CC BY
8https://www.marineinsight.com/author/soumyajit-das-gupta/
5. Global Risks Report, 2019. https://www.wefo-rum.org/reports/the-global-risks-report-2019.
6. Информационный отраслевой портал Mortrans.info: «Аварии и происшествия», 2020. https://mortrans.info/allnews/
7. Моряк Украины. «Кибербезопасность судна находится в руках моряков», 2017. https://moryakukrainy.livejournal.com/3843048.html
8. Демиденко В.В. Пиратство, терроризм, мошенничество на море: правовые аспекты / В.В. Демиденко, В.М. Прусс, А.Н. Шемякин. - Одесса, 1997. - 144 с.
9. Гайкович А.Н. Морской терроризм: кораблестроительный аспект / А.Н. Гайкович, Н.И. Никитин // Экспорт вооружений. - 2003. - № 2.
10. The Review of Maritime Transport / UNCTAD, 2018. - Р. 13.
11. Kristiansen S. Maritime Transportation: Safety Management and Risk Analysis / S. Kristiansen.
- Elsevier, 2010. - 508 p.
12. Топалов В.П. Риски в судоходстве / В.П. Топалов, В.Г. Торский. - Одесса: Астропринт, 2007.
- 368 с.
13. Kobylinski L. Risk analysis and human factor in prevention of CRG casualties / L. Kobylinski // Trans Nav the International Journal on Marine Navigation
and Safety of Sea Transportation. - 2009. - № 3 (4). -P. 443-448.
14. LiveJornal - Королевство кривых зеркал, 2020. https://e-
kaspersky.livejournal.com/772626.html?media&utm_so urce=recommended&utm_content=main_block
15. IMO Maritime Safety Committee: Interim Guidelines for the Application of Formal Safety Assessment («Временное руководство по применению формальной оценки безопасности»): MSC Circular 829. - London, 1997. - 45 р.
16. Материалы компании «Positive Technologies»: «Кибербезопасность на бескрайних морях», 2016. https://habrahabr.ru/company/pt/blog/303198/
17. Морские новости. Благотворительная организация «Фонд помощи морякам «Ассоль»», 2020. http://assol.org.ua/category/morskie-novosti/
18. Развитие информационных угроз во втором квартале 2019 года. Статистика. https://securelist.ru/it-threat-evolution-q2-2019-statistics/94476/
19. Шумшова К.В., Онищенко О.А. Фактори впливу на ефектившсть функцюнування системи безпеки судноплавства. Slovak international scientific journal. Том 1, № 42. - С. 31-35. ISSN 57825319.
РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ В ПРОДОЛЬНОМ НАПРАВЛЕНИИ ТЕРМОХИМИЧЕСКОГО РЕАКТОРА ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ СОЛНЕЧНОЙ УСТАНОВКИ ДЛЯ ГАЗИФИКАЦИИ БИОМАССЫ И ТВЕРДЫХ ОТХОДОВ
Саламов О.М.
Институт Радиационных Проблем НАНАзербайджана, Ведущий научный сотрудник, Доктор философии по физики, доцент
Алиев Ф.Ф.
Международная Экоэнегетическая Академия, Вице-президент МЕА, Доктор философии по техническим наукам
Эфендиева Н.Г.
Министерство по Чрезвычайным Ситуациям Азербайджанской Республики. Начальник отдела управления проектами, Доктор философии по химическим наукам
CALCULATION OF THE TEMPERATURE FIELD IN THE LONGITUDINAL DIRECTION OF THE THERMOCHEMICAL REACTOR OF A HIGH-TEMPERATURE SOLAR PLANT FOR GASIFICATION OF BIOMASS AND SOLID WASTE
Salamov O.
Institute of Radiation Problems of NAS of Azerbaijan, Leading Researcher, Doctor of Philosophy in Physics, Associate Professor
Aliyev F.
International Eco-Energy Academy, MEA Vice President, Doctor of Philosophy in Engineering
Efendieva N.
Ministry of Emergency Situations of the Republic of Azerbaijan. Head of Project Management, Doctor of Philosophy in Chemical Sciences
Аннотация
В настоящей работе приводится методика определения температурного поля в продольном направлении термохимического реактора (ТХР) высокотемпературной солнечной установки периодического действия с параболическим концентратором (ПК), предназначенной для газификации биомассы (БМ) и различных видов органических отходов (ОО). В табличной форме приводятся данные, полученные из расчета температурного поля.
