Исследование и разработка электродуговых подогревателей газа для синтеза тетрафторэтилена и разложения циркона тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.09.10, кандидат технических наук Понкратов, Виталий Сергеевич

• Понкратов, Виталий Сергеевич
• кандидат технических наук
• 1999

Оглавление диссертации кандидат технических наук Понкратов, Виталий Сергеевич

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

1. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР

1.1. Получение тетрафторэтилена

1.2. Технология разложения сероводорода и

кислого газа

1.3. Технология переработки циркона

1.4. Растопка котлов и стабилизация горения пылеугольного факела на ТЭС

1.5. Классификация плазмотронов линейной схемы

1.6. Реакторы

2. ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ УСТАНОВКИ И МЕТОДОВ ИЗМЕРЕНИЙ

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭЛЕКТЮДУГОВОГО ПОДОГРЕВАТЕЛЯ ТЕТРАФТОРЭТИЛЕНА

3.1. Термодинамический расчет системы С - Е

3.2. Рабочие параметры экспериментов

3.3. Энергетические характеристики дуги в Ср4

3.4. Тепловые характеристики дуги. 72 ВЫВОДЫ

4. ПЛАЗМЕННАЯ ДЕКОМПОЗИЦИЯ ЦИРКОНА

4.1. Расчет времени нагрева частиц циркона

4.2. Рабочие параметры экспериментов

4.3. Результаты экспериментов

4.4. Разработка узла ввода циркона

4.5. Исследование влияния магнитного поля на

степень переработки циркона

4.6. Определение тепловых потерь в элементы плазмотрона. 97 ВЫВОДЫ

5. ЭРОЗИЯ ЭЛЕКТРОДОВ ПЛАЗМОТРОНА,

РАБОТАЮЩЕГО В АГРЕССИВНЫХ СРЕДАХ

5.1. Краткий обзор литературы по самовосстанавливающимся катодам и методам снижения эрозии цилиндрических выходных электродов; постановка задачи

5.2. Эрозия анода плазмотрона в среде кислого газа

5.3. Защита анода мелкодисперсным порошком

5.4. Режимы работы катода в среде Ср4

5.5. Эрозия много дуговых катодов. 115 ВЫВОДЫ

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

125

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Исследование и разработка электродуговых подогревателей газа для синтеза тетрафторэтилена и разложения циркона»

ВВЕДЕНИЕ

Электрическая дуга - наиболее удобный, концентрированный источник тепловой энергии, используемый для нагрева различных газов до высоких температур. Это объясняется конструктивной простотой электродуговых подогревателей (плазмотронов), относительной простотой источников питания к ним, возможностью достижения больших мощностей [1].

Интерес к электродуговым генераторам низкотемпературной плазмы возник в конце 50-х годов с связи с возможностью их использования для нагрева газов при моделировании полетов летательных аппаратов с гиперзвуковыми скоростями и изучении условий входа космических аппаратов в атмосферу Земли и других планет. Благодаря вложенным в эти исследования силам и средствам за короткий срок были созданы высокоэффективные плазмотроны. В последние годы все более широко плазмотроны применяются в химической, металлургической промышленности, для розжига и подсветки котлов ТЭС и во многих других областях промышленности, на их основе создаются новые направления в промышленных технологиях.

В конце 50-х - начале 60-х годов расширение знаний о химических реакциях в электрических разрядах и плазме привело к появлению нового научного направления - плазмохимии. Это, в свою очередь, дало толчок развитию прикладных исследований и возникновению нового направления технической химии - плазмохимической технологии, обобщающей способы и процессы производства веществ и материалов, а также их обработки, протекающие при непосредственном взаимодействии вещества и плазмы и сопровождающиеся химическими превращениями. Плазма здесь является одним из реагентов и (или) энергоносителем. В технологии используют, как правило, низкотемпературную плазму электродуговых, высокочастотных и сверхвысокочастотных разрядов.

Для плазмохимической технологии характерны новые эффекты, связанные с электропроводностью плазмы, ее чувствительностью к электромагнитным полям, неравновесностью, электромагнитным излучением, позволяющие осуществлять химические превращения с высокой энергетической эффективностью, повышать селективность реакций, достигать сверхравновесных выходов продуктов, получать вещества и материалы с новыми, подчас уникальными свойствами. Высокие температуры и большая концентрация энергии в единице объема способствуют значительной интенсификации традиционных физико-химических превращений.

С развитием низкотемпературной плазмы связываются возможности осуществления технологических процессов с замкнутыми циклами, что может обеспечить снижение уровня загрязненности окружающей среды. Наиболее распространенным видом плазмотронов, применяющихся в промышленных плазмохимических технологиях, являются электродуговые плазмотроны линейной схемы с газовихревой стабилизацией дуги, в связи со следующими их достоинствами [2]:

• Экономичность преобразования электрической энергии в тепловую существующими конструкциями плазмотронов, характеризуемая высокими значениями электрического и теплового КПД;

• надежность и устойчивость работы электродуговой установки;

• широкий диапазон мощности: от сотен ватт до нескольких мегаватт;

• большой ресурс электродов, исчисляемый десятками и сотнями часов работы в зависимости от типа плазмотрона, его мощности и рода рабочего газа;

• возможность нагрева практически любых газов, в том числе восстановительных, окислительных, инертных, широко используемых в промышленных технологиях;

• простота автоматизации управления режимом работы электрической дуги;

• малогабаритность и достаточно малая металлоемкость [3].

В настоящее время на основе электродуговых плазмотронов созданы такие гомогенные технологии крупнотоннажной химии, как: производство ацетилена, цианистого водорода, дициана.

В связи с истощением природных ресурсов в последние годы идут поиски новых видов сырья, в качестве которых могут быть использованы отходы некоторых огранических производств, а также твердое сырье - кокс, различные виды углей, природные минералы (песок). Разработаны технологии плазменного прямого восстановления металлов из руд, получения ультрадисперсных порошков чистых металлов, карбидов, боридов и т.д. При разработке гетерогенных плазменных процессов одним из основных вопросов является организация смешения твердого мелкодисперсного сырья с потоком плазмы. На данный момент времени остается нерешенной одна из главных проблем прикладной плазмохимии - разработка научных основ плазмохимического реакторостроения [4], в связи с чем выбор реактора при проектировании и разработке новых процессов осуществляется в основном эмпирическим путем. Большим классом существующих плазмо-химических реакторов являются процессы, в которых обработка дисперсного сырья осуществляется посредством смешения с высокотемпературным потоком плазмы, истекающим из плазмотрона. К таким реакторам относятся, например: реактор с параллельными струями, в котором несколько плазмотронов расположены в одной плоскости, что обеспечивает эффективную переработку дисперсного сырья; реактор с соосно пристыкованными к нему плазмотронами, в том числе и со встречной подачей сырья.

Для интенсификации процесса обработки материалов и улучшения эксплуатационных параметров используется второй класс реакторов - с нагревом сырья непосредственно в дуге. В качестве примера можно привести совмещенный плазмотрон - реактор [5]. В таком на электрическую дугу постоянного тока, горящую в цилиндрической или эллипсоидной камере

большого диаметра (120 - 180 мм), воздействуют не только аэродинамические силы, но и внешнее магнитное поле, имеющее специальные топологические свойства. Особенностью реактора является совмещенность зоны горения дуги с зоной протекания химических реакций.

В работе [6] описывается двухструнный плазмотрон, в основе конструкции которого лежат два идентичных узла - катодный и анодный. Каждый состоит из цилиндрического электрода, диафрагмы, изолированной от электрода, и вихревых камер для подвода газа. При использовании двухструйных плазмотронов осуществляется высокая эффективность нагрева в зоне слияния катодной и анодной струй дисперсного материала, вводимого по оси симметрии струи.

Представляет большой интерес изучение обработки дисперсных материалов в анодной области плазмотрона линейной схемы. Такая схема процесса обеспечивает простоту аппаратурного оформления и хорошее смешение подаваемого сырья со струей плазмы. Хотя, с другой стороны, ввод материала в анодную область горения дуги может привести к нарушению симметрии течения газа.

Процесс обработки порошков изучался на примере технологии синтеза тетрафтроэтилена (C2F4) и разложения циркона (ZrSi04). Выбор данных технологий обусловлен тем, что на настоящий момент целевые продукты представляют значительный интерес для промышленности. Так, тетраф-торэтилен является ценным фтормономером для получения политетрафторэтилена (тефлона); во втором случае разложение циркона является первой стадией получения диоксида циркония, который находит вес более широкое применение в промышленности как материал, обладающей высокой химической и термической устойчивостью, специальными электрическими и оптическими свойствами.

Таким образом, целью работы является разработка модифицированных электродуговых плазмотронов, предусматривающих обработку дис-

персных материалов в анодной области дуги для рассматриваемых электротехнологий плазмохимического синтеза тетрафторэтилена и разложения циркона.

Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:

Разработка унифицированного узла ввода мелкодисперсных порошков различной сыпучести и фракционного состава в анодную область дуги, обеспечивающего равномерность и стабильность ввода сырья.

Исследование плазмотрона, работающего на тетрафторметане (Ср4) в широком диапазоне изменения рабочих параметров, таких как ток дуги, расход газа, диаметр внутреннего канала плазмотрона и т.д.; анализ поведения средней напряженности электрического поля дуги, вольт-амперных характеристик от основных определяющих параметров; определение тепловых потоков в элементы плазмотрона; обобщение полученных результатов по энергетическим характеристикам плазмотрона и разработка промышленного плазмотрона мощностью до 1 МВт.

Изучение обработки порошка циркона в анодной области дуги, включая определение влияния таких факторов, как геометрия анода, величина магнитного поля соленоида, расхода порошка и т.д.; разработка высокопроизводительного процесса разложения циркона с максимально возможной степенью переработки при минимальном энерговкладе по сравнению с литературными источниками.

Увеличение ресурса работы плазмотрона в исследуемых технологиях путем использования: защиты внутренней поверхности цилиндрического выходного анода мелкодисперсным порошком, участвующем в технологическом процессе (углерод в технологии синтеза тетрафторэтилена); оптимального материала для изготовления анода; исследования режима самовосстановления торцевого графитового катода; отработки режимов запуска и выхода на режим много дуговых катодов.

Глава 1 ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР

В настоящее время в связи с истощением природных ресурсов и ухудшением экологической обстановки все большее внимание привлекают плазмохимические процессы, нетребовательные к качеству и виду сырья, позволяющие организовать замкнутый производственный цикл. При использовании плазмы одним из основных требований промышленного производства является достаточно длительный ресурс работы плазмотрона. На основе электродуговых плазмотронов уже созданы действующие производства получения ацетилена, цианистого водорода и т.д. Однако существует целый ряд традиционных химических технологий, в которых применение плазмы не нашло еще достаточного развития. В связи с этим необходимо рассмотреть некоторые из таких технологий и параметры их работы.

1.1. Получение тетрафторэтилена.

