Belgorod, Russian Federation
Belgorod, Russian Federation
GRNTI 67.01 Общие вопросы строительства
BBK 38 Строительство
The issues of calculating the capacity of additional heat sources for heating biomass in a biogas reactor are considered. Based on the Fourier heat equation, a solution is obtained for an axisymmetric cylindrical problem with boundary conditions of the first kind and a calculation is made of the power of additional heat sources in a cylindrical biogas reactor
biomass, biogas, reactor, Fourier heat equation, heat sources, temperature field, boundary conditions of the first kind
Эффективная переработка органических отходов в биогаз является актуальной научно-технической задачей [1–4]. Традиционная конструкция биогазового реактора представляет собой цельную емкость, в которой процесс сбраживания происходит в едином перемешивающем режиме при соблюдении определенных температурно-влажностных режимов в зависимости от типа брожения. оптимизации процесса переработки органических отходов для получения биогаза выделяют три температурных режима: 1) психрофильный – до 20–25 °С; 2) мезофильный – 25–40 °С; 3) термофильный – свыше 40 °С.
Психрофильный режим не требует дополнительного подогрева и проходит без дополнительного контроля за температурой, используется в соответствующих климатических зонах, с показателями среднегодовой температуры, составляющими не менее 18–20 °С. Мезофильный и термофильный процессы требуют наличия внешнего источника тепла и строгого контроля за температурой. При этом чем выше температура, тем быстрее и с большей производительностью идет образование биогаза. Поэтому на практике в основном востребован мезофильный режим бактериологического производства биогаза, так как при обеспечении максимально возможной доли метана, в результате на выходе имеется еще и удобрение с высоким содержанием общего азота. Требования к допустимым пределам колебания температуры для оптимального газообразования тем жестче, чем выше температура процесса сбраживания: при психрофильном температурном режиме – ±2 °С в час; мезофильном – ±1 °С в час; термофильном – ±0,5 °С в час [2].
Поэтому для обеспечения температурного режима и управляемости процессом сбраживания биомассывесьма важно выбрать мощность дополнительных источников теплоты.
Расчет мощности дополнительных источников теплоты может быть проведен на основе решения уравнения теплопроводности Фурье [5-10].
В первом приближении физическая расчетная модель биогазового реактора может быть представлена цилиндром радиуса R и высотой H, а для расчета температуры можно предположить осесимметричное распределение температурного поля, когда температура внутри реактора зависит только от координаты R, т.е. рассматривать одномерную задачу.
Распределение температурного поля определяется общим уравнением теплопроводности Фурье
, (1)
где – соответственно температуропроводность, плотность, теплоемкость материала; – мощность внутренних источников теплоты; -оператор Лапласа, в случае осесимметричного распределения температурного поля
. (2)
Для установившегося режима (стационарного случая) уравнение (1) приобретает вид
, (3)
где λ – теплопроводность материала.
Будем полагать также, что объект является изотропным, т.е. теплофизические параметры постоянны и однородны по всему занимаемому ими объему.
Граничные условия на внутренней поверхности r = R определим как граничные условия первого рода
. (4)
Решением уравнения (3) является функция [8]
, (5)
где , – постоянные коэффициенты определяемые граничными условиями,
, (6)
(7)
Для независимых от пространственной координаты r источников теплоты (равномерно распределенных по объему) , а функция определяемая интегралом (7) имеет вид
. (8)
С учетом ограниченности решения при следует полагать . Тогда для температурного поля (5) с учетом (8) получим
. (9)
Значение коэффициента определяется из условия (4)
. (10)
Из выражений (9) и (10) получаем распределение температурного поля в объекте
. (11)
В рекомендациях по температурным режимам сбраживания биомассы обычно указывают рекомендуемую температуру или диапазон температур, например для мезофильного температурного режима - 34 - 37°С. В этом случае диапазон температур в первом приближении можно принимать в качестве значений температурного поля у стенок реактора и в центре реактора .
