Document Type : Original Article
Highlights
The widespread use of wall-mounted gas water heaters and cast-iron hot water boilers in residential buildings contributes significantly to urban air pollution through emissions such as carbon monoxide (CO), nitrogen oxides (NOx), and unburned hydrocarbons (HC). Despite advances in combustion efficiency, implementing conventional exhaust after-treatment systems in small-scale heating appliances remains challenging due to space limitations, low exhaust temperatures, and economic constraints.Non-thermal plasma (NTP) technology has emerged as a promising low-temperature emission control method because it generates highly reactive species, including atomic oxygen and hydroxyl radicals, without significantly increasing gas temperature. These reactive species can promote oxidation and decomposition of combustion pollutants under practical operating conditions.
In this study, a dielectric barrier discharge (DBD) cold plasma reactor was experimentally integrated into the exhaust systems of a wall-mounted water heater and a cast-iron boiler operating under real conditions. The main objective was to evaluate the effectiveness of cold plasma technology in reducing combustion-related pollutants in residential heating systems without modifying the combustion chamber or burner structure.
تولید آلایندههای حاصل از احتراق در سامانههای گرمایش ساختمان یکی از معضلات مهم زیستمحیطی در شهرهای بزرگ و پرجمعیت است. پکیج شوفاژ و آبگرمکنهای دیواری به دلیل کاربرد گسترده در مجتمعهای مسکونی و تجاری منبع قابل توجهی از انتشار آلایندههای هوا مانند مونوکسید کربن، اکسیدهای نیتروژن، هیدروکربنهای نسوخته و ذرات معلق هستند [۱]. این آلایندهها در کنار اثرات مخرب زیست محیطی، موجب افزایش هزینههای سلامت، تشدید اثرات گلخانهای و کاهش کیفیت هوای شهری میشوند. مقررات جدید زیستمحیطی در کشورهای صنعتی، استفاده از فناوریهای پاکسازی پساحتراق را ضروری کرده است [۲].
در تحقیقات سالهای دور، مون، لی و گیوم در سال ۲۰۰۰، طی بررسیای با عنوان ویژگیهای تخلیه و حذف اکسیدهای نیتروژن در راکتور پلاسمای غیرحرارتی با سیم کرونای گرمشده، بر روی یک راکتور پلاسمای سرد از نوع تخلیه کرونا در راکتور استوانه به این نتیجه رسیدند که گرم کردن سیم کرونا یک پارامتر کنترلی حیاتی است و با تنظیم دمای سیم در زیر دمای ۲۰۰ درجه سلسیوس، میتوان راندمان حذف اکسیدهای نیتروژن را برای غلظتهای پایین تا ۹۶ درصد افزایش داد. [3]. در پژوهشهای سالهای اخیر، لیو و همکاران در سال ۲۰۲۲، در یک بررسی تجربی و نظری با تمرکز بر کاهش اکسیدهای نیتروژن با پلاسمای غیرحرارتی در راکتور تخلیه سد دیالکتریک، تأکید کردند که دستیابی به حذف اکسیدهای نیتروژن در دمای پایین ضروری است. آنها به این نتیجه رسیدند که شرایط بیهوازی و توان تخلیه بالاتر برای حذف مستقیم اکسیدهای نیتروژن مفید است و میتوان تحت شرایط بهینه به راندمان حذف تا 5/98 درصد دست یافت [4]. مولچانوف و همکاران در سال ۲۰۲۴، در مطالعهای بر روی یک بویلر زیستتوده ۱۵ کیلوواتی به این نتیجه رسیدند که استفاده از تخلیه کرونای جریان مستقیم برای حذف اکسیدهای نیتروژن از احتراق کوچکمقیاس زیستتوده، راندمان حذفی در حدود ۷۸ درصد را به دنبال دارد. [5]. ژانگ و همکاران در یک مطالعه مروری در سال 2024، کاربرد پلاسمای غیرحرارتی را در کنترل آلایندههای خروجی موتورهای احتراقی بررسی کردند. نتایج پژوهش آنان نشان داد که حضور گونههای فعال نظیر اکسیژن اتمی و رادیکال هیدروکسیل در محیط پلاسما میتواند موجب تسریع فرآیند اکسیداسیون و کاهش آلایندههایی نظیر مونوکسیدکربن، هیدروکربنهای نسوخته و ترکیبات آلی فرار شود. همچنین گزارش شد که ترکیب فناوری پلاسما با کاتالیستها میتواند بازده حذف آلایندهها را بهبود دهد [6]. در پژوهشی دیگر، چاوو و همکاران در سال 2023 عملکرد سامانههای احتراقی تحت تاثیر با پلاسما را بررسی کردند. آنها نشان دادند که استفاده از پلاسمای غیرحرارتی میتواند موجب بهبود پایداری شعله، تسریع اشتعال و افزایش کیفیت فرآیند احتراق شود. نتایج این مطالعه بیانگر آن بود که استفاده از پلاسما بهویژه در شرایط احتراق رقیق میتواند منجر به کاهش برخی آلایندههای احتراقی شود [7].
در مقابل، برخی پژوهشها به چالشهای مرتبط با تشکیل اکسیدهای نیتروژن در محیط پلاسما اشاره کردهاند. مال و همکاران در سال 2023 به بررسی عددی سینتیک شیمیایی اکسیدهای نیتروژن در احتراق کمکگرفته با پلاسما پرداختند آنها گزارش کردند که در برخی شرایط عملیاتی، فعالسازی مولکولهای نیتروژن توسط الکترونهای پرانرژی میتواند موجب افزایش تشکیل مونوکسید نیتروژن شود. آنان بیان کردند که در شرایطی با انرژی ویژه بالای پلاسما و زمان ماند محدود، مسیرهای تشکیل اکسیدهای نیتروژن ممکن است بر فرآیند حذف آن غلبه کند [8]. نام و همکاران در سال 2024 عملکرد پلاسمای غیرحرارتی را در اکسیداسیون دوده کربنی و بهبود فرآیند حذف آلایندهها بررسی کردند. نتایج پژوهش آنان نشان داد که افزایش دمای گاز و حضور گونههای فعال تولیدشده در محیط پلاسما میتواند فرآیند اکسیداسیون آلایندههای کربنی را تسریع کند. همچنین این مطالعه نشان داد که گونههای فعال نظیر اکسیژن اتمی و رادیکالهای آزاد نقش مهمی در تجزیه ترکیبات آلاینده و بهبود راندمان حذف آنها دارند [9]. علاوه بر کاربردهای احتراقی، پژوهشهای جدید به استفاده از پلاسمای غیرحرارتی در فرآیندهای زیستمحیطی و کاهش آلایندههای صنعتی نیز پرداختهاند. مولتنی و همکاران در سال 2023 نشان دادند که استفاده از راکتورهای پلاسمای غیرحرارتی در سامانههای صنعتی میتواند ضمن کاهش مصرف انرژی، انتشار آلایندههای کربنی را نیز به میزان قابل توجهی کاهش دهد. نتایج آنان بیانگر ظرفیت بالای فناوری پلاسما در سامانههای کنترل آلایندگی نسل جدید بود[10]. پانگ و همکاران در سال ۲۰۲۵، حذف همزمان ذرات معلق، مونوکسید نیتروژن و دیاکسید گوگرد از گازهای دودکش را با استفاده از پلاسمای غیرحرارتیِ تخلیه سد دیالکتریک بررسی کردند. آنان یک سامانه آزمایشگاهی شامل راکتور پلاسمای هممحور و غبارگیر الکترواستاتیکی دومرحلهای طراحی و ساخته و عملکرد آن را به روشهای آزمایشگاهی