Плазменные реакторные устройства для обработки дисперстных материалов

1.1. ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ СХЕМЫ И КЛАССИФИКАЦИЯ ПЛАЗМЕННЫХ РЕАКТОРНЫХ УСТРОЙСТВ

Известные плазменные технологические процессы осуществляются в плазменных реакторных устройствах различных типов (рис. 1). Как уже отмечалось, в [1Моссэ А. Л., Печковский В.В. Применение низкотемпературной плазмы в технологии неорганических веществ. –Мн.: Наука и техника, 1973.] было предложено рассматривать два типа плазменных реакторов: струйные и объемные, основное отличие которых друг от друга заключается в характеристике газодинамического режима плазмы. В реакторах струйного типа характер и структура плазменной струи, генерируемой в плазмотроне, в основном сохраняются и в реакторе. Струйные реакторы могут быть прямоточными (рис. 1, а) и работающими по схеме встречных струй (рис. 1,6), причем навстречу друг другу могут подаваться как струи плазмы и сырья, так и две плазменные струи. В последнем случае, как и в случае прямотока, сырье вводится перпендикулярно оси плазменных струй или другими способами. Здесь следует отметить спутно и встречно вихревой способы ввода сырья [8. adidas pas cher Смородин А.Н. и др. Исследование плазмохимического реактора для синтеза ацетилена. – В кн.: Явления переноса в низкотемпературной плазме. Мн.: Наука и техника, 1969.]. Ввод реагентов в каждом из этих случаев в зависимости от производительности реактора, вида и фазового состояния исходных компонентов и ряда других технологических факторов может осуществляться через одно, два или несколько отверстий, расположенных, как правило, вблизи от переднего среза реактора. Таким образом, передняя часть реактора представляет собой смеситель, т. е. устройство, где сырье вводится и перемешивается с плазменной струей. У крайнего (нижнего по потоку) среза реактора расположены отверстия для ввода закалочных агентов. Таким образом, конечная часть реактора переходит в закалочное устройство. Конструктивно возможно раздельное секционированное выполнение этих узлов смешения и закалки, а непосредственно сам реактор может быть цилиндрическим или коническим. При обработке дисперсных материалов в прямоточных реакторных устройствах в основном используется первый из способов ввода, т. е. когда струя холодного газа, транспортирующая дисперсный материал, вводится в реактор перпендикулярно оси плазменной струи. Выбор такой схемы ввода дисперсного материала определяется необходимостью ввода его в наиболее высокотемпературную зону плазменной струи. Иногда ввод дисперсного материала осуществляется не только под углом 90° к оси плазменной струи, но и под большим или меньшим углом. Во всех случаях главной задачей является выбор наиболее оптимальной траектории движения частиц дисперсного материала для обеспечения их наилучшего нагрева в плазменной струе. Реакторные устройства прямоточного типа привлекают внимание простотой схемного и конструктивного решения, а также главным образом сравнительной простотой систем обеспечения работы плазмотрона, так как применение в данном случае одного плазмотрона значительно упрощает системы его электрического питания и поджига и в некоторой степени системы газо- и водоснабжения. В определенных случаях к преимуществам такой схемы следует отнести высокую скорость движения плазменной струи, позволяющую разогнать частицы дисперсного материала до скоростей, необходимых для осуществления технологического процесса, например процесса измельчения и напыления. Однако в других случаях при реализации технологических процессов, требующих более длительного времени пребывания частиц дисперсного материала в зоне высоких плазменных температур, большие скорости движения частиц и соответственно малое время контакта их с плазмой следует рассматривать как недостаток устройства прямоточной схемы. Кроме того, к недостаткам схемы (?) следует отнести наличие в большинстве случаев вихревого движения плазменной струи вызванной газодинамической стабилизацией электрической дуги в электродах плазмотрона, и наличие больших градиентов температурных и скоростных полей плазменной струи в осевом и радиальном направлении. Струйные прямоточные реакторные устройства по своей схеме аналогичны поточным реакторам идеального вытеснения, хорошо известным в химической технологии. Основное конструктивное отличие их от обычных химических реакторов аналогичного типа состоит в использовании интенсивного принудительного охлаждения стенок реактора, а также в необходимости применения в ряде случаев тепловой защиты стенок, что обусловлено наличием весьма высоких температур плазменных струй, поступающих в реактор, и необходимостью поддержания этих температур по длине реактора. Другими известными плазменными устройствами струйного типа, где достигается интенсификация процессов смешения и теплообмена дисперсных материалов с плазменными струями, являются реакторные устройства по схеме встречных струй. Рис. 1. Схемы плазменных устройств для обработки дисперсных материалов с реакторами различных типов: а — прямоточный; б — по схеме встречных струй; в — электродуговой переменного тока; г — с объемным разрядом; д — с кипящим слоем; е — с псевдоожиженным слоем; ж — циклонный; з — с трехструйной камерой смешения Как отмечалось в [1.Моссэ А. Л., Печковский В.В. Применение низкотемпературной плазмы в технологии неорганических веществ. –Мн.: Наука и техника, 1973], один из вариантов конструкции плазмохимического реактора по схеме встречных струй основан на использовании процесса смешения во встречных струях [9, 10], при котором одна из струй представляет собой плазменную струю, вытекающую из сопла плазмотрона в реактор, а вторая — струю обрабатываемого дисперсного материала, транспортируемого холодным или подогретым газом. Варианты конструкций реакторов такой схемы предусматривают возможность подбора и регулирования времени контакта встречных струй путем изменения длины зоны смешения, т. е. расстояния между соплом плазмотрона и устройством для подачи дисперсного материала. Тем самым имеется возможность принудительного воздействия на условия протекания процессов смешения и нагрева с целью увеличения степени превращения исходного сырья в целевые продукты. Для повышения эффективности способа смешения по схеме встречных струй предложены и разрабатываются различные модификации конструкций реакторов. Так, для примера можно напомнить реакторное устройство по схеме встречных струй [1], где для лучшей интенсификации процесса смешения встречные струи подаются в реактор с различными удельными импульсами. При большой мощности реакторного устройства и соответственно больших расходах плазмообразующего газа и обрабатываемого материала возможна подача их в реактор через группу отверстий или сопел при одновременном перемешивании в реакторе, внутренний объем которого представляет собой диффузор. Повышение интенсивности процессов смешения возможно также при подаче обрабатываемого материала во встречно направленные плазменные струи по схеме, показанной на рис. 1, б [11.Николаев А.В., Кулагин И. Д. Исследование энергетического баланса плазмотрона со встречными струями. –Изв. СО АН СССР, Сер. техн. Наук, 1967. вып1, №3, 116-120; 12. Николаев А. В. Нагрев порошка в плазмотроне со встречнми струями. В кн.: Генераторы низкотемпературной плазмы. –М.: Энергия, 1969.]. В этом случае частицы материала, подаваемые транспортирующим газом на срез сопла плазмотрона, ускоренные плазменной струей, поступают в зону соударения струй. Двигаясь по инерции, они проникают во встречную струю, тормозятся, а затем, ускоряясь встречным потоком в противоположном направлении, вновь попадают в первую струю. Такой колебательный характер движения частиц приводит к существенному возрастанию относительной скорости движения фаз Δv и соответственно времени пребывания частиц в высокотемпературной зоне. Совместно с измельчением сталкивающихся частиц в процессе их движения во встречных струях эти факторы способствуют интенсификации теплообмена между дисперсным материалом и плазменной струей. Из изложенных особенностей работы плазменных реакторных устройств по схеме встречных струй ясно, что одним из основных преимуществ, обусловленных схемой реактора, является увеличение относительной скорости частиц дисперсного материала и времени пребывания частиц в высокотемпературной зоне. Это дает возможность повысить эффективность нагрева частиц дисперсного материала в реакторных устройствах по схеме встречных струй [12] в 2 раза по сравнению с реактором прямоточной схемы [13]. Одним из недостатков реакторных устройств по схеме встречных струй следует считать необходимость поддержания большого расхода транспортирующего дисперсный материал газа для обеспечения определенной скорости движения частиц. Другой группой, или классом, плазменных устройств, очевидно, следует считать реакторы, в которых используется принцип псевдоожиженного или взвешенного слоя. Плазменные устройства такого типа, в которых совмещаются преимущества высокотемпературного нагрева в плазме и увеличивается время пребывания частиц в высокотемпературной зоне путем псевдоожижения ее плазмой или организацией взвешенного слоя, представлены в работах [14, 15—17]. Принципиальные схемы некоторых устройств такого типа изображены на рис. 1, д, е. Реактор, показанный на рис. 1, д, состоит из конического корпуса, в верхнюю часть которого подается дисперсный материал. Плазменная струя вводится в нижнюю часть устройства. В этом случае взвешенный слой совмещен с противоточной схемой движения дисперсного материала и плазменной струи. Наряду с преимуществами рассмотренного устройства, определяемыми главным образом возможностью проведения процесса обработки дисперсных материалов во взвешенном плазмой слое, следует, очевидно, отметить и его основной недостаток, определяемый неоднородностью температурного поля плазменной струи в начальной наиболее высокотемпературной зоне реактора. Кроме того, коэффициент использования тепла в таком реакторном устройстве без организации тепловой защиты его стенок невелик. В реакторном устройстве с псевдоожиженным плазмой слоем частиц (рис. 1, е) электрическая дуга генерируется между центральным электродом и электропроводящим псевдоожиженным слоем дисперсного материала, выполняющим роль второго электрода. В другом варианте для псевдоожижения может использоваться только плазменная струя. К преимуществам таких устройств, следует отнести высокую концентрацию обрабатываемого дисперсного материала, возможность увеличения времени пребывания дисперсного материала в высокотемпературной зоне, ограничение высокотемпературной зоны непосредственно самим обрабатываемым дисперсным материалом. Soldes Adidas Основным недостатком аппаратов является агломерация частиц обрабатываемого материала при их оплавлении и связанное с этим снижение эффективности аппарата. Реакторные устройства рассмотренного типа пока находят ограниченное применение [1, 18]. В связи с этим, очевидно, нет необходимости рассматривать их более подробно. Следующая группа плазменных реакторных устройств— это реакторы объемного типа. В реакторах объемного типа характер и структура плазмы, получаемой в плазмотроне, существенно изменяются. Это изменение может быть обусловлено различными факторами: увеличением внутреннего объема реактора, условиями организации режима течения плазмообразующего газа и шунтирования электрической дуги. В этом случае контрагированная электрическая дуга или диффузный разряд могут возбуждаться в самом объеме реактора либо за счет выбора схемы реакторного устройства, либо за счет его конструктивных особенностей. На рис. 1, г приведена одна из возможных схем такого устройства — плазменно-технологический реактор с объемным разрядом [19. Сахиев П.