Abstract
In this paper, we describe a method for determining the temperature field in the longitudinal direction of a thermochemical reactor (TChR) of a batch high-temperature solar installation with a parabolic concentrator (PC) designed for gasification of biomass (BM) and various types of organic waste (OW). The data obtained from the calculation of the temperature field are presented in tabular form.
Ключевые слова: солнечная радиация, параболический концентратор, фокус, фокалная плоскость, афокальная плоскость. концентрация солнечных лучей, термочимический реактор, биомасса, органические отходы, горючей смеси газов.
Keywords: solar radiation, parabolic concentrator, focus, focal plane, afocal plane. sunlight concentration, thermo-chemical reactor, biomass, organic waste, combustible gas mixture.
Введение
В настоящее время уделяется большое внимание к использованию альтернативных и возобновляемых источников энергии (АВЭИ) и созданию на их основе энергетических устройств для реализации различных технологических процессов. В этом аспекте, для Азербайджана, особое значение имеет применение солнечной и ветровой энергии, так как Азербайджан как по ресурсам солнечной, так и ветровой энергии является одной из ведущих стран мира. Определено, что солнечная энергия может успешно применяться на всей территории республики, а ветровая энергия - на Апшеронском полуострове, в том числе в г. Баку и Сумгаите, а также других прибережных районах Каспийского моря [1,2].
Начиная с 80-е г. XX в. солнечная энергия с успехом применялись для получения, горючей смеси газов (ГСГ), в составе Н2+СО+СН4, путем пиролиза и газификации угля, различных видов биомассы (БМ), а также органических отходов (ОО), с применением высокотемпературной солнечной установки (ВТСУ) с ПК [3-5].
В настоящей работе рассматривается методика расчета температурного поля в продольном направлении ТХР, этой установки.
В идеальном случае, с использованием ПК можно достичь температуры до 30000С и выше. При этом эффективность использования солнечной энергии зависит не только от точности ориэнтации ТХР в направлении солнца (с точностью до 4 угловых минут, по всем направлениям), а также от его конструкции, материала, продольных (длина-высота) и поперечных (диаметр) размеров и т.д. Как известно, основной частью ТХР является его луче-воспринимающая поверхность (ЛВП), т.е. основание цилиндрического корпуса, на которое непосредственно поступают сконцентрированные солнечные лучи, отраженных от поверхности ПК. Кроме того, ТХР имеет также боковую стенку, по которой тепло передается с ЛВП, на его верхнюю часть, т.е происходит внешний подвод тепла из стенки ТХР на сырье, находящегося в его внутреннего пространства. При этом, собственными параметрами ПК без учета ТХР, являются степень и плотность концентрации солнечных лучей, отраженных от ПК, а также плотность температуры как на фокальной (ФП), так и афокальной (АП) плотностях ПК, на которые именно устанавливается ЛВП ТХР. Таким образом, значение температуры на произвольной точке основания и на боковой стенке ТХР значительно зависит от места расположения его ЛВП, относительно ФП ПК. Обычно, для получения температуры свыше 20000С, ЛВП ТХР устанавливается на ФП, на которой располжена фокус
ПК, или в непосредственной близости ФП, симметрично вокруг фокуса ПК. Все остальные плоскости, параллельные к ФП, по обе стороны, являются АП ПК. Чем дальше находится АП от ФП, тем меньше становится плотность концентрации солнечных лучей, а также достижимая температура. Таким же образом, на поверхности самой ФП тоже, по мере отдаления от центра фокального пятна, создаваемого отраженными от ПК солнечными лучами на ФП (от фокуса), температура резко снижается. Все эти моменты относятся к тому примеру, когда речь идет только об ЛВП ТХР в виде плоскости, т.е. имеющая двухмерную геометрическую конфигурации, без учета продольных размеров ТХР (высоты ТХР). Ранее, нами была разработана математическая модель, служащая для определения всех необходимых энергетических и тепловых параметров, в частности, механизмов распределения на ФП и параллельной к ней АП ПК ряда параметров, таких как концентрация отраженных лучей, максимальная плотность потока отраженных лучей внутри солнечного изображения (СИ), максимальные значения температур в центре СИ с учетом и без учета затенения ПК со стороны ТХР, плотность потока отраженных лучей и температуры, на произвольных расстояниях г (для ФП) и Я (для АП) от центра СИ (от фокального пятна) соответственно, определяемые также с учетом и без учета затенения ПК со стороны ТХР [6]. Однако, в этой математической модели механизмы изменения температурного поля, в продольном направлении (по высоте) ТХР не рассматривались. Учитывая это, нами разработана методика расчета распределения температурного поля в продольном направлени ТХР, которая рассматривается ниже.
