CC BY
42
Литература
1. Батороев А.С. Щелевые дифракционные экраны для минимизации волновых полей // Физическая акустика. Распространение и дифракция волн: сб. тр. XIII сессии Росс. акустического общества. - М.: ГЕОС, 2003. -Т.1. - С. 216-219.
2. Батороев А.С., Чимитцыденов Э.Р. Дифракционное поле от экранов в виде многоугольников // Тр. XII Всерос. школы конф. по дифракции и распространению волн. - М., 2001. - С. 440-441.
Батороев Анатолий Сократович, кандидат физико-математических наук, ведущий научный сотрудник, Институт физического материаловедения СО РАН, 670047, Улан-Удэ, ул. Сахьяновой, 6, e-mail:[email protected]
Ширеторов Игорь Дондупович, ведущий инженер, Институт физического материаловедения СО РАН, 670047, Улан-Удэ, ул. Сахьяновой, 6, e-mail:[email protected]
Batoroev Anatoly Sokratovich, candidate of physical and mathematical sciences, leading researcher, Institute of Physical Materials Science SB RAS, 670047, Ulan-Ude, Sakhyanova Str., 6, е-mail:[email protected]
Shiretorov Igor Dondupovich, leading engineer, Institute of Physical Materials Science SB RAS, 670047, Ulan-Ude, Sakhyanov Str., 6, e-mail:[email protected]
УДК 62-63 © С.Л. Буянтуев, А.С. Кондратенко
ФИЗИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ЭЛЕКТРОДУГОВОЙ ЗОНЫ В ПЛАЗМЕННОМ РЕАКТОРЕ СОВМЕЩЕННОГО ТИПА
Рассматривается модель расчета электродуговой зоны плазменного реактора совмещенного типа. Расчет производится с помощью формулы мощности постоянного тока, а также диаметра электродуговой камеры принимаемого за определяющий размер. Вычисляются плотность тока дуги, градиент напряжения, индукция, а также окружная скорость вращения дуги.
Ключевые слова: электродуговая плазменная обработка, электрическая дуга, электрическая и тепловая мощности, плотность тока, градиент напряжения, индукция магнитного поля.
S.L. Buyantuev, A.S. Kondratenko
A PHYSICAL MODEL OF ELECTRIC ARC ZONE IN A PLASMA REACTOR OF COMBINED TYPE
A calculation model of electroarc zone of a plasma reactor of combined type is considered. The calculation is made by means of a formula of direct current capacity and also of a diameter of electric arc chamber adopted as a defining size. The density of arc current, gradient ofpressure, induction and also circular speed of arc rotation are calculated.
Keywords: electric arc plasma processing, electric arc, electric and thermal capacities, density of current, gradient ofpressure, induction of magnetic field.
Значение ископаемых углей как источника энергии и сырья для промышленности все более возрастает. Особое внимание уделяется бурым углям, добыча которых постоянно увеличивается. Они рассматриваются не только как энергетическое топливо, но также как сырье для химикотехнологической переработки. Однако такие угли отличаются высоким содержанием влаги, характеризуются пониженной теплотой сгорания, при хранении на воздухе разрушаются. Для устранения данных недостатков используются методы деструктивно-термической переработки, позволяющие получать из бурых углей высококачественную продукцию, необходимую для использования в промышленности. Основой процесса получения целевой продукции из угля при любом его техническом оформлении является термодеструкция [1].
В качестве нового способа обработки бурых углей и получения угольных сорбентов возможно использование низкотемпературной плазмы, которая значительно повышает эффективность переработки и активации углей за счет интенсификации процессов пиролиза, протекающих под действием высокой температуры и большой удельной мощности, а также из-за высокой концентрации активных радикалов, ионов и электронов [2]. Для исследования процессов газификации и пиролиза углей была создана универсальная плазменная модульная установка совмещенного типа (рис. 1), которая открывает возможность комплексного подхода к получению активированного угля и синтез-газа.
Рис. 1. Плазменный модульный реактор совмещенного типа. 1 - реактор; 2 - магнитная катушка; 3 - дозатор; 4 - бункер сырья; 5 - катод; 6 - эжектор; 7 - парогенератор; 8 - камера муфеля; 9 - камера разделения; 10 - труба вывода газа; 11 - сборник твердого остатка; 12 - скруббер; 13 - фильтр; 14 - ороситель
Применение модульного принципа позволяет упростить конструкцию, облегчить ремонт и эксплуатацию оборудования, уменьшить энерго- и металлозатраты.