Традиционным промышленным способом получения тетрафторэтилена является пиролиз дифторхлорметана в трубчатых печах по следующей реакции:

СЯ¥2С\ = СР2 +НС1; 2СР2 - СР2 = СР2

Принципиальная схема промышленного получения тетрафторэтилена приведена на рис. 1.1.

Введение водяного пара в реактор способствует увеличению конверсии хладона-22. При содержании 25-70% (мол.) водяного пара в расчете на реакционную смесь, температуре пиролиза 700-900 С и при продолжительности пребывания реагентов 0,1-0,4 с конверсия хладона-22 составляет 6570%, а выход ТФЭ - до 90-94% [7]. Обычно пиролиз

Рис. 1.1 Принципиальная схема промышленного получения тетрафторэтилена. 1 - печь пиролиза; 2 - адсорбер НС1; 3 - сборник соляной кислоты; 4 - осушительная колонна; 5 - ректификационная колонна; 6 - конденсатор; 7 - емкость для готового продукта.

2 ^ьдаш

Рис. 1.2 Реактор с дугой высокой интенсивности. 1 - полый катод из графита; 2 - изолирующее уплотнение; 3 - графитовый анод с отверстием на оси; 4 - скользящее вакуумное уплотнение; 5 - ввод газа; 6 - водяное охлаждение; 7 - скользящий анодный держатель; 8 - окно для наблюдений; 9 - выход газа; 10 - зонд для отбора пробы.

проводят при значительном избытке пара [8]. Хладон-22 предварительно подогревают до 800-1000° С, температура пиролиза 650-800° С, скорость подачи пара и хладона-22 должна обеспечивать турбулентность потока при Re>3000. В патенте [9] описан реактор, разделенный на 4 последовательно расположенные зоны: смешения, реакционная, адиабатического расширения и охлаждения. Конверсия хладона-22 достигает 71%, выход 98%. С целью улучшения производительности предложен реактор, состоящий из нескольких отделенных друг от друга камер, которые представляют собой сегменты, расположенные вдоль оси [10]. Выходное отверстие сегмента является одновременно входным отверстием другого, что приводит к удлинению пути реакционных газов. Стенка, разделяющая сегменты, обладает высокой теплопроводностью и связана с нагревательным элементом.

Пиролиз хладона-22 в трубчатых печах имеет существенные недостатки: низкую степень пиролиза и наличие побочных реакций с получением токсичных веществ: F, HF, CoF, Cl, COCI и т.д.

Применение плазмохимического реактора вместо трубчатых печей позволяет повысить степень пиролиза хладона-22, снизить объем основного реакционного аппарата и вернуть в цикл все побочные продукты.

В Пермском филиале ГИПХ [11] проведены лабораторные и опытные работы по пиролизу хладона-22 в струе аргоновой плазмы и плазмы тет-рафторметана. В первом случае степень пиролиза достигала 50-90% об., а выход тетрафторэтилена соответственно - 80-66%). Во втором случае хладон-22 подавался в струю тетрафторметана, нагретого в плазмотроне до температуры 3000 К. Концентрация тетрафторэтилена в газе-пиролизате достигала 37% вес., а концентрация хладона-22 не превышала 12% вес. Соотношение расходов хладона-22 и ТФМ составляло 10:1.

При производстве тетрафторэтилена из хладона-22 неизбежным является большое количество соляной кислоты и других фтор-хлорсодержащих соединений. Поэтому в последнее время уделяется боль-

шое внимание бесхлорным методам получения ТФЭ. Одним из способов является получение тетрафторэтилена из фтора и углерода. Синтез состоит из нескольких стадий: 1. горение углерода во фторе; 2. нагрев продуктов взаимодействия углерода и фтора; 3. последующая закалка продуктов реакции. В связи с тем, что при горении углерода во фторе температура продуктов горения достигает 3000 К, а оптимальная температура составляет 3200-3500 К, необходимо подвести дополнительное тепло. Это достигается путем нагревания тетрафторметана в плазмотроне до температуры 45005000 К с последующим его смешением с продуктами горения углерода во фторе. В Пермском филиале ГИПХ изготовлен и испытан плазмохимиче-ский реактор для получения тетрафторэтилена из элементов (расход фтора до 18 г/с, углерода до 10 г/с, тетрафторметана - до 30 г/с мощностью до 500 кВт). Вышеописанный процесс имеет недостатки - сложность работы с токсичным фтором и дополнительная необходимость в тетрафторметане.

Более простым способом является получение тетрафторэтилена из тетрафторметана и углерода.

Некоторые физические характеристики тетрафторметана: молекулярная масса М=88,01, температура кипения - 1280° С, пробивное напряжение 38 кВ/см, токсичность - физиологически безвредный газ, рекомендованная ПДК - 3000 мг/м3.

Взаимодействие тетрафторметана и углерода можно осуществить в дуге высокой интенсивности с графитовыми электродами с последующей закалкой [12}. Графитовый анод представлял собой графитовый стержень 0 12,5 102 м и длиною 25,4102 м, через который в реактор подавался ТФМ (см. рис. 1.2). С противоположной стороны был установлен цилиндрический графитовый катод наружным диаметром 5,010 2 м и внутренним 2,410 2 м. Заданное давление газа внутри реактора поддерживалось благодаря постоянной откачке газа через полый катод. При этом скорость испарения графитовых электродов определялась величиной, вкладываемой в

дугу электрической мощности, поэтому требуемое соотношение реагентов устанавливалось расходом тетрафторметана и уровнем мощности дуги. Например, при мощности дуги 25 кВт скорость испарения графитового анода составляла 15 г/мин и при расходе тетрафторметана 50 см3/сек соотношение углерода и фтора составляло 2. Основным компонентом в продуктах закалки был тетрафторэтилен, остальное - ТФМ, с небольшой добавкой гексафторэтана и октафторпропана. Максимальные полученные концентрации ТФЭ достигали 69% мол. В патенте [13] описан реактор для получения ТФЭ, выполненный в виде плазмотрона с магнитной стабилизацией дуги (оба электрода графитовые), пристыкованного к реакционной камере, заполненной углем. В результате нагрева ТФМ в дуге образуются радикалы СИ, СР2, С2Р2, которые реагируют с углеродом. Электрические параметры: напряжение -100В, ток - 80А. Расход плазмообразующего ТФМ - 0,93 г/с.

В литературе отсутствуют данные о действующих процессах синтеза тетрафторэтилена взаимодействием плазмы тетрафторметана и углерода.

В связи с отсутствием надежных данных о работе плазмотрона на тетрафторметане возникает необходимость определения энергетических характеристик дуги, горящей в тетрафторметане; обеспечение необходимого ресурса работы плазмотрона.

1.2. Технология разложения сероводорода и кислого газа

Традиционная промышленная технология получения газовой серы по методу Клауса, основы которой разработаны еще в середине XIX века, постоянно совершенствуется.

В последнее время возник интерес к термической диссоциации сероводорода плазмохимическим методом с получением наряду с серой и водорода, являющегося важнейшим энергоносителем.

Водород следует рассматривать как энергоаккумулирующее вещество, энергоноситель, синтетическое топливо, восстановитель, основной компонент для производства ацетатных удобрений и карбамида.

Масштабы производства водорода в последние годы резко увеличились и составляют по предварительным оценкам более 50 млн т./год. Однако, для 96% получаемого ныне водорода сырьем служит природный газ (паровая конверсия метана), основать на котором крупномасштабное экологически чистое производство водорода невозможно. Получение водорода из воды - долгосрочная задача.

В настоящее время мощным потенциальным источником водорода является сероводород, часто сопутствующий природному газу. Оценки показывают, что перевод только Оренбургского ГПЗ и 1 очереди Архангельского ГПЗ на производство водорода из сероводорода даст более 4 млрд м3/год, т.е. около 1% от общего мирового производства водорода.

Получение из сероводорода серы и водорода возможно при термической диссоциации, которая эффективно протекает при температурах 1500-2000 К. Осуществление такого нагрева возможно лишь в плазменных реакторах.

Одним из наиболее перспективных методов переработки сероводорода следует считать плазмохимический способ конверсии сероводорода в неравновесном разряде.

Впервые процесс диссоциации сероводорода в СВЧ-разряде был изучен в работе [14] на экспериментальной установке стандартного СВЧ - генератора "Парус" мощностью излучения 2 кВт и частотой излучения 2400 МГц. Минимальные энергозатраты составляют 0,85 кВт ч/м3 Ш при степени диссоциации сероводорода а=45%. Давление в плазмотроне 100 кПа. Мощность, поглощаемая плазмой - 1,2 кВт. Полученные результаты степени диссоциации авторы объясняют тем, что при тангенциальной подаче

газа часть его проходит мимо разрядной зоны и не участвует в процессе диссоциации.

В ряде работ [15, 16, 17] было исследовано разложение сероводорода закрученном потоке в СВЧ и ВЧ - плазмохимических реакторах. Эксперименты с СВЧ-разрядом проводились на частоте 2,45 ГГЦ при мощности генератора до 2 кВт. Средняя мощность разряда - 1,2 кВт, давление в плазмотроне - 50-100 КПа, расход сероводорода - 0,15-0,5 л/с. Степень диссоциации определялась с помощью газоанализатора. При минимальных энергозатратах 0,7 Эв/мол. степень диссоциации 45%. Максимально достигнутая степень диссоциации сероводорода составила 80%. Для ВЧ плазмотрона при аналогичных условиях работы максимальная степень конверсии близка к 100%.

При практической реализации плазмохимических процессов на первый план выступает проблема минимизации энергозатрат на получение полезного продукта.

Реальные составы газов газоконденсантных месторождений включают в себя помимо сероводорода другие примеси, в частности, углеводороды.

Плазмохимическое разложение сероводорода в дуговом плазмотроне исследовано в работах [18, 19]. Так, в [18] приведены результаты экспериментов пр разложению ШБ в смеси с двуокисью углерода, где газом - теплоносителем является аргон. Смесь газов (ШБ + СОг) вводилась в плазменную струю через сопла, которые заканчивались за анодом, поддерживающим горение дежурной дуги (рис. 1.3). Второй анод находился на расстоянии 20 мм от первого.

С

Аргон/ С02

п.

\_7

# Ф

3

4

П

6 7

Г

Рис. 1.3 Схема реактора дня разложения кислого газа.

1 - катод; 2 - анод дежурной дуги; 3, 4 - ввод газа; 5 - реакционная камера;

6 - анод для контролируемой дуги; 7 - камера охлаждения.

Газообразные продукты входили в водоохлаждаемую камеру, где охлаждались до температуры 140 С и после отделения жидкой серы анализировались на газовом хроматографе. Было проведено несколько вариантов экспериментов, при мощностях 2 кВт, 3 кВт и 4 кВт, при различных соотношениях сероводорода и двуокиси углерода, при различных добавках метана. Максимально достигнутая конверсия НгЭ составила 99,1% при следующих условиях: аргон не применялся, соотношение СО2: Н2Б = 1,75, расход газа 13,8 л/мин, при энергозатратах равных ~ 6 кВтч/м3 смеси. Авторы провели также эксперименты в новом типе реактора при различных соотношениях Н2Э и СОг при атмосферном давлении и мощностях, близких к промышленным. При мощности 8 кВт был проведен ряд экспериментов в смеси ШБ и СОз, где была получена высокая степень разложения сероводорода (~99,8%>) при энергозатратах ниже 4 кВтч/м3 ШБ. Данный процесс

предлагается в промышленности для замены процесса Клауса в том случае, когда концентрация СО2 в виде газа равна или более 60% об., что ведет к отравлению катализатора Клауса.