1. Анализ факторов, влияющих на тепловой режим ТХР ВТСУ
Экспериментально установлено, что в зависимости от материала ТХР, максимальное значение температуры на его ЛВП не должно превышать 25000С, а температура, внутри его, (в реакционном объеме ТХР) - не более 20000С. Поскольку ТХР нагревается только с поверхности основании своего корпуса (ЛВП) то, как было указано выше, чем дальше располагается ЛВП ТХР от ФП ПК, тем меньше становится температура внутри реактора. Кроме того, на температурный режим ТХР значительно влияют также вещества, которые используются в качестве сырья. Например, для угля или других видов твердого сырья, с высокой плотностью, (БМ или же ОО, измельченных до минимальных размеров) и малой теплопроводностью, с увеличением расстоянии от ЛВП ТХР температура, в продольном направлении его, снижается более резко. На характер изменения температурного поля по
длине (в продольном направлении) ТХР намного влияет также влажность используемого сырья (например, при газификации БМ, ОО и других твердых веществ в присутствии, в качестве окислителя, водяного пара, температура по высоте (в продольном направлении) ТХР изменяется относительно медленно, чем в пиролизном процессе того же вещества без участие окислителя. К конструктивным параметрам ТХР, влияющим на распределение температурного поля в продольном направлении, являются длины и диаметры реакторов. Так, поскольку полученная ГСГ имеет высокую температуру, то через него происходит перенос тепла с нижней части ТХР в его верхнюю часть. Поэтому, не смотря на то, что исходное сырье имеет незначительную теплопроводность, в данном случае происходит внутренний подвод теплпа. В конечном итоге, в отличие от нагрева БМ, за-счет внешнего подвода тепла со стороны стенок ТХР, в данном случае про-
исходит равномерный нагрев т.е., равномерное распределение температуры в горизонтальной плоскости внутри ТХР, в произвольном расстоянии от реакционной камеры, расположенной в непосредственной близости с ЛВП ТХР.
Важнейщими факторами, определяющими эффективность получения ГСГ из БМ, в частности стеблей хлопчатника, табака, винограда и т.д., а также ОО, путем пиролиза и газификации, с применением ВТСУ с ПК, во многом зависит также от избирательности процесса, и выхода Н2 и СО.
Для пиролиза и газификации различных видов БМ, ОО, а также других видов сыръя (разновидности угля), применяются различные виды ТХР, в частности ТХР неподвижным и кипящим слоем угля, пылеугольные ТХР, в которые уголь подается в виде водоугольной суспензии или в виде пасты, представляющей собой смесь угольной пыли с каким-либо минеральным маслом.
Рис. 1. Общие виды ТХР, разработанных в Институте Радиационных Проблем
НАН Азербайджана
Выбор оптимального теплового режима ТХР и разработка методов содержания этого режима имеет большое практическое значение для проведения теплового расчета ТХР. В лаборатории «Преобразование возобновляемых видов энергии» Института Радиационных Проблем НАН Азербайджана разработаны и изготовлены некоторые модификации ТХР с цилиндрическим корпусом, общие виды ко-торых представлены на рис.1. [7]. Конструк-ции всех этих ТХР значительно отличаются друг от друга. Опыты, проводимые на этих ТХР позволили сделать некоторые общие выводы о целесообразности их применения для пиролиза и газификации разных видов твердого топлива (графит, бурый уголь), а также некоторых видов БМ растительного происхождения (отходы высокоурожайных растений) и ОО, в том числе, бытовые и промышленные. В силу своих основных теплоэнергетических характеристик эти ТХР позволяют с высокой эффективностью проводить процессов термического разложения других видов углеродосодержащего топлива как в брикетах, так и в крупнораздробленном состоянии. Однако, в дальнейшем, при проведении анализа температурных характеристик и точной оценке эффективности технологического процесса для каждого конкретного условия, выявлено, что следует уточнение характера подвода тепла к ЛВП ТХР, а также определения распределения температурного поля по длине ТХР, к.п.д. и эффективности процессов газификации различных видов БМ и ОО, для разных климатических условий Азербайджана, в частности г. Баку. Ниже дается методика определения распределении температурного поля в продольном направлении ТХР ВТСУ.