Реагенты (угольная дробленка, пар) поступают сверху через крышку реактора в межэлектродный промежуток, где дуга постоянного тока вращается с помощью внешней электромагнитной катушки. Проходя через высокотемпературную электродуговую зону (рис. 2), реагенты вступают в реакцию. В результате реакции пароводяной газификации образуется синтез-газ, состоящий преимущественно из СО (угарного газа) и Н2 (водорода). Крупный твердый остаток падает в бункер пиролиза и активации, а мелкодисперсные частицы вместе с синтез-газом «засасываются» в скруббер, где и происходит их улавливание.
Рис. 2. Электродуговая камера плазменного реактора. 1 - ввод и вывод охлаждающей воды в крышке плазменного реактора; 2 - графитовый стержень (катод); 3 - охлаждающая вода; 4 - изолятор; 5 - крышка плазменного реактора; 6 - ввод и вывод охлаждающей воды плазменного реактора; 7 - охлаждающая вода; 8 - верхнее графитовое кольцо; 9 - анодное графитовое кольцо; 10 - нижнее графитовое кольцо с выемкой для установки диафрагмы; 11 - соленоид; 12 - графитовая крошка; 13 - графитовая диафрагма;
14 - электрическая дуга
В эксперименте использовался уголь, размеры фракций которого составляли после просеивания от
0,1 до 1 мм. Уголь пропускается через плазмохимический реактор с вращающейся магнитным полем дугой. При равномерном вращении анодного пятна дуги между кольцевым катодом в реакторе образуется сплошная плазменная среда со средней температурой 2500-3000 К. За счет этого подаваемые сверху в реактор частицы угля полностью проходят термохимическую обработку плазмой. Время пребывания частиц угля в плазменной зоне зависит от размера фракции, регулируется установкой диафрагмы в нижней части плазменного реактора и составляет от 0,1 до 1 с.
В электродуговой зоне реактора описываемого типа вводимая в камеру электрическая мощность в электрической дуге превращается в тепловую. Таким образом, электродуговая зона является зоной генерирования тепловой энергии, ее поглощения, она перекрывает все сечение камеры, позволяет регулировать время пребывания в ней угольной пыли, концентрацию мощности и, следовательно, температуру. Эта зона по высоте ограничена плоскостями, перпендикулярными оси камеры и проходящими через конец электрода (верхняя) и через середину электромагнитной катушки-соленоида (нижняя). Тепловая энергия генерируется в зоне вращающейся дугой и под влиянием течений газа, получающегося при термическом воздействии на угольную пыль, распределяется по всему ее объему.
Мощность зоны генерирования определяется условием равномерного ее распределения. Для этого используется формула мощности постоянного тока:
Рр = ВД, (1)
где: Рр - мощность реактора; Up и 1р - соответственно напряжение и сила тока реактора. В экспериментах по термической обработке углей использовались следующие значения напряжения и силы тока: Up = 200 В; 1р = 200 А.
В расчетах диаметр камеры реактора принимается за определяющий размер, и все основные закономерности электродуговой зоны выражаются через него. Это дает возможность распространить результаты эксперимента, полученные на реакторах малой мощности, на геометрически подобные реакторы большой мощности и, следовательно, больших диаметров камеры. Ток реактора 1р выражается через плотность тока, отнесенную к площади сечения камеры:
1р = Aip пДк2/4. (2)
Соответственно, плотность тока Aip = 4 1р / лДк2 = 1,132 А/см2.
Напряжение реактора Up представляется через градиент напряжения межэлектродного промежутка:
Up = Ep Д/2. (3)
Здесь Дк/2 - межэлектродный промежуток, к которому относят напряжение дуги для определения градиента напряжения (при реакторе со стержневым катодом).