В работе [20] также описан дуговой плазмохимический реактор для разложения сероводорода. В качестве электродугового нагревателя газа использован серийный плазмотрон ПУН-Э, модифицированный под работу на водороде и азоте с расходом 1-5 м3/ч. Электропитание плазмотрона осуществляется от источника питания АПР-403 мощностью до 100 кВт, ток 50200 А, напряжение холостого хода 320 В, рабочее напряжение 50-200 В. К фланцу плазмотрона крепится узел ввода сероводорода. Конструкция узла ввода позволяет осуществлять подачу газа как радиальными сталкивающимися струями, так и тангенциально-плазменной струей. На выходе из реактора образуется смесь, состоящая из газа-теплоносителя, водорода, серы и непродиссоциировавшегося сероводорода. Эта смесь после охлад-жения с температурой 500-700 К проходит серосборник, где происходит конденсация паров серы. Далее газ проходит через фильтр для улавливания мелкодисперсной серы и поступает в систему азотных ловушек, где происходит конденсация непродиссоциировавшегося сероводорода. Затем газовая смесь, пройдя вакуумный насос, поступает в систему измерения расхода газа, позволяющую при известном расходе газов на входе вычислять конверсию сероводорода. В экспериментах в качестве плазмообразующего газа использовался водород с расходом 1,9 м3/ч. Сероводород с расходом 2,5 м3/ч дробился в смесителе на 8 симметричных радиальных струй и подавался в плазменную струю.

Степень конверсии сероводорода составила 85% при величине энергозатрат 3,7 кВтч/м3, что объясняется авторами плохим смешением сероводорода и водорода. Поэтому была проведена серия экспериментов со смешением реагентов по принципу интенсивного соударения струй. Сероводород в количестве 4 м3/ч подавался в смеситель радиальными струями через че-

тыре сопла. По оси реактора подавалась плазменная струя азота с расходом 1,4 м3/ч. Минимальные энергозатраты на получение водорода в равновесных условиях составили 2,4 кВтч/м3 Ш при степени разложения сероводорода 85%.

Описанные выше технологии разложения сероводорода имеют ряд недостатков: применение неравновесных разрядов характеризуется малыми мощностями, относительной сложностью оборудования и необходимостью защиты от СВЧ-излучения.

Недостатком применения электродуговых плазмохимических систем является то, что сероводород не нагревается непосредственно в газовом разряде, а смешивается с предварительно нагретым в разряде газом-теплоносителем, так как вдув сероводорода непосредственно в область горения дуги приводит к интенсивному разрушению анода - меди. В связи с вышесказанным возникает задача определения материала анода, который может длительно работать в среде кислого газа, что позволит упростить процесс разложения сероводорода и снизить энергозатраты.

1.3. Технология переработки циркона.

Диоксид циркония и твердые растворы на его основе в последнее время находят все более широкое применение в промышленности как материалы, обладающие высокой термической и химической устойчивостью, специальными электрическими, оптическими, радиационными свойствами [2].

Одним из основных процессов получения диоксида циркония является термическое разложение циркона ХгБЮ4 . Обычно большие количества песка циркона плавились в мощной трехфазной дуговой печи с графитовыми электродами. Силикат натрия, который имеет более низкую точку кипения, чем диоксид циркония, испаряется и выводится из системы. Остающийся материал, охлаждаясь, образует зерна двуокиси циркония с широко

изменяющимися свойствами, особенно отличаются ядра зерен, которые охлаждаются более медленно, от поверхности частиц. Более того, некоторые остаточные примеси могут концентрироваться преимущественно в определенных местах внутри зерен, а в процессе дальнейшей обработки очищается только поверхность частиц, прежде чем материал дробится и смешивается с образованием более или менее гомогенного продукта.

Применение плазменной технологии позволяет получить гораздо более однородный и гомогенный продукт за счет того, что тепло, выделяемое плазмой, действует равномерно и более концентрированно на все части частиц обрабатываемого материала.

Фирмой ТАФА (филиал фирмы "Йонарк Смелтерс") [21] разработан промышленный плазменный процесс получения диоксида циркония, в основе которого лежит термическая деструкция минерала циркона в потоке плазменного теплоносителя. Процесс включает разложение цирконовой руды до диоксида циркония и диоксида кремния с последующей обработкой полученной механической смеси щелочью. Образующийся в результате обработки силикат натрия выводится из системы и в дальнейшем может найти коммерческое использование при производстве фосфат-свободных дезинфицирующих средств. Оставшийся в осадке диоксид циркония подвергается суппсе. Схема процесса следующая: циркониевый песок загружается в верхнюю часть вертикальной печи со скоростью 180 кг/час, проходит через горячую зону примерно 127 мм в диаметре и 91 см длиной. Печь содержит 1 кг материала, подвергающегося обработке. Стенки печи являются водоохлаждаемыми и не футерованы. Отношение между площадью внутренней поверхности и объемом горячей зоны мало, что ограничивает потери тепла и позволяет материалу плавиться за доли секунды. Удельные энергозатраты для плазменного процесса составляют 1,32 кВт ч/кг продукта, против 9,9 кВт в традиционной печи. Степень извлечения диоксида цир-

кония может достигать 99%. Сост ав исходного сырья и диоксида циркония, полученного описанным способом, представлен в таблице.

Состав сырья Исходное сырье, % Пром. продукт, % Конечный продукт, %

7лО 2 70 96 99,1

БЮг 30 0,410-2 0,5 Ю-2

М20з 2,0 10 2 0,1510-2 0,1510-2

ТЮ2 1,0 ю-3 0,1510-2 0,15 Ю-2

2гОз 0,6 ю-3 0,8 Ю-3 0,8 Ю-3

ИагО - 0,2 10'3 0,2 103

Интересным в этом процессе является то, что после плазменной обработки циркона без растворения и осаждения Z{02 достигается высокая степень извлечения БЮг. В полученном диоксиде циркония количество БЮг составляет 95%, в то время как по диаграмме состояния системы Ъ\Ог - БЮг

при равновесии из нее можно удалить выщелачиванием только до 90% диоксида кремния. Такая высокая степень извлечения ЪхОг является следствием неравновесных условий диссоциации циркона в плазменном теплоносителе.

При удалении диоксида кремния из диссоциированного циркона оставшийся диоксид циркония представляет собой частички в форме пористых проницаемых сфер, состоящих из однородных кристаллов ЪхОг размером от 0,1 до 0,2 мкм. Кристаллиты, соединяясь друг с другом, образуют каналы, имеющие размеры такой же величины. Полученный диоксид циркония можно использовать в качестве высоктемпературного носителя катализаторов, наполнителя ячеистой керамики и др.

Плазмообразующим газом в данном процессе является аргон, в качестве анода используется пара графитовых электродов, которые подаются

в зону разряда (рис. 1.4). Порошок циркона подается между катодом и анодом в дугу. Частицы циркона, попадая в дугу или в ее внешнюю часть, подвергаются разложению и отбрасываются вниз, быстро охлаждаясь. По выходе из реактора механическая смесь и Ог поступает в первую ступень реактора-выщелачивателя.

Недостатками этого реактора являются неравномерный нагрев частиц циркона в дуге, образование наростов 2гБЮ4 вблизи загрузочных отверстий и в зоне охлаждения. Более равномерный нагрев циркона осуществляется в реакторе, где катод расположен по центру, а три пары графитовых анодов непрерывно перемещаются к центру реактора для компенсации их расхода. Кроме того, графитовые аноды быстро изнашиваются, необходимо также обеспечить синхронность подачи электродов в зону разряда.

Для устранения этих недостатков в "йонарк-процессе" в Национальной физической лаборатории Великобритании была разработана плазменная печь (рис. 1.5). Вертикальная дуга постоянного тока поддерживалась между вольфрамовым катодом с газовой защитой и тремя факелами, из которых каждый генерируется пилотной дугой постоянного тока. Это своего рода плазменный анод для основной дуги. Пилотные плазмотроны вводятся в реактор под углом 120° друг к другу в горизонтальной плоскости и под углом 20° к вертикальной оси. Порошок циркона подается вертикально через катод. Установка отличается относительной сложностью.

В работе [22] для разложения циркона использовался: плазмотрон постоянного тока мощностью до 50 кВт, работающий на азоте; водоохлаж-даемый расширяющийся реактор, в котором был предусмотрен подвод порошка циркона под углом к плазменной струе. Была достигнута степень переработки 92-98%, отмечена низкая энергетическая эффективность процесса, но конкретные цифры не приводятся.

циркон

Рис. 1.4. Схема плазмохимического реактора в "йонарк-процессе". 1 - продукты диссоциации циркона; 2 - поток плазмы; 3 - источник электропитания; 4 - частицы циркона; 5 - графитовые электроды

Рис. 1.5. Схема электрордуговой пламзенной печи 1 - гидравлический цилиндр; 2 -подача циркона; 3 - подача газа для защиты катода; 4 - изолятор; 5 - катод, вспомогательный плазмотрон

В работе [23] проводились исследования процесса разложения циркона в двух типах реакторов. Трубчатый состоял из четырех водоохлаж-даемых секций диаметром 20 мм, вихревой имел три секции диаметром 79 мм, между которыми устанавливались четыре кольца с шестью тангенциальными отверстиями диаметром 1,5 мм для ввода газа на отдув (рис. 1.6). Узел ввода, одинаковый для обоих реакторов, водоохлаждаемый, диаметром 20 мм с радиальным соплом диаметром 3 мм для ввода циркона в потоке транспортного газа, устанавливался под срез плазмотрона. Закалку продуктов реакции проводили водяной форсункой с тремя соударяющимися струями. Плазмооборазующим и транспортным газом служил воздух. Циркон применяли фракцией 160 и 40 мкм. Режим работы выбирали так, чтобы температура плазмы на выходе из реактора была более 2100 К. При мощности плазмотрона 30 кВт, расходы плазмообразующего, транспортного газа, отдува, циркона и воды составляли соответственно г/с: 1,45; 0,2; 4x0,7; 0,036 и 0,018; 4,68. Температура плазмы на входе в реактор составляла 5000 К.

Исследования показали, что циркон фракции 40 мкм разлагается на 86,6-87,5% в трубчатом и на 90-92% в вихревом реакторе на длине в 3,4-4,6 калибров. Циркон этой фракции в основном разлагается в зоне смешения танспортной струи с потоком плазмы. Время пребывания частиц в этой зоне порядка 210-3 с.