2. Расчет распределении температурного поля в продолном направлении ТХР
При проведении расчета принимаем, что теплопроводности различных видов БМ, ОО, а также других видов сыръя, в том числе угля обычно на один, или два порядка ниже теплопроводности металла из которого изготовлен ТХР. Поэтому, в данном случае, для проведения инженерных расчетов, с определенной точностью, теплопередачу вдоль угля (или же БМ и ОО), подвергающихся термическому разложению внутри ТХР, т.е по высоте (в продольном направлении), полностью можно не учитывать. Это может незначительно повлиять на результаты, полученные из расчета. Учитываем что, в данном случае ТХР состоит из цилиндрической емкости, конечной длины Ь, изготовленный из нержавеющей стали, на одном из торцов которого действует удельный тепловой поток , а на
торце Z = Ь происходит теплообмен интенсивностью X, с окружающей средой, с температурой
, через теплоизоляционную покрытие ТХР. Кроме того, так как окислитель (в данном случае водяной пар) подготовливается извне емкости ТХР и с высокой температурой поступает в его нижнюю часть (в реакционную камеру, находяшаяся вблизи ЛВП ТХР), то влияние его на температурный режим процессов пиролиза и газификации также можно пренебречь. На рис. 2 приведена конструктивная схема ТХР принятого за образца.
ТИе scientific Иег^е N0 49 (2020)
49
/ // 7 \\ \
сконцентрированные солнечные лучи
Рис.3. Конструктивная схема ТХР, принятого как образца: 1- корпус ТХР; 2- крышка с резьбой; 3- ЛВП ТХР; 4- крышечек в виде болта для заполнения емкости ТХР с БМ или ОО; 5- патрубок для выхода ГСГ (Н2+СО+СН4); 6- патрубок для подачи окислителя (водяного папа): 7- тепло изоляция; 8- БМ или ОО
На плоскостях х — 0, х — а, у — 0, у — а теплообмен полностью отсутствуют. Условием симметричности температурных полей в конструкции ТХР является [4]:
^ I х —а=(). зЗх 'х—0 ' Зу
Дифференциальное уравнение стационарного теплового процесса при сделанных выше предположениях имеет вид:
у—а = 0
у — 0 0 ,
(1)
ОЩ 1±(, (г)_, )=0,
(22 V Г 1 ^ А
(2)
где: Г - площадь поперечного сечения ТХР; v - коэффициент теплопроводности твердого топлива; Р - периметр поперечного сечения ТХР.
Граничные условия для периода работы ТХР определяются из уравнения:
з(г (2)1 "V—М \г — 0 — / —
1 ((2
-V 2—^ — (1)_ г 0)
((2
Решение уравнения (2) имеет вид:
г(2)"г — схвк2 + с2 вк2 ,
где:
: к —
<Р
Продифференцировав уравнения (4), с учетом уравнений (3) получим:
о_ Я — схквк2_ с2кг-к2
(3)
(4)
_/ — — с1 кек2 _с2 ке'
V
Зг (2)
Щ / — с кекЬ _с2 ке~кЬ
7 2 — Ь 7 1 2
З^ 1 (2
<(г (Ь)_ г 0)
— схке _ с2ке
_ кЬ
(5)
50 The scientific heritage No 49 (2020)
Принимаем: cx — c2 = a; cx = c2 + a; cx q—c2 P = b; (c2 + a)q—c2 P = b
Кроме того,
Тогда получим
a = f ° ; q = ekL; P = e kL vk
b=—±h (L)—]
vk b — Pa
c =-
1 q—P c2 (a—P) = b—aq
aq—Pa+b—aq
c = c2 + a =
c2 =
q—P b—aq q—P
Кроме того, учитывая, что
t \ b—Pa kz b—aq kz
t (z) = t +-- e +-q e kz, (6)
q— P q— P
q — P = ekL — e ~kL
Ь - Ра = ( (Ь)-]+ е~кЬ
у к у к
Ь - ад = ( (Ь )- ^ ] + екЬ
ук у к
для t (-) получим следующее выражение:
-([/ (Ь)-гь ]+ е-кЬ-1^ -([, (Ь)- ]+ екь - ^
,(-)=, + ук ^ ^-у± + ук к1 ук - е- .
