폴란드, 그리스, 루마니아, 호주 등 다양한 원산지의 갈탄에 대해 토로이달 베드 건조기를 사용하여 실험 연구를 수행했습니다. 고정된 건조 조건에서 시간이 지남에 따라 수분 함량이 손실되는 것을 포함하여 건조 효율에 대한 온도의 영향이 조사 주제였습니다. 주요 목표는 보일러의 배기 가스와 같은 열원에서 나오는 저품질 열을 활용할 수 있는 건조 시스템의 기반으로 토로이달 베드를 사용할 가능성을 확인하고 이러한 시스템에 대한 최적의 매개변수를 결정하는 것이었습니다. 수행된 연구는 토로이달 베드에서 갈탄을 건조하기 위해 저온 열원을 사용할 수 있음을 결정적으로 입증했습니다. 토로이달 베드를 사용하여 테스트한 대부분의 갈탄에 대해 20%의 수분 함량을 달성할 수 있었으며, 체류 시간은 비교적 짧았습니다(약 30분). 공기 온도는 최저 60°C였습니다. 게다가 입자 크기 분포의 변화는 습하고 미세한 입자의 유입으로 인해 최종 수분 함량에 어느 정도 영향을 미쳤습니다. 이 연구에서는 또한 입자의 침대 내부 마모가 미립자 생성에 부분적으로 책임이 있다는 사실을 밝혀냈습니다.
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갈탄은 주로 발전에 사용되는 고체 화석 연료입니다. 최근 설치된 재생 에너지원 전력이 증가했음에도 불구하고 전 세계적으로 갈탄 사용이 여전히 상당합니다. 2015년 전 세계 갈탄 채굴량은 약 8억 1,100만 톤에 달했습니다. [1], EU 전역에서 채굴된 3억 9,900만 톤 포함 [2]; 갈탄에서 발생하는 전력 생산 점유율은 호주, 불가리아, 체코, 독일, 그리스, 폴란드, 루마니아, 세르비아 등 여러 국가에서 20%를 초과합니다. [2]. 갈탄은 저급 고체 연료입니다. [3], 높은 수분 함량을 특징으로 합니다. 활용하기 전에 갈탄의 수분 함량을 줄이면 발열량을 높이고, 장거리 운송 비용을 절감하고, 활용으로 인한 온실 가스 배출을 줄일 수 있습니다. 건조는 토양 개량제와 같이 갈탄에서 고부가가치 제품을 생산하려는 기술의 전형적인 전제 조건이기도 합니다. [4]. 따라서 갈탄의 사용을 합리화하고 동시에 그렇지 않으면 낭비될 저급 열을 활용하기 위한 조사는 정당한 것으로 보입니다.
최근 갈탄 건조의 기본적 측면에 대한 많은 연구가 수행되었습니다. Park et al.은 건조 시간, 온도 및 건조제의 속도가 인도네시아 갈탄의 건조 효율에 미치는 영향을 조사하고 체류 시간과 건조 조건에 따라 수분 함량을 예측할 수 있는 수학적 모델을 개발했습니다. [5]. Si et al.은 Shengli 덩어리 갈탄의 3단계 마이크로파 지원 유동화층 건조를 조사하고 건조된 갈탄의 기공률은 마이크로파의 전력이 증가함에 따라 감소한다는 것을 확인했습니다. [6]. Song et al.은 동부 내몽골의 갈탄의 전체 수분 함량이 더 높은 마이크로파 전력에서 더 빨리 감소한다는 것을 확인했습니다.7]. Pusat과 Herdem은 고정층 건조기에서 터키 Konya-Ilgin 갈탄의 건조 특성을 결정했습니다. [8]. 연구에 따르면 필요한 건조 시간은 침대 높이가 증가함에 따라 증가하고 건조 속도에 미치는 온도의 영향은 침대 높이가 증가함에 따라 증가한다는 것이 밝혀졌습니다. [8]. Yang et al.은 고정층에서 건조한 후 갈탄에 의한 수분 재흡수를 실험적으로 테스트했으며 메조기공의 높은 상대 부피 비율로 인해 100 °C에서 건조한 갈탄의 가장 높은 재흡수 수분 수율을 결정했습니다. [9]. Feng et al.은 기계적 열 표현이 갈탄 구조에 미치는 영향을 조사하고 각각 10MPa 및 30MPa의 압력에서 120°C와 150°C 사이의 건조 온도에서 건조된 갈탄과 원료 갈탄 사이의 기공 부피 변화를 결정했습니다. [10]. Wen et al.은 원료 갈탄과 재습윤 갈탄의 건조 동역학을 조사했고 전자의 건조 속도가 후자에 비해 더 느리다는 것을 확인했습니다. [11]. 또한 연구에서는 습윤화된 갈탄의 유효 확산 계수가 원시 갈탄의 해당 값보다 더 높은 것으로 나타났습니다.11].