Циркон фракции 160 мкм разлагается в зоне смешения в трубчатом реакторе на 53-65%, а в вихревом на 50-55%. На длине 11 калибров в трубчатом реакторе разложение циркона достигает 77-88,6%, а в вихревом реакторе не превышает 52-71%. Время пребывания частиц в этой зоне порядка 0,0045с. Снижение степени разложения в вихревом реакторе происходит из-за сепарации частиц вихрем в холодные зоны реактора. Таким образом, для циркона фракции 160 мкм лимитирующей стадией является время пребывания в потоке плазмы. Энергозатраты на получение продукта составляют

Рис. 1.6. Распределение степени разложения циркона по длине реактора. 1 - порошок фракции 40 мкм; 2 - порошок фракции 60 мкм; 3 - поток плазмы; 4 - подача транспортного газа и циркона; 5 - подача воды; 6 - 9 - подача газа на отдув

не менее 3,2 кВт ч/кг.

В работе [24] проводились исследования влияния расхода плазмооб-разующего газа, транспортного газа, диаметра транспортного сопла на разложение циркона в реакторе следующей конструкции. Реактор диаметром 50 мм состоял из камер смешения с тремя радиально расположенными плазмотронами и реакционной камеры длиной 400 мм. Транспортное сопло установлено аксиально на крышке реактора. Расход плаз-мообразующего газа через плазмотроны менялся в диапазоне 4,1-й0,2 г/с. При этом их мощность изменялась в пределах 64,0-88,9 кВт. Расход транспортного газа поддерживали 0,55 г/с. Расход циркона менялся от 1,46 до 3,29 г/с. Газом в экспериментах служил воздух.

Результаты экспериментов показали, что существует оптимальное значение расхода газа, которому соответствует максимальная энтальпия газа и наибольшее разложение циркона. Для определения параметров ввода порошка циркона, расход плазмообразующего газа составлял 6,73-7-7,49 г/с.

Результаты показали, что увеличение расхода транспортного газа и уменьшение диаметра сопла приводит к снижению степени разложения циркона, т.к. растет масса холодного газа, вводимого в единицу времени в реактор, увеличивается скорость ввода частиц и снижается время пребывания их в реакторе. В опытах при расходах транспортного газа меньших 0,5 г/с степень разложения циркона достигает более 90%. Как следует из вышесказанного, описанные процессы декомпозиции циркона имеют ряд недостатков, так, в "Йонарк-процессе" происходит быстрое изнашивание графитовых электродов, зарастание загрузочных отверстий. Поскольку не указывается ни мощность используемого плазмотрона, ни фракционный состав обрабатываемого циркона, то приводимый результат по энергозатратам не является безусловным.

Рис. 1.7. Зависимость степени разложения циркона от режима работы плазмотронов и реактора. 1 - Оц -1,5-1,8 г/с; <1тр - 6 мм; 2 - вп -3,2-3,3 г/с; сЬР - 6 мм; 3 - вц -1,5-1,8 г/с; <ЗтР - 3 мм; 4 - вд -3,2-3,3 г/с; с1Ф - 3 мм; 5 - удельная энергия плазмы; 6 - расход плазмообразующего газа; 7 - транспортное сопло; 8 - плазмотроны; 9 - реакционная камера

1 2 бщр

Рис. 1.8. Зависимость степени разложения циркона от параметров ввода

Разработка Великобритании отличается относительной сложностью установки. Остальные описанные работы можно считать лабораторными попытками исследования процесса обработки циркона недостаточной для промышленности мощности и недостаточно оптимизированными. Описанные типы реакторов имеют сложности в смешении вводимого порошка циркона и струи (струй) плазмы, обработка материала в плазменной струе также характеризуется повышенными энергозатратами.

В связи с вышесказанным представляет интерес дальнейшее изучение ввода циркона в дугу, а именно в анодную зону плазмотрона постоянного тока, имеющего ступенчатую форму канала сразу после уступа. Анодная область в данном случае является реакционной зоной, в которой происходит интенсивное смешение циркона с плазмой. Использование анодной области для ввода циркона неоднозначно, т.к., с одной стороны, область выходного электрода за уступом является активной зоной турбулентного смешения и выравнивания полей осевых скоростей и температур, что должно благоприятно отразиться на процессе теплообмена между газом и вводимым материалом, с другой - функционирование приэлектродного участка дуги тесно связано с газодинамикой потока при срыве с уступа и стороннее вмешательство (ввод потока порошка) может существенно изменить условия работы. Магнитное управление дугой в выходном электроде создает равномерную высокотемпературную область практически по всему сечению электрода, но способно вызвать поток частиц на его поверхность, что отразится в режимах работы анодного пятна и эрозионных процессах. Таким образом, возникает задача: определить, насколько эффективно происходит процесс термической декомпозиции циркона в анодной области, определение энергозатрат на получение продукта и их минимизация, разработка узла ввода порошка.

1.4 Растопка котлов и стабилизация горения пылеугольного факела на ТЭС.

В последнее десятилетие во всем мире наблюдается использование энергетических углей ухудшенного качества. Непосредственное сжигание таких углей, обладающих высокой зольностью (40-50%), влажностью (3040%) и низким выходом летучих (5-15%) в существующих топочных устройствах связано со значительными трудностями из-за ухудшения воспламенения и выгорания топлива, возрастания мехнедожога и вредных пыле-газовых выбросов (золы, оксидов азота и серы). Но, поскольку разведанные запасы угля в 13-16 раз превосходят запасы газа и нефти, в ближайшей перспективе он будет оставаться ведущим сырьевым источником в теплоэнергетике [25]. Существующая практика применения дефицитных мазута и природного газа для растопки пылеугольных котлов и стабилизации горения низкосортных углей не отвечает современным требованиям повышения эффективности топливоиспользования и не обеспечивает требуемых эколо-го-экономических показателей тепловых электростанций. Совместное сжигание в топке угля и обладающего более высокой реакционной способностью мазута ухудшает ряд экономических показателей энергетического оборудования: снижается КПД и надежность эксплуатации котлов, повышается выход оксидов азота и серы, появляются выбросы пятиокиси ванадия.

Стоимость топочного мазута на мировом рынке достигает 150$ за тонну, тогда как стоимость угля в 5-8 раз ниже.

Результаты анализа отечественных и зарубежных источников информации показали, что среди многих технических решений, предлагаемых для совершенствования процесса сжигания и, в частности, для осуществления предварительной подготовки к сжиганию углей, наиболее перспективны термохимические методы "облагораживания" низкосортных топлив [26].

Они основаны на использовании электроэнергии, преобразуемой в энергию плазмы в электродуговых плазмотронах, для нагрева и термохимических превращений углей. Рассмотрим некоторые существующие методы воспламенения углей. Чаще всего в качестве источника тепловой энергии в процессе термохимической подготовки угля к сжиганию используют газ или мазут. Аэросмесь нагревают до поступления ее в топочную камеру либо путем теплообмена через стенку, либо путем смешения ее с продуктами сгорания газа или мазута. Температура аэросмеси в данном случае возрастает до 800-1000 К и происходит выход летучих. Такое топливо устойчиво воспламеняется и горит в топке без подсветки, что позволяет снизить расход мазута в 2-3 раза.

Наиболее эффективно для воспламенения топлив использовать электроэнергию в виде плазмы дугового разряда или плазменной струи. Впервые в СССР о таком способе было сообщено в 1946г. [27], однако данных о практической реализации его не обнаружено. В работах [28] предложена схема воспламенения пылеугольной аэросмеси с помощью плазмотрона (рис.1.9). Аэросмесь разделяется на основной и стабилизирующий потоки. Последний подается в камеру, где, взаимодействуя с плазмой, нагревается, а затем через розжиговую горелку, оснащенную каналом вторичного воздуха, направляется в топку и воспламеняется. Основная аэросмесь поступает в топку через отдельную горелку, расположенную выше розжиговой. К сожалению, схема не была испытана авторами.

В других странах также было реализовано несколько вариантов воспламенения углей посредством электрического разряда. На ТЭС "Балл Дан" использовался высоковольтный запальник с напряжением 2,5 кВ, располагавшийся в пылеугольном потоке, вытекающем из горелки. КПД плазмотрона 45-68%. Растопка котла осуществлялась сухой пылью с концентрацией 1,4-2,5 кг/кг. На ТЭС "Мариэтта" применен плазмотрон постоянного тока мощностью 146 кВ, в котором плазмообразующим газом был

воздух [29]. Плазмотрон размещался у устья горелки так, что плазменная струя вводилась в корень распыла аэросмеси. Требуемая для воспламенения угля мощность плазмотрона составила 1,05% от тепловой мощности горелки, относительная мощность мазутной форсунки, которую заменили плазмотроном, - около 6%. Несколько отличающаяся схема была испытана на ряде ТЭС США и Канады. Испытания в промышленных условиях показали, что эксплуатация плазменной системы составляет 28% от стоимости эксплуатации ранее использовавшейся мазутной.

Угли СНГ уступают по качеству зарубежным, плазменное воспламенение которых происходит прямым способом - непосредственно в топочной камере. Такое прямое воспламенение отечественных углей будет связано с повышенными энергозатратами, что объясняется более интенсивным рассеянием тепловой энергии в большем (по сравнению с горелкой) объеме топки и при смешении с относительно холодным вторичным воздухом.

Но и при работе на углях высокого качества гораздо эффективнее осуществлять взаимодействие угля с плазмой в ограниченном объеме специальной камеры. В связи с этим был предложен способ предварительной термохимической подготовки топлива (ТХПТ) к сжиганию [30]. Суть его заключается в нагреве плазмой потока пылеугольной аэросмеси в ограниченном объеме камеры термохимической подготовки, в выделении летучих угля и его газификации, и только затем топливная смесь поступает в топочное пространство, где воспламеняется при смешении с вторичным воздухом.

Для углей с выходом летучих 30% и выше такой подготовке подвергается весь пылеугольный поток, поступающий в горелку (рис. 1.10).

Поток низкореакционного угля разделяется на два: первая часть (около 20%) взаимодействует с плазмой в камере ТХПТ, нагревается, частично воспламеняется и далее вниз по потоку смешивается с остальной аэросмесью также в объеме горелки. Нагрев второй части аэросмеси

6

Рис. 1.9. Схема подачи твердого топлива в котел с использованием плазменной стабилизации горения. 1,2- основной и вспомогательный пыле-угольный поток соответственно; 3 - плазмотрон; 4 - циклонная камера; 5 - подвод вторичного воздуха; 6 - топка

аэросмесь ае=0.1

вторичным воздух

££ . Т-1400К

Т=1800 К

плазмотрон

шшшшшт

К

-в • ■ ■) Т=1800К

Рис. 1.10. Схема термохимической подготовки с разделением холодной

аэросмеси на два потока

происходит в результате горения первой, предварительно нагретой при их взаимодействии. Затем прошедший ТХПТ поток смеси поступает в топочное пространство. Такой способ позволяет повысить надежность воспламенения угольной пыли при меньших в сравнении с зарубежными, затратах энергии на плазмотрон.

1.5. Классификация плазмотронов линейной схемы.