و شبیهسازی عددی ارزیابی کردند. نتایج نشان داد که گونههای فعال تولیدشده در محیط پلاسما، بهویژه رادیکالهای اکسیژن و هیدروکسیل و همچنین ازن، نقش مؤثری در اکسیداسیون و حذف آلایندهها دارند. در شرایط بهینه، با انرژی ویژه ورودی ۸۰۰ ژول بر لیتر و رطوبت نسبی ۴۵ درصد، راندمان حذف ذرات معلق ریز، دیاکسید گوگرد و مونوکسید نیتروژن بهترتیب به 3/99، 4/98 و 7/86 درصد رسید. همچنین مشخص شد که افزایش کنترلشده رطوبت، به دلیل افزایش تولید رادیکالهای هیدروکسیل، موجب بهبود راندمان حذف آلایندهها میشود. [11]. نیمیو و همکاران درسال2026 به بررسی عملکرد همزمان پلاسمای غیرحرارتی و فوم متخلخل نیکل در کاهش ذرات معلق و آلایندههای گازی خروجی موتورهای بنزینی تزریق مستقیم پرداختند. در این پژوهش، راکتور پلاسمای غیرحرارتی همراه با فوم نیکل در ضخامتهای مختلف مورد استفاده قرار گرفت و اثر ولتاژ تخلیه بر کاهش آلایندهها و سازوکار اکسیداسیون ذرات معلق ارزیابی شد. همچنین با استفاده از میکروسکوپ الکترونی عبوری، تغییرات ساختاری ذرات دوده در فرآیند اکسیداسیون مورد بررسی قرار گرفت. نتایج نشان داد که فوم نیکل به دلیل سطح ویژه بالا و ویژگیهای کاتالیستی، موجب افزایش تماس آلایندهها با گونههای فعال تولیدشده در پلاسما شده و راندمان به داماندازی و اکسیداسیون ذرات معلق را بهطور قابلتوجهی افزایش میدهد. علاوه بر این، ولتاژ تخلیه در محدوده ۶ تا ۸ کیلوولت بهترین عملکرد را در کاهش ذرات معلق و هیدروکربنها با حداقل تولید محصولات جانبی نشان داد. با این حال، در ولتاژهای بالاتر، تشکیل آلایندههای ثانویه، بهویژه اکسید نیتروژن دوظرفیتی و اکسید نیتروژن تکظرفیتی، افزایش یافت که بیانگر ضرورت بهینهسازی پارامترهای عملکردی راکتور پلاسما برای دستیابی به حداکثر راندمان و حداقل تولید آلایندههای ثانویه است. [12]. ژائو و همکاران در سال2025 در یک مقاله مروری، پیشرفتهای اخیر در زمینه ترکیب پلاسمای غیرحرارتی و کاتالیستهای اصلاحشده برای پالایش آلایندههای هوا را بررسی کردند. در این پژوهش، اصول تولید پلاسما، سازوکار برهمکنش پلاسما و کاتالیست، تغییرات فیزیکی و شیمیایی ایجادشده در سطح کاتالیستها و نقش این تغییرات در افزایش راندمان حذف آلایندهها مورد تحلیل قرار گرفت. نتایج این مطالعه نشان داد که پلاسمای غیرحرارتی با تولید گونههای فعال اکسیژن و نیتروژن، موجب افزایش فعالیت، انتخابپذیری و پایداری کاتالیستها شده و راندمان حذف آلایندههایی نظیر اکسیدهای نیتروژن، ترکیبات آلی فرار و ذرات معلق را بهطور قابلتوجهی افزایش میدهد. همچنین نویسندگان بیان کردند که ترکیب پلاسما و کاتالیست نسبت به استفاده مستقل از هر یک، مصرف انرژی کمتر، عملکرد بهتر در دماهای پایین و تولید آلایندههای ثانویه کمتری داشته و یکی از امیدوارکنندهترین فناوریها برای پالایش هوای آلوده در آینده به شمار میرود. با این حال، بهینهسازی نوع راکتور، انتخاب کاتالیست مناسب و درک دقیق سازوکارهای همافزایی میان پلاسما و کاتالیست، همچنان از مهمترین چالشهای این حوزه محسوب میشود. [13].
در این پژوهش، تأثیر نصب یک راکتور پلاسمای سرد از نوع تخلیه سد دیالکتریک در مسیر خروجی دودکش دو سامانه گرمایشی شامل پکیج شوفاژ دیواری و آبگرمکن دیواری بر کاهش آلایندهها بهصورت تجربی بررسی و نتایج آن با توجه به سینتیک واکنشهای پلاسما تحلیل شد. طی دو دهه اخیر تحقیقات گستردهای در زمینه کاربرد پلاسما سرد در علوم مختلف صورت گرفته است. با وجود این پژوهشها، بررسیهای میدانی بر روی تجهیزات حرارتی غیرصنعتی مانند دیگهای آبگرم چدنی و پکیجهای دیواری چگالشی و غیرچگالشی و آبگرمکن دیواری بسیار محدود است و اغلب پژوهشها بر دودکشهای صنعتی یا موتورهای درونسوز متمرکز بودهاند. اهمیت این پژوهش در ارائه یک کاربرد عملی و مهندسیشده با هزینه بسیار پایین برای سامانههای گرمایشی ساختمانها است.
مواد و روش تحقیق
تجهیزات مورد استفاده
دیگ آبگرم چدنی 9 پره با ظرفیت 97 کیلووات( شکل 1).
Figure 1 - Cast iron hot water boiler with 9 fins, capacity 97 kW
شکل 1- دیگ آب گرم چدنی 9 پره با ظرفیت 97 کیلو وات
مشخصات فنی دیگ آب گرم چدنی در جدول 1 قابل مشاهده است.
جدول 1- مشخصات فنی دیگ آب گرم چدنی با ظرفیت 97 کیلووات
Table 1- Technical specifications of cast iron hot water boiler with capacity 97 kW
|
Description |
Unit |
Value |
|
Boiler model |
— |
S300-9 |
|
Number of fins |
Pcs |
9 |
|
Thermal power |
kw |
97 |
|
Water volume of boiler |
lit |
40.3 |
|
Boiler flue outlet diameter |
mm |
124 |
|
Combustion chamber volume |
m³ |
0.726 |
|
Burner port diameter |
mm |
110 |
|
Boiler length (A) |
mm |
961 |
|
Maximum allowable operating temperature |
°C |
105 |
|
Maximum allowable operating pressure |
bar |
4 |
|
Gaseous fuel type |
Natural gas |
— |
مشعل گازسوز با ظرفیت 120 کیلووات در شکل 2 قابل مشاهده است.
شکل 2- مشخصات فنی مشعل گازسوز با ظرفیت 120 کیلووات
Figure 2 - Technical specifications of gas burner with capacity 120 kW
مشخصات فنی مشعل مورد تست در جدول 2 ارائه شده است.
جدول 2- مشخصات فنی مشعل گازسوز 120 کیلووات
Table 2- Technical specifications of gas burner, 120 kW
|
Specifications |
Unit |
Value |
|
Burner model |
- |
CKI-G120 |
|
Minimum capacity |
kw |
47 |
|
Maximum capacity (at sea level) |
kw |
124 |
|
Gas type and heating value range |
kcal/m³ |
(Natural Gas) 7900 – 9450 |
|
Suitable gas pressure |
mbar |
15 – 40 |
|
Voltage, operating frequency, and power consumption |
V- Hz- W |
220 – 50 – 140 |
|
Motor speed |
RPM |
2800 |
|
Maximum gas consumption |
m³/h |
13 |
نمای کلی راکتور پلاسمای سرد از نوع تخلیه سد دیالکتریک و اجزای مهم آن در شکل 3 ارائه شده است.
شکل3- نمای کلی راکتور پلاسمای سرد از نوع تخلیه با سد دیالکتریک و اجزای مهم آن
Figure 3 – A view of cold plasma reactor of dielectric barrier discharge type and its main components
گاز سنج (آنالایزر گاز) کالیبره شده مورد استفاده در این مطالعه، دستگاهTesto مدل 340 با خطای اندازهگیری 2/.± ppm است. به منظور اندازهگیری دبی ورودی دود به پلاسما میبایست سرعت دود را محاسبه کنیم که به همین منظور از دستگاه اندازهگیری سرعت هوا Testo مدل425 کالیبره شده استفاده شد.