Pawlak-Kruczek 등은 저온 건조제(공기, 최대 50°C)를 사용하여 유동층에서 갈탄 건조에 대한 실험 조사와 수치 시뮬레이션을 모두 포함하는 연구를 수행했습니다.12]. 이 연구는 저온 열원 활용 개념의 전반적인 타당성을 입증했습니다. 또한 이 연구는 건조 중 수축과 함께 갈탄의 구조적 특성과 같은 요소의 중요성을 밝혔습니다. [12]. Agraniotis et al.은 1 MWth 분쇄 연료 연소 시설의 실험 결과와 CFD 시뮬레이션을 비교했습니다. [13]. 결과는 시뮬레이션과 실험 결과 사이에 좋은 일치를 보였습니다. 특히 용광로 바닥 부분에서 용광로 축을 따라 측정된 온도는 증기와 운반 가스가 용광로로 재순환되지 않은 건조 갈탄의 연소 경우에 가장 높았습니다. [13]. 이는 Tahmasebi 등이 수행한 또 다른 연구 결과와 잘 일치하는 것으로 보이며, 이 연구에서는 중국과 인도네시아 갈탄 입자의 수분 함량과 점화 사이의 관계를 조사했습니다. [14]. 이 연구에서는 테스트된 갈탄의 수분 함량 증가가 점화를 상당히 지연시킨다는 사실을 확인했습니다. [14]. Drosatos 등이 수행한 수치 시뮬레이션은 사전 건조된 갈탄을 사용하면 보일러의 유연성을 개선하고 정격 부하의 35%에 해당하는 매우 낮은 부하에서도 작동할 수 있음을 보여주었습니다. [15]. Komatsu 등은 110°C에서 최대 170°C까지 과열된 증기를 사용하여 갈탄의 조립자 건조와 관련된 실험을 수행했습니다. [16]. 이 연구는 건조 속도 값이 일정 건조 속도 기간 동안은 오로지 온도와 갈탄 입자 크기에 따라 달라지는 반면, 건조 속도 감소 기간 동안은 건조 입자 표면에 균열이 형성되기 시작하면서 관계가 훨씬 더 복잡해진다는 결론을 내렸습니다. [16]. Pusat et al.은 70°C~130°C의 온도와 0.4~1.1m/s의 속도에서 건조 공기를 사용하여 고정층에서 터키 갈탄의 건조를 조사했습니다. [17]. 갈탄의 입자 크기는 20~50mm 사이에서 다양했으며 이러한 조립 입자의 경우 수행된 실험 동안 일정한 건조 속도 기간이 관찰되지 않았습니다. [17]. Sciazko et al.은 과열 증기 건조에서 Turoszów 갈탄의 건조 특성에 대한 암석학적 특성의 영향에 대한 실험 조사를 수행했습니다. [18]. 110°C~170°C의 온도 범위에서 5mm 및 10mm 구형 입자를 사용하여 조사를 수행했습니다. [18] 그리고 건조 시간, 건조 속도, 온도 구배, 균열 및 수축 거동은 테스트된 갈탄의 암형에 따라 달라진다는 결론을 내렸습니다.18].
Stokie et al.은 고정층과 유동층에서 130°C의 온도에서 호주산 갈탄을 건조하는 동안의 파손 및 마모에 대한 광범위한 연구를 수행했습니다. [19]. 연구 결과 파손의 주요 원인은 벌크수와 비동결수 간의 전환이라는 결론이 나왔습니다. [19]. d50 직경으로 나타낸 작은 고정층과 작은 유동층(시료 10g) 사이의 입자 크기 변화는 유의하지 않았습니다. 그럼에도 불구하고 큰 유동층(시료 크기 3kg)의 경우 입자 크기 변화에 유의한 차이가 나타났으며, 이는 층 규모의 영향이 크다는 것을 나타냅니다.
토로이드 유동층 반응기는 각진 날개로 구성된 가스 분배 시스템을 갖춘 특수한 유형의 유동층 반응기이며 반응기 바닥에 위치합니다.20]. 이러한 배열은 침대 성능의 강화를 가능하게 합니다. [21,22], 즉 열과 물질 전달의 강화[20,21] 뿐만 아니라 혼합도 개선되었습니다.21,23,24]. 이것은 와류 흐름 패턴에 기인하며 모든 와류 반응기의 특징입니다. [24,25,26,27]. 반응기 성능 측면에서는 체류 시간을 단축하여 처리량(생산성 증가)을 증가시킬 수 있습니다. [28]. 지금까지 출판된 대부분의 작업은 이러한 유형의 침대에 관한 것으로 다양한 유형의 열처리를 포함합니다. [29,30], 소성공정 [31] 또는 탄소 포집을 위한 흡착 강화 [32]. 토로이드 흐름 패턴을 갖는 이러한 유동화층에서의 건조에 관한 정보는 부족합니다. [33]. 본 연구는 이러한 지식 격차를 해소하는 것을 목표로 한다.
표시된 바와 같이섹션 1.1, 갈탄 건조는 온도, 체류 시간, 건조제, 건조 방법 및 갈탄의 특성 등 여러 매개변수에 따라 달라지는 복잡한 공정입니다. 난류가 심한 토로이드형 베드에서 건조하는 경우 건조 속도론과 에너지 소비에 대한 지식 격차가 있습니다. 게다가 저품질 폐열을 사용하여 이러한 건조기를 갈탄 발전소에 통합하는 것을 목표로 하는 모든 연구에 선행 조건입니다. 이를 통해 새로운 솔루션을 사용하여 얻을 수 있는 잠재적인 절감 효과를 더 높은 온도에서 건조제를 사용하여 기존 갈탄 건조 솔루션에 대해 이미 입증된 에너지 절감 효과와 비교할 수 있습니다. [34,35,36,37,38,39,40,41,42,43,44,45,46].
이 연구는 건조제로 공기를 사용하여 토로이드형 침대에서 다양한 출처의 갈탄을 건조하는 것에 대한 조사를 통해 그 격차를 메우는 것을 목표로 합니다. 이러한 구성은 질량과 열 전달을 강화하여 비교적 낮은 온도에서 건조제를 사용할 수 있을 것으로 예상되었습니다. 토로이드형 침대 건조기를 사용한 실험 연구는 폴란드, 그리스, 루마니아, 호주 등 다양한 원산지의 갈탄에 대해 수행되었습니다. 고정된 건조 조건에서 시간이 지남에 따라 수분 함량이 손실되는 것을 포함하여 건조 효율에 대한 온도의 영향이 조사 주제였습니다. 다양한 평균 온도에서 건조하는 동안 건조 속도와 에너지 소비가 결정되어 비교되었습니다. 이 연구는 건조 속도와 에너지 소비를 고려하여 건조 공정 매개변수, 즉 온도와 체류 시간의 최적값을 식별하는 것을 목표로 했습니다. 그러나 건조제의 상대 습도와 원료의 고유한 특성과 같은 다른 요인도 건조 공정에 큰 영향을 미쳤습니다. 이 연구에 사용된 방법론은 일반적으로 건조 공정에 보편적으로 적용할 수 있습니다. 이런 측면에서, 수행된 실험은 해당 시험 방법의 폭넓은 적용성을 입증하는 사례 연구로 간주될 수 있습니다.
수행된 연구의 주요 목적은 보일러의 연기 가스와 같은 출처에서 나오는 저품질 열을 활용할 수 있는 건조 시스템의 기반으로 토로이드형 베드를 사용할 가능성을 확인하는 것이었습니다. 이러한 유형의 유동층 건조기는 갈탄을 건조하는 데 사용된 적이 없으며, 저품질 열을 사용할 가능성과 함께 수행된 연구의 참신함을 강조합니다. 또한 수행된 연구는 가장 효과적인 건조기 매개변수, 즉 갈탄 입자의 표면과 기공에 포함된 1kg의 H2O를 제거하는 데 필요한 최소 에너지 소비를 달성할 수 있는 매개변수를 찾는 것을 목표로 했습니다.
