплопотерь в стенку реактора Ру. (P^Pj'V-iq^,,, где Циг,- - энергия, поступающая в обьем цилиндра v^Sdxг и 1-P¡/Pm) - тепловой КПД плазменного реактора.

l,

Полный тепловой поток в сгенку реактора определяется как: P¡ = лО :)Jx% где </„ -

о

удельный тепловой поток в стенку плазменного реактора, LR - длина плазменного реактора. Размерный коэффициент пропорциональности между q„rJx) и qjx): |i/= qmfx)'qjx), тогда:

Vare '

Дня расчета вкладываемой энергии базее удобно использовать безразмерный

^ Дх) Чагс(х) Д-т) коэффициент: Ы=—----—— =—— (С, тогда формула для КПД реактора будет иметь

4 <7КМ 4

е QPí-Pi . 1 „ 1

следующий вид: ъ =———= Iили Ы = -——.

О/^ о J — ^

- Уравнение движения частиц

dVj _ I tdfp, (".■ ~ vj)\vt ~ | X м L

dx Н v,¡

- Уравнение температуры частиц

— =-!-jx W,Qr I nd) N,(a, (7'j - T¿) + £<7(T\ - 7-:,))}.

dX Cr.PdVd [;•! I-1 J

II

- Уравнение состояния идеального raía

P = RTliY.Cl

- Уравнения времени пребывания газа и частиц Úh-- — ü!li = _!_

dx vy dx ti,i

Здесь обозначены p,V,S,M ,Cr,C„T,WrQrd,P,R,N ,a,e,cr,D,(¡^,T -плотность, кгм~\ скорость, мс~', поперечное сечение муфеля, м", масса, кг. теплоемкость газа на единицу объема, Джм^-К"', концентрация компонентов, %, температура 1С, скорость J химической реакции. кмольс"' м"3, тепловой эффект реакции. Дж кмоль"1, диаметр частицы, м, давление. Па. универсальная газовая постоянная, Дж моль"'К"1, объемная концентрация частиц, м"3, коэффициент теплообмена частиц, Вт м~" К. степень черноты частиц, постоянная Стефана — Больцмана, 5.67-10 Втм -К , диаметр муфеля, м, удельный тепловой поток в стенку, Втм"", время пребывания, с, а индексы ц, s, /, w. ш, М относятся соответственно к газовой и твердой фазе, порядковому номеру фракции, стенке камеры, порядковому номеру и количеству химических реакций.

13

Состав угля представлен в модели в виде суммы ОМУ и ММУ. ОМУ представляет собой набор функциональных групп (СН4, Н20, СО. СОг, Н2. смола) и углерод, а ММУ - это зола с соответствующими теплофизическпми свойствами. Данная модель отличается подробным описанием кинетики химических реакций, общая схема которых (табл. 4). наряду с реакциями выделения первичных продуктов, учитывает реакции их дальнейших превращений. 'Зависимость констант скорости химической реакции от температуры

СМ

описывается уравнением Аррениуса: = .4,. - схр I - 1 • Т", где А, и Е, -

предэкспоненциальный множитель, с"' - для реакций первого порядка, Ю 'м1 моль'1 с'1 - для реакций второго порядка, и энергия активации, ккал моль '. соответственно.

Таблица А - Кинетическая схема

№ Реакция № Реакция № Реакция

1. 30. Н+Ог-О+ОН 59. НСЇЧ^ОН-СМ-Н2О

2. Н20 г~НзО 31. н+н2о-н-он 60. сн+^-нсм-ы

3. СО т~СО 32. Н2-Ч>Н+ОН м. СН2+М2-НС><+МН

4. СО,|-С02 33. н2о-м-н+он+м 62. ^;,+Н-!\!Н2+Н2

5. СН4Т<"Н4 34. Н;00 ОН ОН 53.

6. СбНл г- С„Н„ 35. С(Ж)Н-С02+Н м. \Н1+О^Н2+ОН

7. с5н5к, <\н,к 36. С0-Ю2<'02-Ю 65.

К. С^ ^-C4H5N 37. СО:-Н-СО+ОН 66. мн2+о=мн+он

9. Мт+Мт+02=М0+|Ч0 38. СОН)-М-СО,+М 57. ын.+он^н-н2о

10. Сі +>ю=со+ы 39. С2Н2+М-С2Н+Н-М Г>8. Ш+0Н^+Н20

11. С г +Н2О-СО+Н2 40. С:Н2=Сс;+Сг;+Н: 59. ЫН+О-^+ОН

12. Ст +СО2-СО+СО 41. С2Н,+ОгНСО-НСО 70. МН+Н^+Н2

13. С, К).-со. 42. С2Н2+Н-С;Н-Н2 71. Іч'Н+Г^+Н

14. Ст + Ст + Ог=СО * СО 43. С2Н2+ОНСНд+СО 72. КН+КН^2+Н2

15. СН4+Н-СН.,+Н2 44. С2Н;+0-СН2-С0 73.

16. ск,+он-сн-.+н2о 45. сн2-н2о-сн2о-н2 74. ?*.'СО-<-Н-МН+СО

17. сн,+м-сн,+н+м 46. СН2^0;-НСС>+0Н 75.

18. СН4+0-СН.)+0Н 47. с2н*о2-нсо+со 76. \Н+0-М0+Н

19. СН1+Н;0 СН4+ОН 48. с3н-Ж;0=с:ні+с0 77.

20. СН,+Н;=СН4+Н 49. С,,Н^С2Н;-С:Н;+С;Н2 78. \+о,-ко+о

21. СН,+М<Н2+Н+М 50. он+он-н2о+о 79. \+ОН=МО+Н

22. СН,+0;=СН;0+0 51. н+он+м=н2о+м N0.

23. СНЗ+0Н-СН20-Н2 52. н+н+м-н2-м ІІ. \тО+КН-№+ОН

24. СН,+0<Н20+Н 53. сн2о+он-нсо+н2о І2.

25. сн,о-м-сн2о-н+м 54. Н+ОН-Нг+О ИЗ. \'0+Н-Ы+0Н

26. сн2о+м-нсо+н+м 55. Ну ОН Н;ОН м. ^НКЬЬЫз+ЬЬО

27. нсо+м-н-со+м 56. С^Н^-НС^Ч'гН.+СзН: Н5. К+К+М-М2+М

28. Ог+М-О+О+М 57. с4н<м-мн,-с2н-с2н №. СтіЧОСО+ІЧг

29. н2+м-н+н+м 58. НСЫ-Н-С\+Н2 87.

Реакции (1-6) описывают выделение летучих угля (Н;, НгО, СО. СО;, СН4, С,,Н<,). Индекс "1" означает, что они выходят из твердых частиц. Выделение азотсодержащих соединений описывается реакциями (7-9), включающими выход в газовую фазу пиридина (С^Н^). пиррола (С4Н5М) и атомарного азота. Взаимодействия между коксовым остатком и водяным паром, кислородом и диоксидом углерода (реакции (11)-(14)) являются лимитирующими стадиями процесса газификации. Дальнейшие превращения первичных продуктов описываются радикальными реакциями (15)-(87). Схема превращения

азотсодержащих групп угля в окислительной атмосфере, приводящая к преимущественном) образованию топливных N0, представлена на рис. 6. Лют топлива при горении факела распределяется на две части: одна выходит с летучими, а вторая - остается в коксовом остатке. Вместе с летучими угля в газовую фазу может перейти 60 - 70% топливного азота, а 30 - 40% может оставаться в коксовом остатке и входить в весьма прочные соединения. Превращения азотсодержащих веществ в газовой фазе приводят к образованию в основном ИСК СЫ. ЫН, и атомарного азота (реакции 56-70). Указанные соединения в дальнейшем образуют, в зависимости от типа угля, температуры и количества окислителя, либо оксиды азота, либо молекулярный азот. В кинетической схеме учитывается образование топливных (реакции 9, 56 и 57) и быстрых оксидов азота, которые получаются при окислении азотсодержащих соединений, формирующихся по реакциям 60 и 61. Помимо топливных и быстрых N0,, образующихся преимущественно в интервале 960 - 1200 К, при Т> 1800 К, согласно кинетической схеме Я.Б.Зельдовича, начинается образование термических N0* из воздуха (реакции 78 - 80).

Описанная модель реализована в виде компьютерной программы Плазма-Уголь, предназначенной для решения методом Гира жестких сисгем уравнений химической кинетики, к которым присоединены дифференциальные уравнения для скоростей, температур и времени пребывания газа и частиц.

С помощью программы Плазма-Уголь выполнены численные исследования плазменной паровой газификации твердого топлива с учетом моно- и полидисперсности частиц (табл. 5), плазменной газификации твердого топлива в среде углекислого газа и плазменной газификации твердого топлива в различных окислительных средах. В расчетах принято: внутренний диаметр цилиндрическою реактора - 0.15 м, электродуговая зона реактора заканчивается на длине 0,3 м. мощность плазменного реактора - 57,7 кВт при его КПД - 75 %. Плазменная газификация ККУ рассчитана для следующего состава паро-угольной смай: 8,0 кг ККУ + 5,02 кг пара.

Таблица 5 - Распределение угольных частиц по размерам

№ фракции 1 2 3 4 5

Радиус частиц, мкм 31.75 40,5 53.5 76 106,5

Массовые % 17 15,5 35.5 27,5 4,5

На рис. 7 показаны изменения концентраций газообразных компонентов (а), температуры газа и частиц (б), скорости газа и частиц (в) и степени газификации угля (г) вдоль реактора при паровой газификации ККУ. Газовая фаза продуктов газификации представлена в основном синтез-газом (рис. 7 а), на выходе из реактора она достигает 99 %. Суммарная концентрация водорода выше концентрации монокснда углерода по всей длине

реактора и держится в области 55-58 %. Температура газа (рис. 7 б) превышает температуры всех фракций частиц по всей длине реакционной камеры. При этом максимальная разность температур, как, собственно, и максимум температур наблюдается на расстоянии 0,3 м, что близко к концу зоны тепловыделения от дуги. Максимальная температура газа достигает 3100 К, а частиц от 2300 до 2700К. При увеличении длины больше юны выделения пепла температуры газа и фракций частиц стремятся к равновесию, уменьшаясь с длиной. Скорости газа (рис 7 в) немного выше скорости фракций частиц меньшего размера, различие становится значительным при сравнении с частицами большего размера. В конце зоны тепловыделения скорости газа и частиц сравниваются и к выходу из реактора скорости частиц начинают даже превышать скорость газа. Степень газификации угля 100% для данного варианта расчета достигается для I. 2 и 3 фракций (рис. 7 г). Средняя степень газификации для всех частиц достигает 94.7% в конце реактора, что связано со сравнительно небольшой степенью газификации 4 и 5 фракций угля, размеры которых значительно превышают размеры фракций 1, 2 и 3.

в i

Рис. 7 -Изменение концентраций I азообразных компонентов (а), температуры газа и частиц (б), скорости газа и частиц (в) и степени газификации угля (г) вдоль реактора при паровой г азификации ККУ: 1 - 5 соответствуют номерам фракций из табл. 5, ц - относи гея к газу, о - среднее значение

Интерес к процессу газификации угля в среде диоксида углерода обусловлен необходимостью его секвестрации. Плазменная газификация ККУ в среде углекислого газа рассчитана для следующего варианта смеси: 8.0 кг/ч ККУ + 11,27 кг/ч СО?. В табл. 6 сведены интегральные характеристики процесса плазменной газификации ККУ в среде СО> на выходе реактора. Как видно из таблицы для осуществления плазменной газификации высокозольного ККУ в СО: необходимо затратить 2,3 кВт ч/кг, что в 1,7 раза ниже

энергозатрат для комплексной переработки того же угля в среде водяного пара. При этом получается чистый синтез-га ), концен трация ко юрою достигает 95,1 об.%.

Таблица 6 - Характеристики процесса плазменной газификации угля в среде диоксида

углерода на выходе из реактора (0,6 м)

Охр, кВт-ч/кг Концентрация, об.% Т., К т„,к V',. м/с V,. м/с и, с

СО н.

2,3 82,2 12,9 1297,29 1332,3 1,165 1,159 0,64

Поскольку для генерации низкотемпературной плазмы требуется электроэнергия, для обеспечения конкурентоспособности плазменных технологий особое значение имеет величина удельных энергозатрат на осуществление того или иного технологическою процесса. Также важен состав синтез-газа, его выход и температурный уровень процесса. Все вышеуказанные параметры определяют, в конечном счете, эффективность плазменной газификации твердого топлива и области практического приложения сингез-газа. В этой связи в работе разработан метод определения энергетической эффективности процесса ЭТХПТ и плазменной газификации угля. Для этого были выполнены расчеты плазменной газификации АКУ в семи различных окислителях (табл. 7). пригодных для использования в качестве газифицирующих агентов. Расчеты проводились, исходя из условия достижения 100 % степени газификации углерода при заданной длине реакционной зоны газификатора 0,7 м (рис. 5). Для обеспечения этого условия мощность плазменного газификатора варьировалась от 5 до 170 кВт в зависимост и от типа используемого окислителя.