مشخصات راکتور
در جدول 3 مشخصات راکتور قابل مشاهده است.
جدول 3- مشخصات ابعادی و فنی راکتور
Table 3- Dimensional and technical specifications of the reactor
|
Parameter |
Unit |
Value |
|
Voltage |
kv |
12 |
|
Current |
mA |
30 |
|
Input Power |
W |
90 |
|
Reactor Type |
— |
Dielectric Barrier Discharge (DBD) |
|
Dielectric Material |
— |
Borosilicate Glass |
|
High‑Voltage Electrode Material |
— |
Copper |
|
Outer Coating Material |
— |
Aluminum Foil |
|
Reactor Chamber Volume |
L |
2.12 |
|
Borosilicate Pipe Diameter |
mm |
100 |
|
Borosilicate Pipe Length |
mm |
270 |
|
Copper Wire Diameter |
mm |
1 |
|
Gas Inlet/Outlet Diameter |
mm |
20 |
|
Copper wire spacing |
mm |
22 |
|
Dielectric thickness |
mm |
5 |
|
Type of power supply |
— |
high-voltage neon transformer |
شکل 4 طرح شماتیک راکتور پلاسمای سرد و آبگرمکن دیواری مورد استفاده را نشان میدهد:
شکل 4- طرح شماتیک راکتور پلاسمای سرد و آبگرمکن دیواری
Figure 4 - Schematic diagram of the cold plasma reactor and heater water
در جدول 4 مشخصات فنی آبگرمکن دیواری مورد آزمایش ارائه شده است.
جدول 4- مشخصات فنی آبگرمکن دیواری
Table 4- Technical specifications of the wall‑mounted water heater
|
Parameter |
Value |
|
Model |
W118IF |
|
Product Classification |
H2H3B/P |
|
Product Type |
B52 |
|
Fuel Type |
Natural Gas |
|
Gas Pressure Rate |
20 mbar |
|
Flow Rate Range |
5–18 L/min |
|
Minimum Water Inlet |
3 L/min |
|
Input Power |
34 kW |
|
Domestic Hot Water Pressure Range |
0.025–0.8 MPa |
|
Specific Hot Water Flow Rate |
18 L/min (Δt=25 °C) |
|
Thermal Efficiency |
93% |
انرژی ویژه پلاسما
با توجه به محدودیت ابعاد راکتور پلاسمای سرد، کل جریان گاز خروجی دودکش از ناحیه تخلیه عبور داده نشد و تنها بخشی از آن بهصورت جریان فرعی از طریق یک لوله انشعابی با قطر 30 میلیمتر وارد راکتور شد. ازاینرو، تمامی محاسبات دبی حجمی و انرژی ویژه بر اساس جریان فرعی انجام شد[14]. انرژی ویژه پلاسما از رابطه (1) محاسبه شد:
SED= (1)
که در آن
P = توان ورودی پلاسما (W)
Q = دبی گاز (L/s)
مقدار انرژی ویژه 33/60 kJ/m³ به دست آمد که در محدوده مقادیر گزارششده برای سامانههای پلاسمای غیرحرارتی قرار دارد ] 19-15.[
همچنین توان حرارتی دیگ مورد بررسی ۹۷ کیلووات است، در حالی که توان الکتریکی مصرفی راکتور تخلیه سد دیالکتریک 90 وات است که نسبت توان پلاسما به توان حرارتی مشعل کمتر از چند درصد است. بنابراین تغییرات مشاهدهشده در ترکیب شیمیایی گاز خروجی را نمیتوان به افزایش کلی انرژی سیستم نسبت داد. در نتیجه، عملکرد تخلیه سد دیالکتریک را میتوان به عنوان یک فرآیند تحریک شیمیایی غیرحرارتی در نظر گرفت که بدون افزایش محسوس دمای حجمی، موجب تقویت مسیرهای اکسیداسیون مونوکسید کربن شده است. به منظور بررسی مقیاسپذیری سامانه، توان الکتریکی موردنیاز برای پردازش کل گازهای خروجی یک مشعل 120 کیلوواتی نیز بهصورت تقریبی محاسبه شد. با فرض ثابت بودن انرژی ویژه و تعمیم مستقیم شرایط آزمایشگاهی به کل جریان دودکش، توان موردنیاز حدود65/2 کیلووات برآورد شد. این مقدار نشان میدهد که هندسه و شرایط بهرهبرداری راکتور حاضر صرفاً برای مطالعات آزمایشگاهی طراحی شده است و استفاده از آن در مقیاس واقعی مستلزم کاهش انرژی ویژه، افزایش بازده انتقال انرژی، افزایش زمان ماند مؤثر و بهینهسازی هندسه راکتور خواهد بود. انرژی ویژه بهدستآمده موجب افزایش تولید گونههای فعال نظیر اکسیژن و هیدروکسید شده و کاهش مونوکسیدکربن و هیدروکربنهای نسوخته را تسهیل میکند. در مقابل، افزایش چگالی گونههای اکسیدکننده در این محدوده انرژی میتواند تشکیل بخشی از اکسیدهای نیتروژن را نیز تقویت کند که با نتایج تجربی این پژوهش مطابقت دارد.
روند انجام آزمایش و شرایط آزمایشگاهی
· راهاندازی سامانههای گرمایشی در توان ثابت طبق استاندارد ملی ایران[20،21] با شماره INSO 4472 و INSO 1828
· ثبت آلایندهها در حالت بدون پلاسما قبل از ورود محصولات احتراق به محفظهی راکتور
· فعالسازی راکتور پلاسما
· اندازهگیری مجدد آلایندهها بعد از خروج از محفظه ی راکتور و تحت تأثیر قرار گرفتن پلاسمای سرد
· مقایسه و تحلیل دادهها
زمان ماند محصولات احتراق ورودی در محفظه ی پلاسما با توجه به شرایط و هندسه راکتور 60 ثانیه در نظر گرفته شد.
آزمایشها در شرایط محیطی منطبق با الزامات استاندارد ملی ایران برای سامانههای گرمایشی مورد آزمایش انجام شد. مطابق این استاندارد، دمای محیط آزمون باید در محدوده 15 تا 25 درجه سلسیوس و رطوبت نسبی در محدوده 25 تا 47 درصد قرار گیرد. در این پژوهش، با استفاده از سامانه تهویه مطبوع، شرایط محیطی اتاق آزمون در این بازهها نگه داشته شد. در زمان انجام آزمون، دمای محیط حدود 25 درجه سلسیوس و رطوبت نسبی حدود 29 درصد ثبت شد.
در این پژوهش، دستگاههای گرمایشی با استفاده از دستگاه پیشرفته شبیهساز و آزمون سامانههای گرمایشی ساخت شرکت میکروپلن ایتالیا در شرایط پایدار مورد بررسی قرار گرفتند. وجود چنین دستگاهی در آزمایشگاههای تحقیق و توسعه تمامی شرکتهای سازنده سامانههای گرمایشی در جهان ضروری است، زیرا این سامانه قابلیت شبیهسازی کامل عملکرد دستگاههای گرمایشی در شرایطی مشابه محیط واقعی، مانند خانههای مصرفکنندگان، را در محیط آزمایشگاه فراهم میکند.
این دستگاه قادر است تمامی پارامترهای کنترلی مهم از جمله دما، فشار و دبی آب، فشار و دمای گاز، میزان مصرف گاز، ظرفیت گرمایی و سایر پارامترهای مؤثر در عملکرد سامانههای گرمایشی را اندازهگیری و ثبت کند. علاوه بر این، سامانه مذکور امکان محاسبه راندمان دستگاههای مورد آزمایش را نیز فراهم میسازد.