폴란드 갈탄 샘플은 Sieniawa 노천 광산에서 얻었습니다. Sieniawa의 갈탄은 주로 목질분해석과 탈석회석으로 구성되어 있습니다. [47]. 그리스 갈탄은 Public Power Corporation에서 운영하는 Agios Dimitrios 발전소에 연료를 공급하는 South Field 광산에서 얻었습니다. 루마니아 갈탄 샘플은 Oltenia Energy Complex의 Rovinari 발전소에 연료를 공급하는 Peșteana 광산에서 채취했습니다. 호주 갈탄은 Energy Australia의 Yallourn 발전소에 연료를 공급하는 Latrobe Valley의 Yallourn 광산에서 채취했습니다. 모든 갈탄은 수행된 테스트 전에 공칭 상단 크기인 8mm로 미리 분쇄되었습니다.
이 연구에 사용된 갈탄의 기본 특성화는 근접 및 최종 분석을 통해 수행되었으며, 이는 고체 연료를 특성화하는 전형적인 방법입니다. 갈탄의 근접 분석(표 1)는 Perkin Elmer Diamond TGA(331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, USA)를 사용하여 수행되었습니다. 다음 프로그램은 이러한 테스트 동안 적용되었습니다.
표 1.시험된 갈탄의 근접 분석 및 원소 분석.
(1) 초기단계
∘
최대 105°C까지 가열, 10°C/분으로 램프업
∘
10분 동안 유지
(2 a) 회분 함량을 얻기 위해 공기를 사용했습니다.
∘
최대 815°C까지 가열, 램프 50°C/분
∘
15분 동안 유지
(2 b) 휘발성 물질 함량을 얻기 위해 아르곤을 사용했습니다.
∘
최대 850°C까지 가열, 램프 50°C/분
∘
15분 동안 유지
상위 발열량은 ISO 1928 규범을 준수하여 IKA C2000 기본 폭탄 열량계(KA®-Werke GmbH & Co. KG, Janke & Kunkel-Str. 10, 79219 Staufen, Germany)를 사용하여 결정했습니다. 등온 순환법을 사용했습니다. 하위 발열량은 수분과 수소 함량을 사용하여 계산했습니다. 최종 분석(표 1)는 폴란드 표준 PKN-ISO/TS 12902:2007에 따라 Perkin Elmer 2400 분석기(331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, USA)를 사용하여 수행되었습니다. 입자 크기 분포는 ISO 3310-1을 준수하는 일련의 교정된 체를 사용하여 결정되었습니다.
이 연구에서 설명한 일련의 실험 동안 토로이드 유동층 장비를 사용하여 건조를 수행했습니다. 설치 다이어그램은 다음과 같습니다.그림 1. 테스트 장비는 일괄 모드로 작동했습니다. 약 2.5kg의 갈탄이 공급 호퍼(E4)를 통해 수동으로 공급되었습니다.그림 1) 각 테스트 동안. 건조 공기의 온도는 각각 정격 전력이 3kW인 온도 제어 시스템이 있는 두 개의 히터를 사용하여 유지되었습니다(E20 및 E17).그림 1). 건조 공기는 송풍기(E3)에 의해 공급되었습니다.그림 1) 각 테스트에 대해 동일한 속도를 얻기 위해 약 130m3/h의 뜨거운 공기 유량을 사용했습니다. 유량은 밸브(E7)를 사용하여 제어되었습니다.그림 1).
그림 1.토베드 설치-다이어그램.
토로이드형 베드 건조기는 다음과 같습니다.그림 1, 는 거꾸로 된 절두 원뿔로 꼭대기가 닫힌 수직 원통형 기둥으로, 공기와 건조된 물질 사이의 열 교환이 직접 이루어집니다. 유동화 챔버의 바닥에는 건조 챔버 내부에 소용돌이를 생성하기 위해 소용돌이 날개가 설치됩니다.
수행된 일련의 실험 동안 다음 매개변수가 측정되었습니다: 온도, 상대 습도, 공기 흐름 속도 및 각 장치의 전기 소비. 온도 및 습도 센서는 건조기로 가는 뜨거운 공기의 입구에 설치되었습니다(T4 및 Rh1).그림 1) 및 설비 출구(T2 및 Rh2)에서그림 1). 온도는 EN 60751에 정의된 클래스 A 요구 사항을 준수하는 사양을 갖춘 표준 Pt1000 센서를 사용하여 측정했습니다. 주어진 온도와 압력에 대한 공기 중 수증기 부피를 최대 수증기 부피로 나눈 상대 습도(RH)는 HC1000-400 센서와 EE31 트랜스미터를 사용하여 측정했으며, 작동 범위는 0~100% RH, 온도 범위는 -40~80°C, 응답 시간은 <15초, 정확도는 2.4%(신뢰 구간은 95%)입니다. 건조 공기의 유량은 FCI ST-50 질량 유량계로 측정했으며 정확도는 판독값의 ±2%였습니다. 송풍기의 전기 부하는 Lumel에서 생산한 ND20 네트워크 미터를 사용하여 와트 미터로 측정했으며 정확도는 측정 범위(1.65kW)의 ±1%였습니다. 모든 값은 1초의 샘플링 간격으로 기록되었습니다.
이 연구에 사용된 건조기의 0차원 모델 다이어그램은 다음과 같습니다.그림 2. 이 모델은 추가 외부 건조제 히터가 있는 단일 단계 건조기를 설명합니다. 이 모델은 몇 가지 하위 구성 요소로 구성되어 있습니다. 이 모델은 전체 실험 동안 건조기가 소비한 에너지를 계산하는 데 사용되었으며, 건조기 출구의 공기 상대 습도를 기반으로 제거된 물의 질량을 계산하는 데 사용되었습니다. 에너지 보존 법칙에 따르면 건조기에 들어오는 엔탈피의 합은 건조기를 나가는 엔탈피의 합과 같아야 합니다. 해당 건조기 모델의 방정식은 다음과 같습니다.
��1+��2=��3+��4+��5�1+�2=�3+�4+�5
(1)
어디:
그림 2.추가 외부 건조제 히터가 장착된 단일 단계 건조기의 다이어그램입니다.