Таблица 7 - Параметры численных экспериментов

Состав исходных систем для Состав газовой фазы на выходе

N0 моделирования, кг-'ч ■азификагора. об. %

АКУ N2 О: СО НО СО Н; N1 Другие

1 36 72,4 27,6 0 0 33.4 9.7 55,2 1,7

2 36 0 0 38.0 16,0 65.2 34.0 0 0.8

3 36 0 0 77,0 0 84,6 14,8 0 0.6

4 36 0 0 0 31,0 46.2 51.4 0 2,4

5 36 40,0 11.95 0 16,0 39.5 30.0 28.9 1.6

6 36 1.3 11,9 0 16.0 56,0 41.2 1,3 1,5

7 36 3.1 27,6 0 0 72.7 23.4 3.8 0,1

Результаты численных экспериментов представлены на рис.8. Концентрация синтез-газа (Скучол%) (рис. 8 а) для всех исследуемых режимов газификации возрастает по длине газификатора, но с различной интенсивностью, за исключением кривых 2, 3 и 4, расположенных достаточно близко друг от друга по всей длине газификатора. Наибольшая интенсивность выхода синтез-газа наблюдается при парокислородной газификации угля (кривая 6). Как и следовало ожидать, концентрация сннгаза в продуктах воздушной и паровоздушной газификации составляет лишь 43,1 и 69,5 об.% соответственно. Во всех осшльных процессах газификации угля концентрация сингаза на выходе из газификатора превышает 95 об.% (табл. 7). Температура продуктов газификации (рис. 8 б) возрастает по длине реакционной зоны. Температуры газа имеют максимум в районе завершения тепловыделения от дуги. Температуры частиц не имеют выраженного максимума по всей длине газификатора и во всех процессах ниже таковой таза. Это различие может достигать 1100 градусов при углекислотной газификации угля (кривая 3). снижаясь до 400 градусов при кислородной газификации (кривая 7). На выходе газификатора наблюдается тенденция к достижению термического равновесия между температурами газа и частиц.

Особый интерес вызывает влияние типа окислителя на энергетическую эффективность процесса газификации угля (номограмма на рис. 9). Для определения энергетической эффективности процесса газификации (у) предложено формула. [кВт/кВт]:

r=

pm+Q,

H20 ' + Qrn ' ^02

где числитель - тепловая мощность полученного

энергетического газа. а знаменатель - суммарная затраченная тепловая мощность на его получение.

Рис. S - Распределение по длине газификатора концентрации синтез-газа (а) и температуры (б): 1-7 - см. «No» из табл. 7; линии - газ, точка - тире - твердые частицы

Энер| егическая эффективное! ь процессов газификации угля 1-5 изменяется в сравнительно узком интервале значений 0.64-1.01 кВткВт. При переходе к парокнелородной и кислородной газификации угля '»иератическая эффективность возрастает до 1,4 и 4,56 кВт/кВт соответственно. Очень важным для снижения выбросов основного парникового газа (СО>) является возможность его использования в качестве газифицирующего агента в процессах паро-углекислотной и углекислотой газификации угля при энергетической эффективности процесса превышающей таковую воздушной газификации угля.

Для осуществления ЭТХПТ в ПТС (рис. 1 и 10) разработана методика ее ступенчатого расчета. Расход угля и воздуха через цилиндрический канал ПТС диаметром 0,31 м и длиной 2,0 м составлял 1600 и 2461 кг/ч соответственно. Как показала практика, для ЭТХПТ и воспламенения этого потока оказалось достаточным использовать плазменный источник тепла мощностью 150 кВт. Если задачу о нагреве и термохимической подготовке такого потока аэросмеси решать напрямую, т.е. всю аэросмесь попытаться нагреть указанным источником, то она нагреется лишь на несколько градусов и не более того, а эффекта, получаемого на практике, добиться, при столь незначительных энергозатратах, будет невозможно. Ступенчатый же расчет может дать достаточно реальное понимание процессов, происходящих в канале и привести к желаемому результату. Многоступенчатость расчета заключается в том, что всю длину канала разбивают на условные ступени. Первая ступень должна включать электродуговую зону или зону плазменного факела. На этой ступени все количество аэросмеси, поступающее в горелку не сможет одновременно взаимодействовать с плазменным факелом, занимающим очень небольшое пространство. Количество аэросмеси для первой ступени подбирается таким

Рис. 9 - Энергетическая эффективность газификации угля: 1-7 на оси абсцисс -см. «No» из табл. 7

образом, чтобы мощности плазмотрона было бы достаточно для инициирования ТХПТ. О завершении ТХПТ можно судить по определенному выходу летучих и максимальной степени газификации, по достижении которых расчет первой ступени автоматически •«кончится. Для того чтобы ТХПТ продолжалась дальше, нужно к первоначальному количеству аэросмеси подмешать новое количество аэросмеси. В программе Плазма-Уголь начато и коней ступени определяются автоматически. Количество угля на ступени 1 зависит только от мощности плазмотрона и удельных энергозатрат для данного угля с его характеристиками (рис. 11), а для расчета второй ступени учитывается нагрев аэросмеси на ступени 1. определяется тепловой источник и пересчитывается исходный состав угля и газовой фазы. Для этого определяется количество тепловой энергии, которая выделится в результате химических реакций при смешении газообразных продуктов ЭТХПТ (ступень 1) с кислородом первичною воздуха аэросмеси второй ступени и рассчитывается количество аэросмеси, для нагрева и ТХПТ которой будет достаточно мощности этого тепловою источника. Таким образом, конечные значения параметров на первой ступени являются начальными значениями для второй ступени вместе с собственными значениями материальных и тепловых потоков для второй ступени. Для третьей и последующих ступеней процеду ра повторяется.

А".*

Рис. 11 - Эмпирическая зависимость удельных энергозатрат на ЭТХПТ от зольности угля

Рис. 10 - Схема ПТС для замены штатной горелки: 1 - камера ЭТХПТ, 2 - подвод внутреннего потока аэросмеси, 3 - плазмотрон, 4 - подвод внешнего потока аэросмеси, 5 - камера смешения и термохимической подготовки топлива. 6 -регулировочный шибер, 7 - огнеупорная футеровка

С использованием разработанного метода ступенчатого расчета ПТС выполнены расчеты ЭТХПТ ЭУ при различных концентрациях пыли в аэросмеси. Схема ПТС представлена на рис. 10. Температура аэросмеси во всех вариантах расчета составляла 362 К. Интегральные характеристики ЭТХПТ при концентрации утля в аэросмеси 0,6 (5000 кг у гля + 8333 кг воздуха) приведены в табл. 8. В таблице обозначены: Хг - степень газификации, Q„, Qct - теплота сгорания газа и коксового остатка соответственно, Т„, Т, - температуры газа и частиц. Из таблицы видно, что полученная смесь является ВДТ н будет интенсивно воспламеняться и выделять в топке свойственную ему энергию, стабилизируя тем самым горение пылеугольных факелов, не прошедших ЭТХПТ. Полученное ВДТ можно использовать для растопки пылеугольных котлов из холодного состояния, вместо традиционно используемых для этих целей высокореакционных, но дорогостоящих и дефицитных мазута и газа.

Одним ні преимуществ ЭТХПТ является снижение образования N0*. Ниже приведены результаты расчетов ЭТХПТ ЭУ и АШ при различных температурах и отношениях уголь : воздух (табл. 9). Расчеты выполнены для экспериментальной ПТС (рис. 1). Из табл. 9 видно, что при ЭТХПТ ЭУ (расчет I) концентрация N0* достаточно низкая - 20.5 мг/нм1. не смоіря на высокую температуру (Тй= 1850 К). Повышение температуры до 2870 К для Ом 'О» - 1 приводит к увеличению концентрации \Ох до 114 мг/нм5 (расчет 3) даже для АШ с низкой концентрацией азота топлива. Такое увеличение концентрации ЫОх связано в основном с образованием термических N0.4. Следует отметизъ. что при горении ЭУ (расчет 2) при Т, • 1500 К, характерной для котлов с сухим шлакоудалением, уровень выхода N0* « 811 мг/нм"' соответствует наблюдаемым на практике. Таким образом, математическая модель и разработанная на ее основе программа Плазма-Уголь адекватно отражают закономерности термохимических превращений ОМУ и образования топливных и термических оксидов азота.

Таблица 8 - Характеристики ЭТХПТ ЭУ на выходе ПТС для Д - 0,6 кг/кг

Состав газообразных продуктов ЭТХПТ (об.%) Хс. % 0е, ккал'кг

Ні СО СН4 СлНА СО, Н;0 0;

2,11 9.65 0,32 0.68 14,31 2.84 69,83 0,26 47,9 450,9

Т*. К т„ к иВЛт- м/с Осе, ккал'кг

1018 1024 46.3 1948.8

Таблица 9 - Начальные условия и расчетные параметры процессов ЭТХПТ и горения

№ -VI ОЛЬ С., кг/ч Риач кВт Т„.К те.с Выход газа, кі 'кг угля Хс, % 0*г, кВт ч 'кі ЫОх. мг/нм1

уголь Воздух

1 -ЭУ 60 60 120 1850 0,16 1.17 21.0 1.0 20.5

2 - ЭУ 60 360 400 1500 0,03 6,16 19.6 0.95 811

3 - АШ 60 60 300 2870 0,12 1,14 19,5 2,5 114

Проведенные численные исследования ЭТХПТ с использованием разработанной математической модели позволяют "априори" определить особенности и основные параметры ПТС и уже на этой основе предложить технологические рекомендации для их проектирования. Нижеследующие рекомендации носят обобщенный характер н должны уточняться в каждом конкрет ном случае применения ПТС.

1. Из анализа расчетных данных можно определить минимальную мощность плазмотрона, необходимую для ЭТХПТ заданною типа и расхода угля, геометрических размеров ПТС, тонины помола топлива и его концентрации в аэросмеси.

2. Программа Плазма-Уюль позволяет определить (при заданном диаметре) длину ПТС. исходя из наперед заданной максимальной величины какого-либо критерия завершенности процесса ЭТХПТ (выход горючего газа, степень газификации угля).

3. Мощность плазмотрона при устойчиво горящем факеле практически не влияет на его температуру. Это объясняется алло - автотермическнм характером процессов плазменного воспламенения и термохимических превращений топлива в канале ТХПТ, когда плазмотрон является лишь инициатором ЭТХПТ и его относительная мощность не превышает 1-2% от тепловой мощности получаемого пылеугольного факела. Увеличение мощности плазмотрона выше определенного значения, с энергетической точки зрения нецелесообразно, так как характеристики процесса на выходе пэ канала практически не зависят от мощности плазмотрона при устойчиво горящем факеле.

4. Проведенные численные исследования показали, что энергетическая эффективность использования плазменного факела для инициирования процессов горения заключается, прежде всего, в огромной концентрации энергии в нем (порядка 250-300 МВт/м ). Отсюда следует важная технологическая рекомендация относительно неэффективности набора минимально необходимой для осуществления ЭТХПТ мощности

путем установки на один канал двух и более разнесенных но его длине плазмотронов. Таким образом, один плазмотрон мощностью 300 кВг будет эффективнее грех плазмотронов по 100 кВт или один плазмотрон 200 кВт - вместо двух по 100 кВт. Этот факт нашел экспериментальное подтверждение при стендовых и опытно-про мы шлейных испытаниях в ОЦ ПЭТ РАО "ЕЭС России" (с. Гусиноозерск), на Шаогуанской ТЭС (Китай) и ТЭС "Вояны" (Словакия).

5. Оптимальная концентрация угольной пыли в аэросмеси составила для основных энергетических углей 0,3-0,7 кг/кг. При меньших концентрациях пыли (бедная смесь) плазмотрон греег балласт из воздуха и для образования факела требуется чрезмерно большие энрегозатраты. При большей концентрации пыли кислорода первичного воздуха не хватает для газификации углерода топлива и горения его летучих, в результате чего факел не образуется.

Глава 4 Трехмерное моделирование горения твердого топлива в топке котла, оснащенного плазменно-топливными системами

Четвертая глава посвящена разработке метода комплексного расчета н моделированию топок котлоафегатов, оснащенных ПТС.