در این آزمایش دمای آب مصرفی در حداکثر خروجی 60 درجه سلسیوس و حداکثر نرخ جرم جریان خروجی قرار داده شد. در مورد آزمایش دیگ و مشعل نیز با توجه به استاندارد ملی ایران دیگ بعد از روشن شدن با تنظیم در دمای رفت 80 درجه سلسیوس و دمای برگشت 60 درجه سلسیوس بهصورت پایدار مورد آزمایش قرار گرفت. طبق استادارد ملی ایران در رابطه با اندازه گیری راندمان و دادههای محصولات احتراق میبایست سه تکرار انجام شود ولی برای افزایش دقت اندازهگیری در هر بار آزمایش تعداد پنج بار دادهها اندازه گیری شدند.
نقش مکانیکی و عدم تأثیر بر راندمان احتراق
از آنجا که راکتور پلاسما در مسیر خروجی و پس از پایان احتراق نصب شده است، پلاسما هیچ تأثیر مستقیمی بر مکانیسم احتراق، اختلاط هوا- سوخت، دمای شعله یا راندمان دیگ بخار ندارد. عملکرد پلاسما تنها بر روی آلایندههای تشکیلشده در مرحله ی پساحتراق اعمال میشود. به همین دلیل کاهش آلایندگی بدون تغییر محسوس در راندمان حرارتی و پایداری احتراق مشاهده میشود. تمامی این موارد به صورت مستمر با استفاده از دستگاه میکروپلن رصد شد.
کاهش مونوکسید کربن، اکسیدهای نیتروژن و هیدروکربنهای نسوخته در راکتور با سد دیالکتریک ی مستقیم چهار پدیده ی کلیدی است:
§ تولید الکترونهای پرانرژی و ایجاد گونههای فعال (اکسیژن اتمی، رادیکال هیدروکسیل، ازون).
§ اکسیداسیون شیمیایی آلایندهها از مسیرهای رادیکالی سریع.
§ تبدیل آلایندهها بدون نیاز به دمای بالا (غیرحرارتی).
§ انجام کلیه ی واکنشها در مرحله ی پساحتراق، بدون تغییر در فرآیند اصلی احتراق.
تحلیل عدم قطعیت و تکرارپذیری آزمایشها
بهمنظور ارزیابی قابلیت اطمینان دادههای تجربی، تمامی آزمایشها تحت شرایط عملیاتی یکسان و برای هر حالت حداقل پنج بار تکرار شدند. مقادیر گزارششده در جداول و نمودارها میانگین این اندازهگیریها بوده و انحراف معیار آنها نیز محاسبه شد]22[.
عدم قطعیت کل اندازهگیریها با ترکیب عدم قطعیت ابزار اندازهگیری و عدم قطعیت ناشی از تکرارپذیری و با استفاده از روش مجموع مربعات ریشه[1] مطابق رابطه (2) محاسبه شد.
(2)
که در آن عدم قطعیت کل اندازهگیریها ، عدم قطعیت سیستماتیک مرتبط با دقت دستگاه اندازهگیری و عدم قطعیت تصادفی که مرتبط با تکرارپذیری است.
ضریب تغییرات تمامی پارامترهای اندازهگیریشده کمتر از ۵ درصد بهدست آمد که بیانگر تکرارپذیری مناسب آزمایشها و قابلیت اعتماد مطلوب دادههای تجربی است. همچنین عدم قطعیت کل تمامی اندازهگیریها کمتر از حدود 5/3 درصد بود که نشاندهنده دقت مناسب سامانه اندازهگیری است (جدول5).
جدول ۵- عدم قطعیت کل در اندازهگیری پارامترها
Table 5- Total measurement uncertainty of parameters
|
Measurement Parameter |
Unit |
Total Uncertainty |
|
CO Concentration |
ppm |
±2.5% |
|
NOx Concentration |
ppm |
±3.2% |
|
HC Concentration |
ppm |
±2.8% |
|
Flue Gas Temperature |
°C |
±1.5% |
نتایج و بحث
عملکرد راکتور پلاسمای سرد در دیگ آبگرم چدنی
برای ارزیابی اثر راکتور پلاسمای سرد، غلظت آلایندهها و ترکیبات اصلی محصولات احتراق دیگ آبگرم چدنی پیش و پس از فعالسازی راکتور اندازهگیری شد. نتایج در جدول 6 ارائه شده است.
جدول 6- مقایسه آلایندهها قبل و بعد از پلاسما برای دیگ چدنی
Table 6- Comparison of pollutants before and after plasma for cast iron boiler
|
Pollutant |
Before Plasma |
After Plasma |
Percentage Change |
|
CO (ppm) |
19 |
9 |
-52% |
|
NOx (ppm) |
34 |
49 |
+44% |
|
NO₂ (ppm) |
9 |
14 |
+55% |
|
NO (ppm) |
29 |
37 |
+27% |
|
HC (ppm) |
50 |
32 |
-36% |
|
CO₂ (%) |
12 |
12.2 |
-1.6% |
|
O₂ (%) |
4.3 |
4.31 |
+0.23% |
مطابق جدول 6، فعالسازی راکتور موجب کاهش غلظت مونوکسیدکربن از ۱۹ به ۹ قسمت در میلیون شد که معادل کاهش ۵۲ درصدی است. این کاهش را میتوان به تولید گونههای فعال اکسیژنی، بهویژه اکسیژن اتمی و رادیکال هیدروکسیل، در تخلیه با سد دیالکتریک نسبت داد. این گونهها میتوانند اکسیداسیون مونوکسیدکربن را از مسیرهایی مانند واکنش 3 تسریع کنند:
CO+OH→CO2+H (3)
کاهش محسوس مونوکسیدکربن در حالی رخ داد که غلظت اکسیژن تنها از 30/4 به 31/4درصد تغییر کرد. بنابراین، این کاهش را نمیتوان به ورود هوای اضافی یا تغییر قابلتوجه نسبت هوا به سوخت نسبت داد و تقویت واکنشهای اکسیداسیون در ناحیه پلاسما، توضیح محتملتری برای آن است.
کاهش غلظت مونوکسید کربن در این پژوهش با نتایج برخی مطالعات پیشین همخوانی دارد، اگرچه میزان کاهش مشاهدهشده در این تحقیق بیشتر بوده است خانی و همکاران [23] با استفاده از پلاسمای غیرحرارتی برای پالایش گازهای خروجی واقعی موتور دیزل، حداکثر کاهش 3/16 درصدی مونوکسید کربن را در فرآیند پلاسمای مستقیم و حدود ۴ درصد را در فرآیند پلاسمای غیرمستقیم گزارش کردند. آنان بیان کردند که اگرچه پلاسما قادر به اکسیداسیون مونوکسید کربن است، اما رسوب دوده و کربن روی سطح راکتور در فرآیند مستقیم و همچنین زمان ماند محدود گونههای فعال در فرآیند غیرمستقیم، راندمان حذف مونوکسید کربن را کاهش میدهد.
در مقابل، در پژوهش حاضر کاهش مونوکسید کربن بهطور محسوسی بیشتر است. این اختلاف را میتوان به تفاوت در ماهیت سامانههای احتراق، ترکیب شیمیایی گازهای خروجی، نوع راکتور پلاسمایی، شرایط تخلیه الکتریکی و زمان برهمکنش گاز با گونههای فعال نسبت داد. در موتور دیزل، حضور دوده، ذرات معلق و هیدروکربنهای سنگین، بخشی از گونههای فعال تولیدشده در پلاسما را مصرف کرده و همچنین موجب افت عملکرد راکتور در اثر رسوبگذاری میشود، در حالی که در سامانههای گازسوز مورد استفاده در این پژوهش، گازهای خروجی فاقد دوده بوده و محیط مناسبتری برای اکسیداسیون مونوکسید کربن توسط گونههای فعالی نظیر اتم اکسیژن، رادیکال هیدروکسیل و ازن فراهم میشود. علاوه بر این، سوخت گاز طبیعی ذاتاً احتراق پاکتری نسبت به سوخت دیزل دارد و احتمال تشکیل محصولات جانبی مزاحم برای واکنشهای اکسیداسیون کمتر است؛ بنابراین، نتایج این پژوهش نشان میدهد که کاربرد پلاسمای غیرحرارتی در سامانههای احتراق گاز طبیعی میتواند از نظر کاهش مونوکسید کربن مؤثرتر از کاربرد آن در موتورهای دیزل باشد، هرچند مقایسه مستقیم این دو سامانه باید با در نظر گرفتن تفاوتهای بنیادی در شرایط احتراق و ترکیب گازهای خروجی انجام شود.