В. и др. В кн. Плазменные процессы в металлургии и технологии неорганических материалов. -М.: Наука, 1973, 230-236.]. Электродуговой плазмотрон с секционированным каналом служит генератором плазменной струи, являющейся газовым катодом второй ступени низковольтного электрического разряда, который поддерживается между газовым катодом и охлаждаемым металлическим или графитовым анодом, в магнитное поле. Взаимодействие электрического и магнитных полей приводит в азимутальное движение заряженные частицы (ионы и электроны), а тем самым и весь плазменный объем, который приходит во вращение относительно газового катода, что способствует выравниванию температурного и скоростного полей. Таким образом, высокотемпературная зона обработки материалов располагается в области разряда, и частицы подаваемого на обработку дисперсного материала воспринимают не только тепловую энергию плазмы, но и энергию рекомбинации заряженных частиц, что следует отнести к достоинствам устройства. К преимуществам также относятся возможность увеличения мощности в разряде и малое влияние подаваемых в зону разряда порошков на характеристики разряда. Недостаток устройства состоит в необходимости работы на сравнительно узких фракциях дисперсного материала и при пониженном давлении (ниже 0,5 атм). Другим наиболее известным и достаточно хорошо описанным в литературе реактором объемного типа является так называемый плазмотрон — реактор, в котором увеличение времени пребывания дисперсного материала достигается за счет наличия эффекта несущей способности электрической дуги [20—22]. Электрическая дуга в таком устройстве (рис. 1, г), использующем трехфазный переменный ток, горит между двумя стержневыми графитовыми электродами и цилиндрическим графитовым электродом, футерующим стенку реактора, и приводится в колебательное или вращательное движение постоянным или переменным магнитным полем. Дисперсный материал и плазмообразующий газ поступают в центральную часть реакционной зоны сверху, а продукты реакции выводятся из реакционной зоны снизу. К преимуществам устройства следует отнести использование зоны разряда для обработки дисперсного материала и увеличение времени пребывания дисперсного материала за счет движения частиц вместе с закрученным потоком высокотемпературного газа. Недостатком является наличие расходуемых графитовых электродов, особенно графитового цилиндрического электрода, а также возможность работы устройства только при наличии нейтральной или восстановительной среды. В принципе реакторы объемного типа отличаются большим разнообразием схем и конструктивных решений, т. е представляют собой весьма широкий класс плазменных устройств. Рассмотрим класс плазменных реакторных устройств на основе многоструйной камеры смешения, на которую работает несколько плазмотронов. Оси плазмотронов могут быть расположены перпендикулярно или под некоторым углом к оси камеры смешения, а также тангенциально к ней. В первом из этих вариантов (рис.1, з) в камере смешения формируется плазменный поток с существенно равномерным профилем температур и со среднемассовой скоростью ниже, чем скорость плазменных струй. Ввод дисперсного материала с транспортирующим газом по оси реактора перпендикулярно плоскости ввода плазменных струй способствует их хорошему смешению с плазменным потоком. Схема плазменного устройства, представленная на рис. 1, ж, включает два плазмотрона, плазменные струи которых вводятся тангенциально в камеру смешения циклонного типа [1]. В этом варианте дисперсный материал подается на срез сопел каждого из плазмотронов. Схемные и конструктивные решения таких устройств также отличаются большим разнообразием и в принципе близки к реакторам объемного типа. Основной отличительной особенностью реакторов такого типа является ограничение размеров потока плазмы стенками реактора, при этом роль стенок в процессах тепло- и массообмена, имеющихся в реакторе, весьма велика.

1.2. РЕАКТОРНЫЕ УСТРОЙСТВА СТРУЙНОГО ТИПА

Для исследований процессов обработки дисперсных материалов на лабораторных и опытных плазменных установках, а также при создании опытно-промышленных и промышленных плазменных установок различной мощности, в настоящее время по-прежнему наиболее широко используются струйные прямоточные реакторные устройства, что, очевидно, объясняется отмеченными выше преимуществами устройств такого типа и диктует необходимость разработки методов их расчета и анализа, а также дальнейшего совершенствования конструкции. Кроме рассмотренных выше схем плазменных струйных реакторов, особенностей их работы и возможных способов интенсификации, следует остановиться на некоторых новых и наиболее важных схемах и конструктивных особенностях реакторов струйного типа. Эти конструктивные решения позволяют также в определенной мере интенсифицировать процессы смешения и теплообмена в струйных Рис. 2. Совмещенный плазмотрон-реактор: 1 — сопло-анод; 2 — диафрагма; 3 — стержневой катод; 4 — газовое кольцо; 5 — соленоид реакторах, однако, отсутствие методов количественной оценки этих решений позволяет пока ограничиться только их качественным описанием. Один из таких способов интенсификации процессов смешения в прямоточном плазменном реакторе струйного типа, вероятно, может быть реализован путем использования так называемого совмещенного плазмотрона-реактора [39. Пат.1515003 (Великобритания); 40. Пат.2304243 (Франция)], где роль камеры смешения выполняет анодное сопло плазмотрона, а дополнительным турбулизирующим фактором, помимо динамических характеристик смешиваемых струй, является электрическая дуга, радиальный участок которой вращается с большой скоростью за счет электромагнитного поля. Конструкция такого совмещенного плазмотрона-реактора (рис. 2) состоит из полого цилиндрического электрода — анода, диафрагмы, стержневого катода, канала для подвода плазмообразующего газа и канала для подвода сырья. При работе плазмотрона-реактора электрическая дуга зажигается между электродами, а плазмообразующий газ, подаваемый по каналу, поступает в полость диафрагмы, где обжимает продольный участок столба электрической дуги и обеспечивает его газовую стабилизацию. Сырье по каналам, расположенным между электродом и диафрагмой, вводится в канал анода. В этом случае сопло плазмотрона выполняет роль камеры смешения и начальной части реактора. Такое устройство позволяет весьма существенно интенсифицировать процесс смешения газообразных, а возможно, и дисперсных материалов с плазменной струей, уменьшить протяженность камеры смешения и за счет этого габариты всего реакторного устройства. Кроме того, интенсифицируется процесс нагрева дисперсного материала, так как в этом случае передача тепла осуществляется не только за счет теплосодержания плазменной струи, но и за счет передачи энергии от участков электрической дуги, расположенных в канале электрода. Таким образом, зоны выделения и поглощения тепла совмещены. Высокая скорость вращения радиальных участков дуги обеспечивается электромагнитным полем соленоидов, которые устанавливаются на электродах, и может с их помощью регулироваться. Некоторые результаты работы совмещенного плазмотрона-реактора применительно к гомогенному плазмохимическому процессу пиролиза природного газа с целью получения ацетилена и технического водорода представлены в [41]. Работы по применению совмещенного плазмотрона-реактора для обработки дисперсных материалов находятся пока в начальной стадии. Вероятно, одним из наиболее важных моментов в этих исследованиях должно явиться выяснение возможной степени интенсификации теплообмена дисперсных частиц и плазменной струи при наличии в зоне их контакта электрической дуги. В работах [42, 43] рассматривается электродуговой плазменный реактор для обработки дисперсных материалов, в котором две струи плазмы, истекающие из анодного и катодного сопел плазмотронов, направлены под некоторым углом друг к другу. Устройство имеет следующие положительные качества: возможность работы с любыми плазмообразующими газами, как инертными, так и химически активными; длительный непрерывный ресурс работы при достаточно высоком к. п. д.; удобство эксплуатации. Наряду с этим устройство имеет тот недостаток, что из-за малой мощности (сила тока порядка 10 А) введение мелкодисперсного порошка между струями плазмы приводит к гашению электрической дуги, вследствие чего мелкодисперсный порошок вместе с плазмообразующим газом приходится вводить через анодный узел устройства. В работах [44—46] предложен и рассматривается двухструйный плазменный реактор (плазмотрон) более высокой мощности, что позволяет вводить дисперсный материал в зону слияния плазменных струй, т. е. помимо электродных узлов плазмотрона. Мощность устройства 5—50 кВт при силе тока 50—250 А и к. п. д. до 90%. В качестве плазмообразующих использовались любые газы при условии, что защита электродов осуществлялась аргоном с расходом не выше 1^.10 ^{— 4} кг/с. Устройство состоит из двух расположенных под углом электродных узлов (анод и катод), каждый из которых содержит непосредственно электрод и сопло, состоящее из трех диафрагм. В