Результаты математического моделирования и экспери ментальных исследований процессов термического разложения древесины и конденсации парогазовой смеси

В ходе работ были выполнены экспериментальные и теоретические исследования процессов термического разложения древесины в условиях кипящего слоя и конденсации парообразных продуктов разложения. Экспериментальные исследования проводились на разработанном экспериментальном стенде, а теоретическое исследование -с помощью математической модели. Результаты представлены в виде графических зависимостей, где точками обозначены экспериментальные данные, а линиями - расчетные значения.

На стадии исследования процесса термического разложения древесины была произведена оценка распределения температуры по радиусу частицы, влияния плотности древесины, диаметра частицы и температуры реактора на кинетику процесса, а также влияния температуры и высоты реактора на выход продуктов. На рис. 3.12 отражены зависимости относительной концентрации паров приведенной к общей массе сырья по высоте реактора при различных температурах. Как видно из данных зависимостей, концентрация паров возрастает по высоте реактора тем быстрее, чем выше температура. Однако при более высоких температурах (700°С) на высоте уже 20 см происходит снижение концентрации первичных паров за счет их вторичного

Рис.3.12. Изменение концентрации паров по высоте реактора при различных температурах:

1 - 500°С; 2 - 400°С; 3 - 700°С

м

Рис. 3.13. Распределение температуры по радиусу частицы в процессе термического разложения

термического разложения. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных показывает удовлетворительную сходимость значений концентраций по длине реактора при различных температурах. Расхождение значений составляет не более 18%, что говорит об адекватности разработанного математического описания.

Представленное на рис. 3.13. распределение температуры по радиусу древесной частицы показывает, что температура в частице поднимается практически мгновенно до уровня температур разложения.

Следует отметить, что температурный профиль не имеет значительных перепадов при размере частицы порядка 10'³ м , то есть прогрев и реагирование в частице происходят практически идентично на поверхности и в центре частицы, в отличие от значительных температурных перепадов при пиролизе крупных частиц. Профиль температуры практически стабилизируется уже при продолжительности термического разложения 1 с. При этом происходит объемное реагирование по толщине частицы, ее масса уменьшается, и она выносится из слоя. С увеличением диаметра частицы увеличивается неравномерность прогрева, а также продолжительность термического разложения и, как следствие, продолжительность пребывания частицы в реакционной зоне. Эти обстоятельства способствуют увеличению вероятности протекания вторичных реак ций термического разложения и, как следствие, снижению выхода жидких продуктов пиролиза.

Кинетическая зависимость термического разложения при различных размерах частиц (рис. 3.14) показывает увеличение продолжительности термического разложения с увеличением диаметра частицы. Также следует отметить увеличение выхода угля при первичном реагировании за счет снижения скорости термического разложения.

Плотность древесины также оказывает влияние на кинетику термического разложения: более

Рис. 3.14. Кинетическая зависимость массы частицы в процессе термического разложения при различных диаметрах частицы

плотные породы разлагаются дольше. На рис 3.15 представлены кинетические зависимости, которые свидетельствуют об изменении массы в процессе термического разложения для различных плотностей.

Наиболее сильное влияние на процесс термического разложения оказывает температура в реакторе кипящего слоя. С увеличением температуры продолжительность термического разложения существенно уменьшается (рис. 3.16).

Тем самым увеличение температуры в реакторе позволяет значительно интенсифицировать процесс при прочих равных условиях. Однако при увеличении температуры в реакционной зоне выход жидких продуктов пиролиза уменьшается, а газообразных - увеличивается. Поэтому необходимо определять оптимальные температурные режимы процесса в каждой конкретной ситуации. Снижение выхода жидких продуктов термического разложения также наблюдается при длительном пребывании парогазовой смеси в реакционной зоне, поскольку парогазовая смесь весьма чувствительна к температурным воздействиям.

Рис. 3.15. Кинетическая зависимость массы частицы в процессе термического разложения при различных плотностях древесины

m/mO, кг/кг

t, ceh

Рис. 3.16. Кинетическая зависимость массы частицы в процессе термического разложения при различных температурах реактора

Рис. 3.17. Изменение концентрации паров от времени пребывания в зоне реакции при различных температурах:

1- 750°С; 2 - 650°С; 3 - 600°С; 4 - 500°С; 5 - 400°С; 6 - 300°С

Зависимость, представленная на рис 3.17, показывает уменьшение доли парогазовой смеси в результате термического крекинга. Как видно из данной зависимости, при температуре 300 - 400 °C термическое разложение парогазовой смеси практически отсутствует во временном масштабе 5 с, однако при температурах выше 450 °C уже начинается активный термический крекинг парогазовой смеси. При температуре 750 °C первичная парогазовая смесь полностью разлагается за менее чем 0,5 с, поэтому необходима оценка продолжительности пребывания парогазовой смеси не только в реакторе, но и в горячих газоходах.