Численные исследования процесса сжигания пылеугольного топлива выполнены с помощью трехмерной математической модели (Cinar Integrated CFD Environment), разработанной в «Империал Колледж Лондон». Cinar ICE - это программа для физического моделирования и расчета гидродинамики, тепломассообмена и горения топлив в трехмерном пространстве топочных устройств. Программа Cinar ICE была выбрана для представления в диссертации по результатам предварительных численных исследований процесса сжигания твердого топлива в топках промышленных котлов, оснащенных ПТС, выполненных с использованием компьютерных программ FAFNIR, Cinar ICE, FLOREAN, PFS-CFD, поскольку была верифицирована для экспериментальной топки, оснащенной ПТС.

Уравнения сохранения массы и импульса решаются методом контрольных объемов с использованием алгоритма Патанкара. Для описания осредненных во времени уравнений сохранения для газовой фазы используется подход Эйлера. Общее уравнение переноса для любой скалярной величины ^записано следующим образом:

где Г« - коэффициент диффузии скалярной величины ф. источник или сгок скалярной величины 0, который определяется из выражения. = + 5,,.,, где - источник или сток, действующий в газовой фазе, а член, представляющий обмен скалярной величины ф между газовой фазой и частицами.

Дли моделирования поведения твердой фазы использовался подход Лагранжа. Турбулентность моделируется с помощью стандартной "к-е" модели турбулентности. Процесс горения описывается моделью быстрой кинетики для одновременного расчета смеси из нескольких видов топлив. согласно которой скорость реакции лимитируется скоростью перемешивания топлив с окислителем. Выделение летучих угля описывается единственной реакцией первого порядка. При этом, предполагается, что в целом процесс пиролиза может быть аппроксимирован первым порядком реакции деструкции угольной частицы, протекающей равномерно во всем ее объеме. После выделения летучих, в коксовом остатке остаются углерод и инертная зола.

Гетерогенные реакции с углеродом коксового остатка контролируются двумя конкурирующими процессами: диффузией кислорода к поверхности частицы и химической кинетикой окисления углерода на поверхности частицы. Для учета излучения используется неравновесное приближение с коэффициентами поглощения, рассчитываемыми по модели "двух серых и одного прозрачного газа".

Для более полного понимания физического механизма процессов ЭТХПТ и горения, а также верификации компьютерной программы C'rnar ICE были проведены исследования сжигания угля в экспериментальной топке тепловой мощностью 3 МВт, оснащенной ПТС (рис. I). Для расчетов использованы две компьютерные программы: одномерная Плазма-Уголь (Глава 3) и трехмерная Cinar ICH. С помощью первой численно исследованы процессы, протекающие в ПТС, а с помощью второй - выполнено моделирование рабочего процесса топки котла при совместном сжигании с углем ВДТ. Программа Плазма-Уголь верифицирована с использованием экспериментальных данных, полученных на опытных и промышленных ПТС. Программа Cinar ICE также верифицирована для трехмерных расчетов традиционных топочных процессов, однако при использовании этой программы для расчетов топок с ПТС и получения исходных данных для их проектирования необходима верификация программы Cinar [СЕ при расчетах процессов горения угля с плазменной акгивацией. Для верификации программы Cinar ICE выбраны два режима работы экспериментальной топки: традиционный и с "ЭТХПТ в ПТС. В экспериментальной гонке сжигалась пыль ЭУ. Расчет ЗТХПТ в объеме ПТС длиной 1,15 м выполнен при следующих параметрах, мощность плазмотрона - 36 кВт, начальная температура аэросмесн - 300 °С, расход ЧУ и воздуха через ПТС - 410 и 600 кг/час соответственно. Полученные интегральные характеристики процесса ЭТХПТ на выходе ПТС (табл. 10) использовались в качестве исходных данных при численном моделировании горения продуктов ЭТХПТ в экспериментальной топке с использованием программы Cinar ICE.

Результаты расчета топки приведены на рис. 12. Рис. 12 а и б наглядно демонстрирует различие полей температуры в двух режимах сжигания угля в гонке, традиционном и с ПСТ. При традиционном сжигании угля симметричный факел с максимальной температурой 1580"С образует общее ядро факела с температурой около 1600"С. Влияние ПТС проявляется в изменении формы факела ВДТ, уменьшении его длины и повышении максимальной температуры до 2015°С. Это объясняется более ранним воспламенением и более полным выгоранием ВДТ (табл. 10). обладающего повышенной реакционной способностью по сравнению с исходным углем.

Таблица Ю - Характеристики ВДТ на выходе ПТС

Состав газовой фазы (об. % и кг/ч) Зола, кг'ч С. кг/ч

Н, СО СН4 с„н„ СО, н,о N,

21,6 19.2 0,4 0,7 5,8 1,6 50,8 185,3 68,4

14.0 174.2 2.2 18,0 82,2 9,1 462.0

Т„. °С Т„ °С Увлг, м/с

1002 961 33,8

Рис. 12 в подтверждает качественное соответствие расчетных и опытных данных, появляющееся в наличии инверсии температурных кривых на начальном участке топки и характерных температурных максимумов. Температура продуктов сгорания на выходе экспериментальной топки в традиционном режиме сгорания выше таковой при использовании ПТС как в опыте, так и в расчетах. Расхождение опытных и расчетных значений температуры продуктов сгорания не превышает 20 % по всей высоте гонки. Такое расхождение объясняется использованием в программе Cinar ICE упрошенной кинетической схемы (fust chcmistry) горения топлива.

Концентрация несгоревшего углерода в коксовом остатке измерялась на выходе экспериментальной топки (рис. 12 г). Расхождение опытных и расчетных значений также не превышает 20 %.

Верификация программы Cinar ICE при сжигании угля в экспериментальной топке тепловой мощностью 3 МВт, в режимах ее работы с ПТС и без ПТС, подтверждает правомерность использования данного программного комплекса (Плазма-Уголь и Cinar ICR)

для расчетов топок промышленных котлов с ПТС. разработок схем компоновок ПТС с топкой и получения надежных исходных данных для их проектирования.

Далее с помощью верифицированного комплекса программ выполнен сравнительный расчет работы топки котла БКЗ-75 Шахтинской ТЭЦ, оснащенного ПТС (рис. 10J и традиционными аксиально-лопаточными вихревыми пылеугольными горелками. Четыре горелки установлены по две с фронта и с тыла в один ярус (рис. 13). В котле сжигается КГУ с расходом через горелку (или ПТС) 3200 кг/ч. Расход первичного воздуха через горелку -6400 кг/ч. мощность плазмотрона - 200 кВт и длина ПТС - 2.3 м.

а б г

Рис. 12 - Поле температур в продольном центральном сечении топки при традиционном режиме горения ЭУ (а) и режиме с ПТС (б), распределения максимальной температу ры (в) и средних значений концентрации углерода (г) продуктов сгорания топлива по высоте топки: 1 - традиционное сжигание угля, 2 - сжигание угля в топке с ПТС, 3, 4 - экспериментальные данные по сжиганию угля в топке с ПТС и без них соответственно

Результаты расчета приведены на рис. 14, наглядно демонстрирующем различие нолей температуры в трех режимах сжигания угля в топке, традиционном (рис. 14 а), с ЭТХПТ в двух ПТС (рис. 14 б) и в четырех ПТС (рис. 14 в) и рис. 15. В традиционном режиме четыре симметричных факела с максимальной температурой 1852 С образуют в центральной области топки общее ядро факела с температурой около 1300°С. На рис. 14 б ПТС расположены сверху: влияние ПТС проявляется в изменении формы факела ВДТ. увеличении его длины и повышении максимальной температуры до 2102°С. При работе четырех ПТС (рис. 14 в) длина факелов возрастает- еще больше, а максимальная температура снижается до 1930°С.

Рис. 13 - Общий вид топки котла БКЗ-75: I - амбразуры для установки пылеугольных горелок, 2 - сечение поворотной камеры когла

Среднемассовые сравнительные характеристики работы

котла при использовании 0, 2 и 4 ПТС приведены на рис. 15. Температу рные кривые имеют характерный максимум в зоне расположения горелок на высоте 4 м (рис. 15 а). При традиционном режиме горения уровень среднечасовых температу р в топке на высоте до 6 м выше такового при работе котла в режиме с ПТС. Разность температур достигает 75 градусов (2 < Н < 3 м), что объясняется более интенсивным излучением от угольных частиц, имеющих более высокую концентрацию и суммарную поверхность при традиционном сжигании, по сравнению с режимом с ПТС. Из ПТС в топочное пространство поступает ВДТ, состоящее из горючего газа и частиц коксового остатка, масса которого не превышает 30% от расхода исходного угля, что приводит к трехкратному снижению суммарной поверхности излучающих частиц. Далее, на участке 4.5 < Н < 16.75 м температура в режиме с ПТС выше таковой при традиционном горении на 10 и 32 градуса в случае использования 2 и 4 ПТС соответственно. Это объясняется более полным выгоранием топлива (рис. 15 в) при ЭТХПТ, подтверждаемым снижением концентрации кислорода в топке на этом же участке (рис. 15 б). ПТС улучшает экологические характеристики процесса сжигания твердого топлива. По сравнению с традиционным режимом использование 4 ПТС позволяет снизить механический недожог топлива на выходе из топки (Н = 16.75 м) в 4 раза, и выбросы оксидов азота более чем в 2,2 раза (рис. 15 г).

а й в Г. С

Рис. 14 - Поле температур в поперечном сечении топки в плоскости расположения горелок при традиционной работе (а), с использованием двух ПТС (б) и четырех ПТС (в)

Выполнен сравнительный расчет работы топки котла БКЗ—420 Алматинской Т')Ц-2 (рис. 16) в двуч режимах, традиционном и с ПТС. Котел оборудован шестью пылегаэовыми вихревыми двухпоточными горелками, расположенными в два яруса по три горелки, на фронтальной стенке котла. Производительность одной горелки по ЧУ составляет 12 т/ч. Как показано на рис. 16. три ПТС (рис. 10) установлены вместо двух горелок нижнего яруса п одной верхнего яруса. Расчеты были выполнены по вышеописанному методу. При расчете ПТС мощность плазмотрона принималась равной 200 кВт, начальная температура аэросмеси - 90°С; расход угля через ПТС (внутренний канал горелки) - 6000 кг/ч: расход воздуха через ПТС - 12147 кг/ч; длина ПТС - 3.687 м. Результаты расчета по программе Плазма-Уголь сведены в таблице 11.

Согласно методу комплексного расчета, данные, полученные на выходе из ПТС. были использованы в качестве начальных параметров для трехмерного расчета топки промышленного котла БКЗ-420, оборудованного тремя ПТС.

На рис. 17 показано поле температур в продольном сечении топки котла при традиционном режиме (а) и с предварительной плазменной активацией (б) сжигания пылеугольного факела. На рис. 17 в показано сечение, выбранное для сравнения температуры при разных режимах. На рис. 18 представлены средние температуры (а), концентрации кислорода (б) и концентрации СО; (в) по высоте топки котла, взятые по сечению на рис. 17 в.

130С-12001100

Р ЮТ ь

вое

0ОС 70С-

в i

Рис. 15 - Распределение среднемассовой температуры (а), концентрации кислорода (б), концентрации углерода в смеси (в) и концентрации КОх (г) по высоте топки: 1 - традиционное сжигание угля. 2 - в топке с 2 ПТС, 3 - с 4 ПТС

Таблица 11 - Характеристики процесса "УГХПТ на выходе из ПТС

Состав газовой фазы (об.% и кг/ч) Зола, кг'ч С. кг ч кДж/кг

Н> СО С'Н4 СбНл СО, Н;0 N. О,

3.9 11.2 0,3 0,6 13.1 2.15 68.5 0,25 2400 3950 6855

37,38 1499 22.65 207 2378 220.5 9214 39,19

Хс, % Гвлт,К Увлт, м/с

57 1025 48.2

Как видно из рисунка 18 а, температура неравномерно распределяется по высоте котла и имеет максимумы в области расположения горелок. При традиционном режиме в области поворотной камеры и тыльной стенки тонки котла наблюдается перегрев поверхности котла. Максимальное расчетное значение температуры относится к традиционному режиму сжигания и составляет 1900"С вблизи тыльной стенки котла. В случае работы с ПТС температура вблизи тыльной стенки котла ниже и составляет 1350"С. что является одним из положительных факторов использования данной технологии на данном котле. Средняя концентрация кислорода (рис. 18 б) согласуется с температурной кривой но всей высоте гонки котла и в области поворотной камеры котла, на высоте 16.5 м достигает значения 2 % в случае традиционного сжигания и 1 % при использовании ПТС. Значения концентрации СО; (рис. 18 в) на выходе из поворотной камеры котла, в случае традиционного режима и с использованием 3 ПТС. составляют 15,5 и 17.3% соответственно.