��1�1은 열교환기 출구의 건조 공기의 엔탈피이다.
��2�2는 건조기에 유입되는 습한 갈탄의 엔탈피이며, 이는 재료 속의 물의 엔탈피와 건조 물질의 엔탈피로 구분할 수 있다.
��3�3은 건조기에서 빠져나가는 습한 공기의 엔탈피이다.
��4�4는 건조기에서 나오는 건조된 갈탄의 엔탈피이다.
��5�5는 건조기 케이싱에서 주변으로의 엔탈피 손실을 나타냅니다.
표준 EN ISO 13788:2001에 따르면 포화 증기압은 다음과 같이 계산되었습니다.
��������=610·��17,269·��237,5+�� ������ ��≥0 °������=610·��17,269·��237,5 +� ��� �≥0 °�
(2)
어디:
피앉았다—포화 증기압, Pa;
티—온도, °C.
측정된 상대 습도를 고려한 공기 중 절대 수분 함량:
��=0.622��·��������100·��−��·����������=0.622������100·��−��������
(3)
어디:
엑스—공기 중 절대 수분 함량, kg·m−3 (건조 공기)
φ—공기 상대 습도, %;
피—습도(주변) 기압, Pa;
피앉았다—포화 증기압, Pa.
갈탄의 수분 함량 손실에 상응하는 공기 중 수분 함량의 증가:
Δ��=0.622(��2·������2100·��−��2·��������2−��0·��������0100 ·��−��0·��������0)Δ�=0.622(�2·����2100·��−��2·����2−�0·���� 0100·�−�0·����0)
(4)
어디:
Δ엑스—건조제(공기)의 절대 수분 증가, kg·m−3
주어진 시간 간격에서 갈탄에서 제거된 물의 양은 건조기의 입구와 출구에서 공기에 포함된 물의 양의 차이에 해당합니다. 갈탄에 의한 물 손실의 순간 값(두 순간 사이)티1과티2) 다음 공식에 의해 결정됩니다.
����������=Δ��������������������������(��2−��1)� ����=Δ����·����·����(�2−�1)
(5)
어디:
중증발하다—석탄의 물 손실량, kg
Δ엑스—건조제(공기)의 절대 수분 증가, kg·m−3
������������—습한 공기의 밀도, kg·m−3;
������������—건조 공기의 밀도, kg·m−3;
다섯젖은—건조기 입구의 공기 흐름, m3·h−1.
건조 테스트는 제시된 스탠드에서 수행되었습니다.그림 135 °C, 50 °C, 60 °C, 70 °C 및 80 °C의 온도에서 130 m3·h−1의 뜨거운 공기 흐름에 대해. 건조기의 입구와 출구 사이의 건조 공기의 습도 변화가 중요하지 않다고 간주될 때까지 테스트를 수행했습니다(참조그림 3). 그 지점에 도달했을 때, 갈탄은 유입되는 건조 공기와 평형을 이루었으므로 더 이상 건조할 수 없었습니다. 건조기가 이 상태에 도달하는 것을 최종 수분 함량에 도달하는 것으로 하며, 이 값에 도달하는 시간을 건조 시간이라고 합니다. 건조제 온도가 증가함에 따라 일반적으로 비교적 짧은 건조 시간 내에 더 낮은 최종 수분 함량에 도달했습니다.그림 350°C의 온도에서 폴란드 갈탄의 건조 테스트 동안 측정되고 기록된 값을 보여줍니다. 그래프는 건조 동력학을 계산하고 건조 공정의 에너지 소비를 결정하는 데 사용되는 매개변수(즉, 건조기 입구 및 출구의 공기 흐름, 온도 및 습도)만 보여줍니다.
그림 3.50°C의 온도에서 폴란드 갈탄에 대한 건조 시험의 예.
폴란드, 그리스, 루마니아, 호주의 갈탄을 사용하여 토베드 건조기의 건조 테스트를 수행했습니다. 근접 및 원소 분석 결과는 다음에 제시됩니다.표 1.그림 4온도 범위 내에서 수행된 모든 테스트의 평균인 입자 크기 분포를 나타냅니다.
그림 4.토베드 설비에서 건조 전과 후 다양한 출처의 갈탄의 입자 크기 분포.
그림 5습식 및 건식 갈탄의 중간 입자 크기를 비교하고 이 연구에서 얻은 결과를 유동층에서 건조하는 것에 대한 다른 연구에서 발표한 결과와 비교합니다. 수행된 건조로 인해 각 갈탄의 중간 입자 크기(d50)의 각각의 변화를 보여줍니다. 폴란드 갈탄과 이 연구에 사용된 다른 갈탄의 차이를 보여줍니다. 또한 중간 입자 크기의 변화가 갈탄 간에 달랐음을 보여줍니다. d50 직경의 변화는 다른 갈탄 간에 달랐습니다(그림 5), 상대적 변화율은 호주 갈탄의 경우 가장 높고, 루마니아 갈탄의 경우 가장 낮았습니다.
그림 5.습식 및 건조된 갈탄의 중간 입자 크기(d50)(* Stokie et al.의 결과[19] 비교를 위해).
토로이드형 베드 건조기의 작동 원리를 고려하면, 입자의 마모도 건조 후 입자 크기 분포의 변화에 영향을 미치는 요인 중 하나로 간주될 수 있을 것으로 예상하는 것이 타당해 보입니다. 토로이드형 베드에서 건조된 입자의 약화되고 균열이 생긴 구조의 증거는 그림 8에 표시된 SEM 사진에서 입증됩니다.
그림 6그리고그림 7서로 다른 크기의 입자 사이의 수분 함량의 다른 분포의 예를 보여줍니다. 이 두 그림은 미세 입자가 토로이드 베드에서 조기에 끌려나갔다는 것을 명확히 보여줍니다. 이로 인해 끌려나온 미세 입자의 수분 함량이 건조기 출구에서 더 높아졌습니다.그림 8그림은 두 갈탄 입자의 표면에 차이가 있음을 보여줍니다. 하나는 100°C의 머플로에서 건조하였고, 다른 하나는 50°C의 토로이드형 베드에서 건조하였습니다.
그림 6.습식 및 건조된 갈탄의 서로 다른 크기의 입자의 수분 함량 차이 - 건조 과정의 다양한 온도에 따른 그리스 갈탄의 예.