екЬ - е~кЬ екЬ - е~кЬ
= '\к(е Ь)- [((Ь)-¿0)]+екЬ^+е-к-[-х((ь)-t )+ екЬ/*^=
= t¿_е ^ ) Ыек{-Ь)+ ек(х-Ь)( (Ь)-¿о)]- (ек- + е~к-)}, (7)
Поскольку ТХР имеет цилиндрическую форму, то периметр его поперечного сечения определяется как Р = п О, где О является диаметром ТХР, и для ТХР с диаметром Б =0,1м его величина составляет Р=3,14-0,1=0,314м., а площадь поперечного сечения ТХР ^ = = 3,14-0,1-0,005 = 0,0015
Обозначим:
B = ^ = = 0,03
vk 60-7,2
Температура в конце стержня (ТХР) может быть найдена из уравнения:
t (Ь) = ' (8)
где: ск (кЬ) - гиперболический косинус, а sк (к Ь) - гиперболический синус.
Для ТХР, длиной Ь = 0,25 м, величина к Ь равна к Ь = 7,2-0,25 = 1,8, то получим:
ekL +e-kL
ch (kL) = — = 3,1
м2.
t (L) =
h (kL)+Bsh (kL)
=375°С
Q = vFkt0 sh (kL)+Bcth (kL\ = 3066 кДж/ч, (9)
^ 0 cth (kL)+Bsh (kL) Дж' '
Аналогичные расчеты проведены для различной длины: Ь = 0,12 м; 0,18 м, 0,25 м и 0,4 м. и диаметров й = 0,05 м, 0,10 м и 0,20 м ТХР. При этом, для ТХР с диаметром й = 0,05 расчеты температурного поле проведены только для длины Ь = 0,12 м, для ТХР с диаметром й = 0,10 м -для длин Ь = 0,12 , 0,18 м и 0,25 м, а для ТХД, с диаметром й = 0,20 м - только лишь для длины Ь = 0,40 м.
Далее, находя величины с и с2, и поставляя их в уравнении (5), были найдены температурное поле в продольном направлении ТХР. Полученные из расчетов результаты приведены в таблице. Проведение расчетов для различных диаметров и длины ТХР, естественно повлияло на полученные результаты, что привело некоторому затруднению сопоставление этих результатов.
Теплопотеря в окружающую среду, кДж/ч
№ п/п Длина ТХР, м Диаметр ТХР, м Температура на ЛВП ТХР, 0С Температура на конце ТХР, 0С
1. 0,12 0,05 1200 810 1260
2. 0,12 0,10 1200 780 2352
3. 0,18 0,10 1200 600 2814
4. 0,25 0,10 1200 375 3066
5. 0,40 0,20 1200 120 6720
t
о
Подставляя значения Z = 0, в уравнение (7), и решая его относительно 10 - можно найти
максимальную температуру на поверхности ЛВП ТХР, подвергающегося тепловому воздействию посредством концентрированных солнечных лучей, отраженных от ПК:
(1 -10 )+—ьН (кЬ)
t (о) = t+^cth (kL)- 2 Vk
+-— с1Н (кЬ)--—г--, (10)
^ Ук*к(кЬ) сгн (кЬ)
ук У '
При Z = Ь определяем температуру в конце (в верхней торцовой части) ТХР:
1 -Ч-ОШсн (кЬ)
Иук ьп (кЬ) у к =-„-, (11)
1+—cth (kL) vk
Далее используя формулы
находим среднюю температуру ТХР:
- iL
t= — J t (z)dz, (12)
L о
1 = 1[/ °-а(г (Ь)-10)], (13)
аРЬ
Тепловые потери из корпуса ТХР в окружающую среду определяется из выражения:
а=уры0 ьН (кЬ\Вс1н (кЬ\, (14)
0 сгн (кЬ)+ ВьН (кЬ)
Учитывая Т = 250 С, 1 = 1200° С (температура в ЛВП ТХР), а = 17 ккал/м2чград
(коэффициент теплопередачи), у = 60 ккал/мчград (коэффициент теплопроводности БМ или же ОО), Ь = 0,25 м (а также 0,12 м, 0,18 м и 0,4 м), 8 = 0,005 м (толщина стенки ТХР), й = 0,1 м (диаметр ТХР), определено численное значение к :
к =
aP
vk V
17- 03
60-0,0015
= 7,21
Как видно из данных, приведенных в таблице из-за отличия диаметров отдельных ТХР, даже для одинаковой значении Ь, сопоставление полученных данных невозможно. Поэтому обший анализ ведется только для ТХР с диаметром й = 0,1 м. Для наглядности на рис.3 приведены графические изменения температуры (кривая 1) и теплопотери (кривая 2) в продольном направлении ТХР, в зависимости расстояния Ь от его ЛПВ. Как видно, по мере удаления от ЛПВ ТХР температурное поле уменьшается почти линейно, а тепловые потери с малым темпом нелинейно растет. Следует учитывать, что, в данном случае тепловые потоки, уносимые с продуктами реакции, т.е. посредством полученной ГСГ, не учтены, так как этот фактор в основном относится к общему тепловому балансу
ТХР, нежели к теплопотери. В данном случае основные тепловые потери являются потери в виде теплового излучения в области ЛВП ТХР, т.е. в высокотемпературной части ТХР (см. рис. 2), а данные, приведенные в таблице, относительно тепловые потери, относятся к конвективным тепловым потерям. Поэтому по мере увеличения длины ТХР, при прочих равных условиях конвективные теплопотери незначительно растет. Кроме того, за счет изготовления ТХР из нержавеющей стали, с коэффициентом теплопередачи ~52 Вт/мК., при одинаковом диаметре ТХР, чем больше его общая длина Ь, тем больше становятся конвективные теплопотери, происходящие через стенки. На эти теплопотери значительно влияют также температура окружающей среды, а также скорости ветра.