электродную камеру подается защитный газ — аргон, а основной плазмообразующий газ подается между диафрагмами, что приводит к их дополнительной тепловой изоляции и в конечном итоге к увеличению к. п. д. ugg promo всего устройства. Электрическая дуга между электродами замыкается через плазменные струи. Жесткая вольтамперная характеристика и высокая стабильность электрической дуги плазмотрона позволяют использовать источник питания со слабопадающей характеристикой без балластного сопротивления, сила тока дуги регулируется изменением входного напряжения регулировочным трансформатором. Зажигание дуги осуществляется пусковым устройством, создающим вспомогательные высокочастотный и дуговой разряды между электродами плазмотрона и диафрагмами сопла. Анодный узел плазмотрона (рис. 3, а) состоит из медного анода и трех медных диафрагм. Защитный газ подается между анодом и первой к нему диафрагмой, а основной плазмообразующий газ — между диафрагмами. Дуговое пятно фиксируется неподвижно на поверхности анода, что устраняет колебания тока и напряжения дуги. Оптимальный расход защитного газа — аргона при токе 50—250 А составляет 0,03— 0,05 г/с. Ресурсные испытания анодного узла проведены при токе дуги 200 А в течение 10 ч при использовании в качестве плазмообразующих газов воздуха, азота, аргона, водорода, кислорода, метана; заметная эрозия медного анода отсутствовала. Катодный узел плазмотрона (рис. 3, б) состоит из катододержателя со стержневым вольфрамовым электродом, трех диафрагм и устройства перемещения электрода без выключения плазмотрона. Защита электрода осуществляется также аргоном, расход которого при токе 50—250 А составляет около 0,05 г/с. При этих условиях эрозия вольфрамового катода — 5-10 ^–12 кг/К, что обеспечивает ресурс непрерывной работы электрода более 200 часов. «2203 — 3*220 В Пуск 220 В очень с. 3. Двухструйный плазмотрон: а — анодный узел; б — катодный узел; 1 — катод; 2 — анод; 3 — диафрагмы; 4 — штуцеры водяного охлаждения; 5 — штуцеры ввода плазмообразующего и защитного газа; 6 — шасси; 7 — токоподвод; 8 — устройство перемещения электрода; схема электрического питания: Тр.1 — вариатор; Тр.2 — 220/10000 В; Тр,3 — переходный высокочастотный трансформатор; В — выпрямитель; С, R — элементы схемы запуска плазмотрона     По электрическим, газодинамическим и тепловым характеристикам двухструнный плазмотрон удовлетворяет требованиям, предъявляемым к плазменным нагревательным устройствам для обработки дисперсных материалов, и может быть использован для сфероиди-зации порошков и плазменного напыления тугоплавких материалов. Выполненные исследования по обработке кремнезема фракции 65—83 мкм при его расходе 0,3 г/с показали, что количество тепла, переданное от плазмы к дисперсному материалу, достигает 10%. Так же, как и в совмещенном плазмотроне — реакторе, интенсификация теплообмена плазмы и дисперсного материала, очевидно, может иметь место за счет совмещения зоны выделения и поглощения тепла. Остановимся на вращающихся реакторах, первые сведения о разработке и возможности использования которых содержатся в [47. Пат. 2079746 (Франция)]. В отличие от известных способов стабилизации электрической дуги — газодинамического, магнитным полем и неподвижной стенкой— принцип стабилизации электрической дуги или плазменной струи вращающейся стенкой, используемой в данном случае, является новым решением. В результате взаимодействия вращающихся стенки и дуги последняя оказывается способной значительно расширяться, что объясняется [48] центробежной силой и трением о вращающуюся стенку. В работах [49, 50] этот эффект объясняется уменьшением естественной конвекции вследствие вращения стенки. По сравнению со свободно горящей электрической дугой в канале расширяющаяся за счет вращения стенки дуга имеет больший диаметр, который зависит от скорости вращения стенки, значительно меньшую осевую температуру и градиент радиальной температуры. Известны различные варианты конструкций вращающихся, или, как их еще называют, центробежных реакторов (печей) с вращением вокруг горизонтальной наклонной или вертикальной оси [51—53]. Конструкция реакторного устройства, показанного на рис. 4, а, предполагает стабилизацию плазменной струи вращающеися стенкой горизонтально расположенного реактора. Здесь плазменная струя генерируется плазмотроном со стержневым катодом, а сам реактор выполнен в виде тигля из огнеупорного материала, который вращается электродвигателем. Когда электрическая дуга располагается непосредственно в самом реакторе и зоны выделения и поглощения тепла совмещены, анод, выполненный в виде охлаждаемого сопла или стержневого электрода, устанавливается на выходе из реактора. При мощности устройства 30—60 кВт длина основной дуги, инициируемой с помощью вспомогательной дуги, достигает 300 мм. Устройства такого типа, вращающиеся вокруг горизонтальной оси, работают в основном в дискретном режиме, т. е. когда реактор загружается материалом, который предназначен для обработки и при вращении печи нагревается, расплавляется и испаряется. Если конечным продуктом является расплав материала, то после его расплавления скорость вращения реактора уменьшается, печь наклоняется и жидкий продукт выпускается в соответствующую емкость. В последнем случае реактор может выполняться наклонным (рис. 4,6) [47]. Принципиально устройство такого реактора аналогично центробежному реактору горизонтального типа, причем работа его может быть организована при наличии плазменной струи или электрической дуги в объеме реактора. Основной отличительной особенностью конструкции является наличие специальных устройств, например домкратов, для установления и регулирования наклона реактора. Для организации работы реактора в непрерывном режиме может быть организовано вращение его вокруг вертикальной оси (рис. 4, в). При совместном действии центробежной силы и гравитации жидкая пленка во вращающемся вокруг вертикальной оси объеме реактора принимает параболическую форму, которая приближенно может быть найдена из выражения у = 5,6² x ^{2 .}10 ^{— 6}, где х — радиус круга, описываемый частицей на внутренней поверхности расплава, см; у — высота над наиболее низкой точкой параболы, см; ω— скорость вращения реактора, об/мин. Так, например, при скорости вращения печи 250 об/мин, диаметре выходного отверстия, образованного тонким слоем специальной керамики 40 мм и длине объема реактора 205 мм образующийся жидкий слой расплава имеет диаметр по верхнему краю примерно 155 мм. Конструктивные особенности такого реактора, как отмечается в [53], оказались весьма удобными для исследования различных технологических процессов. Подача материала в расплав через верхнюю часть параболоида приводит к вытеканию жидкого продукта через выходное отверстие реактора. Таким образом, время удержания расплава в реакторе контролируется скоростью подачи сырья и эффективной глубиной слоя расплава. Температура реакции регулируется мощностью на входе в реактор, скоростью подачи обрабатываемого материала и коэффициентом использования тепла в реакторе. Для оптимальной скорости вращения и наиболее совершенной параболической формы расплава при заданном режиме работы достигаются минимально возможные тепловые потери в реакторе, которые, по данным [55], обеспечивают коэффициент использования тепла реактора до 86%. Описанная выше конструкция реактора центробежного типа реализована в лабораторном варианте на мощность порядка 30—60 кВт и в опытном варианте на мощность 150—200 кВт.   Рис. 4. Плазменные реакторы центробежного типа: а — горизонталь ный; б — наклонный; в — вертикальный; 1 — корпус реактора; 2— вращающийся огнеупорный тигель; 3 — плазмотрон (электроды) 4—ввод плазмообразующего газа; 5—ввод дисперсного материала 6 — вход и выход охлаждающей воды; 7—устройство для враще ния реактора; 5 — подшипник; 9 — выход продукта; 10 — домкрат 11 — сборник расплава; 12 — внешний кожух реактора; 13 — керамический свод реактора Отмечается принципиальная возможность многочисленного технологического применения центробежных реакторов рассмотренных типов, из которых можно отметить процессы получения плавленой окиси алюминия, тугоплавкого стекла, а также различных металлов и других веществ из руд [51, 53, 55, 56]. Исследование процессов теплообмена между электрической дугой и плазменной струей, с одной стороны, и вращающейся охлаждаемой стенкой — с другой, выполнено в работах [52, 56]. По сравнению с другими известными методами (вращение самой плазмы, наложение магнитного поля, использование вакуума) расширение плазмы вращающейся стенкой обеспечивает стабильность ее работы и особые характеристики. Так, при скорости вращения стенки 500 об/мин диаметр электрической дуги достигает нескольких сантиметров, значительно уменьшается и приближается к среднемассовой осевая температура, а также уменьшается градиент радиальной температуры. Экспериментальное исследование теплообмена между вращающейся охлаждаемой стенкой калориметра и струей азотной плазмы проведено при скорости вращения калориметра от 0 до 120 об/мин, диаметре 5— 12 мм, силе тока 200—400 А и расходе плазмообразующего газа 10’—40 нл/мин [52]. Определены безразмерные критериальные уравнения, устанавливающие связь между скоростью вращения (Яе_а) и скоростью газового потока (Re_x), с одной стороны, и локальным параметром теплообмена (Nu_x) — с другой. Полученные результаты экспериментальных исследований показывают, что при небольших расходах газа и небольших величинах тока поток тепла, передаваемого к стенке, распределяется по длине калориметра равномерно. С увеличением длины калориметра, расхода газа и силы тока поток тепла к стенкам калориметра увеличивается. Влияние скорости вращения в интервале 0—120 об/мин на теплообмен со стенкой незначительно. Аналогичные данные получены и для теплообмена плазменной струи аргона [56]. Рассмотренные выше некоторые новые конструкции плазменных реакторных устройств струйного типа по сравнению с известными и описанными ранее позволяют определить основные тенденции их развития: во-первых, совмещение зоны выделения и поглощения тепла с целью интенсификации процессов теплообмена между плазмой и дисперсным материалом, во-вторых, поиск новых путей стабилизации электрической дуги и плазменной струи с целью снижения тепловых потерь в стенки реактора. Как показано далее, эти тенденции характерны и для направлений развития плазменных реакторных устройств других типов.