غلظت هیدروکربنهای نسوخته نیز از ۵۰ به ۳۲ قسمت در میلیون کاهش یافت که بیانگر کاهش حدود ۳۶ درصدی است. واکنش هیدروکربنها با گونههای فعال پلاسما شامل گسست پیوندهای کربن–هیدروژن، تشکیل رادیکالهای آلی و اکسیداسیون مرحلهای محصولات میانی است. شروع این فرآیند را میتوان بهصورت کلی با رابطه (4) نشان داد:
CxHy+OH→CxHy−1+H2O (4)
رادیکالهای آلی حاصل در ادامه با اکسیژن واکنش داده و به ترکیبات اکسیژندار، مونوکسیدکربن، دیاکسیدکربن و آب تبدیل میشوند. بنابراین، کاهش هیدروکربنهای نسوخته را میتوان به تجزیه مولکولهای آلی و اکسیداسیون بعدی آنها بهوسیله گونههای فعال نسبت داد .این نتیجه از نظر جهت تغییر با با نتایج مینگ و همکاران همخوانی دارد. این پژوهشگران با نصب یک راکتور پلاسمای غیرحرارتی در مسیر خروجی موتور احتراق داخلی نشان دادند که بیشترین راندمان حذف هیدروکربنهای نسوخته به حدود 5/34 درصد میرسد [24]. برخلاف مونوکسیدکربن و هیدروکربنهای نسوخته، غلظت اکسیدهای نیتروژن پس از فعالسازی راکتور از ۳۴ به ۴۹ قسمت در میلیون افزایش یافت. همچنین غلظت مونوکسید نیتروژن از ۲۹ به ۳۷ و دیاکسید نیتروژن از ۹ به ۱۴ قسمت در میلیون رسید. این نتیجه نشان میدهد که در شرایط آزمایش، مسیرهای تشکیل و اکسیداسیون گونههای نیتروژنی بر مسیرهای حذف آنها غلبه داشتهاند.
فعالسازی مولکولهای نیتروژن در میدان پلاسما میتواند موجب تشکیل اتمهای نیتروژن و در ادامه تولید مونوکسید نیتروژن شود:
N+O2→NO+O (5)
از سوی دیگر، گونههای فعال اکسیژنی میتوانند تبدیل مونوکسید نیتروژن به دیاکسید نیتروژن را نیز تسریع کنند:
NO+O+M→NO2+M(6)
پائولاسکاس و همکاران، عملکرد پلاسمای غیرحرارتی را در محصولات واقعی احتراق متان و در شرایط مشابه سامانههای احتراقی کوچک بررسی کردند. نتایج آنها نشان داد که در غلظتهای اکسیژن برابر یا بیشتر از حدود ۶ درصد، تولید اکسیژن فعال و ازن در ناحیه تخلیه، تبدیل مونوکسید نیتروژن به دیاکسید نیتروژن را تقویت میکند. همچنین، افزایش اکسیژن میتواند بازده اکسیداسیون مونوکسید نیتروژن را افزایش دهد [25].
بااینحال، در پژوهش پائولاسکاس و همکاران، افزایش دیاکسید نیتروژن عمدتاً با کاهش مونوکسید نیتروژن همراه بود و مجموع اکسیدهای نیتروژن تغییر محدودی داشت. در مقابل، در پژوهش حاضر، مونوکسید نیتروژن و دیاکسید نیتروژن بهطور همزمان افزایش یافتند. این تفاوت نشان میدهد که در شرایط عملیاتی راکتور حاضر، پدیده مشاهدهشده تنها ناشی از تبدیل مونوکسید نیتروژن به دیاکسید نیتروژن نبوده و احتمال فعالشدن مسیرهای تشکیل گونههای جدید نیتروژنی نیز وجود دارد.
این اختلاف میتواند به تفاوت در انرژی ویژه، هندسه راکتور، زمان ماند، دمای گاز، غلظت اکسیژن و ترکیب محصولات احتراق مربوط باشد. در مطالعه پائولاسکاس و همکاران، انرژی ویژه لازم برای دستیابی به حذف زیاد مونوکسید نیتروژن کمتر از ۳۰ ژول بر لیتر گزارش شد، درحالیکه انرژی ویژه پژوهش حاضر حدود 33/60 ژول بر لیتر بود. بنابراین، انرژی ورودی بیشتر در سامانه حاضر ممکن است ضمن تقویت اکسیداسیون آلایندههای کربنی، باعث افزایش برانگیختگی یا گسست مولکولهای نیتروژن و در نتیجه تشکیل بیشتر اکسیدهای نیتروژن شده باشد.
از سوی دیگر، نویسندگان آن پژوهش تأکید کردند که عملکرد پلاسما در برابر اکسیدهای نیتروژن به غلظت اکسیژن، بخار آب، هیدروکربنها و ترکیب کلی گاز وابسته است. بنابراین، افزایش اکسیدهای نیتروژن در پژوهش حاضر را نمیتوان صرفاً به یک واکنش منفرد نسبت داد، بلکه این رفتار حاصل رقابت میان مسیرهای اکسیداسیون، احیا و تشکیل گونههای نیتروژنی در محیط واقعی محصولات احتراق است.
همچنین، لاگوست و همکاران وابستگی رفتار اکسیدهای نیتروژن به انرژی ویژه، زمان ماند، غلظت اکسیژن، رطوبت و ترکیب گاز را گزارش کردند]26[.
غلظت دیاکسیدکربن تنها از ۱۲ به 2/12درصد و اکسیژن از 30/4 به 31/4 درصد تغییر کرد. محدود بودن این تغییرات نشان میدهد که شرایط کلی احتراق و نسبت هوا به سوخت در طول اندازهگیریها تقریباً ثابت بوده است. افزایش جزئی دیاکسیدکربن نیز با اکسیداسیون بخشی از مونوکسیدکربن و ترکیبات آلی سازگار است، هرچند به دلیل پایین بودن غلظت این آلایندهها نسبت به دیاکسیدکربن کل دود، انتظار تغییر قابلتوجهی در درصد حجمی دیاکسیدکربن وجود ندارد.
در مجموع، راکتور تخلیه با سد دیالکتریک در شرایط آزمایش توانست غلظت مونوکسیدکربن و هیدروکربنهای نسوخته را بهطور محسوسی کاهش دهد؛ اما افزایش اکسیدهای نیتروژن نشان داد که بهینهسازی راکتور باید با درنظرگرفتن همزمان انرژی ویژه، دبی گاز، زمان ماند و شرایط تخلیه انجام شود.
عملکرد راکتور پلاسمای سرد در آبگرمکن دیواری
بهمنظور بررسی عملکرد راکتور پلاسمای سرد در یک سامانه گرمایشی با شرایط احتراق متفاوت، آزمایشهای مشابه بر روی آبگرمکن دیواری انجام شد. نتایج اندازهگیری آلایندهها و ترکیب محصولات احتراق پیش و پس از فعالسازی راکتور در جدول 7 ارائه شده است.