t (l),° C; Qx10,кДж/час
750 650 550 450 350 250 150
0,10 0,13 0,16 0,19 0,22 0,25
Ь, м
Рис. 3. Графические изменения температуры (кривая 1) и теплопотери (кривая 2) в продольном направлении ТХР, в зависимости расстояния Ь от его ЛПВ
А
2n —
---
Из сопоставления результатов, касающихся ТХР, с диаметрами 0,05 м и 0,10 м имеющие одинаковую длину Ь = 0,12 м. видно, что чем больше диаметр ТХР, тем меньше становится значение температуры в его верхней конце (а также в любой полосе боковой стенки, расположенных в одинаковом расстоянии от ЛВП ТХР). Это связано с тем, что поскольку ТХР нагревается только со стороны своей ЛВП, то даже в одной и той же ФП ПК по мере отдаления от его фокуса, как степень концентрации солнечных лучей, так и температура резко снижаются, в сравнении с центральной частью ЛВП ТХР [5]. Однако это относится к случаю, когда теплопередача ЛВП ТХР не учитывается, т.е. в данном случае она рассматривается как отдельные круговые полосы, расположенные на ФП ПК, (поверхности ЛВП). Естесственно, в этом случае ЛВП ведет себя как теплоизоляционный материал с малым значением коэффициента теплопроводности и теплоотдачи. А в данном случае поскольку ТХР изготовлени из
нержавеющей стали, который обладает высокие коэффициенты теплопроводности и теплопередачи, то температура из центральной части ЛВП с незначительной потерей передается к боковой стенке ТХР. Далее температурное поле на боковой стенке ТХР, по мере отдаления от ЛВП, постепенно уменьшается. Как было сказано выше для ТХР, длиной 0,4 м такого сопоставление вести не возможно, т.к. для этой длины его диаметр отличается от диаметров других ТХР.
Аналогичные расчеты проведены также для ТХР, изготовленного из кварцевого стекла, ЛВП которого снабжено прозрачным окном, для поступления отраженных от ПК и сконцентрированных на его фокусе, солнечных лучей. Поэтому, в данном случае нижняя часть размельченного и прессованного сыръя, (БМ или ОО), расположенного внутри ТХР одновременно играет роль его ЛВП. В отличие от металлического ТХР, для этого вида ТХР были определены механизмы изменения температурного поле, как в
зависимости от его диаметра (в поперечном направлении), так и длину (в продольном паправлении). Расчеты проводились для максимальной - 1000 и минимальной - 500 Вт/м2 значениях интенсивности солнечной радиации, принятых для ВТСУ с ПК. При этом, максимальное значение ПСР принято с учетом климатических условиий Азербайджана. Максимальный диаметр и длина образцового ТХР составляют, соответственно ё = 0,16 м и Ь = 0,25 м.