1.3. РЕАКТОРНЫЕ УСТРОЙСТВА ОБЪЕМНОГО ТИПА ДЛЯ ОБРАБОТКИ ДИСПЕРСНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Поиски путей совершенствования конструкций плазменных реакторных устройств для обработки дисперсных материалов и интенсификации в них процессов тепло- и массообмена между плазмой и дисперсным материалом идут в направлении создания реакторов на основе использования относительно свободного объема плазмы. Придерживаясь условной классификации, принятой в [1], такие реакторы, очевидно, можно отнести к реакторам объемного типа. Известны различные варианты конструкций реакторов, которые могут быть отнесены к реакторам объемного типа. Одним из них является трехфазный дуговой реактор с магнитным управлением дугами (рис. 5, а) [21]. Преимуществами такого реактора, по мнению авторов, являются совмещение зон выделения тепловой энергии и ее поглощения при протекании технологического процесса, обеспечение интенсификации процессов тепло- и массообмена электродуговой плазмы с нагреваемыми материалами в реакционном объеме за счет создания в камере реактора обширной зоны — объема плазмы, заполняющей все ее поперечное сечение. Все это сопровождается наличием в реакционном объеме достаточно высокого уровня концентрации мощности и температуры, а также времени пребывания частиц дисперсного материала, необходимых для осуществления технологического процесса. Проблемы создания электродугового реактора переменного тока подробно рассматриваются в [21], а некоторые новые результаты экспериментального исследования сопротивления и теплообмена в циклонноплазменном реакторе постоянного тока изложены в [22]. К числу недостатков такого устройства следует отнести возможность его работы только в восстановительной и нейтральной среде, а также некоторые конструктивные вопросы, связанные с увеличением мощности. Рис. 5. Плазменные реакторы объемного типа: а — трехфазный электродуговой реактор; б — электродуговая реакционная камера; в — электродуговой реактор с регулируемыми электродами; 1 — корпус реактора; 2— футеровка реактора (или кольцевой графитовый электрод); 3 — электроды; 4 — устройство для ввода дисперсного материала; 5 — устройство для ввода плазмообразующего газа; б — устройство для вывода продуктов; 7 — электромагнитная катушка; 5 — электрическая дуга Одним из возможных вариантов технологического применения электродугового реактора является плазмохимический процесс восстановления фосфора из природных фосфатов [1]. Другой из известных реакторов объемного типа — так называемая электродуговая реакционная камера (рис. 5, б). Одним из предполагаемых ее преимуществ является то, что стабилизируемая в объеме камеры и управляемая магнитным полем, электрическая дуга горит практически без плазмообразующего газа, что позволяет передавать энергию электрической дуги непосредственно сырью. Однако отсутствие экспериментальных данных по теплообмену частиц дисперсного материала в этих условиях не позволяет пока дать объективную оценку возможностей и перспектив электродуговой реакционной камеры. Реакторное устройство для обработки дисперсных материалов, показанное на рис. 5, в, конструкция которого представлена в [58.Пат.1814557 (ФРГ)], применяется для восстановления металлов и их соединений из руд. Устройство включает непосредственно реакционную камеру, в которой устанавливаются основные электроды и камера предварительной ионизации газа. Плазмообразующий газ вводится через верхнюю часть камеры ионизации, а ниже располагаются отверстия для ввода обрабатываемого дисперсного материала. Готовый продукт выводится в нижней части камеры. Основные электроды, выполняемые из графита, крепятся в электрододержателях, с помощью которых может регулироваться их положение в реакторе от горизонтального до вертикального, чем обеспечивается необходимая стабилизация электрической дуги во время работы реактора. При работе реакторного устройства на переменном токе стабилизация дуги при межэлектродном расстоянии, необходимом для ввода и обработки дисперсного материала, обеспечивается наложением тока высокой частоты или предварительной ионизацией части плазмообразующего газа. Камера предварительной ионизации представляет собой, по сути дела, электродуговой плазмотрон с вольфрамовым стержневым электродом и выходным охлаждаемым электродом — соплом. На срез сопла плазмотрона через специальные отверстия с помощью транспортирующего газа подается обрабатываемый дисперсный материал. На выходе из камеры предварительной ионизации плазмообразующий газ и обрабатываемый материал фокусируются и вводятся между основными электродами. Дальнейшая обработка материала происходит в зоне горения основной дуги и в плазменном потоке, формирующемся ниже дуги в камере реактора. В качестве плазмообразующего газа могут использоваться любые известные и применяемые для этой цели газы. К устройствам рассматриваемого типа, очевидно, следует отнести также различные варианты реакторов, предложенных и разработанных в лаборатории высокоогнеупорных материалов Центра национальных исследований Франции и французской фирмой «АРКО» [59—61J. Одной из основных отличительных особенностей таких устройств является возможность их работы как на постоянном, так и на переменном токе, а также использование для получения плазмы различных газов. Схема одного из таких плазменных нагревательных устройств (рис. 6) содержит три плазмотрона, работающих на постоянном токе и генерирующих плазменные струи, истекающие из сопел таким образом, что оси плазменных струй сходятся в одной точке [59]. В этих условиях оказалось возможным создать элемент электрической цепи, образованный этими тремя плазмотронами, которые дополнительно питаются от одного источника трехфазного тока, подключенного к аноду каждого из плазмотронов. Общая мощность и среднемассовая температура плазмы в такой системе могут изменяться и устанавливаться в определенных пределах в зависимости от изменения расстояния между анодными соплами плазмотронов и силы трехфазного переменного тока. Устройство может быть использовано при создании плазменных потоков с достаточно высокой энтальпией, со средней энтальпией, при обработке высокотемпературных материалов по методу «АРКО». В первом случае расход плазмообразующего газа устанавливается минимальным и лимитируется ресурсом работы электродов плазмотронов. Так, например, при использовании аргона, азота или их смеси минимальное значение расхода плазмообразующего газа весьма мало и составляет приблизительно 5 л/мин (0,1—0,2 г/с). Для создания газовых потоков со средней энтальпией в плазменное нагревательное устройство рассматриваемой схемы вдувается дополнительно холодный газ. Отверстие для подвода этого нагреваемого газа располагается по оси симметрии системы и позволяет вдувать большие количества холодного газа. При этом плазменные струи внедряются в поток холодного нагреваемого газа, а электрическая дуга его пересекает. Работа плазменного устройства сохраняется стабильной в широком диапазоне параметров, при расходе вдуваемого газа до 30 г/с и мощности около 250 кВт. При обработке высокотемпературных материалов по методу «АРКО» три плазмотрона постоянного тока устанавливаются параллельно. Электрическая цепь переменного тока замыкается через материал (твердый или жидкий), обладающий достаточной проводимостью. Если проводимость обрабатываемого материала в холодном состоянии недостаточна, то пробой электрической цепи переменного тока может наступать после нагрева материала плазменными струями, истекающими из сопел плазмотронов постоянного тока. Рис. 6. Плазменные реакторные устройства: а — с тремя плазмотронами; б — с тремя подвижными электродами; в — постоянного тока с фокусирующим кольцом; г — переменного тока с фокусирующим кольцом; 1 — плазмотрон; 2 — анод; 3 — катод; 4 — подвод газа; 5 — источник постоянного тока; 6 — стабилизированная дуга (дуга в оболочке); 7 — источник трехфазного переменного тока; 8— электрод; 9 — держатель электрода; 10 — домкрат двойного действия; 11 — труба для подвода газа; 12 — плазменная струя вспомогательного плазмотрона; 13 — струя плазмообразующего газа; 14— кольцо фокусировки струи; 15 — основной поток плазмы Общая мощность плазменных нагревательных устройств рассмотренной схемы может достигать 750 кВт. При этом мощность трехфазной части переменного тока составляет 700 кВт, а ее коэффициент полезного действия— 85—95%. Коэффициент полезного действия части устройства постоянного тока (трех плазмотронов) достигает только 30—50% из-за рассеивания части тепла, которое несут плазменные струи. Преимущество устройств такой схемы состоит в том, что оно позволяет использовать при данной мощности отношение Р фазового напряжения в фазе и интенсивности фазы выше 1 Ом, а также избегать загрязнения плазмы материалом электродов, поскольку в этом случае электродами на сильноточном трехфазном переменном токе являются плазменные струи, истекающие из плазмотронов постоянного тока. Однако для работы такой системы, кроме источника трехфазного тока, необходимы три источника постоянного тока или один источник с тремя балластными сопротивлениями в катодной цепи каждого из плазмотронов постоянного тока. Использование рассмотренных выше плазменных устройств ограничено давлением в реакторе, которое не может превышать 5 атм. При более высоком давлении горение дуги в плазмотронах постоянного тока становится неустойчивым. Другой вариант плазменного нагревательного устройства трехфазного переменного тока, работающий при помощи вспомогательного плазмотрона и называемый в работах [59, 61] генератором с дугой в оболочке, показан на рис. 6, б. Это устройство имеет вспомогательный плазмотрон, работающий на азоте и питаемый постоянным или переменным током (50 кГц), и три электрода, оси которых пересекаются и расположены симметрично по отношению к оси вспомогательного плазмотрона. Электродержатель и электрод (в дальнейшем будем называть их общим названием — электрод), кроме устройства внутреннего охлаждения водой, включает устройство подачи плазмообразующего газа, кварцевую трубку подачи газа к острому концу электрода и контакт для подключения токоподводящего провода (рис. 7). Сам электрод выполнен из меди, его держатель из латуни, а направляющая трубка для перемещения электрода изготовлена из нержавеющей стали. Детали, изолирующие трубку перемещения электрода от электродержателя, изготовлены из нейлона. Все уплотнения по тракту циркуляции воды и подачи газа выполнены тороидальными или плоскими. Каждый из трех электродов подключен к источнику питания трехфазного переменного