그림 7.습식 및 건조된 갈탄의 다양한 크기의 입자의 수분 함량 차이 - 건조 공정의 다양한 온도에 대한 호주 갈탄의 예. 토브 설비에서 시에니아와 갈탄의 건조 동역학 및 제거된 물 1kg당 총 에너지 소비량은 다음에 제시되어 있습니다.그림 9그리고그림 10각각.그림 9Sieniawa 광산의 갈탄에 대한 수분 손실을 나타내는 곡선을 보여줍니다. 최종 수분 함량이 15% 미만이면 건조제의 모든 온도에서 건조 속도가 상당히 감소합니다. 이 값을 임계 수분 함량이라고 하며 주로 갈탄의 구조와 화학에 따라 달라집니다. 이것은 모세관력을 통해 갈탄 구조 내에 물리적으로 유지되는 물의 비율과 예를 들어 OH 작용기와 약한 수소 결합을 통해 화학적으로 결합된 물의 양을 결정하는 데 유용한 지표입니다. 매개변수 자체는 명확한 단서를 제공하지 않으며 건조 조건에 따라 약간씩 달라집니다.
그림 8.100°C의 실험실 머플로에서 건조된 호주산 갈탄의 SEM 사진(에이,기음,이자형) 및 50 °C의 토베드 건조기(비,디,에프)—배율 ×300 (에이,비), ×750 (기음,디) 및 ×1500 (이자형,에프); 시료를 0.4mm의 구멍이 있는 스크린으로 체질함.
그림 9.폴란드 갈탄 토베드 설비에서의 건조 동역학.
그림 10.토베드 설비에서 폴란드 갈탄을 건조하는 동안 제거된 물 1kg당 총 에너지 소비량.
유사한 방식으로 토브 설비의 그리스 갈탄에 대한 건조 동역학 및 제거된 물의 kg당 총 에너지 소비량이 다음과 같이 표시됩니다.그림 11그리고그림 12각각. 그리스 갈탄은 폴란드 갈탄에 비해 동일한 수분 함량에 도달하기 위해 훨씬 더 긴 체류 시간이 필요했습니다. 특정 건조 에너지는 다음에 표시됨그림 12, 폴란드 갈탄에 등록된 수준과 유사했습니다. 그러나 그리스 갈탄의 경우 비에너지 소비량의 급격한 증가가 훨씬 일찍 시작되었습니다. 폴란드와 그리스 갈탄의 거의 동일한 초기 수분 함량을 고려하면 후자가 더 높은 임계 수분 함량을 보인다고 결론 내릴 수 있습니다. 즉, 건조가 더 어렵습니다.
그림 11.그리스 갈탄을 위한 토베드 설비에서의 건조 동역학.
그림 12.토베드 설비에서 그리스 갈탄을 건조하는 동안 제거된 물 1kg당 총 에너지 소비량.
그림 13그리고그림 14각각 루마니아 갈탄의 토브 설비에서의 건조 동역학과 제거된 물 1kg당 총 에너지 소비량을 보여줍니다. 건조 동역학 측면에서 루마니아 갈탄(그림 13)는 그리스 갈탄에 비해 더 빨리 건조되고 폴란드 갈탄에 비해 더 느리게 건조되는 중간 유형으로 간주될 수 있습니다. 루마니아 갈탄 샘플은 테스트된 모든 샘플 중 가장 낮은 초기 수분 함량을 보였습니다. 특정 에너지 소비 측면에서 루마니아 갈탄은 급격한 증가가 시작된 시간과 관련하여 그리스 갈탄과 유사한 거동을 보였습니다(그림 14). 토브 설비에서의 건조 동력학 및 호주 갈탄의 제거된 물 1kg당 총 에너지 소비량은 다음과 같습니다.그림 15그리고그림 16.
그림 13.루마니아 갈탄 토베드 설비에서의 건조 동역학.
그림 14.토베드 설비에서 루마니아 갈탄을 건조하는 동안 제거된 물 1kg당 에너지 소비량.
그림 15.호주 갈탄 토베드 설비에서의 건조 동역학.
그림 16.토베드 설비에서 호주 갈탄을 건조하는 동안 제거된 물 1kg당 에너지 소비량.
제시된 데이터그림 17호주 갈탄을 제외하고 수분 함량 20%를 달성하는 데 필요한 필요한 거주 시간을 나타냅니다. 이 경우 최종 수분 함량 35%를 얻는 데 필요한 건조 시간이 표시됩니다. 호주 갈탄은 일반적으로 다른 샘플과 비교하여 상당히 더 긴 거주 시간이 필요했습니다.
그림 17.토베드 설비에서 다양한 출처의 테스트된 갈탄이 최종 수분 함량을 달성하는 데 필요한 건조 시간입니다.
그림 18토베드 설비에서 테스트된 유형의 갈탄에 대해 수분 함량 20%를 달성하는 데 필요한 평균 에너지 소비량을 요약합니다(수분 함량에 대해 최대 35%까지 건조하는 에너지가 주어진 호주 갈탄은 예외). 제시된 데이터그림 18토로이드형 베드 설계를 기반으로 한 갈탄 건조기의 건조 공정 최적화에 도움이 될 수 있는 약간의 통찰력을 제공합니다. 건조 공정 중 제거된 물 1kg당 평균 총 에너지 소비량을 보여줍니다. 전체 공정의 에너지 소비는 실용적인 관점에서 관심사이므로 평균을 취합니다. 호주의 갈탄은 테스트된 다른 갈탄과 달리 초기 수분 함량이 65%에 가깝고 재 함량이 2%보다 약간 낮은 매우 낮은 함량을 보였습니다(참조표 1). 이 갈탄은 건조하기 가장 어려운 것으로 판명되었습니다(참조그림 15) 다른 갈탄이 달성한 것과 비슷한 최종 수분 함량에 도달하는 데 가장 오랜 시간이 걸렸습니다. 전반적으로 각 건조 온도에 대한 최종 수분 함량(건조 공기 온도에서 평형 수분 값에 해당)은 호주 갈탄의 경우 가장 높았습니다.
그림 18.토베드 설비에서 시험한 갈탄 유형에 대해 수분 함량 20%를 달성하는 데 필요한 평균 에너지 소비량 (* 호주 갈탄의 에너지 소비량은 초기 수분 함량이 비교적 높아 최종 수분 함량 35%로 설정됨).