جدول 7- مقایسه آلایندهها قبل و بعد از پلاسما برای آبگرمکن دیواری
Table 7- Comparison of pollutants before and after plasma for a wall-mounted water heater
|
Pollutant |
Before Plasma |
After Plasma |
Percentage Change |
|
CO (ppm) |
121 |
72 |
40% |
|
NOx (ppm) |
21 |
32 |
+52% |
|
NO₂ (ppm) |
6 |
10 |
+56% |
|
NO (ppm) |
18 |
27 |
+50% |
|
HC (ppm) |
65 |
32 |
-51% |
|
CO₂ (%) |
4.6 |
4.4 |
-4% |
|
O₂ (%) |
12.93 |
13.12 |
+1% |
همانگونه که در بخش قبل توضیح داده شد، کاهش مونوکسیدکربن نتیجه اکسیداسیون آن توسط گونههای فعال اکسیژنی و رادیکالهای هیدروکسیل تولیدشده در ناحیه تخلیه است. در آبگرمکن دیواری نیز این روند مشاهده شد، بهطوریکه غلظت مونوکسیدکربن از 121 به 72 قسمت در میلیون کاهش یافت. با این حال، میزان کاهش 40 درصدی کمتر از دیگ چدنی (52 درصد) بود. این اختلاف نشان میدهد که اگرچه مکانیزم شیمیایی حذف مونوکسیدکربن در هر دو سامانه یکسان است، اما بازده نهایی به شرایط عملکردی سامانه نیز وابسته است. یکی از عوامل مؤثر میتواند تفاوت در شرایط احتراق و الگوی جریان گازهای خروجی باشد. در آبگرمکن دیواری، سرعت بیشتر گازهای خروجی و زمان تماس کوتاهتر با ناحیه تخلیه میتواند فرصت انجام کامل واکنشهای اکسیداسیون را کاهش دهد. علاوه بر این، اختلاف در ترکیب اولیه محصولات احتراق و میزان رقیقشدگی گازها نیز احتمال برخورد گونههای فعال با مولکولهای مونوکسیدکربن را تحت تأثیر قرار میدهد. بنابراین، کاهش کمتر مونوکسیدکربن در آبگرمکن را نمیتوان ناشی از کاهش فعالیت راکتور دانست، بلکه بیشتر بیانگر تفاوت شرایط عملکرد دو سامانه است.
برخلاف مونوکسیدکربن، کاهش هیدروکربنهای نسوخته در آبگرمکن دیواری از دیگ چدنی بیشتر بود و غلظت آنها از 65 به 32 قسمت در میلیون رسید که معادل حدود 51 درصد کاهش است. این مقدار در مقایسه با کاهش 36 درصدی دیگ چدنی نشان میدهد که راکتور در حذف ترکیبات آلی موجود در محصولات احتراق آبگرمکن عملکرد مؤثرتری داشته است.
یکی از دلایل احتمالی این رفتار، غلظت اولیه بیشتر هیدروکربنهای نسوخته در آبگرمکن است. افزایش غلظت اولیه این ترکیبات، احتمال برخورد آنها با رادیکالهای فعال تولیدشده در پلاسما را افزایش داده و در نتیجه، نرخ واکنشهای اکسیداسیون نیز بیشتر میشود. علاوه بر این، ترکیب شیمیایی هیدروکربنهای نسوخته در محصولات احتراق آبگرمکن ممکن است با دیگ چدنی متفاوت باشد و برخی از این ترکیبات واکنشپذیری بیشتری نسبت به گونههای فعال اکسیژنی داشته باشند. این موضوع با نتایج گزارششده توسط لی و همکاران]27[ همخوانی دارد که نشان دادند بازده حذف ترکیبات آلی علاوه بر انرژی ویژه، به نوع آلاینده، غلظت اولیه و شرایط جریان نیز وابسته است.
رفتار اکسیدهای نیتروژن در آبگرمکن دیواری نیز مشابه دیگ چدنی بود و پس از فعالسازی راکتور، غلظت اکسیدهای نیتروژن حدود 52 درصد افزایش یافت. از آنجا که مکانیزم تشکیل و حذف گونههای نیتروژنی در بخش قبل بهطور کامل تشریح شد، از تکرار آن خودداری میشود. با این حال، افزایش همزمان مونوکسید نیتروژن و دیاکسید نیتروژن نشان میدهد که در این سامانه نیز مسیرهای تشکیل گونههای نیتروژنی بر فرآیندهای حذف آنها غلبه داشتهاند.
نکته قابل توجه آن است که اگرچه مقدار اولیه اکسیدهای نیتروژن در آبگرمکن کمتر از دیگ چدنی بود، درصد افزایش آن بیشتر گزارش شد. این موضوع نشان میدهد که درصد تغییرات به مقدار اولیه آلاینده نیز وابسته است و نباید تنها بر اساس درصدها درباره شدت تشکیل اکسیدهای نیتروژن قضاوت کرد. از دیدگاه مقدار مطلق، اختلاف دو سامانه چندان زیاد نیست، اما از دیدگاه نسبی، آبگرمکن حساسیت بیشتری به فعالسازی پلاسما نشان داده است. این رفتار با نتایج طالبی زاده و همکاران]28[ مطابقت دارد. آنها در یک مقاله مروری بیان کردند که تعادل میان تشکیل و حذف اکسیدهای نیتروژن در سامانههای پلاسمای غیرحرارتی به چگالی انرژی ویژه، زمان ماند گاز، غلظت اکسیژن و ترکیب شیمیایی گازهای خروجی وابسته است؛ بهگونهای که تغییر این پارامترها میتواند مسیر واکنشها را از تشکیل اکسیدهای نیتروژن به سمت اکسیداسیون یا کاهش آن تغییر دهد.
بررسی اجزای اصلی محصولات احتراق نیز نشان داد که درصد اکسیژن تنها حدود یک درصد افزایش یافته و دیاکسیدکربن حدود چهار درصد کاهش یافته است. این تغییرات در مقایسه با کاهش قابل توجه مونوکسیدکربن و هیدروکربنهای نسوخته بسیار محدود است و بیانگر آن است که راکتور پلاسمای سرد بدون ایجاد تغییر اساسی در فرآیند اصلی احتراق، توانسته است ترکیب آلایندههای خروجی را اصلاح کند. در نتیجه، عملکرد راکتور در آبگرمکن نیز همانند دیگ چدنی را میتوان به فرآیندهای پساحتراقی نسبت داد، نه تغییر در نسبت هوا به سوخت یا شرایط احتراق مشعل.
در مجموع، نتایج آبگرمکن دیواری نشان داد که راکتور تخلیه با سد دیالکتریک اگرچه رفتار کیفی مشابهی با دیگ چدنی دارد، اما شدت پاسخ آلایندهها یکسان نیست. کاهش کمتر مونوکسیدکربن، کاهش بیشتر هیدروکربنهای نسوخته و افزایش نسبی بیشتر اکسیدهای نیتروژن نشان میدهد که عملکرد راکتور علاوه بر ویژگیهای الکتریکی آن، به شرایط احتراق، ترکیب محصولات خروجی، زمان تماس گاز با ناحیه تخلیه و انرژی ویژه نیز وابسته است. این موضوع بیان میکند که استفاده از یک طراحی ثابت راکتور برای سامانههای مختلف گرمایشی الزاماً به نتایج یکسان منجر نخواهد شد و بهینهسازی پارامترهای عملیاتی باید متناسب با ویژگیهای هر سامانه انجام گیرد.
نکته قابل توجه دیگر آن است که در هر دو سامانه تغییرات غلظت اکسیژن و دیاکسیدکربن بسیار محدود بود. این موضوع نشان میدهد که عملکرد راکتور عمدتاً به اصلاح ترکیب شیمیایی محصولات احتراق پس از خروج از محفظه احتراق مربوط بوده و تغییر محسوسی در نسبت هوا به سوخت یا کیفیت احتراق مشعل ایجاد نکرده است. از این رو، کاهش آلایندهها را میتوان به واکنشهای شیمیایی القاشده توسط پلاسما نسبت داد، نه به تغییر شرایط احتراق اولیه.