тока. Рис. 7. Конструкция электрода и электрододержателя: 1 — электрод; 2 — входной патрубок газа; 3 — входной патрубок воды; 4 — кварцевая трубка: 5 — направляющая трубка перемещения электрода; 6 — выходной патрубок воды; 7 — электрический контакт Вспомогательный плазмотрон выполнен по обычной схеме однокамерного плазмотрона. Единственная отличительная особенность конструкции плазмотрона — расходящийся внутренний профиль сопла анода, приспособленный для получения плазменной струи азота с сечением большой площади, что важно для поджига основной дуги. При образовании вспомогательной плазменной струи, когда электроды находятся в ней, наблюдается прохождение электрического тока между ними при условии, что напряжение холостого хода генератора постоянного тока достаточно высокое. При помощи пневматической системы, присоединенной к держателям электродов, можно раздвинуть электроды до необходимого рабочего положения и варьировать их наклон по отношению к оси симметрии системы. При зажигании основной плазмы и установлении режима ее работы вспомогательный плазмотрон может быть выключен. В работе [61] исследованы рабочие характеристики описанной системы для случая наклона электродов под углом 60° по отношению к оси симметрии системы при использовании в качестве плазмообразующего газа — азота и силе тока 200 А. Рабочее напряжение U(В), измеренное между электродом и нейтралью, в зависимости от расхода газа G_g(r/c) и расстояния между электродами d_a (см) при атмосферном давлении может быть определено из выражения U = 0,5G_gd_э — 4,85 G_g + 3,6 d_э + 66. Коэффициент полезного действия установки, определенный по результатам теплового баланса, достаточно высок и составляет 90—95%, при этом энтальпия азота достигает (8—25) ^.10³ кДж/кг, а соответствующая ей температура изменяется в пределах 5400—7100 К. Максимальная мощность подобных устройств также может быть весьма высокой. Как указывается в [61], в лабораторных условиях достигнуты мощности порядка 200 кВт с ресурсом работы более 1 ч. Повышение мощности может быть достигнуто не только увеличением силы тока, расхода плазмообразующего газа и расстояния между электродами, но и благодаря использованию 6-фазного или 12-фазного тока. Для примера приведем рабочие характеристики режимов испытания рассмотренного устройства при атмосферном давлении: расход плазмообразующего газа азота — 5 г/с; межфазовое напряжение — 295 В; фазовая интенсивность — 200 А; расстояние между электродами— 21,5 см; энтальпия газа— 16,5-10³ кДж/кг; средне-массовая температура—6500 К; к.п.д. нагрева газа— 92%; электрическая мощность — 90 кВт; отношение Р (межфазовое напряжение/интенсивность фазы) — 1,48 Ом. При давлении около 10 бар устойчивость работы устройства пока оставляет желать лучшего. В отличие от варианта плазменного нагревательного устройства (см. рис. 6, а, б) в работе [61] рассматриваются схемы на однофазном, трехфазном и многофазном переменном токе. Основное конструктивное отличие этих вариантов нагревательных устройств от рассмотренных ранее состоит в применении кольца фокусировки плазменной струи вспомогательного плазмотрона с целью уменьшения ее рассеивания и стабилизации течения основного плазменного потока. Устройство, работающее на однофазном переменном токе (см. рис. 6, в), содержит два электрода, выполненные из одного и того же материала (вольфрам или медь), которые подключены к однофазному источнику переменного тока. Оно может работать и на постоянном токе, но тогда каждый из электродов соединен с положительным или отрицательным полюсом источника постоянного тока. В этом случае два электрода играют различную роль, так как один из них является катодом, другой — анодом. Поэтому целесообразно изготавливать их из различных материалов. Плазменное нагревательное устройство, работающее на трехфазном переменном токе, с кольцом фокусировки плазменной струи вспомогательного плазмотрона (см. рис. 6, г) аналогично описанным для схемы на рис. 6, б. Источник трехфазного переменного тока включает в основном два последовательно соединенных устройства’— регулятор напряжения, дающий с использованием сетевого напряжения 380 В выходное напряжение, регулируемое от 0 до 760 В, и повышающий трансформатор (коэффициент трансформации около 3), дающий выходное напряжение, регулируемое от 0 до 2000 В при максимальном токе нагрузки 200 А. Для работы устройства можно использовать инертные газы, восстановители или окислители (аргон, азот, водород, воздух, кислород и др.), а также их смеси. Некоторые результаты измерения параметров работы установки получены при использовании для стабилизации основной плазмы воздуха при атмосферном давлении и азота для работы вспомогательного плазмотрона. В момент поджига основной дуги расстояние между электродами составляет 6 см. Пуск вспомогательного плазмотрона осуществляется при расходе газа 0,4 г/с при токе 250—400 А. В этом режиме к основным электродам плазменного устройства поступает примерно 4 г/с газа и разряд от трехфазного источника переменного тока может возникнуть при напряжении холостого хода между фазами порядка 600 В. После поджига основной дуги электроды разводятся до необходимого межэлектродного расстояния и устанавливаются необходимый расход газа и величина разрядного тока. В рассматриваемом случае максимальный ток, ограниченный параметрами источника, составил 1200 А, максимальный межэлектродный промежуток — 21,5 см. В этих условиях можно наблюдать состояние плазмы з различных режимах в зависимости от величины межэлектродного расстояния. При небольших межэлектродных промежутках плазма концентрируется в объеме, общем для всех трех электродов. Если электроды разводятся последовательно, то при перемещении любого из них наблюдается появление индивидуальной плазменной струи, которая в конце соединяется с объемной плазмой, общей для всех трех электродов. Для межэлектродных промежутков, больших 21,5 см, которые не были реализованы в рассматриваемом случае, очевидно, размеры общей зоны (объема плазмы) могут быть весьма малы по сравнению с длиной плазменных струй. Таким образом, можно получить режим, при котором струи могут рассматриваться изолированными друг от друга. В результате анализа качественной картины эксперимента установлено, что при межэлектродном расстоянии d_э<10 см режим можно охарактеризовать как полностью турбулентный без индивидуальных струй в общем плазменном потоке. При 10 см≥d_э≥21,5 см режим смешанный, характеризующийся появлением чисто индивидуальных струй, играющих роль «трубок тока» и сосуществующих с зоной плазмы, общей для трех струй. Общая зона плазмы (зона турбулентной плазмы) не является в этом случае весьма малой по отношению к длине индивидуальных плазменных струй. Верхний предел работы устройства в этом режиме в работе [61] не был определен, так как устройство для перемещения электродов не разводило их на расстояние более 21,5 см. Этот предел, если он существует, соответствует межэлектродному промежутку d_э>21,5 см. Исследование взаимосвязи рабочих параметров работы установки было проведено в смешанном режиме, соответствующем не только самым высоким значениям мощности и к.п.д. устройства, но и наиболее стабильному режиму его работы. Следует также отметить, что в турбулентном режиме наблюдается существование многих анодных и катодных пятен на электродах, в то время как при работе в смешанном режиме наблюдается одно анодное и одно катодное пятно. Исследование зависимости изменения рабочего напряжения U от расхода плазмообразующего газа G_g при постоянных значениях тока и межэлектродного промежутка d₃ показало, что увеличение расхода плазмообразующего газа вызывает возрастание рабочего напряжения. При фиксированном значении остальных параметров существуют два предельных (крайних) режима работы установки, один из которых характеризуется максимальным расходом газа и соответственно минимальной энтальпией плазмы. Минимальный расход плазмообразуюшего газа соответствует четкому определению в пространстве плазменного потока, характеризующего описанный выше турбулентный режим работы устройства. На основании анализа результатов исследований установлено, что изменение расхода в фиксированных пределах (примерно от 2,5 до 13,5 г/с) растет пропорционально величине электродного промежутка. Расчет средней мощности Р рассмотренного реакторного устройства может быть выполнен по формуле где Т— длительность периода; U — величина напряжения между электродом и нейтралью; Т/2—длительность переходного режима за полупериод. Зная выходные параметры источника питания и параметры работы плазменного устройства, можно опредеделить его тепловой коэффициент полезного действия (к.п. д.) по формуле η= 1 – Q _W/UI, где Q _W—мощность, переданная воде при охлаждении электродов; UI — мощность, приложенная к электродам. Исследование изменения ц в зависимости от расхода газа G_g и межэлектродного расстояния при постоянном значении силы тока I показывает, что потери на электродах не зависят от расхода газа и межэлектродного расстояния, а зависят только от силы тока. Таким образом, тепловой к.п.д. η растет с увеличением расхода газа и :расстояния между электродами. Очевидно, что потери на электродах растут с увеличением силы тока, но их рост, по-вндимому, не пропорционален изменению силы тока. Так, в результате экспериментов получено, что потери в электроды Q_w составляют 6,7 кВт при 200 А, 7,9 кВт при 240 А и 11,8 кВт при 400 А. Обычно для таких плазменных устройств максимальная мощность на охлаждение меди принималась равной 10 кВт/см² [60]. На основании выполненных измерений вполне можно увеличить силу тока до 800 или 1000 А, так как каждый из электродов имел площадь рабочей поверхности более 1 см². Однако возможность увеличения силы тока в рассматриваемых экспериментах была ограничена из-за возможностей источника питания. Приведенные результаты исследования режимов работы одного из вариантов реакторных устройств, работающих на трехфазном переменном токе, указывают на мобильность работы такого устройства. Благодаря этому устройство может найти применение для решения различных задач: плавления и испарения тугоплавких элементов, в плазмохимии, для получения горячих газовых потоков различных видов при различных давлениях и расходах газов. При максимально достигнутой мощности устройства 500 кВт и выше с учетом возможного увеличения силы тока, межэлектродного расстояния, расхода газа и использования многофазного тока, дающего, кроме всего, лучшую однородность объема плазмы и плазменных потоков, рассмотренные устройства весьма перспективны.