Основой всех вышеописанных плазмохимических технологий является плазмотрон. В настоящее время существует большое разнообразие конструкций электродуговых нагревателей газа, обусловленное различными областями применения. Но, несмотря на разнообразие конструктивных решений, в их основе лежит ограниченное количество принципиальных схем, отличающихся друг от друга главным образом способом пространственной стабилизации разряда и мерами по снижению эрозии электродов в зоне действия опорных пятен дуги. Знание фундаментальных физических процессов, происходящих в разрядной камере линейных плазмотронов постоянного тока позволило предложить простую схему их классификации. Особенности взаимодействия дуги и обдувающего ее потока газа определили среднюю длину дуги в качестве основного параметра, это позволило свести все разнообразие принципиально различных по конструкции линейных плазмотронов к трем большим классам [3] (рис. 1.11).

С самоустанавливающейся средней длиной дуги, зависящей от силы тока, полярности выходного электрода, рода рабочего газа и его расхода, диаметра камеры и давления в ней. Эта категория плазмотронов наиболее многочисленна. Электрическая дуга в разрядной камере стабилизирована на ее оси закрученным потоком газа, образующегося в результате тангенциального ввода газа в специальную камеру, называемую вихревой.

Рис. 1.11. Вольт-амперные характеристики дуги электродуговых нагревателей газа. 1 - плазмотрон с самоустанавливающейся длиной дуги; 2 - плазмотрон с фиксированием средней длины дуги уступом; 3 - плазмотрон с

межэлектродной вставкой

Существование в электродуговой градиента плотности газа по ее радиусу приводит к появлению архимедовой силы, "выталкивающей" столб дуги в центральную осевую зону канала в случае его отклонения от оси под действием возмущающих сил. Стабилизирующее действие закрутки потока сохраняется до тех пор, пока произойдет проникновение пристенного турбулентного пограничного слоя в приосевую зону канала. Один конец дуги опирается на торцевую поверхность стержневого электрода, второй - относительно короткий радиальный участок - замыкает осевую часть дуги на внутреннюю поверхность цилиндрического электрода. Вольт-амперная характеристика дуги - падающая, чтобы в этих условиях обеспечить устойчивость горения дуги в системе "дуга - источник питания", последние должны иметь специальную нагрузочную характеристику. Если такой источник отсутствует, то для обеспечения устойчивости горения дуги вводится балластное сопротивление, однако оно снижает электрический КПД до 0,500,75.

Следующей разновидностью плазмотронов с газовихревой стабилизацией дуги является плазмотрон с фиксированной средней длиной дуги уступом. Характерным для плазмотронов этого типа является наличие ступенчатого выходного электрода. Его применение связано с особенностями течения газа за уступом. При внезапном расширении потока происходит интенсивное перемешивание газа на некотором расстоянии за уступом, что создает благоприятные условия для шунтирования электрической дуги в этой зоне и обеспечивает тем самым неизменность средней длины дуги в широком диапазоне изменения тока и расхода газа. Плазмотроны подобной схемы нашли широкое применение в промышленности. Качественно новой особенностью является также наличие восходящей ветви вольт-амперной характеристики дуги, при которой наблюдается устойчивое горение дуги без балластного сопротивления в электрической цепи даже при жесткой характеристике источника электропитания (стопроцентный электрический КПД установки). Средняя длина дуги в плазмотроне с уступом меньше самоустанавливающейся.

Третьим классом являются плазмотроны с межэлектродной вставкой (МЭВ). В этом случае средняя длина дуги МЭВ постоянна в широком диапазоне изменения СИЛЫ тока, НО ЬмэВ»ЬСамоустанав. благодаря выбору вставки соответствующей длины. В большинстве разработанных конструкций плазмотронов МЭВ представляет собой набор электроизолированных секций. Для уменьшения тепловых потерь используют вдув холодного газа между секциями, что не только защищает стенку секции от мощных конвективных тепловых потоков, но и увеличивает электрическую прочность промежутка "дуга - секция". Это позволяет уменьшить количество секций за счет увеличения их единичной длины. ВАХ дуги слабо падающая. Предложенная классификация проявляется особенно четко на плоскости 11-1 (рис. 1.11). Падающая ВАХ, присущая дуге с самоустанавливающейся длиной, делит плоскость 11-1 на две части. Ниже ее лежит семейство характери-

стик дуги со средней длиной меньше самоустанавливающейся (1л < 1лс), выше - семейство характеристик 1д > 1дс). В двух последних схемах плазмотронов длина дуги при выбранных геометрических параметрах электродуговой камеры в среднем постоянна в достаточно широком диапазоне изменения не только величины тока, но также расхода и давления газа.

Это значит, что, используя вторую и третью схемы плазмотрона, можно покрыть значительную часть плоскости и-1 вольт-амперными характеристиками путем изменения только длины участка канала выходного электрода до уступа или длины межэлектродной вставки.

Выбор той или иной схемы плазмотрона определяется потребной температурой нагрева и степенью чистоты генерируемого газа, располагаемым источником питания, мощностью дуги и степенью эффективности преобразования тепла дуги в энергию истекающего газа, потребным ресурсом работы и др. На выбор схемы влияет также род газа и его давление, требования пространственной и временной однородности потока нагреваемого газа, технологические и габаритные требования, обуславливаемые назначением плазмотрона и т.д.

Важнейшей электрической характеристикой плазмотрона является

вольт-амперная. Вид ее определяет выбор параметров источника питания

/

дуги и электрический КПД дуговой установки. Но, несмотря на то, что теория электрической дуги в последние годы успешно развивается, дать методику точного расчета интегральных характеристик дугового разряда она еще не в состоянии, ввиду большой сложности явлений и многообразия процессов, протекающих в электрической дуге. В силу этого единственным в настоящее время методом расчета является полуэмпирический метод, основанный на экспериментальном нахождении критериальных зависимостей геометрически подобных плазмотронов. Критерии подобия какого-либо физического явления могут быть найдены двумя путями: с помощью так называемой я-теоремы теории размерностей, либо на основе анализа

уравнений, описывающих рассматриваемое явление. В исследованиях электрической дуги применяются оба способа. Вольт-амперные характеристики зависят от ряда параметров, таких как сила тока, расход газа, диаметр внутреннего канала плазмотрона и др. В этом случае целесообразно рассматривать зависимость напряжения от следующих комплексов: энергетический критерий, вытекающий из уравнения энергии

Б! = 12/(с,11 Ос1), где - электропроводность, Ь - характерная энтальпия потока. Критерий показывает соотношение между джоулевой энергией и энергией, которую несет поток. Ле = 4С/(7гс!^1), где ¡и - вязкость: 40/7сс1 критерий, пропорциональный числу Рейнольдса, характеризующий гидродинамический режим потока, являясь мерой отношения в последнем сил инерции и молекулярного трения. Так как длина дуги в канале плазмотрона определяется периодическим пробоем между дугой и стенкой плазмотрона, необходимо введение некоторого критерия или системы критериев, учитывающих это явление. Поскольку напряжение пробоя является функцией числа Кнудсена Кп = Хе/й (ке - длина свободного пробега электронов в данном газе), то длина дуги, а также суммарные характеристики дуги должны зависеть от этого числа. При обработке экспериментальных данных для газа одного химического состава в геометрически подобных плазмотронах можно отбросить величины, характеризующие физические свойства среды. Тогда зависимость между критериями приобретает вид зависимости между комплексами определяющих параметров: (РЮё); (СМ);(Рё). Таким образом, удобна замена безразмерных критериев подобия размерными комплексами, в которые входят величины, наиболее существенные в рассматриваемых условиях. Нужная зависимость находится на основе экспериментальных данных часто в виде степени определяющих комплексов. В зависимости от типа плазмотрона, рода рабочего газа, полярности подключения электродов к источнику питания и других факто-

ров, указанные уравнения имеют различный вид. На некоторых из них остановимся поподробнее.

В случае однокамерного плазмотрона с выходным электродом постоянного диаметра, прямой полярностью подключения и при использовании воздуха в качестве рабочего газа обобщенное уравнение вольт-амперной характеристики имеет вид [31]

и= 1360 (I2/ Сф-0'20 (Сф°>25 (рё)0-35 (1.1)

Уравнение при максимальном отклонении экспериментальных точек от расчетной кривой, меньшем 12%, справедливо в очень широком диапазоне изменения комплексов

Щвф =1 ЮМ 109 А2с/(кгм); в/ё = 5 102-26 кг/(см), рс! = 1 103-8 105Н/м Было также замечено, что при силе тока свыше 300 -400 А В АХ дуги для обеих полярностей подключения электродов практически сливаются в одну характеристику. Это дает основание использовать формулу для расчета дуги при той или другой полярности.

В плазмотронах с фиксацией средней длины дуги уступом возможно получение восходящей ветви вольт-амперной характеристики, как уже было сказано выше. Формирование восходящей ветви определяется главным образом процессами в дуговой камере с геометрическими размерами I% йъ, (рис 1.11). Если при обобщении экспериментальных данных ограничиться только этой ветвью, что не только представляет наибольший интерес, но и значительно упрощает нахождение искомой функции, то ее приближенное уравнение можно записать в виде:

11= 4,55 (1+4,610-5 ШгХОЩ0'22 (Шг)0-95 (рф023 (1.2)

Восходящая ветвь ВАХ сверху ограничена падающей ветвью ВАХ дуги с самоустанавливающейся длиной однокамерного плазмотрона прямой полярности. Поскольку любая степенная комбинация критериев также является критерием, им можно придать различные формы. Замена одного

критерия другим позволяет иногда придать формулам более наглядный вид и единственное ограничение - чтобы применяемый критерий имел физический смысл. Так, в данном случае в уравнении использован комплекс Шг, так как он определяет положение минимума напряжения, соответствующего началу возрастания и-1 характеристики. Полученная формула является приближенной и позволяет рассчитывать напряжение дуги с точностью около 10% в следующем диапазоне изменения комплексов:

Ш2 = (0,8-4) 104А /м; 4109 А2 с/(кг м); Шг = 5,6-14,5 Ш2 = 0,8-6,5 кг/(с м); рсЬ = (2-40) 103-8 105Н/м В отличие от обобщенных ВАХ дуг с самоустанавливающейся длиной для данного плазмотрона в формулу вошел критерий ЫсЬ

Большой интерес представляют плазмотроны, работающие на водороде, который при высоких температурах обладает хорошими теплофизи-ческими характеристиками. Экспериментальные данные об электрической дуге в водороде немногочисленны. Большая часть их них получена при исследовании переносных свойств водородной плазмы в практически безрасходных дугах. Для сильноточных дуг в среде водорода получены в основном интегральные характеристики: вольт-амперные характеристики дуги, тепловой КПД плазмотрона, эрозионные характеристики электродов и т.д., позволяющие моделировать наиболее простые схемы плазмотронов, например, с самоустанавливающейся длиной дуги. Так, для однокамерного плазмотрона критериальное уравнение вольт-амперной характеристики дуги имеет вид:

и= 9650 (I2/ С<1)-°20 (О/а)0'50 (рф036 (1.3)

Формула приведена в следующих диапазонах изменения размерных комплексов в/1 = 10-6-Ю-5кг/(ОА); в/с! = 0,04-0,25 кг/(вм),

р<1 = 1-3105 Па м. В последние годы у специалистов химической и металлургической промышленности проявился интерес к плазмотронам, предназначенным

для нагрева природного газа - метана. Экспериментальный материал, полученный при работе плазмотронов на метане, недостаточно полон, и, кроме того, в исследованиях плазмотроны не были полностью геометрически подобны. Ввиду этого, найденные обобщенные зависимости следует рассматривать как оценочные. На основании обработки экспериментальных данных предлагается следующее уравнение в критериальной форме для расчета ВАХ дуги, горящей в метане, для плазмотронов с самоустанавливающейся длиной дуги:

и = 1,525 105 [12/(Сс1)] -°'35(0/ф 035 (рс!) °'19(с1)+0-48 (1.4)

В отличие от предыдущих формул, здесь вместо весового расхода газа используется объемный. Связано это с существенным расхождением удельного веса природного газа различных месторождений, который не всегда бывает известен. Формула приведена в диапазоне изменения определяющих параметров

1 = 50- 1000 А, в = 1,25 Ю-2- 7,3 10-» н/м3/с, = (1,2-8,с) 102м; й2 = 2-12,510-2м,р = (1,2-5-1,8) 105 н/м2.