В табл. 12 представлено сравнение параметров процессов на выходе из поворотной камеры когла для двух режимов сжигания. Видно, что температура на выходе из тонки за счет более раннего воспламенения и быстрого выгорания угля при использовании ПТС на 152 градуса ниже, что свидетельствует о повышении эффективности использования топлива. Последнее подтверждается более низким содержанием углерода в золе. 0.9% прот ив 1.1 %

при традиционном сжигании угля. Концентрация кислорода на выходе топки в случае 3 ПТС (1%) в 2 раза ниже получаемой при традиционном сжигании топлива, что свидетельствует о более полном использовании кислорода в реакции окисления углерода (С + 0> = СО>), что подт верждается и более высокой концентрацией СО? на выходе тонки при работе 3 ПТС. Выход оксидов азота при плазменной активации горения угля на 25% ниже, чем при традиционном сжигании углей.

Рис. 16 - Схема промышленного котла БКЗ-420 Алматинской ТЭЦ-2. оборудованного ПТС: I - стандартная пылеугольная вихревая горелка, II - ПТС, 1, 2, 3,4, 5,6 - номера горелок

ШЩ

ИВ 1

ИР

№ ' т * 1г

Т| Чг

птс

Рис. 17 - Поле температур в продольном цен тральном сечении топки котла при традиционном сжигании угля (а) и с ЭТХГ1Т в грех ПТС (б. в)

Г V —^ к........^

1» 20 29

а б в

Рис. IX - Средние температуры в центральном сечении (а), концентрации кислорода (б) и концентрации С'СЬ (в) по высоте топки котла: I - традиционный режим, 2 - режим с 3 ПТС

Таблица 12-Сравнительные параметры на выходе из тонки котла БК'3-420

Параметр опте 3 ПТС

Темнерат\ра. °С 950 798

Концентрация О;, % 2 1

Концентрация СОг, % 16 18

Концентрация 1>Юх, ррт 80.6 59,5

Концентрация углерода в золе на высоте 10,3 м. в области расположения горелок, % 1.1 0,9

Глава 5 Стендовые и промышленные испытания плазменно-топлнвных систем

В интоП главе описаны испытания ПТС в лабораторных и промышленных условиях.

Прямоточная ПТС (рис. 19) представляет собой муфелизированную цилиндрическую прямоточную горелку с плазмотроном, установленным на ее корпусе. Электрическая дуга формируется в плазмотроне между электродами, анодом и катодом. Плазмообразующий воздух продувается между электродами и, нагреваясь, образует плазменный факел. Среднемассовая температура плазменного факела 3500-4000 К. Форма воздушно-плазменного факела и его изотермы приведены на рис. 20 а. Измерения проводились для свободного плазменного факела, температура которого на срезе сопла плазмотрона достигала 5000 К.

В экспериментах сжигался ТКУ. Расходы угля и возду ха через ПТС составляли 1.75 и 3,5 т/час соответственно, а температура аэросмеси - 350 К.

Измеренные профили

температур приведены на рис. 20 б. На начальном участке ПТС, 0,75 м от оси плазмотрона (кривая /). профиль температуры

неосесимметричный и имеет только один максимум (рис. 20 б). Это является следствием аэродинамического возмущения, вызнанного взаимодействием аэросмеси с плазменным факелом, распространяющимся перпендикулярно потоку

аэросмеси. Он отклоняется от своего первоначального

направления, реагируя на величину и направление импульса потока аэросмеси. Профиль температуры на расстоянии 2 м от оси плазмотрона (кривая 2) имеет 2 ярко выраженных максимума в пристенной области. Максимальное значение температуры - 1300 К, а экстраполированное значение температуры стенки не превышает 800 К. Получен следующий состав газовой фазы на выходе из ПТС (об. •/.): СО - 28.5: Н2= 8.0; СН4- 1.5; С02 = 2,0; N2 = 59,5; прочие = 0,5, включая N0,-= 50 мг/нм'.

Прямоточная ПТС с плазмотроном мощностью 100 кВт была рассчитана с использованием компьютерной программы Плазма-Уголь. Расход угля через ПТС - 2000 кг/ч. ее тепловой КПД - 90 %.

Интегральные характеристики ЭТХПТ представлены в табл. 13. Видно, что суммарный выход горючих газов (СО + Н, + СН4) достигает 34.68 % за весьма малое время пребывания реагентов в муфелизированной ПТС (0,039 с). Согласно описанному в Главе 4 методу комплексного расчета для определения режимных параметров ПТС было выполнено зЬ моделирование работы котла БКЗ-640 Гусиноозерской ГТЭС.

О. II

а б

Рис. 20 - Изотермы струи воздушной плазмы (а) и профили температуры, измеренные в поперечных сечениях ПТС: К - расстояние от оси плазмотрона. Ь -расстояние от выходного сечения плазмотрона, 1 - длина ПТС 0,75 м, 2 - 2,0 м

Таблица 13 - Основные характеристики ВДТ из ТКУ на выходе ПТС'

СО Н: СНА С02 н2о N2 о2 Хс, % Увдт. м/с т„ К V с

Об.%

27,47 6.67 0,54 6,59 0.39 57,42 0.27 53.8 53,2 1328 0,039

Схема котла приведена на рис. 21. Топка котла представляет собой две симметричные камеры сгорания, на которых установлены по 4 тангенциально направленных основных горелок, расположенных в два яруса. Камеры сгорания (полутопки) объединены центральной секцией. 4 ПТС установлены вместо горелок нижнего яруса с одной стороны котла но 2 в каждой полутопке. Для численного моделирования использовалась расчетная сетка размером 118x52x68 (1хЬхК) в трех направлениях (х, у, г) (рис. 20.

Векторные поля скоростей в полутопке показаны на рис. 22. Размещение горелок по углам полугопки формирует в центре полутонки вихрь, интенсифицирующий процесс горения (рис. 22 а). На рис. 22 б приведено векторное поле скоростей для полутопки с ПТС. Интенсивность смешения увеличивается за счет дополнительного вклада импульса факелов от ПТС. Наблюдается тенденция смещения в радиальном направлении потока аэросмеси от центра полутонки к горелкам, не оснащенным ПТС.

/

й

..." ;к" ;

18.176т

Рис.21 -Схема топки котла БКЗ 640-140 и ее дискретизация 28

Рис. 23 демонстрирует работу котла в традиционном режиме и в режиме плазменной стабилизации горения. Диаграммы 1 и 2 иллюстрируют изменения значений температур и концентраций О; на центральных линиях по высоте гонки и на выходе топки в поперечном сечении, соответственно. Значения на выходе из топки котла, работающего в традиционном режиме сжигания, были верифицированы. Измеренные средние значения температур на выходе из топки составляли около 1400 К, что практически совпало с расчетными результатами. При этом среднее значение расчетной концентрации кислорода было равно 3,75%, что также близко к измеренной величине (4 %). В режиме работы котла с ПТС уровень температур по высоте топки несколько ниже. В тоже время наблюдается более интенсивное горение аэросмеси в камере сгорания, благодаря факелам ВДТ из ПТС.

н г

Рис. 23 - Распределение температуры (а, и) и концентрации кислорода (б, г) по высоте топки в режиме традиционного сжигания угля (а, б) и в режиме с ПТС (в, і): диаграмма 1 центральная линия по высоте тонки. 2 - выходное сечение тонки

а б

Рис. 22 - Векторы скорости в полутопке на уровне пылеутольных горелок котла, работающего в традиционном режиме (а) и в режиме с ПТС (б)

Алма ганская ТЭЦ-3 (Алматинская ГРЭС) оснащена шестью котлами БКЗ-160-1ООФ паропроизводигельностью каждый по 160 т/ч. Каждый котел оборудован восемью щелевыми пылегазовымн горелками, предназначенными для сжигания Берлинского каменного угля. Производительность котла по топливу при номинальной нагрузке составляет 30 т/ч. На рис. 24 представлена схема топки котла БКЗ-160-100Ф. Расположение горелок на котле - угловое, по тангенциальной схеме, горелки двухъярусные (4 по 2). Производительность одной горелки по топливу составляет 4 т/ч. По результатам расчетов, выполненных с помощью программ TERRA (Глава 2) и Плазма-Уголь (Глава 3), была разработана прямоточная ПТС с перегородкой для разделения потока аэросмеси, показанная на (рис. 24 б).

В 1996 - 1998 гг. была проведена серия плановых безмазутных растопок котлоагрегата БКЗ-160-1 ООФ ст. № 6 из холодного состояния. Сжигался близкий по характеристикам к проектному топливу ЭУ. Плазмотроны, установленные на пылеутольных горелках, поочередно включались на мощность 120-140 кВт (ток 350-450 А, напряжение 300-350 В). После достижения устойчивой работы плазмотронов на ПТС была подана аэросмесь с расходом пыли 2-2.2 т/ч и первичного воздуха 1800-2000 им /ч. Воспламенение факелов в топке наблюдалось через 2-3 секунды после подачи аэросмеси. Постепенно расход пыли и первичного воздуха на горелки с плазмотронами увеличивался до 3 т/ч на каждую. Температура пылеугольного факела на выходе в топку достигала 1200-1300 °С, а его длина 56 м. При этих napaMeipax наблюдалось образование ядра факела ярко желтого цвета в центре гонки. Через 3.5 чиса от начала растопки параметры когда достигли рабочих значении, и он был подключен к г лавному паропроводу, после чего была подана аэросмесь на все горелки.

,3

И ::

—--т----

------------

6.40

а б

Рис. 24 - Схема топки котла БКЗ-160-100Ф (а) и эскиз прямоточной ПТС - блока горелок с плазмотронами (б): I - пылепровод, 2 - камера )ТХП Г. 3 - плазмотрон, 4 - плазменный факел. 5 - перегородка, 6 - короб вторичного воздуха. 7 - граница топки. 8 -канал для установки мазутной форсу нки

Согласно «Инструкции но эксплуатации котлоагрегата БКЗ-160-100Ф» на одну растопку расходуется 12 г топочног о мазута, что по теплотворной способности эквивалентно 30 т ЧУ. Вместо этого на одну рас гонку в среднем расходовалось около 16.5 т угля, что подтверждает энергетическую эффективность ЭТХПТ. Относительные затраты электроэнергии на плазмотроны составили 1.2-1.4 % от тепловой мощности пылеутольных горелок. Испытания подтвердили техническую реализуемость и энергетическую

эффективность бечмазугной растопки котла БКЗ-160 и стабилизации горения пылеугольного факела с использованием ПТС.

В 1989 - 1991 гг. проведены промышленные испытания плазменной стабилизации горения донецкого ALLI на котле ТП-230 ст.,Ч«9 Мироновской ГРЭС (Минэнерго УССР). До промышленных испытаний для проверки технической реализуемости ЭТХПТ AIU были выполнены экспериментальные исследования его сжигания с ЭТХПТ в ПТС. представляющей собой модель I : 5 пылеугольной горелки котла с плазмотроном номинальной мощностью 60 кВт.

Эксперименты проводились на укрупненном огневом стенде, представленном на рис. 25. Компоновка ПТС с камерой сжигания и геометрические размеры установки показаны на рис. 1. В камеру ЭТХПТ 4 (рис. 1.) подавалась пыль АШ с расходом 60 кг/ч. Расход ALU через основную горелку 9 составлял 300 кг/ч. Концентрация пыли в аэросмеси составляла 11,5 кг/кг. Мощность плазмотрона варьировалась от 20 до 32 кВт. Температура подаваемой аэросмеси - 90"С, а вторичного воздуха - 300"С. Достигнуто устойчивое воспламенение и стабилизация горения факела в безмазутном режиме работы. На выходе из камеры ЭТХПТ был полу чен следующий состав газовой фазы. об.%: СО - 11.2: Н; - 14,6; С1Ь - 1,1; N? -60,1; COi - 12,8. Выявлено значительное повышение температуры пылеугольного факела на начальном участке горения, уменьшение механического недожога в уносах и снижение выхода оксидов азота в дымовых і азах (рис. 26). При увеличении мощности плазмотрона от 20 до 32 кВт уровень температур (рис. 26 а) в ядре факела повышается от 1470 до 1520 "С. тогда как максимальная температура в факеле без плазмотрона составляет около 1400 "С.