Как известно [8], теплопроводность кварцевого стекла значительно зависит от его температуры. Например, теплопроводность кварцевого стекла при комнатной температуре составляет величину Х = 1,36 Вт/(мК), а в температуре 1100 К (8670С) - X = 1,98 Вт/(мК). Это намного влияет на характер распределения температурного поля в ТХР, особенно в его продольном направлении. Кроме того, как видно, в области ЛВП ТХР соотношение коэффициентов теплопроводности металлического и кварцевого ТХР составляет 52/1,98 = 26,3 раза. Если учесть, что этот ТХР тоже с наружной стороны снабжен теплоизоляцией, исключающей возможности конвективного теплообмена его стенки с окружающей средой то становится очевидной, что в верхней части ТХР тепловые потери не происходят. В этом случае, только между БМ или ОО, нагреваемых, в основном за счет выделяемой ГСГ, (полученная ГСГ при выходе из емкости ТХР, проходя через массу БМ или ОО, частично нагревает их до температуры выше комнатной) и внутренней стенкой ТХР происходит
теплообменные процессы, в результате чего, стенки ТХР дополнительно нагреваются. Но, в начальной стадии такой теплообмен бывает незначительным, так как выходящий из ТХР ГСГ не успевает войти теплообменному процессу и быстро выходит из емкости ТХР. Так ли, иначе за счет теплообменного процесса, верхняя часть кварцевого ТХР нагревается незначительно, т.е. гораздо меньше, чем у металлическом ТХР. Все сказанные наглядно видны из графиков, представленных на рис.4 и рис.5., которые были построены на основе данных, полученных из расчетов по формулам (1-14).
В рисунке 4 приведены графики изменения температуры на стенке кварцевых ТХР (в продольном направлении) длиной Ь = 0,25 м и диаметрами ё = 0,04 м (кривая 1) ё = 0,08 м (кривая 2), в зависимости расстоянии от ЛВП ТХР, при температуре на ЛВП t = 9000С, а на рисунке 5 -графики изменения температуры на основании ТХР (в поперечном направлении на ЛВП), длинами Ь = 0,012 м (кривая 1), Ь = 0,125 м (кривая 2) и Ь = 0,25 м (кривая 3), в зависимости от изменение диаметра ТХР, при температуре на ЛВП t = 9000С. Аналогично, на рисунке 6 приведены графические изменения температуры на стенке кварцевых ТХР (в продольном направлении), длиной Ь = 0,5 м и диаметрами ё = 0,08 м (кривая 1) и ё = 0,16 м (кривая 2), в зависимости расстоянии от ЛВП ТХР, при температуре на ЛВП t = 1000°С, а на рисунке 7 - графики изменения температуры на ЛВП ТХР (в поперечном направлении на ЛВП), длинами Ь = 0,125 м (кривая 1), Ь = 0,25 м (кривая 2) и Ь = 0,5 м (кривая 3), в зависимости от диаметра ТХР, при температуре на ЛВП t = 1000°С.
Т, 0С
900 800 700 600 500 400 300 200 100 0
l\
\\
л
,2
0 0,05 0,1
0,15 0,2 0,25 l x 10-2
Рис. 4. Графики изменения температуры на стенке ТХР (в продольном направлении) длиной Ь = 0,25 м и диаметрами ё = 0,04 м (кривая 1) ё = 0,08 м (кривая 2), в зависи-мости расстоянии от ЛВП ТХР, при температуре на ЛВП г = 9000С
Т, 0С 800 700 600 500 400 300 200 100 0
■—д 7-А-
А 3
0,02
0,04
0,06 0,08 d, м
Рис.5. Графики изменения температуры на основании ТХР (в поперечном направлении на ЛВП), длинами Ь = 0,012 м (кривая 1), Ь = 0,125 м (кривая 2) и Ь = 0,25 м (кривая 3), в зависимости от изменение диа-метра ТХР, при температуре на ЛВП г = 9000С
0
Т, 0С
1100 1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 I х 10-2, м
Рис. 6. Графики изменения температуры на стенке ТХР (в продольном направлении), длиной Ь = 0,5 м и диамет-рами ё = 0,08 м (кривая 1) и ё = 0,16 м (кривая 2), в зависимости рас-сто-янии от ЛВП ТХР, при температуре на ЛВП t = 10000С
Л
/2
Т, 0С 800 700 600 500 400 300 200 100
1
/2 /3
& =8= /
-Ь- -Ö—
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18
ё х 10-2, м
Рис.7. Графики изменения температуры на ЛВП ТХР (в поперечном нап-равлении на ЛВП), длинами Ь = 0,125 м (кривая 1), Ь = 0,25 м (кривая 2) и Ь = 0,5 м (кривая 3), в зависимости от диаметра ТХР, при температуре на ЛВП г = 10000С
Как видно из рисунков 4, 5, 6 и 7 - в отличие от металлического ТХР, в кварцевом ТХР температура в верхней торцовой части его во всех случаях бывает гораздо меньше и все это обусловлено с низким значением коэффициента теплопроводности квапца.