Длина выходного электрода Ь = (0,2-Я ,0)м. Максимальный разброс экспериментальных точек не превышает ±25%. В работе [32] исследован плазмотрон, работающий на СИ4 с самоустанавливающейся длиной дуги при токах 100 - 600 А. Приводятся обобщенные уравнения вольт-амперных характеристик в следующем виде:

для ламинарного режима течения газа ил = 292 (вёР/!)0-3; для турбулентного режима ит = 539(С<1Р/1)0'294. (15)

Имеется также достаточно большое количество вольт-амперных характеристик дуги в плазмотронах с гладким цилиндрическим выходным электродом или с уступом для аргона, углекислого газа, азота и др. Однако, эти характеристики получены, как правило, в узком диапазоне электрогазодинамических параметров и для конкретных схем плазмотронов, и поэтому обобщений обычно не проводилось. В качестве примера приведем

»на,

вольт-амперные характеристики дуги, горящей в углекислом газе в плазмотроне со ступенчатым электродом. Для всех расходов газа наблюдается как восходящая (шунтирование за уступом, в канале с <3 = сЬ), так и падающая ((1 = сЬ) ветви характеристики.

Знание вольт-амперной характеристики плазмотрона не исчерпывает полностью его понимания как элемента электрической дуги и как теплового аппарата.

При проектировании и расчете плазмотронов и отдельных конструктивных узлов, находящихся под воздействием дуги или нагретого потока газа, необходимо знание особенностей распределения напряжения на отдельных участках дугового канала, т.е. распределения напряженности электрического поля и ее зависимости от силы тока, рода, расхода и давления газа, геометрической конфигурации и размеров дуговой камеры и т.д.

Знание величины и распределения электрического поля в дуге при различных условиях ее горения позволит оптимизировать выбор схемы плазменного генератора с точки зрения повышения энтальпии газа при минимальных затратах электроэнергии. Так, например, зависимость напряженности от основных определяющих параметров имеет вид: Е (1 = ЩЛЗ,

Для плазмотронов с длиной дуги больше самоустанавливающейся на начальном участке канала при работе на воздухе [33] обобщенное уравнение для напряженности можно записать в следующем виде:

Епа= 3,26 Ю-2 (С/<!) 15(рф 13[355 - 1(И (М) + 5,13 107 (М)2] (1.6)

проверенной в диапазоне изменения комплексов /с! = (2ч-30) 103А м,

в/й = 0,5 - 2,0 кг/(с м), Яа = (1 - 8) 103н/м. Как видно из приведенных выше формул, средняя по длине напряженность электрического поля дуги в значительной степени зависит от

С/й, рф.

На турбулентном участке напряженность находится по формуле:

Б = 115 (1/(1) -023(О/д) °-47(рс1)02,

(1.7)

диаметра разрядного канала, силы тока, рода и режима течения газа и ряда других условий. Но для некоторых газов зависимость напряженности от вышеперечисленный параметров либо слаба, либо вовсе отсутствует. В работе [34] представлены данные о напряженности электрического поля дуги в плазмотронах с МЭВ, работающих на водороде. Как показали экспериментальные данные, для каналов с внутренним диаметром 2 и 3 см, напряженность на турбулентном участке нарастает вдоль МЭВ из-за увеличения расхода газа, не зависит от силы тока дуги и составляет в исследованном случае (55-6) 10 2 В/м. Обработка экспериментальных значений дает следующую формулу для зависимости напряженности от расхода газа:

Е = 1,54 ЮЮ017 (1.8)

По данным работы [35] при расходах газа 25 -118 г/с, давлениях р = (1 - 3,5) 105 Па и силе тока 2800 -5400 А, напряженность пропорциональна (30,185 чт0 очень близко к полученным зависимостям в работе [34]. Поэтому окончательная зависимость будет выглядеть так: Е = 1,7 104С0185. В этой формуле напряженность не зависит от силы тока дуги, что проверено в диапазоне 300 - 700 А и подтверждается при 2800 -5500 А. Отсутствует также зависимость от диаметра канала, т.е. нет воздействия стенок канала на напряженность электрического поля дуги при диаметрах канала 2 и 3 см и более [36]. В других газа это проявляется лишь при значительно больших диаметрах канала. При малых диаметрах (меньше 1 см) стенки канала будут, по-видимому, оказывать влияние на напряженность. Как показали эксперименты, при увеличении давления 1 - 5 105 Па, напряженность электрического поля водородной дуги возрастает приблизительно вдвое и формула (1.8) будет выглядеть: Е = 190 С0-,85р0>4 (1.9).

Таким образом, напряженность водородной дуги достаточно сильно зависит от давления.

Кроме электрической характеристики плазмотрона также большую роль играет энергетическая характеристика плазмотрона, которая опреде-

ляется величиной тепловых потоков в стенку электродуговой камеры. Потери тепла в плазмотронах могут достигать 50% и более от вводимой в плазмотрон мощности и определяются несколькими видами теплопереноса. В первую очередь лучистым тепловым потоком от столба дуги, который зависит от температуры и геометрических размеров дуги. Лучистый теплообмен определяет потери тепла на начальном участке электродуговой камеры, где между тепловым слоем дуги и стенкой имеется достаточно толстый слой холодного газа. На переходном и развитом турбулентном участках течения газа к лучистым тепловым потерям в стенку добавляются конвективные, увеличивающиеся вниз по потоку. Свой вклад в тепловые потери от дуги вносит и теплопроводность. Тепловой КПД плазмотрона определяется тепловыми потерями во все его элементы, т.е.:

1- Л = Q/UI, (1.10)

где г| - тепловой КПД, UI - мощность, выделяемая на дуге, Q - тепловые потери в плазмотроне, которые можно определить как

Q = QK + QnP + Qq, где QK Qnp, Qq - тепловые потери в катод, проетавку и анод соответственно.

Тепловой поток во внутренний торцевой электрод плазмотрона определяется в основном потоком тепла через катодное пятно дуги, как показали исследования, проведенные в различных газах, тепловые потери линейно растут с увеличением силы тока дуги и сравнительно невелики. Выходной электрод плазмотрона является одним из наиболее теплонапряженных его элементов. Результаты исследования тепловых потоков в аноды от дуги, горящей в различных газах приведены в работе [40]. Было показано, что тепловые потери в цилиндрическом аноде определяются конвективным теплопереносом, излучением дуги и потоком тепла через анодное пятно дуги. Излучение играет роль на участке анода до зоны привязки дуги, т.е. на протяжении 1 -2 калибров от входа в электрод.

В зоне примыкания дуги к электроду значительную роль играет поток тепла через анодное пятно, но он тоже сравнительно невелик. Основная часть потерь приходится на конвективный тепловой поток, также играет свою роль и теплопроводность. Для водорода, например, для температуры выше 3000 К, экспериментальные значения теплового потока более чем на 20% превышают расчетные по формуле для теплообмена турбулентного потока газа со стенками трубы. По всей вероятности, при таких температурах начинает играть все возрастающую роль теплопроводность водорода, максимальное значение которой при 3800 К на порядок выше, чем при 3000 К. Плотность тепловых потоков при этом может достигать 2 кВт/см2 и более.

Как показал опыт работы [3], тепловой КПД плазмотрона удобнее всего представлять в критериальной форме в зависимости от основных определяющих комплексов, также как и вольт-амперную характеристику. Обработка экспериментальных данных по интегральным тепловым потокам методами теории подобия позволили получить эту зависимость для часто используемых газов. Так, для однокамерного и двухкамерного плазмотронов линейной схемы при работе на воздухе эта зависимость имеет вид:

Л = [(1 - г|)/г|] = 0,585 Ю-4 [Щ0с1)]0'27(0/с1)-0-27(р(1)0'3о(1)о,5о (1.11) в формуле л ~ Б^Ке 0'27. Из этого следует, что теплообмен происходит при сильно развитой начальной турбулентности потока. Формула проверена в широком диапазоне изменения тока I = 50 -5000 А, расхода газа 1Т0 3 - 2,2 кг/с, диаметра выходного электрода (1 - 7,7) 102м и давления (1 - 100) ТО5 н/м. Эта зависимость справедлива как для постоянного, так и для переменного тока. Ею можно пользоваться при расчете однокамерных плазмотронов с двухсторонним истечением, а также плазмотронов со ступенчатыми электродами.

Для однокамерного плазмотрона при работе на водороде расчетная формула имеет вид:

Л = 6,54 Ю-8 [Р/(Сс1)]0'20(а/а)-0'20 (Рс1)0'98 О)1'38 (1.12) В работе [32] показано, что нагрев тетрафтормегана в плазмотроне с самоустанавливающейся длиной дуги и катоде с вылетом, до температуры 2000 - 3500 К, соответствующей значениям энтальпии, (2 - 16) 1013 кДж/кг реализуется при КПД равном 60 - 40%. Тепловая характеристика плазмотрона в обобщенном виде:

Л = 1,14 Ю-3 (РЮё) 0-364(О/ё)-° и5 (1М)0'62. Тепловые потоки в элементы плазмотрона тесно связаны с их эрозией, которая будет рассмотрена в Главе 5.