Применение ЭТХПТ меньшей части подаваемого в ПТС топлива приводит к резкому снижению механического недожога в уносе: с 15 % (при отключенном шгазмогроне) до 4,2 °п

при мощности плазмотрона 32 кВт (Qsr^0.48 кВт ч/кг) (рис. 26 б). Этот эффект объясняется интенсификацией горения факела на его начальном участке, где происходит выгорание основной части пыли. Концентрация NOx в дымовых газах (рис. 26 в) снизилась на 35 %.

Выполненные испытания ПТС на огневом стенде позволили приступить к промышленным испытания ЭТХПТ ALU на котле, оснащенном 6 вихревыми горелками ТКЗ-ЦКТ11,

расположенными треугольником вниз на боковых стенках топочной камеры. На рис. 27 показан общин вид козла и обозначено место расположения ПТС. Расход ALU через горелку составляет 5 т/ч.

Плазмотрон монтировался в вихревой камере ЭТХПТ цнлиндроконической формы. Принцип установки плазмотрона на горелке показан на рис. I.

После растопки котла согласно действующей «Инструкции по эксплуатации котлоагрегата ТП-230» и достижения паропронзводнтедьности 170 т/ч был включен плазмотрон и на ПТС подана аэросмесь. Мощность плазмотрона варьировалась от 200 до 400 кВт (ток 500-1000 А. напряжение 250-400 В). Расход воздуха на плазмотрон - 100-150 м'/ч, КПД плазмотрона, измеренный методом калориметрирования. составил 85 %. 31

холодам* «ВДУ*

Рис. 25 - Схема огневого стенда: 1 -бункер пыли: 2 - питатель пыли; 3 -пылемер; 4 - топка; 5, 8 -расходомсрные шайбы первичного и вторичного воздуха: 6 - канал аэросмеси; 7 - место установки ПТС; 9 - канал вторичного воздуха; 10 -измерительные лючки; 11 отбор дымовых газов; Тпв. Твв. Таэр температуры первичного воздуха, вторичного воздуха и аэросмеси соог ветственно

а б в

Рис. 26 - Изменение максимальной температуры по длине топки в зависимости от мощности плазмотрона (а), механического недожога топлива (б) и концентрации оксидов азота в дымовых газах (в) в зависимости от удельных энергозатрат при ЭТХПТ Донецког о А111: 1 - мощность плазмотрона 32 кВт, 2-20 кВт. 3 - плазмотрон не работает

Рис. 27 - Общий вид когла ТП-230-2 с боковой стороны (Мироновская ГРЭС, Украина)

Рис. 28 - Вид факела от ПТС №4 через смотровой лючок в боковой стенке котла (35 минута после плазменного воспламенения пылеугольного факела в горелке №4)

При поступлении в камеру ТХПТ угольной ныли при работающем плазмотроне наблюдалось устойчивое горение факела АШ на выходе камеры ТХПТ. Факел АШ имел светло-желтый цвет, его температура на выходе из камеры ТХПТ составляла 1640 - 1680"С. Пылеугольный факел (основной поток аэросмеси) на выходе из горелки имел температуру 950-1000 "С и воспламенение ALII наблюдалось на расстоянии около 0.8 м без подсветки мазутом на данной горелке.

Относительные затраты электроэнергии на плазмотрон при стабилизации горения факела АШ составили 2.5 % от тепловой мощности горелки. Показана принципиальная возможность стабилизации горения АШ, при этом можно ожидать снижения механического недожога топлива и выбросов оксидов азота.

В 2011 году на Алча шнекой ТЭЦ-2 были проведены промышленные испытания Плазменного воспламенения ЭУ в режиме безмазутной растопки котла БКЗ-420-І40-7С ст. №3 из холодного состояния. Когел БКЗ-420 оснащен 6 пылеугольными вихревыми лопаточно-лопаточными горелками. Двухноточные как по первичному , так и по вторичному воздуху горелки расположены с фронта котла в два яруса (рис. 16). Номинальный расход угля через одну горелку составляет 10,97 т/ч (от 4 до 6 т/ч на поток). З Г1ТС (рис. 10) устанавливались треугольником вверх (рис. 16).

Во время испытаний был получен устойчивый пылеугольный факел (рис. 28) от ПТС в холодной топке. В процессе испытаний ПТС по достижению необходимой концентрации пыли в аэросмеси наблюдалось воспламенение пьшеутольного факела в холодной топке котла на выходе из горелок 2, 4, 6. Измерение температу ры факелов через смотровые лючки цифровым пирометром показало, что сразу после воспламенения температура факелов составляла 700-800 "С, повышаясь до 1050-1070°С. При этом в начале воспламенения наблюдались пульсации горящих факелов в топке, стабилизирующихся по мере ее прогрева и подачи 30-40 % вторичного воздуха на горелки X» 2. 4. 6 (рис. 16). Через 67 минут после плазменного воспламенения пылеутольных факелов температура первичного воздуха составила 75 С, температура в барабане - 143 °С. температу ра газов за топкой - 192 °С. Скорость повышения температуры горячего воздуха при этом составляла около 1,5 град /мин. что соответствует скорости повышения температуры при мазутной растопке котлоагрегата.

Испытания ПТС в режиме плазмохимической переработки топлива были выполнены на экспериментальной установке, представленной на рис. 29. Основным элементом установки является ПТС, представляющая собой проточный плазмохнмическнй реактор с совмещенной зоной выделения и поглощения тепла.

Рис. 29 - Схема установки для плазмохимической переработки топлива (а) и плазмохимическнй реактор (б) в работе: 1 - плазмохимическнй реактор; 2 -диафрагма и камера разделения таза и шлака; 3 - шлакосборник; 4 - камера окисления; 5 - диафрагма; 6 - водяной скруббер: 7 - подача твердого топлива; 8 - система водяного охлаждения: 9, 10 - система электроснабжения; II» 12 — система подачи центрального электрода; 13 парогенератор; 14 -предохранительный клапан; 15 - подъемник шлакосборннка

Во время эксперимента измеряются все составляющие уравнений теплового и материального баланса экспериментальной установки, необходимые для определения интегральных показателей процесса плазменной переработки топлива:

G2+G3+G4+G5=G6+G1+G7, [кг/ч]. Рт+Р1=Р2+РЗ+Р4+Р5+Р6, [кВт].

где G2, G3. С¡4, и (¡5 - расход угля, пара, несущего газа для распиливания угля (воздух, водяной пар. СО:. N2) и графитового электрода соответственно; G6. Gl. G7 - массовый расход шлака (твердый остаток), отходящих газов и мелких частиц (летучая зола): Рагс -электрическая мощность плазменного реактора, PI - тепловая мощность пара при Т~405К; далее перечислены теплопогери в узлах установки: Р2 в реакторе, РЗ - в камере разделения газа и шлака, Р4 - в камере охлаждения синтез-газа. Р5 в шлакосборнике, Р6 - тепловая мощность потока отходящих газов.

Прямое использование КНК затруднено из-за его низкой механической прочности и высокого содержания смол. Потенциальный способ использования петрококса - его плазменная газификация в воздушной или паровой атмосфере. Ниже представлено численное и экспериментальное исследование газификации КНК в воздушной и паровой атмосфере.

Для выбора рациональной схемы газификации КНК был проведен термодинамический анализ ею возду шной и паровой газификации с использованием программы IERRA (Глава 2). Расчеты выполнены в интервате температур 400-4000 К при атмосферном давлении 0.1 МПа.

При воздушной газификации газовая фаза в основном состоит из молеку лярного азота и синтез-газа (концентрация водорода - 26,9% (Т=14(>0 К), концентрация моноксида углерода - 22,9 %, а концентрация азота 47,4 %). При температуре выше 3200 К в газовой фазе присутствует оксид азота, концентрация которою достигает 3230 мг/нм3. При паровой газификации в температу рном интервале 1200-2800 К тазовая фаза (рис. 30 а) состоит в основном из синтез-газа (СО + Н>). Концентрации водорода - 67% (Т-1400 К) и концентрация моноксида углерода - 29.8%. Оксиды азота не образуются.

Удельные энергозатраты (рис. 30 б) возрастают с температурой процесса газификации. Абсолютные значения удельных энергозатрат, отнесенных к одному килограмму КНК (кривые 1,3), для паровой газификации практически совпадают с таковыми для воздушной газифакацни. Однако, удельные энергозатраты, отнесенные к одному килограмму синтез-

Таким образом, более перспективным процессом для газификации КНК, как с энергетической, так и с экологической точек

зрения. является его паровая газификация с использованием плазменного теплового источника. Поэтому

эксперименты проводились по паровой газификации КНК.

Условия проведения экспериментов и их результаты сведены в табл. 14 В обоих экспериментах электрическая мощность плазменного реактора была 60 кВт, при КПД 80 %. Высота реактора - 0,3 м, а диаметр 0,15 м. Средний размер частиц КНК" был нолучен из ситового анализа и составил 105 мкм. Как видно из таблицы максимальный выход синтез-газа составил 93,6 %, что согласуется с полученной численно концешрацией синтез-газа (97 %), достигнута степень газификации КНК - 78,6 %.

Таблица 14 Исходные данные н результаты экспериментов но паровой газификации НК

Gk-hk, кг/ч G„4„ кг/ч Концентрации. об.% Т. К Хс, %

Нл СО N, 0>

2,5 3,5 53,5 33.9 11.8 0,8 2500 76,3

2,5 3,0 57,4 36,2 6,0 0.4 2960 78,6

газа, заметно отличаются для двух процессов (кривые 2, 4).

000 1600 £400 32СЮ 4000 В00 1600 2400 3200 4000

Т,К Т, К

а П

Рис. 30 - Температурная зависимость концентраций компонентов газовой фазы (а) и удельных энергозатрат на процесс (б) при плазменной паровой газификации КНК: I,

2 - воздушная газификация: 3. 4 - паровая газификация; 1,

3 - значения, отнесенные к 1 кг кокса; 2, 4 - значения, отнесенные к I кг сингез-газа

В экспериментах но плазменной воздушной п паровой газификации ЭУ использовали пыль средний размер частиц которой составлял 75 мкм. Основные параметры процесса плазменной газификации ЭУ найдены, на основе сведения материального и теплового бапансов. Результаты экспериментов сведены в табл. 15. Мощность реактора варьировалась от 25 до 52,8 кВт. Данные таблицы использованы при верификации программы Плазма-Уголь (Глава 2).

С экологической точки зрения плазменная комплексная переработка углей дія получения синтез-газа из ОМУ и ценных компонентов из ММУ наиболее перспективна. Ее сущность состоит в нагревании угольной пыли элек гро дуговой плазмой, являющейся окислителем, до температуры полной газификации, при которой ОМУ превращается в экологически чистое топливо - синтез-газ. свободный от частиц золы, оксидов азота и серы. Одновременно происходит восстановление оксидов ММУ углеродом коксового остатка и образование ценных компонентов, таких как технический кремний, ферросилиций, алюминий и карбосилиций. а также микроэлементы редких металлов: уран, молибден, ванадий и др.

Таблица 15 - Основные показатели плазменной газификации ЭУ

№ Сі, кг/ч Раги. кВт кВтч/кг т, К СО | Н: | М; Хс. %

ЭУ Пар Воздух Об. %

1 8,0 - 8,0 33 2,1 2100 27.4 15.9 55,3 89.6

2 4,0 - 5,1 30 3,3 2850 38,1 18,2 43,7 95,8

3 4,0 1,9 - 25 4,2 3100 41,6 55,7 2.7 94,2

4 6,5 3,0 1,9 52,8 4.6 3150 38.6 51.4 9.8 92.0

5 4,0 2,44 0,43 52,3 7,7 3500 41,5 55.8 2,7 93.7

Таблица 16 - Интегральные показатели плазменной

Т. К Ояр, кВтч'кг СО | Нг Хс,% х5>%

Об.%

3100 5,36 45,8 | 49.4 92.3 95.2

На основе сведения материального и теплового балансов были найдены

Таблица 17 - Степень восстановления (О) минеральной массы \тля

Место отбора проб Т, К О, %

Шлак из ванны расплава 2600 - 2800 8,5 - 44,0

Шлак со стенки дуговой камеры 2600 - 2900 16.5-47.3

Материат из шлакосборника 2000 - 2200 6.7 - 8.3

интегральные процесса. В представлены результаты по паровой низкосортного

показатели табл. 16 характерные плазменно-гаэификации ТБУ. Выход

синтез-газа составил 95,2%, степень газификации углерода 92,3 % и степень обессеривания угля - 95.2 %.