토로이드 침대 건조기에서 갈탄을 건조하면 개별 입자 크기가 줄어들어 크기 분포가 크게 변합니다. 다음을 보면 명확합니다.그림 4, 건조 과정에서 일정량의 미세한 입자가 생성된다는 것입니다. Stokie et al.에서 동일한 유형의 갈탄에 대해 얻은 결과는 약간 달랐습니다. 즉, 마모가 훨씬 낮았습니다(그림 5). 유동화층에서 Stokie et al.에 따르면 [19], 10g 샘플을 사용한 실험에서는 마모가 발생하지 않았지만 3kg 샘플을 사용한 실험에서는 습식 및 건조된 갈탄 샘플의 d50 사이에 약간의 차이가 나타났기 때문에 규모의 효과가 상당했습니다.그림 5). 이 연구에 사용된 샘플 크기가 유사했기 때문에(2.5kg) 토로이드 베드에서 건조하는 동안 마모의 영향이 일반적인 유동화 베드와 비교할 때 훨씬 더 크다고 말할 수 있습니다. 이는 토로이드 베드에서 발생하는 더 높은 수준의 난류를 확인하는 데 사용할 수 있습니다.
그리스와 호주의 갈탄 건조 효과에 대한 예를 살펴보면 (그림 6그리고그림 7, 각각) 일반적으로 미세 입자는 토로이드형 베드에서 건조 후 비교적 높은 수분 함량을 보이는 것을 관찰하는 것은 비교적 쉽습니다. 이는 입자의 밀도가 건조되면서 감소하여 특정 입자의 최종 속도가 낮아질 때 토로이드형 베드에서 미세 입자가 끌려나와서 발생한다고 가정하는 것이 타당해 보입니다. 가장 큰 차이는 다른 유형의 갈탄에 비해 훨씬 낮은 재 함량을 가진 호주산 갈탄에서 나타났습니다. 낮은 재 함량은 입자의 낮은 실제 밀도와 일치한다고 가정하는 것이 타당해 보입니다. 관찰된 끌림은 입자의 체류 시간을 감소시켜 미세 입자의 건조를 방해했습니다. 토로이드형 베드에서 건조제의 온도가 충분히 낮고 증발로 인해 감소하면 속도가 충분히 감소하여 젖은 미립자의 손실을 최소화할 수 있으며, 이는그림 7.
일부 경우에는 (그림 7) 또한 직경이 상단 크기에 비교적 가까운 호주산 갈탄 입자는 전체 샘플의 평균보다 높은 수분 함량을 보였습니다. 반면에 이는 건조 시간이 충분하지 않았기 때문일 수 있는데, 이는 갈탄의 초기 수분 함량이 상당히 높았기 때문입니다. 거친 입자의 경우 평균 크기의 입자와 유사한 수분 함량을 달성하려면 더 긴 체류 시간이 필요할 것입니다.
건조된 샘플의 입자 크기 분포 변화에 중요한 역할을 하는 또 다른 요소는 건조 과정 중 입자의 수축입니다. 이는 이미 그림에서 설명한 바와 같습니다.그림 4. 그러한 거동은 더 큰 입자가 수축되도록 만들 수 있으며, 따라서 누적 크기 분포를 고려할 때 미세 입자의 총 점유율이 증가합니다. 반면에 입자의 부피가 감소하여 동일한 건조 입자 질량에 대한 밀도가 증가하여 미세 입자의 조기 유입이라는 앞서 언급한 효과를 상쇄하기 위해 입자 수축이 예상하는 것이 합리적입니다.
구조의 균열은 더 높은 배율(×1500)의 SEM 사진에서 명확하게 볼 수 있습니다. 이러한 균열은 동일한 샘플을 실험실 머플로(트레이 위)에서 건조했을 때는 나타나지 않았습니다. 따라서 균열이 물 자체의 증발로 인해 발생한 것이 아니라 베드의 작동 원리로 인해 발생한 것으로 결론 내릴 수 있습니다. 따라서 입자의 마모와 분리는 건조된 갈탄의 입자 크기 분포 변화에 영향을 미치는 요인 중 하나로 간주될 수 있습니다. 앞서 언급한 건조된 입자의 구조가 약해졌기 때문에 건조된 갈탄의 분쇄성이 해당 습식 원료에 비해 확실히 증가할 것으로 합리적으로 예상할 수 있습니다. 더욱이, 서로 다른 원산지의 갈탄 간의 변화 정도는 동일한 건조 조건에서 상당히 달랐습니다(그림 4), 이는 이 연구의 범위 내에서 모든 유형의 갈탄 간에 일부 구조적 차이가 있음을 의미합니다. 그러나 추가적인 양의 미립자를 생산하면 건조제와 건조된 갈탄의 혼합물이 폭발 농도 한계 내에 들어갈 수 있으므로 부정적인 영향을 간과해서는 안 되며, 이는 높은 마찰과 결합하여 정전 방전과 폭발을 일으킬 수 있습니다. 따라서 설계자의 주의는 건조제에 의해 끌려온 재료 베드와 접촉하는 건조기 및 덕팅의 부품을 접지하는 데 집중해야 합니다. 또한 특정 공급 원료의 하한 폭발 한계(LEL) 아래의 미립자 농도를 달성하기 위해 고체 하중(체적 공기 흐름의 비율과 공급 원료의 질량 유량)을 신중하게 고려해야 합니다.
1kg의 물을 제거하는 데 소모되는 특정 에너지는 다음과 같습니다.그림 10, 주변 온도에서 건조 온도까지 건조제(공기)를 가열하는 데 필요한 열과 송풍기가 소모하는 전기로 구성됩니다. 후자는 점진적 건조로 인해 질량이 감소하여 토로이드 베드를 통한 압력 강하가 감소하여 약간 변경됩니다. 그러나 특정 건조 에너지의 주요 변경 사항은 동일한 열 에너지 입력 공기가 재료에서 제거된 더 적은 양의 수분에 의해 소모된다는 사실로 인해 발생합니다. 즉, 수분 제거로 인한 질량 손실이 점차 작아집니다(더 작은 dm/dt). 유사한 정보는 다음에서 얻을 수 있습니다.그림 3, 건조기 출구에서 건조제의 상대 습도는 뚜렷한 최대치를 보이고 그 지점을 지나면서 감소하기 시작합니다.
