Обжиг мела 3

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

Предварительный расчет и анализ взаимосвязи параметров работы различных схем газовых реакторов при обработке в них дисперсных материалов могут быть выполнены с использованием уравнения теплового баланса реактора N₁=Q_w + Q_n + Q_r + + Q_j , (1-1) где N₁ — мощность, подведенная в реактор; Qw — количество тепла, отдаваемое потоком газа 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 газ 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, объем 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)[ Катаев Б.И., с.133]. В общем виде эта статья затрат 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: .(ккал). Тепло, вносимое в реактор технологическими материалами и выделяющееся в нем вследствие экзотермических (с выделением тепла) реакций и превращений с положительным тепловым эффектом кДж, (ккал), где g – масса отдельных загружаемых материала, кг; c – средняя массовая теплоемкость материала в интервале температур от 0 ⁰С до t_i; G_м – садка ( ), кг q – тепловой эффект экзотермических реакций с участием вещества, кДж/кг (ккал/кг; a – количество окислевшегося вещества в долях от всей массы садки. Потери тепла на различные технологические нужды определяется различным образом. В зоне нагрева: ΔQ₁ = G_м ( , кДж (ккал), Здесь я и i_{м=энтальпии материала, причем ….см.Теплотехн. расчеты…с.134} В оптимальном случае, когда температура рабочего 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. Adidas Superstar (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₌ ψ ₁ – 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 Ψ ₃ = (1.5) или (1-5′) И наконец, количество тепла, которое необходимо на физико-химические превращения дисперсного материала при температуре процесса T _R составит 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 ≥ TR, 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. air jordan 5 homme 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, 80]. Этот процесс характеризуется наличием всех возможных стадий обработки дисперсного материала при подводе к нему тепла, а именно нагревом, плавлением и диссоциативным испарением, т. canada goose victoria 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. asics gel kinsei 6 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. 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] 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. adidas nmd 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. см.с.56 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) рабочего газа на входе в реактор при различных значениях коэффициента использования тепла в реакторе г\_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 ц_р и величины удельных энергозатрат \^i~Ni/G_p 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 выражения для расчета степени превращения К_Р и величины удельных энергозатрат ^j.» ‘ _v I / AU» _(U2) (1.13) Для расчета величины удельных энергозатрат %={N₁ — — Q_g2)/G_p из уравнения (1.12) получим выражение тр₂ = K_PkAH_R + H_N + N_±(l -ц_р) IG_P. (1.14) Для варианта II при условии, что Км — К_р и Kn/K_p=1, получим (1.16) , (1.17) На рис. 12 показана зависимость изменения концентрации дисперсного материала в плазменном потоке ц_р от величины среднемассовой температуры плазменного потока на входе в реактор T_gl при различных значениях коэффициента использования тепла в реакторе г\р и степени превращения Кр- Аналогичным образом может быть получена зависимость изменения степени превращения фосфорита К_Р от концентрации его в плазменном потоке \ip при различных значениях температуры на входе в реактор T_gi и коэффициента использования тепла в реакторе ц_Р. В этом случае интересно Пример У-2. [с.99: Китаев Б. И. и др. Теплотехнические расчеты металлургических процессов. Изд-во «Металлургия», 1970. с.528,] Вычислить расход воздуха, количество и состав продуктов сгорания природного газа, при следующих исходных данных. Газ сухой. Состав: СН₄ = 95,82%; С₂Н₆ = = 2,04%; С₃Н₈ = 1,02%; С₄Н₁₀ = 0,41%; СО₂ = 0,2%; N₂ = 0,51%; содержание влаги сухом газе = 15,55 г/м³. Необходимо также вычислить теоретическую и балансовую температуры горения при условии, что температуры подогрева газа и воздуха равны 300° С. Газ сжигается в горелках с частичным предварительным перемешиванием. Поэтому, согласно табл. 18, величина коэффициента расхода воздуха α = 1,1, а допустимая величина химического недожога = 2%. Состав влажного газа. При — 15,55 г/м³ содержание водяных паров в газе При Н₂О = 1,9% получим, что действительное содержание СН₄ СН₄ = С После пересчета состав влажного газа: СН₄ = 94%; С₂Н₆ == 2%; С₃Н₈ = 1%; С₄Н₁₀ = 0.4%; СО₂ = 0,2%; N₂ = 0,5%; Н₂О = 1,9%. Расход кислорода на горение 0,01 (т + 0,01 (2СН₄ + 3,5С₂Н₆ + 5С₃Н₈ + 6,5С₄Н₁₀) = 0,01 (2^.94+ 3,5^.2+ 5^.1+6,5^.0,4) = 2,026 м ³!м³. Nike Air Max 90 Gris adidas nmd Теоретический расход воздуха L_o (1 + k)V_Ог = 4,76 ^.2,026 = 9,65 м³/м³. Действительный расход воздуха L_a = αL₀ — 1,1*9,65 = 10,62 м³/м³. Объемы отдельных составляющих продуктов сгорания, м³/м³ газа: _{O 2} = = 0,01 (СО₂ + СН₄ + 2С₂,Н₆ + ЗС₃Н₈ + 4С₄Н₈) = = 0,01 (0,2 + 94 + 2^.2 + 3^.1 + 4^.0,4) =1,028; = 0,01 (2СН₄ + ЗС₂Н₆ + 4С₃Н₈ + 5С₄Н₁₀ + 1,9) = = 0,01 (2 ^.94 + 3-2 + 4-1 + 5-0,4 + 1,9) = 2,019; = 0,01N₂ + αk = 0,005 + 1,1 -3 76-2,026 = 8,385; V_O2 = (α— 1) V_O2 = 0,1-2,026 = 0,203. adidas chaussures Общее количество продуктов сгорания (дыма): V_α= + V_HoO + V_Ni + V_Ot = 1,028 + 2,019 + 8,385 + 0,203 = 11,635 м³/м³ Вследствие химического недожога рассчитанный объем продуктов сгорания и их состав будут несколько отличаться от фактического. При относительно небольшой величине недожога этой разностью можно пренебречь.