Степень восстановления проб твердого остатка из рагчнчных узлов установки для плазмохимической переработки топлива и специальной ванны расплава около графитовой диафрагмы представлена в табл. 17. Восстановленный материал обнаружен в шлаке и представлен в виде ферросилиция, карбидов кремния и железа. Максимальная аенень восстановления оксидов минеральной массы угля наблюдается в шлаке со стенок электродутовой камеры реактора в зоне максимальных температур и достигает 47 %.

Анализ результатов расчетов и экспериментальных исследований ЭТХПТ, плазменной газификации, комплексной плазменной переработки, плазменной гидрогенизации твердых топлив н плазменного пиролиза углеводородного газа позволил определить оптимальные диапазоны температур, массовых отношений уголь : окислитель, степени конверсии топлива, концентраций оксидов серы и азота, и удельных энергозатрат на рассматриваемые процессы. Указанные параметры сведены в табл. 18.

На рис. ЗI приведены обобщения данных полученных в результате промышленных испытаний ПТС при растопке котлов и стабилизации г орения пылеутольного факела. Видно (рис. 31 а), что относительные затраты электроэнергии на плазмотрон уменьшаются с повышением выхода летучих угля. Итак, используя (рис. 31 а) и зная выход летучих, теплоту сгорания уг ля и его расход через ПТС. определяется электрическая мощность плазмотрона для ЭТХПТ. Относительная тепловая мощность ПТС (рис. 31 б) снижается от 25 до 10 % с увеличением выхода летучих угля. Дя» сравнения отметим, что относительная тепловая мощность мазутной системы для растопки котла и стабилизации горения пылеутольного факела на ТЭС составляет 30 %. Таким образом, зная выход летучих угля, расход угля на растопку и его номинальный расход на котел, можно найти полную тепловую мощность ПТС, необходимую для растопки котла, используя эмпирическую кривую (рис. 31 б). Затем, зная расход угля через горелки котла, можно найти количество ПТС, необходимое для плазменной растопки котла.

Таблица 18 - Оптимальные диапазоны рекомендуемых технологических параметров для плазмохимической переработки топлив_

Топливо / Т, К Степень конверсии Концентрация, мг/нм '

окислитель кВт-ч/'кг топлива топлива, % N0, во.

1. Плазмохимическая подготовка угля к сжиганию (воздух)

1,5-2.5 800-1200 0,05-0.40 15-30 1-10 1-2

2. Комплексная переработка углей (пар)

1,3-2,75 2200-3100 90-100 .-2

3. Плазменная газификация углей (пар)

2,0-2,5 1600-2000 ... 0.51.5 90-100 10-20 1-Ю

4. Плазмохимическая гидрогенизация углей (водород)

10 2800-3200 6,5-8 70-100 о 0

5. Плазмохимический пиролиз (крекинг) пропанобузановой смеси

18 м'/ч 1500-2500 2,2-3.8 98-100 0 0

2.5 2.0

1.6

* » 1.0

\ \ 1 25

\ \ \ ,, - _

\ ■ * •І 15 10 V N

• ч > ••

•Ї —— ■ "

v*". %

v-.* б

Рис. 31 - Обобщенная экспериментальная зависимость относительных затрат электроэнергии на плазмотрон (а) и относительной тепловой мощности ПТС (б) от выхода летучих угля, полученная при испытаниях ПТС на 16 различных ТЭС за период 1994-2004 гг.: Линия - полиномиальная интерполяция экспериментальных точек, у=Р«гДО,"'О), г де С!

расход угля через ПТС, 1(-<Ом/0„„„1пи1)100%, где (/„„„ и 0„„ШШ1 - расход угля на плазменную растопку котла и номинальный расход угля на котел соответственно

Глава 6 Технико-экономическая оценка эффективности применения плазменно-тонливных систем

В шестой главе выполнена технико-экономическая оценка эффективности применения ПТС для замещения маэута при растопке котлов, подхвате и стабилизации пылеуголъного факела и для производства синтез-газа с целью замещения им металлургического кокса при восстановлении железорудных окатышей, производства водорода и метанола.

Метод расчета экономической эффект в ноет (Э) технологии ПТС для ЭТХПТ и его результат на примере ПТС для коглоагрега БКЗ-420 Алмагинской ТЭЦ-2 приведен в габл. 19. В табл. 19: Сш, = 400 $/т, (;„„ = 1648 т - цена одной тонны и годовой расход мазута на котел, для замещения углем. С,кс.ч = 5434 $/год - затраты на эксплуатацию мазутного хозяйства на ГЭС. 3,|м<. 3С„С1, 3,,. 3,,„ Этте - затраты на дополнительный уголь для

замещения мазута, на ею помол, капитальные затраты на создание ПТС, затраты на электроэнергию для плазмотронов, на заменяемые электроды плазмотронов и дополнительные станционные затраты на реконструкцию котла и установку ПТС, соответственно. С*,-^) $/т, 0.„. О««=9504 ккал/кг. 0*1=4370 ккал/кг - цена угля, его количество, удельная теплота сгорания мазута и угля (ккал кг) соответственно. - 25 кВтчт - удельные энергозатраты на помол угля, С , ,-0,028 $ кВт ч - себестоимость электроэнергии на ТЭС. N=6 - количество ПТС, устанавливаемых на котел. Сцтс-Я00000 -стоимость одной ПТС, Е„-0.15 - нормативный коэффициент эффективности капвложений в энергетике. Оя>=22 кВт ч/кг - удельные энергозатраты на воспламенение угля. С« -$675 -стоимость электродов, Е - 0,005 кВг ч/кг эмпирический коэффициент удельной эмиссии материала электродов. 3,ог~520000, 3^^5200000, 31|р«ь г-560000, Зф~$ 10000 - затраты на реконструкцию горелки, дополнительное стандартное оборудование, проект оснащения котла ГТТС и на дополнительную оплату труда персонала ТЭС. обслуживающего ПТС, в течение одного года.

Таблица 19 - Метод и результаты расчетов экономического эффекта от ПТС для ЭТХПТ

Параметр Формула Значение

Капитальные затраты на создание ПТС Зсист ~ Ы'Сцгс'Е,, 90000 [$]

Дополнительные станционные затраты на реконстр\'кцию котла и установку ПТС Зпс ~ Ей (^"'Зпщ, * Зд.оо ) + Зпркь-т + з,Р 118000 [$]

Расход угля, замещающего мазут 3584 [т/год]

Затраты на электроды Зм г.'С г1 (и| 12109 [$]

Затраты на электроэнергию для работы плазмотронов 3,1 = СоОуг'ОйР 2208 [$]

Затраты на помол дополнительного количества угля 3|к)41 ■ Су( *2||(1м*С ,1 2509 [$]

Затраты на дополнительный уголь для замещения мазута з>1 ..*>„ » су,-о)Г - су,■<?.„,/(Г.-С,,., 32257[$]

Затраты при плазменном воспламенении Зптс " Зм тип + 3|,ом + 3,-^-1+ 3„ + 3г1 + Зт-х- 257082 [$]

Суммарные затраты на оснащение котла ПТС 31-3„рд.„ + Ы-(С|пс + 3,ч>) + Зд.оО + Зу[ _юп + Зпои + 3„ + 3 и + 3[Г 1039082[$]

Затраты на мазут, замещаемый углем Зм11| — Сип + С 664634 [$/год]

Экономическая эффективность Э 3«« | - Зцтс 407552 [$/год1

Срок окупаемости плазменного оборудования Т0к ~ З.п, Э 0.63 [года]

Срок возврата инвестиций Т„„ = 3^/Э 2.55 [года]

Таким образом, исполькшание ПТС в процессах переработки углей даег значительный экономический эффект, помимо ранее показанного положительного экологического эффекта, связанного со снижением выбросов оксидов азота и механического недожога топлива. При существующей разнице в стоимостях мазута и угля ПТС на лылеугольных ТЭС дает экономический эффект до 200 долларов США на одну тонну замещаемого мазута и окупается в течение одного года.

Расчеты показали, чго экономическая эффективность получения синтез-газа плазменно-паровой газификацией низкосортных углей выше, чем в традиционных методах ею производс тва.

Для расчета стоимости одной тонны синтез-газа Сс_г (5),получаемого плазменно-паровой газификацией низкосортных углей на лабораторной установке (рис. 29) использовалась следу ющая формула:

Ссґ=С„-Му,+ Сіур*Міир+ Сф-Мф+См-Ом + К>£Т, где С - цена в S, М - масса в тоннах, Qj., - количество электроэнергии в кВт ч и К\ст -удельные капитальные вложения на создание установки в S/r, индексы УГ, те, ГГ. Ж, і'СГ, с/ - относятся к углю, пару, электродному ірофіпу. электроэнергии, установке и синтез-газу.

Исходные данные и результаты расчетов приведены в табл. 20.

Таблица 2(1 - Результаты расчетов экономического эффекта от применения ПТС для получения синтез-газа_

Су,. S't М)Т, г С1И„. $/т Mnjp. т С,?. $/т Мгр, т С,„ $/кВгч Q„„ кВт ч Kjcr, $/т

13,6 0.98 18.3 0,46 250 0.02 0,03 4800 17,2

Сс.„ $/т из ТБУ (табл. 1) С„, S/t из природного юза

119 207

Получаемый плазменно-паровой газификацией угля синтез-газ может быть использован для синтеза метанола, производства водорода, замещения металлургического кокса в процессах металлизации железорудных окатышей и как экологически чистый энергетический газ.

Использование ПТС для производства высококалорийного синтез-газа из низкосортных углей позволит получать метанол на 47,3 % дешевле, а водород - на 42.5%, по сравнению с традиционными технологиями их производства.

Рыночная стоимость I тонны металлургического кокса составляет 540 $. При металлизации железорудных окатышей коксом и синтез-газом, согласно следующим реакциям:

Ре:0]-1.5С-2Ь'е+1.5С0; и Ре;03+[С0+2Н2]-2Н"е-С02+2Н;0 одну тонну металлургического кокса можно заменить 1,8 т синтез-таза. Стоимость 1.8 т синтез-газа равна $214, что на 40% ниже стоимости одной тонны замещаемого металлург ического кокса.

Выводы

1) Из обзора современного состояния проблемы сжигания и переработки энергетических углей и методов повышения эффективности их использования в базовых отраслях промышленности следует, что одной из перспективных технологий тонлнноиснользования является плазменная технология воспламенения и сжигания энерг етических углей, позволяющая заменит ь дешевым углем дорогостоящие и дефицитные таз и мазут при растопке котлов и стабилизации горения пылеугольного факела на ТЭС и котельных. Плазменная технология безмазутного воспламенения углей испытана на ряде ТЭС России, Казахстана, Украины, Китая, Монголии, Кореи. Словакии и Сербии.

2) Расширена база данных используемой в работе программы ТЫША термодинамическими свойствами веществ, характерных для минеральной части углей.

Разработана методика определения необходимого количества окислителя для ЭТХПТ и газификации твердого топлива. Проведены термодинамические расчеты плазменной газификации и ЭТХПТ твердых топлив в широком диапазоне температур и отношений топливо : окисл1Гтель. Показано, что энергетическая эффективность традиционных огневых методов воспламенения, термохимической подготовки и газификации углей существенно ниже, чем в плазменных процессах.

3) Разработаны и описаны физическая и математическая модели плазменных термохимических превращений твердого топлива с учетом кинетики химических реакций, разработаны кинетические схемы процессов ЭТХПТ и газификации угля, в том числе, учитывающая образование оксидов азота, и методика подготовки исходных данных. Разработана методика ступенчатого расчета ПТС для ЭТХПТ. С помощью разработанной программы кинетических расчетов Плазма-Уголь выполнены численные исследования плазменной паровой газификации твердого топлива с учетом моно- и полидисперсности частиц, плазменной газификации твердого топлива в среде углекислого газа и плазменной газификации твердого топлива в различных окислительных средах. Выполнены расчеты ЭТХПТ. выявлено влияние избытка окисл1гтеля на параметры ЭТХПТ. включая образование оксидов азота. Разработан метод определения энергетической эффективности процесса ЭТХПТ и плазменной газификации угля.

4) Показано, что математическая модель и разработанная на ее основе программа Плазма-Уголь адекватно О1рожают закономерности термохимических превращений ОМУ и образования топливных, термических и быстрых оксидов азота при варьировании температуры и коэффициента избытка воздуха в широких диапазонах: Т - 1000 - 2870 К и <»„„ -- 0,15 - 1,2. При этом выход NOx при ЭТХПТ даже при достаточно высоких температурах (< 1800 К) а™ < 0.5 не превышает 20 мг.'нм5, что на порядок ниже, чем в традиционных технологиях топливоиспользования.