Выводы
Из анализа полученных из расчета данных очевидно, что в металлическом ТХР минимальное значение температуры в верхнем конце составляет 1200С, для длины ТХР 0,4 м, Для кварцевого ТХР, даже на расстоянии 0,25 м от ЛВП ТХР величина температуры не превышает 500С, а для кварцевого ТХР длиной 0,5 м температура в конце реактора
составляет меньше 400С. Поскольку для металлических ТХР температурное поле на самой ЛПВ, в зависимости расстоянии от его центра (от диаметра ТХР) меняется незначительно, то для этого типа ТХР этот вопрос не рассмотрен. Для кварцевого ТХР, как видно из рис. 5 и рис.7, температура вблизи ЛВП ТХР меяется несушественно (15-20% от своего максимального значения), а по мере отдаления от ЛВП ТХР, происходит резкое снижение температуры, что может отрицательно влиять на работы такого типа ТХР.
Список литературы
1. Саламов О.М., Гашимов А.М., Алиев Ф.Ф. Перспективы использования солнечной энергии в Азербайджане //Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология» 2013. № 8. С.64-78.
2. Salamov O.M., Mammadov F.F., Samadova U.F. Prospects of wind energy application in Azerbaijan. //«ISJAEE». 2010. №1. P.132-144.
3. Рзаев П.Ф. Гелиоэнергоаккумулирующие установки: Автореф. дис....докт. техн. наук. Ашхабад, 1985.
4. Эфендиева Н.Г. Физико-химические процессы гелиогазификации сельскохозяйственных отходов: Автореф. дис. канд. физ.-хим. наук. Баку, 1991.
5. Саламов О.М., Султанова К.Д., Гарибов А.А. Солнечная установка для газификации биомассы и органических отходов. Патент Азербайджанской Республики № I 2012 0093, Баку, 11.01.2012.
6. Саламов О.М., Мамедов Ф.Ф., Самедова У.Ф. Математическая модель для определения энергетических параметров параболического концентратора с плоским гелиоприемником. Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология», Москва, 2008, № 7, s.s. 66-74.
7. О.М.Саламов, Ф.Ф.Алиев. Перспективы получения альтернативного топлива из различных видов биомассы и органических отходов в Азербайджане. Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология» (^АЕЕ), 2019, 01-03, с.25-41.
8. Электронный ресурс: Termalinfo.ru.
РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ СОЛНЕЧНОЙ УСТАНОВКИ С ПАРАБОЛИЧЕСКИМ КОНЦЕНТРАТОРОМ ДЛЯ ГАЗИФИКАЦИИ БИОМАССЫ И ТВЕРДЫХ
ОТХОДОВ
Саламов О.М.
Институт Радиационных Проблем НАНАзербайджана, Ведущий научный сотрудник, Доктор философии по физики, доцент
Алиев Ф.Ф.
Международная Экоэнегетическая Академия, Вице-президент МЕА, Доктор философии по техническим наукам
CALCULATION OF THE HEAT BALANCE OF A HIGH-TEMPERATURE SOLAR INSTALLATION WITH PARABOLIC HUB FOR GASIFICATION OF BIOMASS AND SOLID WASTE
Salamov O.
Institute of Radiation Problems of NAS of Azerbaijan, Leading Researcher, Doctor of Philosophy in Physics, Associate Professor
Aliyev F.
International Eco-Energy Academy, MEA Vice President, Doctor of Philosophy in Engineering
Аннотация
В работе приводятся результаты расчета теплового баланса высокотемпературной солнечной установки (ВТСУ) с параполическим концентратором (ПК), предназначенной для газификации биомассы (БМ) растительного происхожения, а также различных видов органических отходов (ОО). В табличной форме даются результаты, полученных из проводимых расчетов.
Abstract
The paper presents the results of calculating the heat balance of a high-temperature solar installation (HTSI) with a parapolic concentrator (PC) designed for gasification of biomass (BM) of plant origin, as well as different types of organic waste (OW). The results obtained from the calculations are given in tabular form.
Ключевые слова: солнечная радиация, параболический концентратор, кварцевое стекло, термочимический реактор, лучевоспринимающая поверхность, тепловой поток, тепловые потери, температура, биомасса, органические отходы, смеси горючих газов.
Keywords: solar radiation, parabolic concentrator, quartz glass, thermochemistry reactor, radiation surface, heat flux, heat loss, temperature, biomass, organic waste, combustible gas mixture.