از دیدگاه طراحی صنعتی، نتایج این پژوهش نشان میدهد که انتخاب پارامترهای عملیاتی راکتور نباید تنها بر مبنای بیشترین کاهش یک آلاینده انجام شود. افزایش انرژی ویژه اگرچه میتواند تولید رادیکالهای اکسیدکننده را تقویت کند، اما همزمان احتمال تشکیل گونههای نیتروژنی را نیز افزایش میدهد. بنابراین، طراحی راکتورهای پلاسمای سرد برای سامانههای گرمایشی نیازمند یافتن نقطهای بهینه است که در آن، بیشترین کاهش مونوکسیدکربن و هیدروکربنهای نسوخته همراه با حداقل تشکیل اکسیدهای نیتروژن حاصل شود. دستیابی به این هدف مستلزم بهینهسازی همزمان انرژی ویژه، زمان ماند گاز، دبی عبوری از راکتور و هندسه ناحیه تخلیه است.
تحلیل آماری
بهمنظور ارزیابی قابلیت تکرارپذیری دادههای آزمایش و همچنین بررسی معنیداری آماری اثر نوع سامانه گرمایشی و فعالسازی راکتور پلاسمای سرد بر آلایندههای خروجی، ابتدا شاخصهای آمار توصیفی شامل میانگین و انحراف معیار برای تمامی اندازهگیریها محاسبه شد. ]29[. سپس، بهمنظور تعیین سهم هر یک از عوامل مستقل و اثر متقابل آنها بر تغییرات آلایندهها، از آزمون تحلیل واریانس دوطرفه [2] با سطح معنیداری 05/0 استفاده شد(جدول8).
جدول ۸- میانگین و انحراف معیار غلظت آلایندهها پیش و پس از فعالسازی پلاسما
Table 8- Mean ± standard deviation of pollutant concentrations before and after plasma activation.
|
Cast-Iron Boiler |
Wall-Mounted Water Heater |
|||
|
Parameter |
Before |
After |
Before |
After |
|
CO (ppm) |
19.30 ± 0.84 |
9.02 ± 0.19 |
120.64 ± 0.72 |
72.00 ± 1.58 |
|
NOx (ppm) |
33.90 ± 0.46 |
49.00 ± 1.22 |
21.36 ± 1.03 |
32.40 ± 1.14 |
|
HC (ppm) |
50.00 ± 0.73 |
31.80 ± 0.84 |
64.52 ± 0.64 |
31.80 ± 1.10 |
مطابق نتایج ارائهشده در جدول 8، انحراف معیار تمامی اندازهگیریها بسیار کوچک بوده و در تمامی موارد کمتر از 2 واحد اندازهگیری است. این موضوع بیانگر تکرارپذیری مناسب آزمونها، پایداری شرایط احتراق و قابلیت اعتماد دادههای آزمایش است. علاوه بر این، اختلاف قابل توجه میان مقادیر میانگین قبل و بعد از فعالسازی راکتور پلاسمای سرد نسبت به دامنه تغییرات ناشی از خطای آزمایش، نشان میدهد که تغییرات مشاهدهشده ناشی از عملکرد راکتور بوده و نمیتوان آنها را به نوسانات تصادفی نسبت داد. بهمنظور بررسی معنیداری این تغییرات، آزمون تحلیل واریانس دوطرفه ]30[ انجام شد که نتایج آن در جدولهای 9 تا 11 ارائه شده است.
جدول ۹- نتایج تحلیل واریانس دوطرفه برای بررسی اثر نوع سامانه گرمایشی، فعالسازی پلاسما و اثر متقابل آنها بر غلظت آلایندهها (مونوکسیدکربن)
Table 9- Two-way ANOVA results for the effects of heating system type, plasma activation and their interaction on pollutant concentrations (CO)
|
Source of Variation |
SS |
df |
MS |
F |
P-value |
Partial η² |
|
Heating system |
33751.328 |
1 |
33751.328 |
36886.697 |
<0.0001 |
0.9996 |
|
Plasma activation |
4339.458 |
1 |
4339.458 |
4742.577 |
<0.0001 |
0.9966 |
|
Interaction (System × Plasma) |
1839.362 |
1 |
1839.362 |
2010.232 |
<0.0001 |
0.9921 |
|
Error |
14.640 |
16 |
0.915 |
— |
— |
— |
جدول 10- نتایج تحلیل واریانس دوطرفه برای بررسی اثر نوع سامانه گرمایشی، فعالسازی پلاسما و اثر متقابل آنها بر غلظت آلایندهها(اکسیدهای نیتروژن)
Table 10- Two-way ANOVA results for the effects of heating system type, plasma activation and their interaction on pollutant concentrations (NOx)
|
Source of Variation |
SS |
df |
MS |
F |
P-value |
Partial η² |
|
Heating system |
1061.425 |
1 |
1061.425 |
896.095 |
<0.0001 |
0.9825 |
|
Plasma activation |
854.125 |
1 |
854.125 |
721.084 |
<0.0001 |
0.9783 |
|
Interaction (System × Plasma) |
20.605 |
1 |
20.605 |
17.395 |
0.00072 |
0.5209 |
|
Error |
18.952 |
16 |
1.1845 |
— |
— |
— |
جدول 11- نتایج تحلیل واریانس دوطرفه برای بررسی اثر نوع سامانه گرمایشی، فعالسازی پلاسما و اثر متقابل آنها بر غلظت آلایندهها(هیدروکربنهای نسوخته)
Table 11- Two-way ANOVA results for the effects of heating system type, plasma activation and their interaction on pollutant concentrations (HC)
|
Source of Variation |
SS |
df |
MS |
F |
P-value |
Partial η² |
|
Heating system |
263.538 |
1 |
263.538 |
409.857 |
<0.0001 |
0.9624 |
|
Plasma activation |
3241.058 |
1 |
3241.058 |
5040.526 |
<0.0001 |
0.9968 |
|
Interaction (System × Plasma) |
263.538 |
1 |
263.538 |
409.857 |
<0.0001 |
0.9624 |
|
Error |
10.288 |
16 |
0.643 |
— |
— |
— |
نتایج تحلیل واریانس نشان داد که برای هر سه آلاینده بررسیشده، دو عامل نوع سامانه گرمایشی و فعالسازی راکتور پلاسمای سرد، اثر آماری معنیداری دارند؛ بهطوریکه سطح معنیداری در همه موارد کمتر از پنج صدم بود. اثر متقابل این دو عامل نیز برای تمامی آلایندهها معنیدار به دست آمد. این موضوع نشان میدهد که میزان تأثیر راکتور پلاسمای سرد بر غلظت آلایندهها، به نوع سامانه گرمایشی وابسته است.
در مورد مونوکسیدکربن، بیشترین سهم تغییرات به نوع سامانه گرمایشی مربوط بود. مقدار آماره فیشر برای این عامل برابر با 70/36886 و مجذور اتای جزئی[3] برابر با 9996/0 به دست آمد که نشان میدهد بخش عمده تغییرات مونوکسیدکربن ناشی از تفاوت میان دو سامانه گرمایشی است. فعالسازی راکتور پلاسمای سرد نیز با آماره فیشر 58/4742 اثر بسیار معنیداری بر کاهش مونوکسیدکربن داشت. بااینحال، مقایسه مقادیر آماره فیشر نشان میدهد که تفاوت ذاتی شرایط احتراق در دو سامانه، نقش بیشتری در تغییرات این آلاینده داشته است. همچنین، معنیدار بودن اثر متقابل با آماره فیشر 23/2010 نشان داد که میزان کاهش مونوکسیدکربن در دو سامانه یکسان نبوده است.