5) Разработан метод комплексного расчета топок котлоагрегатов, оснащенных ПТС. Выполнены верификация и численные исследования плазменной технологии эффективного и экологически приемлемого сжигания твердых топлив на ТЭС с использованием двух компьютерных программ ID Плазма-Уголь и 3D Cinar ICE. Верификация комплекса компьютерных программ Плазма-Уголь и Cinar ICE осуществлена с использованием результатов стендовых исследований процессов сжигания энергетического угля на огневом стенде в экспериментальной топке тепловой мощностью 3 МВт. Верификация подтвердила соответствие расчетных и опытных данных. Расхождение опытных и расчетных значений температуры продуктов сгорания не превышает 20 % по всей высоте топки. Концентрация пестревшего углерода в коксовом остатке измерялась на выходе экспериментальной гонки. Расхождение ее опытных и расчетных значений также не превышает 20 %. Результаты сравнения расчетных и экспериментальных данных подтвердили правомерность использования комплекса программ Плазма-Уголь и Cinar ICE для численных исследований процесса горения твердых топлив в топках котлов, оснащенных ПТС.

6) Выполнено трехмерное моделирование горения твердого топлива в экспериментальной топке и топках промышленных котлов БКЗ-75 Шаминской ТЭЦ и БКЗ-420 АлматинскоП ТЭЦ-2, оснашенных ПТС. с использованием метода комплексного расчета гонок. Установлено, что состав получаемого из ЭУ и К ГУ горючего газа в основном представлен моноксидом углерода и водородом, концентрация которых достигает 19.2% и 21,6% соответственно на выходе из ПТС экспериментальной топки. 18,4% и 14,2% на выходе из ПТС котла БКЗ-75 и 11.2% и 3.9%. соответственно, на выходе из Г1ТС котла БКЗ-420.

7) 3D моделирование топочной камеры котла БКЗ-420 Алматннской ТЭЦ-2 показало, что при традиционном сжигании ЭУ температура в области поворотной камеры и тыльной стенкн достигает больших значений по сравнению с режимом работы топки с гремя ПТС. что вызывает перегрев данных областей и прогорание экранов. При эгом в традиционном режиме сжигания максимальное расчетное значение температуры достигается

39

вблизи тыльной стеики гоночной камеры козла и составляет 1900 "С. что значительно сокращает ресурс работы поверхности нагрева. В случае предварительной плазменной активации угля температура вблизи тыльной стенки котла снижается и составляет 1.150 "С. Одновременно снижается температура продуктов сгорания угля на выходе из топочной камеры, чго связано с более ранним воспламенением и полным выгоранием топлива и свидетельствует о повышении эффективности его использования. Двукратное снижение концентрации кислорода на выходе зопки в случае использования ПТС свидетельствует о более полном его использовании в процессе горения. Выявлено, чго ПТС снижают механический недожог топлива на 18 % и концентрацию оксидов азота на 25 %. Таким образом, использование ПТС повышает эколого-экономическую эффективность сжигания твердого топлива.

8) Найдены обобщенные зависимости от выхода летучих угля относительных затрат электроэнергии на плазмотрон и относительной тепловой мощности ПТС для плазменной безмазутной растопки пылеутольных котлов. С помощью этих зависимостей можно «априори» определить необходимые для растопки пылеугольного котла мощность плазмотрона и количество ПТС.

9) Впервые проведенное комплексное исследование ПТС с перегородкой и вихревых ПТС с тангенциальным и улиточным подводом аэросмесн позволило разработать научно-обоснованную методику их расчетов, а найденные ранее неизвестные теплофизические и физико-химические закономерности плазменной активации горения гоплив обладают самостоятельной научной ценностью. В частности, в топочном объеме обнаружены инверсия температурных кривых и смещение характерных температурных максимумов к устью ПТС. Температу ра продуктов сгорания на выходе исследованных тонок в традиционном режиме сжигания выше таковой при использовании ПТС как в опытах, так и в расчетах При работающей ПТС выявлено снижение механического недожога топлива и выбросов оксидов азота на выходе топки.

10) На созданных при участии автора экспериментальных установках выполнены исследования ПТС в режиме переработки топлив, включая ЭТХПТ, плазменно-паровую газификацию высокозольных Экибастузского и Куучекинского углей и Канадского Нефтяного Кокса, плазменную комплексную переработку бурого Тургайского угля, плазмохимическую гидрогенизацию Куучекинского каменного угля и илазмохимический пиролиз углеводородного таза. Анализ полученных результатов позволил определил» оптимальные диапазоны температур, массовых отношений уIоль : окис тигель, степени конверсии топлива, концентраций оксидов серы и азота и удельных энергозатрат на осуществление рассматриваемых процессов.

11) Использование ПТС для переработки твердых гоплив, помимо экологического, дает значительный экономический эффект. При существующей разнице в стоимостях мазута и угля ПТС на пылеутольных ТЭС дает экономический эффект до 200 долларов США на одну гониу замещаемого мазута и окупается в течение одного года. Показано, что экономическая эффективность получения синтез-газа плазменно-паровой газификацией низкосортных углей выше, чем в традиционных методах его производства. Использование ПТС для производства высококалорийного синтез-газа из низкосортных углей позволит полу чать метанол на 47,3 % дешевле, а водород - на 42,5%, по сравнению с традиционными технологиями их производства. Применение ПТС позволит также снизить затраты на восстановление железорудных окатышей на 40 % при замещении металлургического кокса синтез-газом, получаемым плазменной паровой газификацией некоксующихся углей.

12) Полезность и практическая реализуемость выполненного комплекса исследований подтверждается Актами промышленных испытаний ПТС на Мироновской ГРЭС (Украина), Алматинской ГРЭС и ТЭЦ-2 (Казахстан), Актами об использовании результатов работы в НПО «Тулачермег», ОЦ ПЭТ РАО «ЕЭС России» и «НТО Плазмотехника». а также Экспертным заключением по проекту оснащения системой безмазутной растопки котлоагрегатов БКЗ-420-140-7С ТЭЦ-2 АО «АлЭС». В 2011 г. был

выполнен первый этап промышленных испытаний ПТС в режиме растопки котла БКЗ-420 ст.№3 Алматинской ТЭЦ-2. По решению Технического совета АО «АлЭС» or 25.06.2012 г. было решено завершить испытания ПТС до получения окончательного положительного результата в 2013 г. после завершения отопительного сезона 2012-2013 г.г. и вывода котла БКЗ-420 ст.№3 на ремонт.

Основное сидержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1 Мессерле В.Е.. Устименко А.Б. Плазменное воспламенение и горение твердою топлива. (Научно-технические основы). // Saarbrücken. Germany: Palmarium Academic Publishing (ISBN: 978-3-8473-9845-5). - 2012. - 404 c. (Kllp:./ljubljuknigi.m/)

2 Даутов Г.Ю.. Тнмошевский A.H.. Урюков Б.А., .... Карпенко Е.И.. Мессерле B E.,

Перегудов B.C., Устименко А.Б..... Генерация низкотемпературной плазмы и плазменные

технологии: Проблемы и перспективы (Плазменно-энергетические технологии для улучшения экологических и экономических показателей сжигания и газификации пылевидного угля. С.341-366). // Низкотемпературная maiva. Т. 20. Новосибирск: Наука, 2004. 464 с.

3 Мессерле В.Е., Устименко А.Б. Плазмохимические технологии переработки гопдив /7 Известия в)'нов. Химия и химическая технология, 2012. Т. 55. Вып. 4. С. 30-34.

4 Карпенко Е.И.. Мессерле В.Е., Лукьященко В.Г., Устименко А.Б. Плазменный электромагнитный реактор и технологическая установка для переработки энер! этических шлаков и получения минерального волокна Н Энергетик. 2012. № 3, С'. 41-44.

5 Мессерле В.Е.. Устименко А.Б.. Аскарова A.C.. Нагибин А.О. Моделирование топки пылеугольного котла с плазменно-топливными системами. // Энергетик, 2012. № 4, С. 32-35.

6 Мессерле В.Е., Карпенко Е.И., Устименко А.Б., Карпенко Ю Е. Использование плазменной технологии воспламенения твердого топлива на пылеугольных тепловых электростанциях // Энергетик. 2012. № 7, С. 27-30.

7 Мессерле В.Е.. Карпенко Е.И.. Устименко А.Б., Тютебаев С.С.. Карпенко Ю.Е., Еремина Т.В. Моделирование и испытания плаэменно-топлнвных систем на котле БКЗ-420 Алматинской ТЭЦ-2 // Вестник Восточно-Сибирского гт"удороженного унипе/китета технологий нуправления. Научный журит. 2012. № 2 (37). С. 21-27.

8 Мессерле В.Е.. Устименко А.Б. Плазменная переработка твердых топлнв // Вестник КтНУ. Серия фтичеекая. 2011. М-1 (36). С. 11-17.

9 Мессерле В.Е., Устименко А.Б., Аскарова A.C., Нагибин А.О. Горение пылеугольного факела в топке с нлазменно-топливной системой. Н Теплофизика и тромеханика, 2010. Т. 17, N 3. С.467-476

10 Ильин А. М., Мессерле В. Е., Устименко А. Б. Формирование углеродных нанотрубок на медных электродах в условиях электроду! oboi о разряда /У Химия высоких энергии, 2010. Т. 44, N4. С. 1-6.

11 Мессерле В.Е., Молонов Я.Ж.. Устименко А.Б. Повышение эффективности топливоиспользования и снижения выбросов NOx при сжигании на "ГЭС твердых топлив с использованием плазменно-энергетнческих технологий /7 Эиерл>сбе/>ежение и водопоОготовка, 2010. N 2 (64). С. 55 - 58

12 Карпенко Е.И.. Карпенко Ю.Е., Мессерле В.Е., Устименко А.Б. Использование плазменн0-тх)п.1нвных систем на пылеугольных ТЭС Евразии // Теплоэнергетика, 2009. N 6. С. 10-14.

13 Карпенко Е.И.. Карпенко Ю.Е.. Мессерле В.Е., Устименко А.Б. Использование плазменно-топливных систем на тепловых электрических станциях России. Казахстана, Китая и Турции И Химия высоких энергий, 2009. Т. 43, № 3. С. 271-275.

14 Голыш В.И., Карпенко Е.И., Лукьященко В.Г., Мессерле В.Е., Устименко А.Б., Ушанов В.Ж. Высокоресурсный электродуговой плазмотрон /7 Химия высоких тергнй. 2009. Т. 43. N4. С. 371-376.

15 Карпенко Е.И., Карпенко Ю.Е., Мессерле В.Е., Устименко А.Б. Модернизация пылеутольных ТЭС с использованием плазменно-топливных систем // Научно-технический журнал «НаОежность и безопасность энергетики», 2009. Т. 6, N 3. С. 61-67.

16 Камалова Г.А., Мессерле B.C.. Найманова А.Ж., Устименко А.Б. Моделирование турбулентных реагирующих течений в топочных устройствах // Теплофизика и аэромеханика, 2008. Т. 15, N 1. С. 149-161.

17 Мессерле В.Е.. Устименко А.Б. Третья Между народная конференция специалистов и выставка по плазменной активации горения /' Тчплифтика и аэромеханика, 2008. Т. 15. N 2. С. 371-380.

18 Мессерле В.Е., Устименко А.Б. 31-я Международная техническая конференция по использованию угля и топливным системам (Неформальное названле - the 2006 ClearWater Coal Conference) П Тепюэнергетики, 2007. N 3. С.71-76.

19 Янкоски 3., Локвуд Ф., Мессерле В.Е.. Кириенко Е.И., Устименко А.Б. Моделирование плазменной подготовки угольной ныли к сжиганию И Теп-юфичнка и аэромеханики. 2004. Т. 11, N 3. С. 473-186.'

20 Мессерле В.Е.. Устименко A.B.. Аскарова A.C.. Карпенко Е.И., Локтионова И.В. Оптимизация процесса сжигания энергетических углей с использованием плазменных технологий // Теплоэнергетики. 2004. N 6. С.60-65.

21 Аскарова A.C.. Карпенко Е.И.. Мессерле В.Е., Устименко А.Б. Плазмохимическая активация горения твердых гонлив //Химии высоких энергий, 2006. Т. 40. N 2. С. 141-148.

22 Мессерле В.Е„ Устименко А.Б. Международная конференция по использованию угля и топливным системам /У Теплоэнергетика, 2004. N 1. С.73-76.

23 Мессерле В.Е., Аскарова A.C., Устименко А.Б., Карпенко Е.И., Локтионова И.В. Оптимизация процесса сжигания энергетических углей с использованием плазменных технологий !! Тепюэнергетнка, 2004. N 6. С.60-65.