1.4. ПЛАЗМЕННЫЕ РЕАКТОРНЫЕ УСТРОЙСТВА НА ОСНОВЕ МНОГОСТРУЙНОЙ КАМЕРЫ СМЕШЕНИЯ

Плазменные нагревательные устройства на основе многоструйной камеры смешения с работающими на нее несколькими плазмотронами получают в настоящее время большое распространение в качестве основного узла конструкции плазменных реакторных устройств [1,3, 62. Пат 3541297 (США), 63. Пат.4013415 (США), 64.Пат. 2260379 (Франция), 65. Пат. 1469317 (Великобрит.) 66. Жуков М.Ф. Сухинин Ю. И. Камера смешния многодугового подогревателя. – Изв. СО АН СССР, сер. техн.наук, 1970,вып.2, №8 —68]. При этом количество плазмотронов, работающих на одну камеру смешения, а также количество нагревательных устройств, используемых в одном реакторе, может быть различным и будет определяться особенностями технологического процесса, свойствами обрабатываемого сырья и мощностью плазменной установки. Плазменное реакторное устройство, выполненное по прямоточной схеме (рис. 8), состоит из камеры смешения с установленными на ней тремя электродуговыми плазмотронами постоянного тока, верхней крышки реактора, которая снабжена отверстием для подачи исходного сырья и является, по сути дела, узлом ввода, и секций реактора, расположенных осесимметрично с камерой смешения. Обычно реактор заканчивается закалочно-разделительным устройством, которое в зависимости от технологических особенностей процесса может иметь различное исполнение. Одна из возможных конструкций трехструйной камеры смешения (рис. 8) состоит из корпуса, имеющего отверстия для прохода охлаждающей воды, трех приваренных к нему штуцеров с резьбовыми соединениями для крепления плазмотронов и фланцев для стыковки камеры в верхней и нижней частях с другими узлами реактора. Фланцы снабжены штуцерами для подвода и отвода охлаждающей воды. Известны конструкции камеры смешения, где с целью повышения температуры внутренней стенки охлаждение выполнено комбинированным— водой и воздухом [69]. В этом случае камера смешения имеет две полости охлаждения для каждого охлаждающего агента. Известно несколько конструкций плазмотронов, которые используются для работы на камеру смешения. Наиболее распространенные из них плазмотроны типа ЭДП-104, ПРМ-100 и ПРС-75. Для примера приведем основные параметры плазмотрона ПРМ-100 при работе его на трехструнную камеру смешения. Мощность одного плазмотрона 100 кВт при изменении напряжения от 150 до 350 В и силы тока от 80 до 300 А, расход плазмообразующего газа от 0,1 до 3,0 г/с, расход воды на охлаждение электродов 100—200 г/с. Плазмотрон предназначен для работы на окислительных и нейтральных плазмообразующих газах, весьма прост по устройству и состоит из двух медных охлаждаемых водой электродов — анода и катода, а также газового кольца. Для вращения опорных точек дуги и уменьшения эрозии закрытого электрода (катода) используется аксиальное магнитное поле, которое создается с помощью охлаждаемого водой соленоида, включенного последовательно в цепь питания плазмотрона. Особенностью конструкции плазмотрона является подача газа в его разрядную камеру. Электроды плазмотрона и газовое кольцо выполнены таким образом, чтобы поток газа был направлен в сторону закрытого полого электрода — катода [70—72]. В этом случае увеличиваются доля газа, подаваемого в закрытый электрод, и величина заглубления опорного пятна электрической дуги. Одновременно с этим увеличивается сопротивление пристеночного слоя газа и, как следствие, повышаются рабочее напряжение на плазмотроне и устойчивость горения электрической дуги. Обобщенная вольт-амперная характеристика плазмо-грона падающая, причем как при работе в атмосферу, так и на камеру смешения. Зависимость относительного теплового к.п.д. плазмотрона при работе в атмосферу и на камеру смешения определялась в виде ή_т =     Рис. 8. Плазменное реакторное устройство прямоточной схемы на основе многоструйной камеры смешения: 1 — верхняя крышка с патруоком для ввода дисперсного материала; 2 — камера смешения; — плазмотроны постоянного тока; 4 — футеровка; 5 — секции реактора Где А₁ = 6,76^.10²; b₁= 0,553. Установлено, что тепловой к.п.д. плазмотрона в зависимости от режима работы изменяется от 0.44 до 0,75, а его максимальные значения получены при токах дуги меньше 100—150 А. С увеличением расхода газа происходит повышение теплового к.п.д. плазмотрона во всем интервале изменения тока дуги в соответствующем ему диапазоне исследованных параметров. Плазмотрон ПРС-75 предназначен для работы на нейтральных, восстановительных и окислительных газах. В связи с этим катод плазмотрона выполнен в виде стержневого электрода, который в зависимости от вида плазмообразуюшего газа выполняется из вольфрама или из гафния. Следует отметить некоторые дополнительные требования к плазмотронам, связанные с их работой (одного или нескольких) на плазменный реактор [3—7, 70—72]. Это, прежде всего требования к габаритным размерам и массе, а также к простоте и удобству сборки и разборки, что весьма важно при компоновке плазменного реактора несколькими плазмотронами. Кроме того, существенное значение приобретает стабильность характеристик работы плазмотронов на реактор или его камеру смешения, особенно при работе нескольких плазмотронов от общего или нескольких источников электрического питания. Так, например, опыт работы с тремя плазмотронами типа ПРМ-100 с самоустанавливающейся длиной дуги показывает, что при работе их от одного источника необходимо иметь запас по напряжению источника и возможность его регулирования в период поочередного запуска плазмотронов. Кроме того, стабильность характеристик работы плазмотрона типа ПРМ-100, как отмечалось выше, может быть обеспечена некоторыми особенностями его конструкции, а именно профилированным вводом плазмообразующего газа в его электроды [70]. Система электрического питания и поджига трех плазмотронов, работающих на камеру смешения от одного общего источника питания, приведена на рис. 9, хотя, как уже отмечалось, возможна организация работы трех плазмотронов от двух или трех автономных источников. Система питания состоит из разъединителя (Р), индукционного регулятора (ИР), тиристорного агрегата постоянного тока АТГ-08-800/460 (АТГ), от которого через систему балластных сопротивлений (БС) типаКФ-115 А с помощью разъединителей (Pi, P₂ и Р) и магнитных пускателей (1П-14П) электропитание подводится к каждому из плазмотронов (ПЛ₁, ПЛ₂ и ПЛ₃). Запуск каждого плазмотрона осуществляется системой электрического поджига, состоящей из высоковольтных трансформаторов типа НОМ 220/6 кВ (ТР и ВТ), емкостей С₁, С₂ и С₃, разрядника (РА) и предохранителей ПР₁ и ПР_2. Защита источника электропитания и контрольно-измерительных приборов от высокого напряжения системы поджига производится с помощью дросселя насыщения (ДН). Такое электрическое оборудование может быть заменено на аналогичное. Рис. 9. Схема электроснабжения и поджига трех плазмотронов, работающих на камеру смешения Известно применение многоструйных камер смешения с электродуговыми плазмотронами для нагрева газа [62, 66, 73], процессы взаимодействия холодных и плазменных струй и потоков газа в камере смешения исследованы в работах [67, 74]. Краткое изложение результатов исследования камеры смешения многодугового подогревателя с пятью коаксиальными плазмотронами, собранными по схеме «звезда», приведено в [74], где отмечается, что высокочастотные колебания, возбуждаемые электрическими дугами, почти полностью гасятся в камере смешения такого типа. Вращательное движение газа, обусловленное его тангенциальным подводом в одном плазмотроне, компенсируется этой же составляющей скорости противоположного плазмотрона. Столкновение нескольких струй вблизи оси камеры смешения способствует дополнительному гашению колебаний. Максимальные колебания давления приблизительно на порядок меньше тех, которые имеются в камерах смешения прямоточных реакторов. В работе [66] представлены результаты исследования равномерности поля температур как одного из основных факторов, определяющих эффективность перемешивания струй. Определены также функциональные зависимости между тепловым коэффициентом полезного действия камеры смешения и определяющими критериями. Как следует из рассмотрения кинематической схемы процесса смешения, неравномерность поля температур плазменных струй в данном случае не может оказать существенного влияния на формирование поля температур результирующего плазменного потока на выходе из камеры смешения. Это рассматривается как одно из основных достоинств выбранной схемы, что получило экспериментальное подтверждение. Кроме того, в [66] утверждается, что в процессе смешения гасятся окружные составляющие скорости, которыми обладают струи, выходящие из плазмотронов. Исследование температурных полей камеры при смешении в ней потока холодного газа и трех плазменных струй показало интенсивное протекание процессов тепло-и массообмена по всему объему камеры, в результате чего уже на расстоянии двух калибров температурное поле результирующего потока обладает высокой степенью равномерности. Дальнейшее .увеличение относительной длины камеры до четырех калибров приводит только к усилению влияния теплового пограничного слоя, формирующегося у стенки камеры, и к более сильному изменению температурного профиля вблизи ее стенки. Исследование теплового коэффициента полезного действия камеры смешения, определяемого величиной потерь тепла через стенку, показало, что зависимость его от определяющих критериев целесообразно искать в виде где критерий Re рассчитывается по усредненному значению температуры, статическому давлению, равному во всех опытах 1 бар, и скорости. Критерий Кn также определялся по параметрам потока на входе в камеру смешения, а за параметрический критерий, характеризующий геометрическое подобие, принималась относительная длина камеры L = L/D. Приближенная зависимость теплового коэффициента полезного действия камеры смешения от определяющих критериев, установленная на основе опытных данных, имеет вид ή= (1 — η)/η = 44,7L ^–0,5(Re) ^–0,95 Что касается влияния энтальпийного фактора Δh = —h/h_w—1, весьма существенного для прямоточных струйных реакторов, то в данном случае при отсутствии возмущенного пограничного слоя на стенке канала и при температуре на ней значительно меньшей, чем температура плазменного потока, его влияние незначительно. Таким образом, в ряде перечисленных выше работ показано, что различные варианты камеры смешения с работающими на них несколькими плазмотронами или многодуговыми подогревателями являются весьма перспективными как для нагрева разных газов, так и для проведения различных гомогенных плазмохимических процессов. Такие устройства обладают достаточно хорошими кинематическими и динамическими характеристиками, а также приемлемым коэффициентом полезного действия. Однако, пожалуй, наибольшее распространение эти устройства получают при реализации различных технологических процессов обработки дисперсных материалов [1, 63—65, 69]. Во всех