Таким образом, из анализа существующей литературы по электродуговым плазмотронам видно, что работ о характеристиках дуги в среде тетрафтормегана карйне мало. В работе [47] не варьировалось давление в канале плазмотрона. Изменение диаметра канала осуществлялось в узком диапазоне значений. Поэтому не представляется возможным оценить влияние числа Кнудсена (р<3) ни на вольт-амперную характеристику, ни на удельные потери тепла. Кроме того, плазмотроны с самоустанавливающейся длиной дуги всегда имеют падающую вольт-амперную характеристику, а следовательно, неизвестно реальное поведение напряженности электрического поля дуги в Ср4. Из уравнения тепловой характеристики плазмотрона следует, что удельные потери тепла увеличиваются с током как ~ Р'72, в то время как относительная длина канала плазмотрона, связанная с длиной дуги, входит как (Ш)0-62. Поэтому повышение мощности единичного плазмотрона, казалось бы, эффективней осуществлять увеличением длины дуги, т.е. использовать плазмотрон с фиксированной длиной, например, уступом в выходном элеткроде и с межэлектродными вставками.

В связи с вышесказанным возникают следующие задачи исследований:

• получение данных о поведении дуги, горящей в среде С?4 в широком диапазоне изменения определяющих параметров;

• определение зависимости напряженности электрического поля дуги от диаметра канала и силы тока;

• обобщение результатов до расчетных формул вольт-амперной и энергетической характеристик дуги.

Для обеспечение необходимых условий обработки порошкообразных материалов кроме плазмотронов важное значение имеют используемые реакторы, схемы которых рассмотрим в следующем подразделе.

1.6. Реакторы

В случае реакторов для получения ультрадисперсных порошков тугоплавких соединений большое значение наряду с выбором оптимальных технологических параметров имеют инженерные вопросы их аппаратурного оформления. При этом проектируемые аппараты должны обеспечивать: ввод всей массы сырья в наиболее нагретую зону струи (потока) и максимально возможную его переработку; стабильность параметров в реакционной зоне, а также исключение (при необходимости) возможности окисления высоко дисперсных продуктов при разгерметизации системы улавливания. Однако в условиях эксплуатации реальных аппаратов выполнение этих требований осложняется такими факторами, как широкий гранулометрический состав сырья, использование металлических реакторов с водоохлаж-даемыми стенками, в которых термодорез и прямой контакт запыленной струи со стенками приводит к образованию на них плотного слоя осадка, уменьшающего проходное сечение реактора, зачастую неконтролируемому взаимодействию высокодисперсных синтезируемых материалов с атмосферой и т.д.

Комплекс перечисленных проблем и естественное стремление сохранить компактность плазменного оборудования обусловили разработку целого ряда конструкций плазменных реакторов, обзор которых приведен, в частности, в [4]. Отметим только некоторые исследования конструкции реакторов, предназначенные для различных технологических вариантов струйных процессов:

1) реактор с параллельными струями, в котором несколько плазмотронов расположены в одной плоскости, что обеспечивает эффективную переработку полидисперсного сырья;

2) реактор с кипящим слоем, в котором сырье поступает в высокотемпературную зону струи из окружающего ее кипящего слоя;

3) реактор с соосно пристыкованным к нему плазмотроном, в том числе и со встречной подачей сырья;

4) многодуговой реактор, в котором несколько плазменных струй подаются в поток исходного сырья, что обеспечивает возможность создания его основе агрегатов большой мощности.

Таким образом, реакторы для струйно-плазменных процессов могут работать в технологической цепи аппаратов и они уже стали традиционными в химической технологии. Однако остается нерешенным один из главных вопросов прикладной плазмохимии - разработка научных основ плазмохимического реакторостроения, в связи с чем выбор реактора при проектировании и разработке новых процессов осуществляется в основном эмпирическим путем. В некоторой степени исключением являются лишь реактора для гомогенных плазмохимических процессов [37]. Вопросы проектирования реакторов для гетерогенных процессов обобщены в [38-39], но еще далеки от окончательного решения. Тем не менее, даже при отсутствии единого подхода к выбору реакторов для гетерогенных процессов можно утверждать, что многодуговые (многоструйные) реакторы обладают широкими технологическими

возможностями. Достигнутый уровень электрической мощности (150-300 кВт) и производительности (от 0,3-0,5 т в год порошков тугоплавких соединений до 80 т высокодисперсных оксидных катализаторов) свидетельствуют о том, что эти реакторы прочно утвердились в технологии тонкого неорганического синтеза.

Наряду с простотой конструкции, являющейся основным достоинством многодуговых реакторов, необходимо отметить и большой недостаток - существование в пристеночном слое большого радиального градиента температуры, что снижает технологические возможности подобных реакторов. Хотя эти недостатки устранены в противоточных реакторах с комбинированным двухступенчатым нагревом, в литературе отсутствуют сведения об использовании последних в лабораторных или опытных установках. Отсутствуют также данные о возможностях улучшения теплотехнических характеристик прямоточных реакторов, например, при использовании тепловой защиты.

Выбор газа также определяется характером решаемых задач, но во всех случаях предпочтение отдается молекулярным газам - азоту и водороду, обладающим высокими теплофизическими характеристиками или их смесям с инертными газами. Термодинамическими расчетами подтверждена инертность азота ко многим тугоплавким карбидам и боридам при температуре выше 2300-2600 К, поэтому азот и подобные ему газы особенно широко используются в процессах обработки дисперсного сырья, характеризующихся, как правило, высокой эндотермичностыо.

Вышеописанные реакторы относятся к типу реакторов, в которых нагрев сырья осуществляется посредством смешения с высокотемпературным потоком плазмы, истекающим из плазмотрона.

Вторым классом реакторов являются реакторы, в которых исходное сырье нагревается непосредственно в дуге. Конструктивное различие реакторов, относящихся к этому классу, определяется степенью

агрессивности исходных реагентов по отношению к материалу электродов плазмотрона и по этому признаку их можно разделить на три типа:

1) реакторы, в которых через дугу пропускается сырье, не агрессивное по отношению к материалу электродов;

2) реакторы, в которых осуществлена защита электродов потоком нейтрального газа;

3) реакторы, в которых материал электрода(ов) является одним из исходных реагентов.

В качестве примера реакторов первого типа можно привести схему промышленного реактора для получения ацетилена [40] (рисЛ .13), представляющего собой осевой плазмотрон с внутренним стаканообразным и выходным цилиндрическими электродами, изготовленными из железа.

Рис.1.13. Электродуговой реактор для получения ацетилена. 1 -катод;

Реакторы второго типа представляют собой плазмотрон, в котором внутренний электрод, обычно являющийся катодом, обдувается защитным газом (аргоном или азотом). Примером такой конструкции может служить плазмохимический реактор для нагрева А1СЬ, в котором катод, рис. 1.14, выполненный из вольфрама защищен от попадания на него хлористого алюминия потоком защитного газа.

2 - изолятор; 3 - камера закрутки; 4 - анод

Рис. 1.14. Электродуговой реактор для обработки AlCh. 1 - катод; 2 -

защитное сопло; 3 - изолятор; 4 - анод Большое применение в химической промышленности нашли реакторы третьего типа - с расходуемыми электродами. В этих реакторах материал электродов является одним из реагентов или продукты эрозии электрода не являются вредными для проводимых химических реакций. Примером может служить реактор с магнитной стабилизацией дуги, предназначенный для получения ацетилена из углеводородного сырья [41] (рис.1.15). Катод представляет собой углеродный стержень, водоохлаждаемый анод выполнен из медной трубы. Расход углеводородов 54 кг/час, ток дуги 4000 А, напряжение 750 В.

12 4 3

Рис. 1.15. Реактор с расходуемым графитовым электродом. 1 -расходуемый электрод (катод); 2 - изолятор; 3 - анод; 4 -соленоид Представляет большой практический интерес изучение ввода дисперсного материала в анодную зону плазмотрона, которая может служить хорошей зоной смешения и в какой-то мере выполнять функцию реактора.

Заключение диссертации по теме «Электротехнология», Понкратов, Виталий Сергеевич

Выводы по главе

• Получены устойчивые режимы восстановления катода в среде фто-руглеродов;

• определены параметры, влияющие на удельную эрозию цилиндрических медных анодов при защите их поверхности мелкодисперсным порошком, участвующем в технологическом процессе (углерод в технологии синтеза тетрафторэтилена);

• достигнут режим работы плазмотрона на тетрафторметане с практически нерасходу емым анодом;

• получены минимальные на данное время значения эрозии выходного электрода - анода, работающего в среде кислого газа;

• изучена и предложена последовательность запуска и выхода на рабочий режим плазмотрона с многодуговым катодом, что позволило избежать моментов импульсного выгорания медной обоймы, а следовательно, и аварийных режимов работы.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В настоящей работе выполнен комплекс научных и прикладных исследований, обеспечивающих разработку и развитие мощных промышленных электротехнологий плазмохимического синтеза тетрафторэтилена и разложения циркона. Полученные результаты позволяют организовать экологически чистые технологии; в рамках решаемой проблемы был разработан специализированный плазмотрон для технологий порошкообразных материалов и разработан высокоэффективный унифицированный узел подачи порошков в анодную область дуги плазмотрона линейной схемы независимо от их сыпучести и фракционного состава. Увеличен ресурс работы плазмотронов для исследованных технологий, достигнут режим работы с практически нерасходуемыми электродами для электротехнологии синтеза тетрафторэтилена.

Проведенные теоретические и экспериментальные исследования позволяют сделать следующие основные выводы:

1. Для плазмотрона, работающего в среде тетрафторметана, установлены аномальные характеристики электрической дуги - независимость средней напряженности электрического поля от диаметра канала при 20 мм и давления на срезе плазмотрона в диапазоне от 104 до 105 Па и силе тока дуги выше 400 А. Впервые получены обобщенные уравнения вольт-амперной и энергетической характеристик в широком диапазоне изменения рабочих параметров: силы тока дуги, расхода газа, диаметра и длины межэлектродной вставки и т.д. Определены оптимальные значения расхода защитного газа на анод, позволяющие значительно повысить тепловой КПД.

2. Изучено влияние на процесс ввода порошка в анодную область дуги таких параметров, как: форма внутреннего коллектора узла подачи, форма колец, количество пазов для подачи, угол ввода порошка по отношению к струе плазмы, расход транспортирующего газа.

3. Практически осуществлен высокопроизводительный процесс декомпозиции циркона. Показано, что переработка циркона происходит в анодной области плазмотрона и ядре потока плазмы. Выявлено влияние на процесс обработки таких факторов, как: расход плазмообразующего газа, геометрия внутреннего канала плазмотрона, величина магнитного поля соленоида. Ввод порошка в анодную область плазмотрона приводит к увеличению теплового КПД на 9%.

4. Реализован процесс самовосстановления торцевого катода в среде фторуглеродов, организован режим работы плазмотрона на тетрафторме-тане с практически нерасходуемым анодом, что достигается защитой внутренней поверхности последнего мелкодисперсным порошком углерода. Отработаны запуск и выход на рабочий режим плазмотрона с многодуговым катодом, что позволило избежать моментов импульсного выгорания медной обоймы, а следовательно, аварийных режимов работы.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Понкратов, Виталий Сергеевич, 1999 год

ЛИТЕРАТУРА

1. Жуков М.Ф.,Коротеев В.С.,Урюков Б.А. Прикладная динамика термической плазмы. - Новосибирск: Наука, 1975.