24 Аскарова A.C., Мессерле В.П.. Локтионова И.В., Устименко А.Б. Трехмерное модели|Швание двухступенчатого сжигания экибастузского угля в топочной камере котла ПК-39 Ермаковско'й ГРЭС // Те/чоэнергетика, 2003. Ñ 8. С.22-26.

25 Карпенко Е.И., Мессерле В.Е., Устименко А.Б. Математическая модель процессов воспламенения, горения и газификации пылеугольного топлива в устройствах с электрической дугой // Тешофитки и аэромеханика, 1995. № 2. С. 173-187.

26 Калиненко P.A., Левицкий A.A.. Мессерле В.Е.. Полак Л.С., Сакипов З.Б., Устименко А.Б. Электротермохимическая переработка уг лей. Математическая модель и эксперимент // Химии нысокнх энергий, 1990. Т. 24. N 2. С. 176-182.

27 Иманкулов Э.Р., Мессерле В.Е., Сакипов 1.Б., Сейтимов Т.М., Устименко А.Б. Плазменный розжиг и стабилизация горения факела донецкого АШ И Теплоэнергетика, 1990. N 1.С. 51-53.

28 Калиненко P.A., Левицкий A.A., Мессерле В.Е.. Полак Л.С., Сакипов З.Б.. Устименко

A.Б. Электротермохимическая подготовка низкореакцпонных углей. Математическая модель и эксперимент /7 Химия высоких энергий, 1990 Т. 24. N 3. С. 272-277.

29 Мессерле В.Е„ Сакипов З.Б.. Устименко А.Б. Термохимическая подготовка низкосортных углей при различных избытках окислителя /, Химия высоких энергий, 1990. Т. 24, N 1. С. 80-83.

30 Ненахова В.Н., Ибраев LULU., Мессерле В.Е.. Устименко А.Б., Фролова И.Б., Фролов

B.А. Исследование восстановления магнетита продуктами плазменной газификации углей // Фюика и химия ofí/шботкн материаюи, 1989. N 5. С. 57-61.

31 Сакипов З.Б., Мессерле В.Е., Иманкулов Э.Р., Устименко А.Б. Способ плазменной стабилизации горения низкосортных углей /•' Энергетика и электрификация, 1990.N I. С.5-7.

32 Мессерле В.Е., Устименко А.Б. Плазмохимическая переработка топлив // Горение и чшгмахимия. 2011. Т. 9. № 2. С. 131-135.

33 Аскарова A.C., Мессерле В.Е., Нагибин А.О., Устименко А.Б. Математическое моделирование горения пылеугольного факела в топке котла БКЗ-75, оснащенного

плазменно-топливными системами /' Докзады Пицноназьнон Академии На\к Республики Казахстан, 2009. N 2. С. 16-2.1.

34 Мессерле В.Е., Устименко А.Б., Мессерле П.Е. Газификация низкосортных углей в присутствии водяного пара (математическая модель) /.' Известия AH КазССР. 1'ерия химическая. 1988. N 5, С. 88-93.

35 Askarova A.S., Messerle V.E.. Nagibin А.О., Ustimenko A.B. Modeling of Plasmu-Assisted Coal Dust Ignition and Combustion // Acta Technica, 2011. V. 56. P. 338-355.

36 Matveev I.B.. Messerle V.E., Ustimenko A.B. Investigation of Plasma-Aided Bituminous Coal Gasification !i Plasma Science, IEEE Transactions on, 2009. Volume 37. N 4. P. 580-585.

37 Matveev I B., Messerle V.E.. Uslimenko A.B. Plasma Gasification of Coal in Different Oxidants, a Plasma Science, IEEE Transactions on. Dec. 2008. V. 36, Issue 6. P. 2947-2954.

38 Karpenko E.I., Messerle V.E., Ustimenko A.B. Primena plazma sistema u termoenergetici /•' Electroprivreda (the Journal о/ the Union of Yugoslav Electric Power Industry). 2008. N 4. P. 102110.

39 Gorokhovski M.A., Jankoski Z.. Lockwood F.C., Karpenko E.I., Messerle V.E.. Ustimenko A.B. Enhancement of Pulverized Coal Combustion bv Plasma Technology // Combustion Science and Technology. 2007. V. 179, N. 10. P. 2065-2090.

40 Galvita V., Messerle V.E., Ustimenko A.B. Hydrogen production by coal plasma gasification for fuel cell technology. // International Journal oj Hydrogen Energy, 2007. 32 (16). P. 3899-3906.

41 Messerle V.E., Ustimenko A.B. Solid Fuel Plasma Gasification H Advanced Combustion and Aerotliermal Technologies, N.Syred andA.Khahtov (eds.). Springer, 2007. P. 141-156.

42 Messerle V.E., Ustimenko A.B. Plasma Supported Coal Combustion. Modelling And Full-Scale Trials /7 Advanced Combustion and Aerotliermal Technologies, N.Svred and A.K'lialatov fed*.). Springer, 2007. P. 115-129.

43 Karpenko E.I., Messerle V.E., Ustimenko A.B. Plasma-aided solid fuel combustion. /7 Proceedings of the Combustion Institute. Elsevier, 2007. Vol. 31. Part II. P. 3353-3360.

44 Askarova A.S., Karpenko Е.1.. Lavrishcheva Y.I.. Messerle V.E.. Ustimenko A.B. Plasma-Supported Coal Combustion in Boiler Furnace // IEEE Transactionon Plasma Science, Dec. 2007. Volume 35. Issue 6. P. 1607 - 1616

45 Gorokhovski M., Karpenko E.I.. Lockwood F.C.. Messerle V.E., Trusov B.G., Ustimenko A.B. Plasma Technologies for Solid Fuels: Experiment and Theory , ii Journal of the Energy Institute. 2005. V 78, N 4. P. 157-171.

46 Kalinenko R.A.. Kuznctsov A.P., Levitsky A.A., Messerle V.E., Mirokhin Yu.A., Polak L.S., Sukipov Z.B., Ustimenko A.B. Pulverized Coal Plasma Gasification /I Plasma Chemistry and Plasma Processing. 1993. Vol. 13, № I. P. 141 -167.

47 Karpenko E.I., Lockwood Г.. Messerle V.E. Ustimenko A.B. Plasma Technology of Coal Gasification // Transactions on Electrical and Electronic Materials. 2001. V. 2, N 3. P.7-11.

48 Карпенко Е.И.. Карпенко Ю.Е., Мессерле B E., Устименко А.Б. Использование плазменной технологии воспламенения твердых топлнв на пылеугольных тепловых электростанциях // Энергосбережение и тертэф^ктштость экономики Кузбасса / по материалам VII Всероссийской конференции "Горение твердого топлива", 2010. N 8. С. 1418.

49 Мессерле В.Е.. Устименко А.Б. Плазменный пиролиз углеводородных газов. Н Вестник КтШ'. Се/тя физическая. 2010. N 4 (35). С.45-50.

50 Мессерле В.Е., Устименко А.Б., Аскарова А.С., Нагибин А О. Плазмохимнческая активация горения факела в топке пылеугольного котла И Вестник КтНУ. Серия физическая, 2010. N 4 (35). С.51-56

51 Голыш В.И.. Карпенко Е.И., Лукьяшенко В.Г., Мессерле В.Е., Устименко А.Б., Ушанов В.Ж. Генератор низкотемпературной плазмы с регенирируемымн наноуглеродными электродами. // Горение и П.мгчохичия, 2009. Т. 7, N 1. С. 59-66.

52 Карпенко E.H.. Карпенко Ю.Е., Мессерле В.Е., Уетименко А.Б. Плазменно-топливные системы дли пылеугольных тепловых электростанций. /,' Энергетика м топливные ресурс ы Казахстана. 2009. N I. С.52-58.

53 Карпенко Е.И., Карпенко Ю.Е., Месссерле В.Е.. Уетименко А.Б. Использование плазменно-топливных систем на нылеуголышх Тепловых Электростанциях // Вестник Международной Академии Наук Экологии и Безопасности Жизнедеятельности. 2008. Т. 13, NÍ3.C. 305-314.

54 Карпенко Е.И., Мессерле В.Е.. Уетименко А.Б. Перспективные плазменные технологии топливоиспользовання У Вестник Международной Академии Наук Экологии и Безопасности Жизнедеятельности, 2008.Т. 13. N 3. С. 318-327.

55 Локвуд Ф.Ч., Мессерле В.Е., Умбеткалиев К.А., Уетименко А.Б. Плазменная газификация высокозольных энергетических углей // Горение и таыохимия, 2008. Т. 6, N 1. С.50-55.

56 Мессерле В.Е.. Уетименко А.Б, Умбеткалиев К.А., Локвуд Ф.Ч. Плазменная газификация твердых топлив. Эксперимент и расчет. // Вестник КизНУ. Серии химическая, 2007. N 1 (45). С. 345-350.

57 Карпенко Е.И., Мессерле В.Е., Уетименко А.Б. Плазменное воспламенение твердых топлив в котлах ТЭС И Горенш• и Пшзмохичия, 2006. Т. 4, N 3. С.205-213.

58 Аскарова A.C., Карпенко Е.И., Лавришева Е.И., Мессерле В.Е., Уетименко А.Б. Трехмерное моделирование горения твердых топлив в котлах с плазменно-топливными системами // Горение и пзазмахимия, 2006. Т.4, N 4. С. 247-254.

59 Аскарова A.C.. Карпенко Е.И., Лавришева Е.И., Мессерле В.Е., Тюгебаев С.С., Уетименко А.Б. Моделирование процесса сжигания пылсугольного топлива, активированного низкотемпературной плазмой // Вестник КазНУ. Серия физическая, 2004. №1 (16). С. 139-144.

60 Карпенко Е.И., Мессерле B.C., Трусов Б.Г., Тютебаев С.С.. Уетименко А.Б. Модели|ювание Плазмохимической переработки твердых топлив // Горение и штиохимш, 2003. T.I. №4. С.291-310.

61 Сакипов Э.Б., Ибраев Ш.Ш., Сейтимов Т.М., Мессерле В.Е., Уетименко А.Б. Плазменная растопочная пылеугольная горелка. И Лет. сеид. СССР ЛЬ ¡407185, 1986.

62 Сакипов З.Б., Ибраев Ш.Ш., Сейтимов Т.М., Мессерле В.Е., Уетименко А.Б. Способ плазменной обработки мелкодисперсных материалов. И Авт. сайд. СССР№ 1403980, 1986.

63 Ибраев Ш.Ш., Сейтимов Т.М., Сакипов З.Б., Мессерле В.Е., Иманкулов Э.Р., Уетименко А.Б. Установка для плазменной растопки и подсветки нылеугольных топок. // Аат. спид. СССР М' 1498370, 1987.

64 Ибраев Ш.Ш., Мессерле В.Е.. Гаврилов А.Ф.. Волков Э.П., Сакипов З.Б., Уетименко А.Б. Способ сжигания низкосортных углей И Патент Российский Федерации ЛЬ 2027951 от 27.01.95.

65 Мессерле В.Е„ Лукьященко В.Г., Локша Б.К.. Оспанов B.C., Сейтимов Т.М., Сакипов З.Б., Уетименко А. Б. Узел пылеугольной горелки с системой плазменного воспламенения топлива. ¡/Патент Республики Казахстан.Vi 5349 от 14.06.96. Бюл. № 4. 15.10.97.

66 Мессерле В.Е., Сейтимов Т.М., Лукьященко В.Г., Локша Б.К., Оспанов Б.С., Уетименко А.Б. Электродуговой плазмотрон. // Патент Республики Казахстан Л3> 6576 от 04.03.97. Бюл. № Н 15.09.98.

67 Голыш В.И., Лукьященко В.Г., Мессерле В.Е., Умбеткалиев К.А., Уетименко А.Б., Шевченко В.Н. Высокоресурсный плаэмофон и способ получения наноструктурированного технического углерода. И Патент РК.\'е23797, Бюл. №¡3 ог 15.03.2011.

68 Лукьященко В.Г., Мессерле В.Е.. Уетименко А.Б., Умбеткалиев К.А. Способ плазмохимической переработки твердых топлив и элекгродутовой реактор для его осуществления (варианты). // Пре<)варишельный патент РК.М 19172, бюл.№3 от 14.03.2008.

Устнменко Александр Бориславович Плазменно-топлнвные системы для повышения эффективности использования твердых топлив. Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук.

Подписано в печать 29.03.2012. Заказ №___

Формат 60*90/16. Усл. неч. л. 2. Тираж 100 экз. Отпечатано в типографии ТОО «С'оруЬаш!»

13- -А22

2012249347

2012249347