перечисленных случаях как для нагрева газов, так и для обработки дисперсных материалов камера смешения может иметь в принципе одинаковое схемное и конструктивное решение. Основное отличие — в выполнении узла ввода исходного сырья и устройств закалки, разделения и улавливания конечных продуктов. Некоторые схемы известных и применяемых конструктивных решений плазменных реакторных устройств такого типа показаны на рис. 10. Все их можно отнести к плазменным реакторным устройствам прямоточного типа, т. е. когда поток плазмы, сформированный в многоструйной камере смешения (цилиндрической— рис. 10, а, б, конической — рис. 10, в, г, д), движется спутно с двухфазной струей дисперсного материала и транспортирующего газа, причем последняя вводится сверху камеры смешения через патрубок, осесимметричный камере смешения и реактору. Для ввода дисперсного материала возможно также применение и других устройств. В плазменных реакторах, представленных на рис. 10, устройства для закалки, разделения и улавливания конечных продуктов разные. На рис. 10, а — это разделительная камера, которая может быть выполнена в виде циклона с бункером для сбора шлака и непрореагировавших продуктов. adidas zx flux pas cher Закалка продуктов процесса может осуществляться в ней принудительно благодаря закалочному агенту, подаваемому через кольцо, установленное на выходе из реактора или за счет расширения объема продуктов процесса при выходе в разделительное устройство (в режиме автозакалки). В устройстве, изображенном на рис. 10, б, функции закалочно-разделительного устройства выполняет вихревая плавильная камера (ВПК) [75], которая одновременно служит шлакосборником и сепаратором, препятствующим пылеуносу. Оба устройства могут быть рекомендованы для реализации процессов, где технологическая схема предполагает разделение целевых продуктов и шлаков. Такими процессами, например, являются плазмохимические процессы переработки природных фосфатов и восстановления различных соединений из руд. Если продуктами процесса будут дисперсные или ультрадисперсные порошки, получаемые в результате различных вариантов синтеза в плазме, то для их получения и сбора могут быть использованы плазменные реакторные устройства с узлами разделения и улавливания (рис. 10, в, г, д) [69-, 70]. Во всех этих вариантах для разделения и улавливания используются фильтры, которые в зависимости от технологии процесса и свойств получаемых порошков должны иметь различную температуру. В связи с этим они могут выполняться погружными (рис. 10, в), частично погружными (рис. 10, г) или выносными (рис. 10, д). В первых двух случаях устройства для разделения и улавливания с целью поддержания достаточно высокой температуры на фильтрах предполагают применение металлизированной сетки. Все рассмотренные схемы плазменных реакторных устройств на основе многоструйной камеры смешения, как уже отмечалось, являются прямоточными. Основным недостатком такой схемы наряду с ее простотой является высокая температура выходящей смеси плазмообразующего газа и продуктов процесса T_g2, лимитируемая условием температуры по оси реактора, который не может быть полностью устранен даже при наличии T_g2 ≥ T_{R ,} где T_R — температура процесса, а также существенный градиент тепловой защиты реактора.       Устранение или, по крайней мере, уменьшение влияния указанных недостатков, очевидно, может быть достигнуто за счет применения плазменных реакторных устройств, выполненных по схемам, представленным на рис. 11 [62, 65, 77]. Эти реакторные устройства выполнены также на основе многоструйной камеры смешения, хотя в принципе сами схемы могут быть реализованы и при использовании других видов плазменных нагревательных устройств. Возможность снижения энтальпии выходящих газов реализуется в реакторном устройстве по схеме противотока (рис. 11, б) [78]. При этом время пребывания дисперсного материала в таком реакторе может быть существенно повышено за счет увеличения в нем траектории движения частиц, а также эффекта торможения во встречном потоке газа. Увеличение протяженности высокотемпературной зоны может быть достигнуто и путем распределенного подвода тепла в двухступенчатом прямоточном реакторном устройстве (рис. 11, в). При этом такая схема в случае технологической необходимости позволяет осуществлять промежуточный отвод части продуктов процесса до их поступления на вторую ступень. 13 Рис. 10. Технологические плазменные реакторные устройства прямоточной схемы для обработки дисперсных материалов: а, б — с цилиндрической камерой смешения; в, г, д — с конической камерой смешения; 1 — плазмотрон; 2 — камера смешения; 3 — ввод дисперсного материала; 4 — реактор; 5 — камера разделения; 6 — выход газа; 7 — бункер для шлака; 8 — вихревая плавильная камера; 9 — газ продувки фильтра; 10 — фильтр; 11 — бункер для продукта; 12 — шнек; 13 — выход продукта; 14 — заслонка; 15 — теплообменник; 16, 17 — вход и выход охлаждающего газа Комбинированный двухступенчатый нагрев и обработка дисперсного материала могут быть осуществлены в реакторе, схема которого показана на рис. 11, г. В этом случае эффект роста протяженности высокотемпературной зоны за счет распределенного подвода тепла в двухступенчатом реакторе сочетается с эффектом возрастания времени пребывания частиц дисперсного материала путем увеличения траектории их движения и торможения во встречном потоке газа. Рис. 11. Схемы плазменных реакторных устройств для обработки дисперсных материалов на основе многоструйной камеры смешения: а — прямоточная; б — противоточная; в — прямоточная двухступенчатая; г — противоточная двухступенчатая

1.5. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЙ РАСЧЕТ И ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ (нагревтельных устройств ГДД) ПЛАЗМЕННЫХ РЕАКТОРОВ РАЗЛИЧНЫХ СХЕМ

Предварительный расчет и анализ взаимосвязи параметров работы плазменных реакторов различных схем при обработке в них дисперсных материалов могут быть выполнены с использованием уравнения теплового баланса реактора N₁=Q_w + Q_n + Q_r + Q _{g 2} + Q_j , (1-1) где N₁ — мощность, подведенная в реактор; Qw — количество тепла, отдаваемое потоком плазмы стенкам реактора (потери тепла); Q_N — количество тепла, затрачиваемое на нагрев дисперсного материала до температуры системы (процесса) T_R, при которой протекают физико-химические превращения; Q_R — количество тепла, затрачиваемое на физико-химические превращения материала; Q_{g 2} — количество тепла, которое отводится с плазмообразующим газом из реактора при его среднемассовой температуре T_g2 = T_R; Q _j — избыточное количество тепла, которое содержит выходящий из реактора плазмообразующийгаз в случае, если его температура T_g2 выше температуры процесса T_R. Потери тепла с уходящими газами [ Катаев Б. И. и др. Теплотехнические расчеты металлургических печей. Изд. Металлургия, 1970. 528 с., с.134]: с_ух – теплоемкость уходящих газов, кдж/(м^3. град); V_ух – объем уходящих газов на единицу топлива, м³/м³ или м³/кг; t_ух – температура уходящих газов, ⁰С; V_ух, i_ух –соответстственно, объм и энтальпия газов, выделяющихся при обработке материалов (газы от разложения карбонатов и т. д.), м³/сек, м³/час и кДж/м³, (ккал/м³); В – расход топлива, кг/сек, м³/сек, кг/час, м³/час; τ – время, сек, час. Полезная затрата тепла (затрата тепла на нагрев материала). В общем виде эта статья включает тепло материала, поступающего в процесс , а также тепло эндотермических реакций и превращений с отрицательным тепловым эффектом, обозначаемое через и может быть определена по следующему уравнению: .

Потери тепла на различные технологические нужды

В оптимальном случае, когда температура плазмообразующего газа на выходе из реактора T_s2 равна температуре процесса T_R, Q _j = 0, и уравнение \ 1.1) принимает вид N₁ = Q_{w +} Q_N + Q_R + Q_g2. (1.1′) Удельные энергозатраты ψ₁ = N₁ /G_p на процесс в расчете на количество тепла, подведенное в реактор, с использованием уравнения (1.1′) можно записать в виде Ψ₁ =(Q_W + Q_N + Q_R + Q_g2,) (1..2) вводя обозначения ψ_w = Q_W /G_p; ψ _N = Q_N /G_P; ψ_R = Q_R /G _p ; ψ _g2 = Q _g2 /G_p , где ψ_R есть не что иное, как ΔH_R т. е. суммарный тепловой эффект химических реакции, a Ψ_N =H_N — удельная теплота нагрева дисперсного материала до температуры Т _R, уравнение (1.2) примет вид Ψ₁₌Ψ _W + Ψ _N + Ψ_R + Ψ_g2 (1.2′) Максимально возможное количество тепла, которое может быть использовано в прямоточном реакторе на процесс, определяется начальным уровнем удельной энтальпии газа на выходе из реактора, причем последняя не может быть меньше значения энтальпии h_R =f(T _r), соответствующей температуре процесса T_R, так как в противном случае процесс оканчивается не на выходе из реактора, а раньше. Выражение для максимального количества тепла Q_max, которое можно использовать в реакторе, запишем так: Qmax = G_g (h_gl — h_g2) = N_t — Q_g2. (1.3) Тогда величина удельных энергозатрат в расчете на максимальное количество тепла, которое может быть использовано в прямоточном реакторе, составит Ψ₂ = или с учетом принятых выше обозначений Ψ₂₌ Ψ₁ –Ψ_g2 =Ψ _R + Ψ_{N +}Ψ _W. (1.4 ^,) За вычетом потерь тепла на охлаждение стенок реактора количество тепла, переданное дисперсному материалу, от общего количества тепла, подведенного в реактор, равно: Qp = Q_N+ Q _R = N₁ – Q _W — Q_g2, а удельные энергозатраты в расчете на подведенное к дисперсному материалу количество тепла будут равны Ψ₃= (1.5) или (1.5′) И наконец, количество тепла, которое необходимо на физико-химические превращения дисперсного материала при температуре процесса T_Rсоставит Q_R = N₁ — Q_W – Q_N –Q_g2, (1.6) а удельные энергозатраты в расчете на количество тепла, необходимое для физико-химических превращений: ψ_R= (1.7) Таким образом, расчет технико-экономических показателей процесса и, в конкретном случае, величины удельных энергозатрат, может быть проведен относительно количества тепла, подведенного в реактор N₁ тепла, которое может быть использовано в реакторе (N₁ — Q_g2), тепла, переданного в реакторе дисперсному материалу Q_N, и тепла, затрачиваемого на обеспечение суммарного теплового эффекта химических реакций Q_R. Причем, если первая из этих величин ψ₁ характеризует начальную энтальпию плазменного потока, определяемую подведенной мощностью, количеством и видом плазмообразующего газа, то ψ₂ характеризует выбранную схему реактора, которая лимитирует энтальпию (температуру) выходящих из реактора газов. Так, например, для прямотока непременно необходимо выполнение условия Tg₂ ≥ T_R, а для противотока возможно условие T_g2<T_R. Удельные энергозатраты ψ₃ и ψ_R характеризуют уже не реактор, а соответственно весь процесс и суммарный тепловой эффект химических реакций, характеризующих процесс. При известном и фиксированном температурном режиме процесса значения параметров ψ₃ и ψ_R постоянны, а изменение значений ψ₁ и ψ₂ определяется выбором схемы реактора и параметрами его работы. Рассмотрим возможность оптимизации значений параметров ψ ₁и ψ ₂ применительно к прямоточному плазменному реактору, в котором плазменное нагревательное устройство выполнено в виде многоструйной камеры смешения с работающими на нее тремя злектродуговыми плазмотронами [81, 82]. Для примера рассмотрим процесс термической диссоциации природного фосфорита, необходимые термодинамические и тепловые данные которого приведены в работах [79. Басюк В. В и др. О некоторых особенностях превращения фосфорита Каратау в условиях высокотемпертурного потока. – В кн.: Фосфорная промышленность. –М.: НИИТЭХИМ, 1974, вып 2 (14). 