2. Низкотемпературная плазма. Т.4. Плазмохимическая технология /Под ред. Пархоменко В.Д., Третьякова Ю.Д. - Новосибирск.Наука, 1991.

3. Плазмотроны. Исследования. Проблемы. /М.Ф.Жуков Новосибирск -1995.

4. Крапивина С.А. Плазмохимические технологические процессы. Л., "Химия", 1981.

5. Шевцов В.П., Войчак В.П., Жуков М.Ф. Характеристики плазменного реактора с объемной зоной тепловыделения //Физика и химия плазменных металлургических процессов. М., "Наука", 1985.

6. Жеенбаев Ж.Ж., Энгельшт B.C. Двухструйный плазмотрон. // Тезисы доклада на IX Всесоюзн. конф. по ГНП. Фрунзе, Илим, 1983г.

7. Патент 60-15353 Япония.

8. Патент 960309 Англия.

9. Патенты 65- 2326, 74-48525 Япония.

10. Патент 1215689 ГДР.

11. Регламент на проведение опытных работ. ПФ ГИПХ.

12. Baddour R.F., Bronfin B.R. Production of tetrafluoroethylene by reaction of carbon with carbon tetrafluoride in an electric arc. Ind. Eng. Chem., Proc. Design & Develop., 4, 162 (1965).

13. Патент США № 3081245.

14. Исследование диссоциации сероводорода в СВЧ-разряде /Вакар А.К., Животов В.К. и др. //Вопросы атомной науки и техники. Сер.: Атомно-водородная энергетика и технология, 1981, вып. 2 (9).

15. Диссоциация сероводорода в плазме /Балебанов A.B., Бутыгин Б.А., Животов В.К. и др. ДАН СССР, 1985, т.283, № 3.

16. Разложение сероводорода в СВЧ и ВЧ-разрядах /Балебанов A.B., Буты-гин Б.А., Животов В.К. - Вопросы атомной науки и техники. Сер.: Атомно-водородная энергетика и технология, 1985, вып.З.

17. Динамика колебательной релаксации в быстроточных плазмохимиче-ских системах /Кириллов И.А., Потапкин Б.В. и др. - ХВЭ, 1984, т. 18, № 2.

18. Crernichowski L.A. et al./ 9th International Symposium in Plasma Chemistry, September 4-8, 1989, Italy.

19. Lesueuer H., Chernichouski A L, Chapelle J. French Application-88. 14932.

20. Плазмохимическое разложение сероводорода /Гриценко А.И., Мурин В.И., Хрикулов В.В. //НТП в технологии комплексного использования ресурсов природного газа. Науч. тр. ВНИИгаз, 1989.

21. Plasma Metallurgy. The Principles. Materials science monographs, v. 23.-Elsebier /Amsterdam - Oxford - New-York - Tokyo, 1985.

22. By Чен Кан (Китай). Некоторые проекты Института механики Китайской Академии наук, включающие высокотемпературные запыленные газовые струи. //Тезисы докладов Международного рабочего совещания "Высокотемпературные запыленные струи в процессах обработки порошковых материалов. 6-10 сентября 1998 г. - Новосибирск- Академгородок.

23. Прокопенко А.Ф. Исследование кинетики разложения циркона в плазменном реакторе. //Тезисы докладов IV Всесоюзного симпозиума по плазмохимии. - Днепропетровск - 1984.

24. Прокопенко А.Ф. Исследование процесса разложения циркона в плазменном реакторе. //Тезисы докладов IV Всесоюзного симпозиума по плазмохимиии. - Днепропетровск, 1984.

25. Альтернативные сценарии развития энергетики СССР. Прогнозные оценки. - М.: Наука, 1990. - 30 с.

26. Жуков М.Ф., Мессерле В.Е., Перегудов B.C., Энгельшт B.C. Розжиг и стабилизация горения пылеугольных топлив// Изв. АН СССР. Энергетика, 1993, №2.

27. A.c. № 66510, F 23 09/02 1946.

28. Ибрагимов M.X., Марченко E.M., Тувальбаев Б.Г. Экспериментальное исследование модели устройства для термической подготовки топлива на пылеугольных ТЭС //Изв. ВУЗов. Энергетика. -1987, №6.

29. Blackburn P.R. Ignition of Pulverized Coal with Arc-Heatef Air //Energy. 1980 , vol 4, №2.

30. Перегудов B.C., Поздняков Б.А., Волобуев A.H. и др. Термообработка угольной пыли плазменной струей в условиях промышленного котла //Высокотемпературные запыленные струи в процессах обработки порошковых материалов. - Новосибирск- Наука. СО, 1988.

31. Основы расчета плазмотронов линейной схемы. /.Жуков М.Ф. - Новосибирск, 1979.

32. Шайдуров B.C., Трунов Г.М. Электродуговой подогреватель ТФМ с вихревой стабилизацией дуги. //Материалы к VII Всесоюзной конференции по ГНП. - Т.1. Алма-Ата, 1977.

33. Электродуговые генераторы с межэлектродными вставками. Новосибирск, "Наука", 1981.

34. Электродуговые подогреватели водорода. /Жуков М.Ф., Засыпкин И.М.

- Новосибирск, 1989.

35. Григорьев М.А., Муравьев В.В., Рутберг Р.Г. Исследование сильноточной дуги переменного тока в водороде //Генераторы плазмы и методы их диагностики. - Сб. науч.трудов ВНИИ Электромаш, 1984.

36. Создание плазмотрона мощностью до I Мвт работающего на водороде.

- Отчет.

37. Ониськова О.В., Марцевой Е.П., Числовский В.В. Моделирование реакторов плазмохимических гомогенных процессов. Киев, "Наукова думка", 1982.

38. Моссэ A.A., Буров И.С. Обработка дисперсных материалов в плазменных реакторах. Минск, "Наука и техника", 1980.

39. Амбразявичус А.Б., Литвинов В.К. Высокотемпературный теплообмен в плазменно-технологических аппаратах. НУчебн.пособие УПИ им. С.М. Кирова, Свердловск, 1986.

40. Миллер С.А. Ацетилен, его свойства, получение и применение. Л., "Химия", 1963.

41. Патент США № 3037367.

42. Бронфин Б. Реакции фтора в плазме. //Использование плазмы в химических процессах. Москва, "Мир", 1970.

43. Baddour R.F., Blanchet J.I. Reactions of Carbon vapor with Hydrogen & with Methane in a High Intensity arc., Lnd., Eng. Chem., Process Design & Debelop. 3, 258, 1964.

44. Сурис А.Л. Термодинамика высокотемпературных процессов. //Справочник. Москва, "Металлургия" 1985.

45. Понкратов B.C., Тимошевский А.Н., Поздняков Б.А. Тепловые характеристики электродугового подогревателя ТФМ. //Научные труды НГТУ , №2. - Новосибирск, 1996.

46. Жуков М.Ф., Тимошевский А.Н., Поздняков Б.А., Понкратов B.C. Исследование энергетических характеристик плазмотрона на фторметане. //Тез. докладов 3 Международного рабочего совещания "Генераторы низкотемпературной плазмы и технологии". - Новосибирск, ИТПМ СО РАН, 1997.

47. Лохов Ю.И., Петруничев В.А. и др. //ФХОМ, 1974, № 6.

48. Углов A.A., Гнедовец А.Г., Петруничев В.А. и др. //ФХОМ, 1983, №2.

49. Физические величины //Справочник. /Григорьев И.С., Мейлихов В.З.. Москва, "Энергоатомиздат", 1991.

50. Понкратов B.C. Плазменная декомпозиция циркона. //"Электротехнология сегодня и завтра". Чебоксары, 1997.

51. Стенин В.В. Эрозия термоэмиссионного катода // Тезисы доклада на IX Всесоюзн. конф. по ГНП. - Фрунзе, Илим, 1983.

52. Жуков М.Ф., Козлов Н.П., Гужков В.В. и др. Динамика паров металла в пристеночных слоях плазмы. ДАН СССР. - 1981, т.260, №6.

53. Жуков М.Ф., Козлов Н.П., Пустогаров A.B. и др. Приэлектродные процессы в дуговых разрядах. - Новосибирск: Наука СО, 1982.

54. Кряков В.В. Скорость образования нароста. //ФХОМ 1988, №1.

55. Фридлянд М.Г. О возможности работы в режиме постоянного возобновления катодов из тугоплавких металлов //Тез.докл. XI Всесоюзной конф. по ГНП- 42. - Новосибирск, 1989.

56. Фридлянд М.Г., Немчинский В.А. К теории катода, постоянно возобновляющегося из углеродсодержащей атмосферы дуги. //Изв. СО АН СССР, Серия техн.наук. 1987, № 18, вып.5.

57. Фридлянд М.Г., Неймотин М.А., Косс В.А. Катод, формирующийся из газовой фазы при горении сжатой дуги в углеводородах как источник информации о прикатодных процессах. //ТВТ, 1976, т. 14, № 1.

58. Фридлянд М.Г. Условия работы катода сильноточной дуги в режиме постоянного возобновления. //Изв. СО АН СССР, 1981, № 3. - Серия.техн. наук, вып.1.

59. Фридлянд М.Г., Живков М.З., Лебединская H.A. Взаимосвязь температурного состояния и геометрии постоянно возобновляющегося катода сильноточной дуги. //ТВТ, 1981, № 6.

60. Жуков М.Ф., Аньшаков A.C., Тимошевский А.Н. и др. Эрозия медно-вольфрамовых анодов в линейных плазмотронах. - Изв. СО АН СССР. -1981. - Серия техн. наук, № 3, вып.1.

61. Патент Японии № 49-17982, кл. (0651/с 22 027/00) от 7.05.74.

62. Понкратов B.C., Поздняков Б.А., Тимошевский А.Н. Эрозия электродов плазмотрона, работающего в агрессивных средах. //Тезисы докладов 3 Международного рабочего совещания "Генерато ры термической плазмы и технологии". - Новосибирск, ИТПМ СО РАН, 1997.

63. Material erosion and dynamics of electric arc discharge in cylindrical electrodes //Thermal plasma and new material technology. У. 1. Investigation & design of thermal plasma generators. Editor: Cambridge Inter-science publishing, 1994.

64. Многодуговые системы /Новиков О.Я., Тамкиви Т.Н., Тимошевский А.Н. и др., Новосибирск, "Наука", 1998.

65. Тимошевский А.Н., Понкратов B.C. Эрозия многодуговых катодов. //Тезисы докладов 3 Международного рабочего совещания "Генераторы термичесой плазмы и технологии".

66. Жуков М.Ф., Пустогаров А.В., Дандарон Г.-Н.Б., Тимошевский А.Н. Термохимические катоды. Новосибирск, ИТФ, 1985.

67. А.С. 847598 СССР, МКИ В23К 9/16. Способ плазменной обработки. Быховский Д.Г., Кунин B.C. и др.

68. Осинцев В.Г., Григорьев А.И., Курочкин Ю.В. и др. Ресурсная стойкость электродов при воздушно-плазменной резке //Изв. СО АН СССР -1987, № 5, Серия техн. наук, вып.4.