Соответственно градиент напряжения Ep = 2 Ц/Дк = 26,7 В/см. В итоге с учетом выражений для 1р и Up выводится формула для мощности реактора:
Рр = Up Ip = п/4-1/2 Ep Aip Дк3 ~ 0,39 Ep Aip Дк3, (4)
которая равна: Рр ~ 0,39 Ep Aip Дк3 = 0,39-26,7 В/см-1,132 А/см2-(15)3 см3 = 40 кВА = 40 кВт.
В результате преобразований делается вывод, что выделяемая в объеме зоны генерирования тепловая мощность, равная вводимой электрической мощности, пропорциональна кубу диаметра камеры, она же пропорциональна плотности тока Aip и градиенту напряжения Ep или иначе объемной мощности Wp, выделяемой в зоне. Величина Wp, определяющая температурный уровень, является, как очевидно, константой для данного производства на геометрически подобных реакторах:
Wp = const. (5)
Следовательно, можно принять константами Aip и Ep:
Aip ~ const. (6)
Ep ~ const. (7)
Величину Aip = Ід /Дк определяют с помощью горячих моделей [3] из условий высоких технологических показателей при высокой производительности установки. Затем при заданном диаметре реактора ее величину обеспечивают выбором тока. Из изложенного следует, что для подобия тепловых
зон необходимо в качестве константы принять также индукцию внешнего магнитного поля (от электромагнитной катушки) на оси камеры:
B ~ const. (8)
Естественно, если тепловая мощность реактора изменяется пропорционально кубу его диаметра, то, соответственно, перерабатываемый материал (уголь) при постоянстве энергии, необходимой на единицу массы, нужно подавать в него пропорционально кубу диаметра с учетом КПД:
^час Рр ПтМ (9)
где: Очас - часовая загрузка угля, кг; пт - термический КПД; m - расход энергии на обработку 1 кг угля.
Зависимость Ep ~ const при B ~ const, 1д/Дк2 ~ const и выходе газа, пропорциональном Дк3, подтверждена экспериментально для камер диаметром 10, 15 и 20 см (рис. 3) [4]. При Дк, равном 15 и 20 см, градиенты напряжения практически совпадают: при Дк = 10 см Ep 10 см больше Ep 15 см и Ep 20 см. В последнем случае, видимо, сказывается повышенное охлаждающее действие стенок при малом диаметре камеры, а также нелинейность вольтамперных характеристик. В соответствии с этим делается заключение, что камеры слишком малого диаметра непригодны для моделирования.
Зная величину констант (5-8) для данного процесса с учетом формулы (7), а также расхода энергии на обработку 1 т угля, можно определить диаметр камеры геометрически подобного реактора и другие его размеры при различных мощностях или производительности по углеобработке [5].
SO 40 30 20
О ¿7,0/ <7,02
Рис. 3. График изменения зависимости Ep = f(B) в камерах диаметром 10 см (кривая А),
15 и 20 см (кривая Б; залитые точки соответствуют диаметру 15 см, фигурные - диаметру 20 см)
Далее находится скорость движения дуги по кольцевому электроду, учитывая при этом, что в реакторах для подобия тепловых зон сохраняются одинаковыми плотность тока в сечении камеры 1д/Дк2 ~ const и индукция магнитного поля B ~ const. Из равенства газодинамических сил сопротивления движению [4] и электромагнитных движущих (на единицу длины) имеем:
B- 1д ~ (5- v^2-с • p)/2g, (10)
где: 5 - миделево сечение дуги; уокр - скорость ее движения по кольцевому электроду; p - весовая плотность среды; с - безразмерный коэффициент; g - ускорение силы тяжести. Отношение p/2g для данной среды и при заданной температуре ее нагрева можно принять постоянным. Далее считаем cs эквивалентным миделевым сечением 5экв. Тогда на основании равенства (1.10) получается:
V ~ (B • I /5 )1/2
кокр (B 1д/5экв)
Поскольку 1д ~ Дк2, B ~ const и 5экв ~ const, то окончательно имеем:
^>кр ~ Дк- (11)
В электродуговом реакторе скорость движения дуги по кольцевому электроду (аноду) при B ~ const и 1д ~ Дк2 примерно пропорциональна диаметру камеры Дк или, что тоже самое, во всех геометрически подобных реакторах электрические дуги вращаются с примерно постоянными угловыми скоростями. Это одно из условий подобия тепловых зон. В исследуемом реакторе производительность по обработке угля пропорциональна примерно кубу диаметра камеры. Необходимо определить, как зависит кинетическая энергия струй, несущая способность, от диаметра камеры. Для этого необходимо воспользоваться формулой:
Ео 1/2 p • V2 = 1д • Ео AipasH led, (12)
учитывая, что плотность тока электродных пятен дуг достаточно большой силы тока, находящихся в одних и тех же условиях, с изменениями тока меняется незначительно [6]. Используя зависимость миделева сечения от тока и напряженности магнитного поля, необходимо исходить из модели «обдуваемой» дуги, при которой она представляется сплюснутой с лобовым (к движению) размером сечения, постоянным при изменениях тока. Ввиду того, что ток дуги в реакторе выбран пропорциональным Дк2, при постоянном лобовом размере размер ее сечения, перпендикулярный лобовому, при сохранении прочих условий должен быть пропорциональным Дк2, а плотность тока в сечении дуги оставаться неизменной. Дуга у кольцевого электрода, где скорость ее вращения максимальна, имеет заметное расширение [7]. Оно возрастает с увеличением Дк и соответственно тока, так как при этом согласно формуле (11) повышается и скорость дуги - изменяются условия ее существования. Перпендикулярный лобовому размер столба растет при этом быстрее, чем Дк2. Поскольку v^ ~ Дк, то соответственно с ростом Дк и тока будет увеличиваться перпендикулярный лобовому размер сечения дуги Дк2 и пропорционально снижаться плотность тока у кольцевого электрода. На стержневом электроде (катоде) плотность тока в пятне значительно не изменяется, так как условия его существования здесь при этом не претерпевают изменений. В связи с ростом разности плотностей тока на стержневом и кольцевом электродах растут как струйные течения, так и несущая способность дуги [8]. Следовательно, для плазменного реактора имеется следующее соотношение:
Е 0 Aipa3H led (Ai'max - Ai'mm) ~ Дк- (13)
Формула (12) для данного случая и для однотипных реакторов с изменением диаметра камер может быть записана в виде:
Е'о 1/2 p • V2 ~ 1д Е'о AipasH led ~ Дк3- (14)
В приведенных формулах Aimax и Aimm - плотности тока на концах дуги. Несущая способность дуг
(кинетическая энергия струй) так же, как и производительность при обработке угля, пропорциональ-
на кубу диаметра камеры Дк3 (при B ~ const и 1д ~ Дк2). Таким образом, получена важная закономерность электродуговой зоны, указывающая пути организации эффективной обработки угля в плазменном реакторе.
Следующим этапом моделирования электродуговой зоны реактора является определение тепловых потерь в электромагнитной катушке (джоулево тепло) с увеличением диаметра камеры реактора. Известно, что магнитная индукция B в центре кругового тока рассчитывается по формуле:
B ^а 1э-м.к / a, (15)
где: ^a - абсолютная магнитная проницаемость вещества; a - радиус реактора; 1э-м.к - ток катушки.
Магнитная индукция в опытах при 1э-м.к = 50 А составила B =0,001 Тл. Из приведенной формулы вытекает, что при сохранении величины магнитной индукции на оси реактора неизменной ток в катушке должен возрастать пропорционально увеличению диаметра камеры реактора (2a = Дк). Соответственно, джоулевы потери мощности будут пропорциональны произведению квадрата тока катушки на электрическое сопротивление ее витков. При увеличении диаметра катушки (Дк = 2a) растут длина ее обмотки и сопротивление, но при этом вследствие повышения тока увеличивается сечение обмотки и сопротивление падает, поэтому результирующее сопротивление катушки не изменяет-
А.Л. Семенов, А.А. Гаврилюк, Е.А. Галыгин и др. Влияние термоциклирования на динамические магнитные характеристики быстрозакаленных лент FeCoCrSiB И FeCoB
ся. Тепловая мощность будет повышаться пропорционально Дк2, и относительные потери в электромагнитной катушке (Ркат./Рреакт.) с ростом мощности реактора и его диаметра будут уменьшаться [3, 5]. Если же с ростом диаметра камеры реактора будет увеличиваться и магнитная индукция, то при этом потери мощности в катушке возрастут пропорционально Дк3, а относительные потери останутся неизменными (~1%). Следовательно, магнитные поля можно применять для управления термическими зонами реактора [7, 9].