На стадии исследования процесса конденсации парогазовой смеси в спутном потоке распыленной жидкости были определены зависимости и характеристики гидравлического распыливания пиролизной жидкости, определено влияние режимных параметров процесса конденсации на выход жидких продуктов термического разложения древесины. За основу состава парогазовой смеси были взяты результаты исследования молекулярного состава, представленные в прил. 1. Дополнительно для расчета коэффициентов тепломассопереноса и физико-химических характеристик в программе данные, кроме массовой доли компонента и его наименования, дополнялись: молярной массой, температурой кипения, молярным объемом при кипении, дипольным моментом, плотностью, критическими давлением и температурой для каждого вещества. Конденсация в экспериментальном стенде происходила в цилиндрическом аппарате диаметром 10 см с соосно установленной струйной форсункой. Отбор проб и замер температуры осуществлялся с помощью подвижной вдоль оси аппарата трубки.

С целью оценки адекватности разработанной математической модели реальному процессу конденсации парогазовой смеси в вертикальном аппарате экспериментальные данные профиля температуры парогазовой смеси и суммарная концентрация паров были сопоставлены с расчетными значениями, полученными в идентичных условиях. Представленная на рис 3.18. зависимость показывает удовлетворительное согласование расчетных данных с экспериментальными, что говорит об адекватности разработанного математического описания процесса. Расхождение между расчетными и экспериментальными данными также составляет не более 18%.

О 50 100

z, см

Рис 3.18. Профиль температуры и концентрации по оси конденсатора

С целью оценки характеристик гидравлического распиливания пиролизной жидкости путем математического моделирования был получен ряд зависимостей. Зависимость объемного расхода пиролизной жидкости от перепада давления на форсунке при различных диаметрах сопла (рис.3.19) демонстрирует увеличение расхода жидкости при увеличении перепада давления.

Также была произведена оценка среднего диаметра капель факела при распыливании пиролизной жидкости. Полученная зависимость среднего диаметра капель факела от перепада давления на форсунке при различных диаметрах сопла (рис. 3.20) показывает уменьшение диаметра капель при увеличении давления. Также следует отметить, что диаметр капель уменьшается при возрастании температуры. Наиболее значимое уменьшение диаметра капель происходит при увеличении перепада давления до 20 атм. Экспериментальное исследование и данные математического моделирования показали, что давление распыливания 5-6 атм. и диаметр сопла 1 мм с технологической точки зрения являются наиболее оптимальными для осуществления процесса конденсации. При более высоком давлении требуются более высокие затраты на распыливание, и пиролизная жидкость начинает ускоренно стареть, увеличивая свою вязкость.

dP, кПа

Рис. 3.19. Зависимость объемного расхода пиролизной жидкости от перепада давления на форсунке при различных диаметрах сопла: 1 -1 мм; 2-0,75 мм; 3-0,5 мм

dP, МПа

Рис. 3.20. Зависимость среднего диаметра капель от перепада давления на форсунке при различных диаметрах сопла: 1-2 мм; 2-1 мм; 3 - 0,5 мм

С целью оценки геометрических характеристик факела также была получена зависимость корневого угла факела от перепада давле ния на форсунке (рис. 3.21), которая показала увеличение угла факела при увеличении давления. Также угол увеличивается при увеличении диаметра сопла.

dP, МПа

Рис.3.21. Зависимость корневого угла факела от перепада давления на форсунке при различных диаметрах сопла:

1-2 мм; 2-1 мм; 3 - 0,5 мм

Представленные зависимости позволили подобрать конкретные режимы распиливания и форсунку для эффективной организации процесса конденсации, а также оценить поверхность межфазного взаимодействия при конденсации парогазовой смеси. Зависимость удельной поверхности распыленного факела по длине аппарата (рис. 3.22) характеризует величину поверхности межфазного взаимодействия. Первоначально удельная к объему аппарата поверхность увеличивается до тех пор, пока диаметр факела меньше диаметра аппарата, при этом происходит постепенное заполнение аппарата дисперсной фазой, образующей центры конденсации. При равенстве диаметра факела стенкам аппарата происходит выпадение части потока на стенки аппарата, поэтому с дальнейшим увеличением расстояния удельная поверхность уменьшается.

f, м2/мЗ

Рис.3.22. Зависимость удельной поверхности распыленного факела по длине аппарата при разности давлений распыливания:

1 - 3 МПа; 2 - 2 МПа; 3 - 1,5 МПа; 4 -0,5 МПа

Рис. 3.23. Зависимость температуры парогазовой смеси и хладагента по длине конденсатора

Конденсация паров осуществляется в результате интенсивного тепломассообмена между парогазовой смесью и дисперсной фазой распыленной жидкости, при этом температура парогазовой смеси уменьшается, а температура жидкости незначительно возрастает, концентрация паров уменьшается. Температурные профили (рис. 3.23), полученные в результате математического моделирования, показывают температурные изменения парогазовой смеси и жидкого хладагента. С учетом существенного различия в теплоемкостях и количественных расходах уровни изменения температур для фаз существенно различаются.

Согласно зависимости изменения концентрации паров по длине конденсатора для различных компонентов (рис. 3.24) концентрационные профили изменяются с идентичным характером и почти синхронно, что связано с резким охлаждением парогазовой среды в результате взаимодействия с распыленным факелом. Тем не менее, несмотря на то что профили относительной концентрации изменяются почти синхронно, абсолютные скорости изменения концентрации для компонентов различны, это вызвано различной способностью паров диффундировать через пограничный слой на границе раздела фаз. Поскольку коэффициент молекулярной диффузии водяных паров в парогазовой смеси выше, чем у других компонентов, то они конденсируются быстрее, чем другие компоненты, температура кипения которых даже выше, чем у воды. Зависимости показывают, что конденсация наиболее интенсивна в начале факела конденсатора смешения. Концентрации паров изменяются от начального значения до равновесной концентрации с пиролизной жидкостью при текущей рабочей температуре, причем уровни равновесных концентраций для каждых компонентов различны. Зависимость (рис. 3.25.) представляет типичные профили концентрации парообразных компонентов в составе парогазовой смеси при температурах хладагента до 40°С. При повышении температуры хладагента концентрационные профили некоторых низкокипящих компонентов (альдегиды, кетоны, и др.) начинают приобретать характерную волну - начальный участок профиля, имеющий максимум. Волна возникает в результате испарения части низкокипящих компонентов, фактически находящихся в перегретом состоянии, с поверхности капель в начале процесса конденсации, когда температу ра парогазовой смеси очень высока, развитая поверхность еще не сформировалась и градиент концентрации по данным низкокипящим компонентам направлен от хладагента. При дальнейшем охлаждении парогазовой смеси и увеличении парциального давления компонента за счет конденсации других компонентов происходит стабилизация волны с конденсацией данного компонента. Представленная на рис. 3.26. зависимость показывает волнообразное поведение профиля концентрации паров альдегидов при температуре хладагента, равной 70 °C.

Z.M

Рис.3.24. Зависимость относительной концентрации паров по длине конденсатора для различных компонентов:

1 - вода, 2 - кислоты, 3 - фенолы, 4 - кетоны, 5 - ангидросахара, 6 - альдегиды (температура хладагента 50 °C)

Рис.3.25. Зависимость относительной концентрации паров по длине конденсатора для различных компонентов:

1 - альдегиды, 2 - кетоны, 3 - ангидросахара, 4 - вода, 5 - фенолы (температура хладагента 70 °C)

Достаточно серьезное влияние на эффективность конденсации парогазовой смеси оказывает температура хладагента и содержание неконденсируемого газа. Согласно зависимости показателя эффективности конденсации паров в составе парогазовой смеси от температуры хладагента при различных объемных содержаниях неконденсируемого газа содержание неконденсируемого газа оказывает весьма существенное влияние на эффективность процесса конденсации. При увеличении объемной доли неконденсируемого газа эффективность конденсации при прочих равных условиях снижается. Очевидно, это вызвано тем, что теплопроводность неконденсируемого газа значительно ниже, нежели паров. При увеличении содержания неконденсируемого газа возрастает чувствительность процесса к температуре хладагента.

Рис. 3.26. Зависимость показателя эффективности конденсации от температуры хладагента при различных объемных содержаниях неконденсируемого газа:

1 - Х_11г=0,9; 2-Х_1е=0,5; 3- Х,_е=0,1

Таким образом, для повышения эффективности конденсации следует стремиться к минимизации содержания неконденсируемых газов в составе парогазовой смеси и снижению температуры хладагента. Однако в случае термического разложения в условиях кипящего слоя неизбежно в составе парогазовой смеси присутствует неконден-сируемый газ, который играет роль флюидизирующего агента в реакторе кипящего слоя. Поэтому необходим взвешенный взаимосвязанный подход при проектировании реактора кипящего слоя, учитывающий условие минимизации несущего газа.

Глава 4