Тогда для поддержания диапазона температур из выражения (11) получим
. (12)
Мощность дополнительных (внутренних) источников теплоты определяется выражением
. (13)
С учетом предположений, что мощность источников P распределена по всему объему реактораV, то для получим
(14)
Объема цилиндрического реактора равен
, (15)
где – высота реактора.
Окончательно с учетом (14) и (15) получаем выражение для расчета тепловой мощности источников P
. (16)
Из выражения (16) следует, что мощность равномерно распределенных дополнительных источников теплоты, необходимая для поддержания разницы температур между стенкой и центром реактора зависит от высоты реактора и теплопроводности биомассы и не зависит от его радиуса R.
На рис. 1 представлены расчетные значения мощности источника теплоты в зависимости от высоты реактора при различных значениях для биомассы с теплопроводностью =0,6 Вт/(м.К).
Рис. 1. Расчетные значения мощности источника теплоты в зависимости от высоты реактора
В заключение отметим, что полученное выражение (16) позволяет оценить тепловую мощность равномерно распределенных по объему дополнительных источников теплоты для подогрева биомассы в биогазовом реакторе цилиндрической формы.
1. Trahunova I.A., Halitova G.R., Karaeva Yu.V. Effektivnost' processa anaerobnogo sbra-zhivaniya pri razlichnyh rezhimah gidravliche-skogo peremeshivaniya // Al'ternativnaya ener-getika i ekologiya. 2011. № 10. S. 90-94.
2. Sadchikov A.V., Kokarev N.F. Optimi-zaciya teplovogo rezhima v biogazovyh usta-novkah // Fundamental'nye issledovaniya. 2016. № 2-1. S. 90-93.
3. Vendin S.V., Mamontov A.Yu. Obosno-vanie parametrov termoregulyacii i pereme-shivaniya pri anaerobnom sbrazhivanii // Sel'skiy mehanizator. 2016. №7. S. 20-22.
4. Vendin S.V., Mamontov A.Yu. Avtoma-tizaciya mehanicheskih i teplovyh processov v mnogokamernom biogazovom reaktore ne-preryvnoy zagruzki syr'ya // Vestnik Fede-ral'nogo gosudarstvennogo obrazovatel'nogo uchrezhdeniya vysshego professional'nogo ob-razovaniya Moskovskiy gosudarstvennyy ag-roinzhenernyy universitet im. V.P. Goryach-kina. 2016. №4 (74). S. 55-60.
5. Kartashov E.M. Analiticheskie metody v teorii teploprovodnosti tverdyh tel: Ucheb. Posobie. Izd. 3-e, pererab. i dop. M.: Vysshaya shkola, 2001. 550 s
6. Vendin S.V. K raschetu nestacionarnoy teploprovodnosti v mnogosloynyh ob'ektah pri granichnyh usloviyah tret'ego roda // IFZh. 1993. T.65. №1. C. 98-100.
7. Vendin S.V, Scherbinin I.A. K reshe-niyu zadach nestacionarnoy teploprovodnosti v sloistyh sredah // Vestnik Belgorodskogo gosudarstvennogo tehnologicheskogo univer-siteta im. V.G. Shuhova. 2016. №3. S. 96-99.
8. Vendin S.V. Teoriya i matematicheskie metody analiza teplovyh processov pri SVCh obrabotke semyan. Moskva; Belgorod: OAO «Central'nyy kollektor bibliotek «BIB-KOM», 2016. 143 s.
9. Vendin S.V. Calculation of nonstationary heat conduction in multilayer objects with boundary conditions of the third kind/ Journal of Engineering Physics and Thermophysics. 1993. T. 65. № 2. S. 823.
10. Vendin S.V. On the Solution of Prob-lems of Transient Heat Conduction in Layered Media // INTERNATIONAL JOURNAL OF EN-VIRONMENTAL & SCIENCE EDUCATION. 2016. Vol. 11, № 18. 12253-12258.