В электродуговой зоне при B ~ const и 1д ~ Дк2 силы, движущие дугу вокруг анода F = BIд, пропорциональны Дк2, им равны и силы сопротивления движению Fconj,. ~ Дк2, и сила упругости F^. ~ 1д ~ Дк2. Но поскольку интенсивность закручивания дуг определяется этими же силами и все они изменяются одинаково при изменении диаметра камеры, то можно считать, что при этих условиях закру-ченность дуговых столбов с изменением Дк остается постоянной.
Из вышесказанного следует важный вывод: в дуговых реакторах совмещенного типа при B ~ const и 1д / Дк2 ~ const число витков закручивания дуг не изменяется:
ю ~ const (16)
Литература
1. Грязнов Н.С. Пиролиз углей в процессе коксования. - М.: Металлургия, 1983. - 184 с.
2. Буянтуев С.Л., Старинский И.В. Патент РФ №2314996. Способ получения активированного угля и способ для его осуществления. Опубликован 20.01.2008. - БИ. - №2.
3. Сергеев П.В. Электрическая дуга в электродуговых реакторах. - Алма-Ата: Наука, 1978. - 140 с.
4. Брон О.Б. Движение электрической дуги в магнитном поле // Электричество. - 1966. - №7. - С. 76-81.
5. Захаркин Р.Я. Коаксиальный плазматрон с внешним и внутренним соленоидом // Физика, техника и применение низкотемпературной плазмы. - Алма-Ата: Наука, 1970. - С. 431-435.
6. Сергеев П.В., Шепель Г.А. К определению плотности тока электродных пятен электрической дуги // Инженерно-физический журн. - 1967. - T.XIII. - №2. - С. 436-441.
7. Характеристики электродугового реактора коаксиального типа, предназначенного для термической переработки пылей / Ш.Ш. Ибраев и др. // Проблемы теплоэнергетики и прикладной теплофизики. - Алма-Ата: Наука, 1979. - Вып.11. - С. 135-142.
8. Сергеев П.В., Шепель Г.А., Габбасова Р.З. Об анодной плотности тока электрической дуги с угольными электродами // Инженерно-физический журн. - 1967. - T.XII. - №5. - С. 237-243.
9. О несущей способности дуги, горящей в коаксиальном нагревателе / П.В. Сергеев и др. // Проблемы теплоэнергетики и прикладной теплофизики. - Алма-Ата: Наука, 1975. - Вып. 10. - С. 27-32.
Буянтуев Сергей Лубсанович, доктор технических наук, профессор, кафедра «Электрические сети промышленных предприятий и сельского хозяйства», Восточно-Сибирский государственный университет технологий и управления, e-mail:[email protected]
Кондратенко Анатолий Сергеевич, аспирант, кафедра машиноведения, Бурятский государственный университет, e-mail:[email protected]
Buyantuev Sergey Lubsanovich, doctor of technical sciences, professor, Department of Electrical Network of Industries and Agriculture, East-Siberian State University of Technologies and Managrment, 670013, Ulan-Ude, Zherdev Str., 35-145, e-mail:[email protected]
Kondratenko Anatoly Sergeevich, postgraduate student, Department of Engineering Science, Buryat State University, 670009, Ulan-Ude, settlement Zelyony, 13-1, e-mail:[email protected]
УДК 539.216.2:539.213.2:539.2 © А.Л. Семенов, А.А. Гаврилюк, Е.А. Голыгин,
А.Ю. Моховиков, А.Р. Гафаров, Н.В. Морозова, Ю.В. Пузанков
ВЛИЯНИЕ ТЕРМОЦИКЛИРОВАНИЯ НА ДИНАМИЧЕСКИЕ МАГНИТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
БЫСТРОЗАКАЛЕННЫХ ЛЕНТ FeCoCrSiB И FeCoB
Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (№11-08-00362-а и №12-08-31476 мол_а)
Проведено исследование влияния режимов предварительных термомагнитных обработок и процесса термоциклирования на динамические магнитные характеристики наноструктурированных металлических лент различных составов. Показано, что исследуемые ленты демонстрируют принципиально различное поведение