배출 공기에서 열을 회수하는 경우 건조를 위한 총 비에너지는 상당히 낮을 수 있으며, 특히 더 높은 공기 온도 입력의 경우 그렇습니다. 모든 테스트된 갈탄 샘플에 대한 관찰 결과는 유사합니다. 그럼에도 불구하고 공통된 패턴을 공유함에도 불구하고 결과 자체는 다릅니다. 이러한 차이점은 서로 다른 기원의 갈탄 간의 구조적 차이를 시사합니다.
흥미로운 현상 중 하나는 루마니아 갈탄을 35°C와 50°C에서 건조하는 데 더 높은 에너지 소비가 있다는 것입니다. 이는 다른 갈탄에 비해 베드의 저항이 비교적 높기 때문에 설명할 수 있습니다. 게다가 습식과 건조된 루마니아 갈탄 사이의 입자 크기 분포 변화는 모든 갈탄 중에서 가장 낮은 수준 중 하나입니다(참조그림 4). 이는 50°C 이상의 온도에서 건조해야만 마모가 더 심해진다는 것을 시사할 수 있습니다. 이를 그리스 갈탄의 건조에 소모되는 에너지와 비교하면(그림 12) 루마니아 갈탄의 경우 마모 한계가 더 높다는 결론을 내리는 것이 합리적입니다.그림 4). 그리스 갈탄의 경우 35°C에서 수행한 시험만이 더 높은 온도에서 같은 갈탄을 건조하는 것보다 더 높은 에너지 소비를 보였습니다. 두 종류의 갈탄 모두 구조적 차이가 이러한 거동에 대한 유일한 그럴듯한 설명인 듯합니다. 게다가 폴란드 갈탄으로 수행한 시험에서는 그러한 거동이 관찰되지 않았습니다. 구조적 유사성의 공통적인 지표는 재 함량일 수 있는데, 그리스와 루마니아 갈탄 모두에서 유사했기 때문입니다(약 40%). 이는 두 폴란드 갈탄(두 갈탄 모두 재 함량 약 20%)과는 달랐습니다.
최적의 건조 매개변수의 적절한 선택은 구조에 의해 결정되는 고유한 특성으로 인해 각 유형의 갈탄에 대해 개별적으로 선택되어야 합니다. 게다가, 건조 매개변수의 첫 번째 추정은 건조기의 적절한 크기 측면에서도 매우 중요합니다. 건조기의 적절한 크기는 건조된 갈탄의 필요한 수분 함량에 의해 정의되는 용량 및 제품 품질 측면에서 필요한 기대치를 충족해야 합니다. 데이터 요약은 다음에 제시됩니다.그림 17그리고그림 18. 얻은 결과는 필요한 거주 시간의 변화가 60°C보다 높은 건조 온도에서는 의미가 없다는 것을 분명히 보여주며, 이는 더 높은 건조 온도에서는 건조 장비의 축소 측면에서 상당한 이득이 없다는 것을 의미합니다. 이 데이터는 특정 갈탄에 유사한 테스트 절차가 적용된다는 가정 하에 기존 장치의 최적화에도 사용될 수 있습니다. 제시된 데이터는 각 갈탄에 대해 실제로 달성할 수 있는 수분 함량에 대한 기대치를 관리하는 데에도 도움이 될 수 있습니다. 수행된 일련의 테스트를 통해 대부분의 갈탄에 대해 건조 후 달성할 수 있는 실행 가능한 수분 함량이 20%임을 확인할 수 있었습니다. 유일한 예외는 호주산 갈탄으로, 건조 후 실행 가능한 수분 함량이 35%로 평가되었습니다. Sieniawa산 갈탄은 폴란드 갈탄의 전반적인 대표 샘플로 선택되었습니다.
호주산 갈탄의 높은 초기 수분 함량과 물리적 구조는 층상 재료 덩어리가 벽에 달라붙고 마모로 인해 층으로 다시 떨어져서 구체적인 에너지 소비량 측정을 왜곡시키는 실질적인 어려움을 야기했습니다(참조).그림 16). 어느 시점에서 건조기 벽에 붙어 있던 덩어리는 토로이드형 침대로 인한 마모로 인해 떨어졌을 것입니다. 그럼에도 불구하고 호주산 갈탄을 건조하는 데 드는 특정 에너지 소비량은 최종 수분이 10% 정도인 다른 모든 종류의 갈탄보다 훨씬 높았다고 말할 수 있습니다.
전반적으로 호주산을 제외한 모든 갈탄은 유사한 필요 체류 시간을 보이는데, 이는 이러한 경우 필요한 건조기 크기가 크게 다르지 않음을 나타냅니다. 폴란드 갈탄을 35°C에서 건조하는 경우, 필요한 시간도 루마니아와 그리스 갈탄과 비교하여 상당히 다릅니다. 폴란드 갈탄의 경우, 35°C에서 갈탄 건조 시간은 73분으로 최종 수분 함량이 12.9%에 도달했습니다. 70°C와 80°C에서 건조하면 건조 시간이 상당히 단축되고(약 28분) 더 높은 수준의 건조가 가능해져 최종 수분 함량이 8% 미만에 도달했습니다.
보고있다그림 18호주산을 제외한 모든 갈탄의 경우 60°C의 건조 온도가 에너지 최적화 관점에서 가장 이롭다는 점을 명확히 밝힙니다. 에너지 소비를 최소화할 수 있기 때문입니다. 호주산 갈탄의 최적 건조 온도는 분명히 50°C입니다. 루마니아산 갈탄의 특정 에너지 소비는 건조 온도가 60°C를 넘을수록 여전히 약간 감소한다는 점에 유의하는 것이 중요해 보입니다. 그러나 그 중요성은 무시할 수 있으므로 이 경우 가장 낮은 가능한 건조 온도가 권장됩니다. 그 이유는 건조기 자체와 직접 관련이 없고 열원과 관련이 있습니다. 건조가 발전소가 있는 갈탄의 공급원에서 이루어진다고 가정하면 가열된 공기의 가능한 열원 중 하나는 공기 예열기 뒤의 연도 가스가 될 것입니다. 따라서 건조 공기의 온도가 낮을수록 Δ가 더 높아집니다.티건조 공기를 예열하는 열교환기에 대해. 따라서 더 작은 열교환 표면이 필요하여 이러한 장치의 비용이 낮아질 것입니다. 게다가, 배기 가스의 이슬점 이하의 온도를 달성할 수 있다면, 응축 열교환기는 배기 가스에서 추가 열을 회수할 수 있게 해줍니다.