80. Моссэ А. Л., Красовская Л. И., Буров И. С. Результаты термодинамического расчета основных показателей процесса термодинамической диссоцициации фосфатов. – Химия высоких энергий. 1978, т. 12, №6, 538 – 541.]. Этот процесс характеризуется наличием всех возможных стадий обработки дисперсного материала при подводе к нему тепла, а именно нагревом, плавлением и диссоциативным испарением, т. е. испарением, которое сопровождается химическими реакциями разложения трикальцийфосфата основного фосфатного вещества, содержащегося в природном фосфорите. Очевидно, что аналогичным образом может быть рассмотрен и любой другой процесс обработки дисперсных материалов. Расчеты выполнены для плазменного реакторного устройства на основе многоструйной камеры смешения с полезной мощностью от 35 до 165 кВт и расходом плазмообразующего газа — воздуха от 5 до 11 г/с (18—40 кг/ч). При этих параметрах значения удельной энтальпии воздушной плазмы на входе в плазменный реактор (в плоскости ввода плазменных струй) изменяются от 7,75 ^.10 ³ до 19,65 ^.10³ кДж/кг, что соответствует интервалу среднемассовых температур 4000—6500 К. При коэффициенте полезного действия плазменной установки 0,7—1,0 приведенные значения параметров охватывают практически весь возможный рабочий диапазон их изменения. Расчет изменения среднемассовой энтальпии (или температуры) на входе в плазменный реактор по измеренным значениям подведенной к плазмотронам электрической мощности N=UI, расходу плазмообразующего и транспортирующего газа, а также по величине суммарных тепловых потерь в плазмотронах и камере смешения Qw выполнялся по методике [1]. Расход дисперсного материала G_p или его концентрации в плазменном потоке μ_р= GplG_g могут быть определены из уравнения теплового баланса реактора, которое в отличие от уравнения (1.1) после раскрытия содержания его членов запишеся в виде K_pkΔH_RG_p + H_NG_P = G_p (h _g1— hg₂) -Qw (1.8) В таком виде левая часть уравнения (1.8) отражает один из двух предельно возможных вариантов подвода тепла к дисперсному материалу, в данном случае к фосфориту. nike sb Сначала ко всему материалу подводится количество тепла, необходимое для нагрева, плавления и перегрева его до температуры процесса Т_R, а затем только к его фосфатной части (что учитывает коэффициент k) поступает тепло, необходимое для термической диссоциации. Однако, очевидно, возможен и другой предельный случай, когда тепло на нагрев, плавление и перегрев дисперсного материала подводится только к какой-то его части. Это обстоятельство может быть связано с неравномерным распределением температуры по оси и радиусу плазменного потока и в связи с этим с неравномерным подводом тепла к обрабатываемому материалу. Поскольку получить данные о распределении подвода тепла к дисперсному материалу в зависимости от газодинамической и тепловой структуры плазменного потока не представляется возможным, учет неравномерности подвода тепла можно выполнить при помощи коэффициента Kn, принимая, что количество материала KnG_p нагревается до температуры процесса Т _R, а количество (1— Kn)G_p не нагревается и остается холодным. Для такого варианта уравнение теплового баланса реактора запишем в виде КркΔН_R G_p + K_NH_nG_p = G_g (h_gl — h_g2) — Q_W. (1.9) Если допустить, что тепло на нагрев, плавление и перегрев дисперсного материала подводится именно к той его фосфатной части, которая затем подвергается термической диссоциации, то значения коэффициентов К_Р b Kn могут быть приравнены, т. е. можно записать Kр = K_N. Оба рассмотренных случая подвода тепла являются предельными и ограничивают область значения, где должен находиться истинный вариант. Критерием достоверности, или, иначе говоря, близости, того или иного из предельных случаев реальному процессу может явиться только эксперимент. В связи с этим расход дисперсного материала Gp и концентрацию его в плазменном потоке μ_p для всего указанного выше диапазона рабочих параметров реактора определим по двум вариантам формул, полученным из уравнений теплового баланса реактора (1.8) и (1.9). Так, для случая подвода тепла ко всему дисперсному материалу (вариант I) (1.10)   (1.10`) и для случая подвода тепла только к части дисперсного материала (вариант II) (1.11) . Расчет выполнен для значения температуры процесса термической диссоциации фосфорита, полученной из термодинамических расчетов и равной T _R= 3200 К [80. Моссэ А. Л., Красовская Л. И., Буров И.С. Результаты термодинамичнеского расчета основных показателей процесса термодинамической дисоциации фосфатов. –Химия высоких энергий, 1978, т. 12, №6, 538-541] при изменении степени превращения исходного фосфатного сырья К_p от 0 до 1. Для оптимизации прямоточного плазменного реактора при условии T _R = T _g2 необходимо учитывать, что значение энтальпии плазмообразующего газа на выходе из реактора h_g2 при TR = = 3200 К составляет 4,66 ^.10 ³ кДж/кг. Значения удельной энтальпии нагрева H_N дисперсного фосфорита до температуры T_R и теплового эффекта реакций Δ H _R термической диссоциации трикальцийфосфата для T _R= 3200К, по данным [80], принимались соответственно равными: H _N= 3250 кДж/кг, H _R= 10314 кДж/кг. Содержание фосфатного вещества в природном фосфорите принималось равным 62,7%, т. е. k = 0,627. В результате расчета получены зависимости расхода Gp и весовой концентрации дисперсного материала μ_p от подведенной в реактор мощности N₁ и температуры Tg₁ (или энтальпии h _g1) плазмообразующего газа на входе в реактор при различных значениях коэффициента использования тепла в реакторе η_р (т. е. к. п. д. реактора) и степени превращения К_Р исходного фосфатного сырья. Зависимость степени превращения К_р от концентрации исходного природного фосфорита в плазменном потоке μ_р и величины удельных энергозатрат Ψ₁= N₁ / Gp может быть также получена, если использовать несколько измененную по сравнению с (1.10) и (1.11) запись уравнения теплового баланса реактора. Так, для варианта I (в случае подвода тепла ко всему дисперсному материалу) выражения для расчета степени превращения К_Р и величины удельных энергозатрат Ψ₁: (1.12) (1.13) Для расчета величины удельных энергозатрат Ψ₂ = ( N₁— Q_g2 )/G_p из уравнения (1.12) получим выражение Ψ₂= K_PkΔH_R + H_N + N_t(1-η_p) /G_P. (1.14) Для варианта II при условии, что Kn — К_Р и Kn/K_p=1, получим K_p = (1.15) (1.16) = К_Р (kΔH_R + H_N) + N₁(1 —)/G_p_ (1.17) На рис. 12 показана зависимость изменения концентрации дисперсного материала в плазменном потоке μ_p от величины среднемассовой температуры плазменного потока на входе в реактор T_gi при различных значениях коэффициента использования тепла в реакторе η_p и степени превращения K_p. Аналогичным образом может быть получена зависимость изменения степени превращения фосфорита К_Р от концентрации его в плазменном потоке μ_p при различных значениях температуры на входе в реактор T_g1 и коэффициента использования тепла в реакторе η_p. В этом случае интересно отметить, что полная степень превращения исходного фосфорита (К_р = 1,0) при коэффициенте использования тепла в плазменном реакторе η_р = 0,8 и температуре процесса Т _р= 3200К может быть достигнута, когда начальная температура плазменного потока равна 5000 К, а концентрация дисперсного материала не превышает значения μ_р = 0,5. Иначе говоря, при указанных значениях параметров эта величина концентрации является предельной, а возможность ее увеличения при ограничении значений η_р может быть достигнута за счет увеличения начальной температуры плазменного потока Тg_1. Рис. 12. Зависимость концентрации дисперсного материала в плазменном потоке, μ_р от среднемассовой температуры плазмообразующего газа на входе в реактор T_g1 при Кр = 1,0 и T_R = 3200К: 1-η = 1,0; 2—0,8; 3 – = 0,5 μ_p рр 0,8

На рис. 13 приведена зависимость степени превращения К_Р от величины удельных энергозатрат Ψ₁ и Ψ₂ соответственно в расчете на подведенную в реактор мощность N₁ и максимальную, которую можно использовать в реакторе (Ni—Q_g2), также при T_R = 3200К и различных значениях концентрации μ_р и коэффициента η_р. Очевидно, что полная степень превращения Кр при начальной температуре плазменного потока T_gl= = 5000 К и значениях η_р = 0,8 и μ,_р = 0,5 может быть достигнута при величинах удельных энергозатрат Ψ₁ и Ψ₂, соответственно равных 5,85 и 2,70 кВт-ч/кг, при η_р = 0,5 и μ _р= 0,3 значения Ψ₁ и Ψ₂ соответственно равны 9,6 и 4,25 кВт·ч/кг. Аналогичный расчет параметров работы прямоточного плазменного реактора может быть выполнен при обработке в нем других дисперсных материалов и для другого диапазона параметров работы реактора. Полученные зависимости позволяют оценить взаимосвязь параметров работы установки и технологических показателей процесса, выбрать оптимальное их соотношение, а при наличии экспериментальных данных дают возможность соответственно оценить эти результаты по отношению к оптимальным. Такое сравнение результатов теоретических расчетов и экспериментальных исследований выполнено также на примере процесса термической диссоциации природных фосфоритов. Одним из показателей процесса, используемым для сравнения, может являться величина удельных энергозатрат, рассчитываемая относительно различных количеств тепла, составляющих тепловой баланс реактора, а именно Ψ₁, Ψ₂, Ψ₃, Ψ_R. В принципе для сравнения может быть взят любой из этих параметров. Покажем возможность проведения такого анализа с использованием параметров ψз и ψ _R, характеризующих процесс подвода тепла к дисперсному материалу и суммарный тепловой эффект химических реакций. Теоретические значения величин удельных энергозатрат Ψ₃ и Ψ_R могут быть определены по результатам термодинамических расчетов, что применительно к процессу термической диссоциации природных фосфатов сделано в работе [80].

  0 2 4 6 φ₁,φ₂ кВт.ч/кг Рис. 13. Зависимость степени превращения дисперсного материала (фосфорита) К_Р от удельных энергозатрат т|п и г|з₂ (кВт ■ ч/кг) при Гл = 3200К для варианта I (сплошная линия) и варианта II (штриховая линия): 1 — ^2, З—гр, при т)р = 0,8 и ц_Р = 0,5; 2—фг, 4—г|)1 при г]_Р = 0,5 и ji_P = 0,3 На основании рассмотренных выше характеристик для сравнения результатов теоретических расчетов и экспериментальных исследований используем вновь уравнения (1.8) и (1.9), левые части которых определяют количество тепла, переданное дисперсному материалу, и отличаются друг от друга.