برای اکسیدهای نیتروژن، آماره فیشر مربوط به نوع سامانه گرمایشی و فعالسازی راکتور پلاسمای سرد بهترتیب برابر با 09/896 و 08/721 بود. این مقادیر بیانگر تأثیر قابلتوجه هر دو عامل بر تغییرات غلظت اکسیدهای نیتروژن است. در مقابل، آماره فیشر اثر متقابل برابر با 40/17 به دست آمد که نسبت به دو عامل اصلی بسیار کمتر بود؛ بااینحال، این اثر با سطح معنیداری 00072/0 همچنان از نظر آماری معنیدار بود. بنابراین، تغییرات اکسیدهای نیتروژن بیشتر تحت تأثیر مستقل نوع سامانه و فعالسازی پلاسما قرار داشته و وابستگی کمتری به اثر متقابل آنها داشته است.
در مورد هیدروکربنهای نسوخته، بیشترین مقدار آماره فیشر به فعالسازی راکتور پلاسمای سرد اختصاص داشت و برابر با 53/5040 بود. این نتیجه نشان میدهد که پلاسما نقش اصلی را در کاهش غلظت هیدروکربنهای نسوخته ایفا کرده است. مقدار مجذور اتای جزئی نیز برابر با 9968/0 به دست آمد که بیانگر سهم بسیار زیاد فرآیند پلاسمایی در ایجاد تغییرات این آلاینده است. علاوه بر این، نوع سامانه گرمایشی و اثر متقابل دو عامل نیز با آماره فیشر 86/409 و سطح معنیداری کمتر از 0001/0، اثر آماری معنیداری داشتند. این موضوع نشان میدهد که ویژگیهای احتراقی هر سامانه نیز بر میزان کاهش هیدروکربنهای نسوخته مؤثر بوده است.
بهطور کلی، مقادیر بالای مجذور اتای جزئی که برای بیشتر عوامل بیش از 96/0 بود، نشان میدهد که عوامل بررسیشده سهم بسیار زیادی در توضیح تغییرات دادهها داشتهاند و سهم خطای تصادفی در مقایسه با اثر عوامل اصلی ناچیز بوده است. بنابراین، میتوان نتیجه گرفت که تغییرات مشاهدهشده در غلظت آلایندهها ناشی از تأثیر واقعی راکتور پلاسمای سرد و تفاوت شرایط احتراقی دو سامانه بوده و از نظر آماری قابل استناد است.
محدودیتهای پژوهش
با وجود نتایج قابل توجه بهدستآمده در این پژوهش، برخی محدودیتها وجود دارد که لازم است در تفسیر و تعمیم نتایج مورد توجه قرار گیرند. نخست آنکه دادههای ارائهشده در این مطالعه مبتنی بر شرایط آزمایشگاهی کنترلشده بوده و ممکن است رفتار سامانه در شرایط بهرهبرداری بلندمدت و واقعی ساختمانها متفاوت باشد. دوم، اثرات طولانیمدت پلاسما سرد بر خوردگی اجزای دودکش، تغییر خواص سطحی و تشکیل ترکیبات جانبی نظیر اوزون یا نیتریتها بهصورت کامل بررسی نشده است. سوم، تنوع محدود در نوع سوخت (گاز طبیعی) و عدم بررسی سوختهای جایگزین مانند گاز مایع یا گازوئیل میتواند دامنه کاربرد نتایج را محدود کند. همچنین، اثر نوسانات شدید بار حرارتی، تغییرات رطوبت گازهای خروجی و شرایط اقلیمی مختلف در این پژوهش بهطور جامع مطالعه نشده است. در نهایت، تحلیل اقتصادی و ارزیابی هزینه–فایده در مقیاس تجاری نیازمند مطالعات تکمیلی است. در این پژوهش، به دلیل محدودیتهای طراحی و ابعاد راکتور، کل جریان گاز خروجی دودکش وارد ناحیه پلاسما نشد و تنها بخشی از جریان به صورت جریان فرعی به داخل راکتور هدایت شد. همچنین با توجه به موجود نبودن دستگاه اندازهگیری اوزن میزان و اثرات این گاز بررسی نشد.
پیشنهادات برای تحقیقات آینده
· بررسی دقیقتر رفتار گونههای نیتروژنی شامل مونوکسید نیتروژن، دیاکسید نیتروژن و اکسیدهای نیتروژن در شرایط مختلف کاری راکتور پلاسمای سرد
در این پژوهش، عملکرد یک راکتور پلاسمای سرد از نوع تخلیه با سد دیالکتریک در پالایش آلایندههای گازهای خروجی دو سامانه گرمایشی متداول شامل دیگ آبگرم چدنی و آبگرمکن دیواری بهصورت تجربی مورد ارزیابی قرار گرفت. نتایج نشان داد که استفاده از این فناوری بهعنوان یک سامانه پساحتراقی، موجب کاهش قابل توجه مونوکسیدکربن و هیدروکربنهای نسوخته در هر دو سامانه شد که بیانگر نقش مؤثر گونههای فعال تولیدشده در فرآیند تخلیه الکتریکی در تسریع واکنشهای اکسیداسیون محصولات احتراق است. در مقابل، افزایش غلظت اکسیدهای نیتروژن در هر دو سامانه نشان داد که اگرچه پلاسما مسیرهای اکسیداسیون آلایندههای حاصل از احتراق ناقص را تقویت میکند، اما همزمان میتواند شرایط مناسبتری برای تشکیل گونههای نیتروژنی فراهم آورد. این موضوع نشان میدهد که دستیابی به کاهش همزمان مونوکسیدکربن، هیدروکربنهای نسوخته و اکسیدهای نیتروژن، مستلزم بهینهسازی پارامترهایی نظیر انرژی ویژه، زمان ماند گاز، هندسه راکتور و شرایط بهرهبرداری است.
تحلیل آماری نتایج نیز نشان داد که نوع سامانه گرمایشی، فعالسازی راکتور پلاسمای سرد و اثر متقابل این دو عامل، تأثیر معنیداری بر تغییرات آلایندههای خروجی دارند (P<0.05). همچنین مقادیر پایین انحراف معیار، ضریب تغییرات کمتر از ۵ درصد و عدم قطعیت محدود اندازهگیریها، تکرارپذیری مناسب آزمایشها و قابلیت اعتماد مطلوب دادههای تجربی را تأیید کرد.
از جنبه کاربردی، این پژوهش نشان داد که راکتور قابلیت استفاده در سامانههای گرمایشی با شرایط احتراقی متفاوت را دارد و میتواند بدون ایجاد تغییرات اساسی در ساختار سامانه احتراق، بهعنوان یک فناوری پساحتراقی برای کاهش آلایندههای ناشی از احتراق مورد استفاده قرار گیرد. همچنین مقایسه عملکرد راکتور در دو سامانه گرمایشی با ویژگیهای احتراقی متفاوت نشان داد که میزان اثربخشی پلاسما به شرایط احتراق و مشخصات جریان گازهای خروجی وابسته است؛ موضوعی که ضرورت طراحی و بهینهسازی اختصاصی راکتور برای هر سامانه را آشکار میسازد.
در مجموع، نتایج این پژوهش نشان میدهد که راکتور پلاسمای سرد از نوع تخلیه با سد دیالکتریک، ظرفیت قابل توجهی بهعنوان یک فناوری پساحتراقی کممصرف برای کاهش آلایندههای ناشی از احتراق در سامانههای گرمایشی ساختمان دارد. هرچند افزایش اکسیدهای نیتروژن همچنان یکی از چالشهای اصلی این فناوری محسوب میشود، اما یافتههای این پژوهش نشان میدهد که با بهینهسازی شرایط بهرهبرداری و طراحی راکتور، میتوان زمینه استفاده مؤثرتر از فناوری پلاسمای غیرحرارتی را در سامانههای گرمایشی و کاربردهای صنعتی فراهم کرد.