가장 중요한 매개변수 중 하나는 재료에서 제거된 수분 1kg당 에너지 소비량입니다. 에너지 소비량은 건조 공정의 경제성 측면에서 매우 중요합니다. 그 값은 건조를 위한 열의 가용성과 폐열 사용 가능성에 따라 달라집니다. 체류 시간도 중요한데, 장비의 크기를 결정하기 때문이며, 이는 건조기의 총 비용에 큰 영향을 미칩니다.
어떤 유형의 갈탄이든 선택할 수 있는 최상의 건조기 유형에 대한 경험적 규칙은 없는 듯합니다. 가장 적합한 유형의 건조기를 선택하고 그에 따른 최적의 공정 매개변수를 선택할 때는 여러 가지 요인을 고려해야 합니다. 토로이드형 베드에서 건조하는 경우 최적의 공정 매개변수를 결정하는 요인 중 하나는 원료의 입자 크기 분포입니다. 성능과 건강 및 안전 측면에서 모두 우려 사항이 있습니다. 핵심 측면 중 하나는 건조제의 유량과 건조제와 건조 고형물의 양의 비율입니다. 건조제의 체적 유량이 너무 낮아 건조하면 비교적 높은 체류 시간이 필요하게 되어 더 큰 건조기로 인해 더 높은 자본 지출이 발생할 수 있습니다. 반면에 건조제의 체적 유량이 너무 높으면 베드에서 미립자가 조기에 유입되어 건조가 불균일해질 수 있습니다. 게다가 토로이드형 베드의 특성상 마찰이 증가하면 미립자 생성이 증가하여 공정이 증폭될 수 있습니다. 그 위에 미립자의 추가 생성은 폭발성 분위기를 얻을 만큼 충분한 미립자가 생성되면 안전 문제를 일으킬 가능성이 있으며, 특히 정전기 방전(발화원)을 유발할 수 있는 마찰을 고려할 때 더욱 그렇습니다. 다행히도 이 경우 건조 공기에 의해 제거된 수증기가 자연적인 억제제입니다. 그러나 이 측면은 각 경우에 대해 개별적으로 고려해야 합니다. 왜냐하면 다른 갈탄은 건조 중에 미립자 생성 측면에서 다른 행동을 보였기 때문입니다. 어떤 경우든 정전 방전에 대한 예방 조치로 장치를 적절히 접지해야 합니다. 또한, 가공된 원료의 더 유리한 크기 분포를 가져오는 분쇄 기계를 적절히 선택하면 안전 측면을 추가로 개선할 수 있습니다. 온도는 건조 공정에 미치는 영향과 건조제의 유량에 미치는 영향 모두에서 중요한 매개변수입니다. 건조제의 밀도를 변경하고 베드 자체에 대한 유압 저항에도 어느 정도 영향을 미치기 때문입니다. 온도가 너무 낮으면 체류 시간이 늘어나고 온도가 너무 높으면 다양한 크기의 입자가 불균일하게 건조되는 현상이 더욱 심화될 수 있습니다.
반면, 건조 공기의 고온 및 높은 유속은 입자의 균열을 증가시켜 건조된 갈탄의 분쇄성 측면에서 유익할 수 있습니다. 에너지 효율 관점에서 볼 때, 건조제 출구와 건조기 입구의 상대 습도 차이를 최대화하는 것이 유익한 것으로 보입니다. 이는 위에서 언급한 추가적인 안전 관련 이점을 제공할 수 있습니다(수증기는 불활성 특성을 가짐). 더욱이, 가능한 가장 높은 상대 습도는 건조기 다음에 열교환기에서 잠열을 적어도 부분적으로 회수해야 하는 경우에 유익한 것으로 보입니다. 설계된 건조기를 발전소에 위치시키는 경우, 가능한 가장 낮은 건조 온도는 저품질 열을 사용할 수 있게 함으로써 연도 가스에서 잠열 회수를 향상시킬 것입니다. 응축기의 냉각수에서 열을 회수하는 경우에도 마찬가지입니다. 그러나 이 경우 건조제의 온도는 주변에서 가져온 건조제와 응축기에서 나온 냉각수 사이에서 열 교환을 허용할 만큼 충분히 낮아야 합니다. 두 경우 모두 열교환기의 크기뿐만 아니라 건조기 자체의 크기, 블로워와 같은 보조장치의 전기 소비량도 고려해야 합니다.
구체적으로, 원료 관점에서, 다양한 유형의 갈탄의 특성과 건조 시험의 다양한 결과 간의 차이가 시험된 종 간의 구조적 차이를 암시한다는 점을 주목하는 것이 중요해 보인다. 더욱이, 회분 함량은 두 가지 유형의 갈탄과 건조 중의 거동 간의 유사성을 나타내는 귀중한 지표가 될 수 있는 듯하다.
낮은 온도 범위에서 공기를 사용하여 건조하면 원하는 수분 함량을 달성하기 위해 훨씬 더 긴 체류 시간이 필요하다는 것이 입증되었습니다. 이는 유사한 용량을 달성하기 위해 비교적 더 큰 건조기가 필요하다는 것을 의미합니다. 그러나 1kg의 물을 제거하는 데 필요한 특정 에너지는 높은 건조 온도 범위에서 상당히 증가했습니다. 일반적으로 이 연구는 저품질 폐열을 사용하는 것이 타당하다는 것을 입증했습니다. 그럼에도 불구하고 각 유형의 갈탄에 대한 개별적인 접근 방식의 필요성을 간과할 수 없으며 건조제 온도의 최적화는 사례별로 수행해야 합니다. 대부분의 유형의 갈탄은 토로이드형 침대에서 건조를 고려하는 호주 갈탄을 제외하고 최종 수분 함량을 20%까지 달성할 수 있었습니다. 이 유형의 갈탄의 경우 토로이드형 침대가 아닌 다른 건조 원리를 사용하는 것이 더 나은 선택일 수 있습니다.
더 높은 온도는 필요한 거주 시간 측면에서 확실히 유익할 것이고, 열 분해의 시작점이 유일한 제한점인 경우 달성 가능한 것으로 보입니다. 반면에 더 높은 온도는 보일러 연기 가스의 출구에서 나오는 열을 사용하는 옵션을 제한하여 갈탄 화력 발전소와
