Окислительная торрефикация биомассы в реакторе с кипящим слоем в среде дымовых газов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Кох-Татаренко Вадим Станиславович

• Кох-Татаренко Вадим Станиславович
• кандидат наук
• 2023

Оглавление диссертации кандидат наук Кох-Татаренко Вадим Станиславович

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

ИССЛЕДОВАНИЯ

1. 1 Окислительная торрефикация биомассы и повышение эффективности процесса за счет перевода ее в состояние кипящего слоя дымовыми

газами

1.1.1 Конструкции реакторов торрефикации

1.2 Органический цикл Ренкина как источник энергии при утилизации тепла дымовых газов в процессе торрефикации

1.3 Моделирование процесса окислительной торрефикации биомассы в реакторе с кипящим слоем

1.4 Выводы по главе 1 и постановка задачи исследования

ГЛАВА 2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ, МЕТОДИКИ И РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

2.1 Торрефикация биомассы в реакторе кипящего слоя в среде дымовых газов

2.1.1 Определение минимальной скорости псевдоожижения полидисперсной биомассы

2.1.2 Исследование процесса торрефикации биомассы в среде дымовых газов в экспериментальной установке

2.1.2.1 Окислительная торрефикация в кипящем слое лузги подсолнечника

2.1.2.2 Исследования по окислительной торрефикации в кипящем слое древесных (сосновых) опилок

2.1.2.3 Исследования по окислительной торрефикации ППМ в кипящем

слое

2.1.4 Определение интенсивности внешнего теплообмена в кипящем слое полидисперсной биомассы в среде дымовых газов

2.2 Организация непрерывного процесса торрефикации в реакторе КС с лабиринтной вставкой

2.3 Выводы по второй главе

ГЛАВА 3. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОКИСЛИТЕЛЬНОЙ ТОРРЕФИКАЦИИ БИОМАССЫ В РЕАКТОРЕ С КИПЯЩИМ СЛОЕМ В СРЕДЕ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ

3.1 Модель окислительной торрефикации биомассы в реакторе КС в среде дымовых газов с лабиринтной вставкой

3.2 Уравнения, составляющие математическую модель процесса окислительной торрефикации в реакторе кипящего слоя

3.3 Кинетика процесса окислительной торрефикации и теплообмен

3.4 Начальные условия для переменных в модели

3.5 Параметры модели

3.6 Результаты численных расчетов процесса окислительной торрефикации ППМ в реакторе КС в среде дымовых газов и сравнение

их с экспериментальными данными

3.7 Выводы по главе

ГЛАВА 4. ИНЖЕНЕРНАЯ МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЭЛЕМЕНТОВ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СХЕМЫ ПЕРЕРАБОТКИ БИОМАССЫ МЕТОДОМ ОКИСЛИТЕЛЬНОЙ ТОРРЕФИКАЦИИ В КИПЯЩЕМ СЛОЕ В СРЕДЕ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ НА ЗАДАННУЮ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ

4.1. Расчет реактора торрефикации с кипящим слоем и обогреваемой

лабиринтной вставкой - теплообменником

4.2 Расчет термомасляного теплогенератора КС

4.2.1 Расчет турбогенератора с ОЦР для утилизации тепла дымовых газов

4.3 Расчет сушилки для биомассы

4.4 Пример расчета элементов технологической схемы окислительной торрефикации ППМ в среде дымовых газов в реакторе КС с лабиринтной вставкой производительностью 1т/час

4.5.1 Расчет реактора КС с лабиринтной вставкой для окислительной торрефикации ППМ

4.5.2 Расчет теплогенератора на биомассе (ППМ) для генерации тепловой энергии и дымовых газов, необходимых для организации окислительной торрефикации

4.5.3 Расчет турбогенератора с ОЦР для утилизации тепла дымовых газов и разработка алгоритма управления потоком дымовых газов, обеспечивающего согласованную работу элементов технологической схемы

4.5.4 Расчет сушилки для ППМ

4.5.5 Расчет молотковой дробилки ППМ

4.5.6 Технико-экономические показатели проекта производства биоугля

4.6 Выводы по главе

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

ОБОЗНАЧЕНИЯ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б

ПРИЛОЖЕНИЕ В. Акт внедрения результатов диссертационной работы

в АО «ПРОДМАШ»

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Окислительная торрефикация биомассы в реакторе с кипящим слоем в среде дымовых газов»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы. Для обеспечения топливно-энергетическими ресурсами перерабатывающих отраслей промышленности, в том числе химико-технологических производств, возможно использование отходов сельского хозяйства и лесотехнического комплекса. При этом ресурсы некоторых видов отходов биомассы ежегодно обновляются, а их объемы в России (например, 14,6 млн. тонн лузги подсолнечника, 7 млн. тонн подстилочно-пометной массы (ППМ) птицефабрик) могут заменить ископаемые виды углеродного сырья, решив задачу «зеленого перехода». Вместе с тем, в исходном состоянии биомасса гидрофильна, подвержена биологической деградации. Решение указанных проблем видится в предварительной термической обработке биомассы методом торрефикации (низкотемпературного пиролиза) при температуре 200 - 300 °С в бескислородной среде с получением из нее биоугля. Использование в качестве такой среды дымовых газов, образующихся, например, при сжигании биомассы, и технологии кипящего слоя для процесса торрефикации, обеспечивающей высокие значения коэффициентов тепломассопереноса, решают одновременно задачи сокращения времени процесса, минимизацию накопления отходов и защиту окружающей среды.

Для организации процесса торрефикации в промышленном масштабе требуется энергосберегающая технология крупнотоннажного производства биоугля, реализация которой невозможна без исследования процесса окислительной торрефикации биомассы, что делает задачу исследования актуальной.

Работа выполнена в соответствии с приоритетным направлением развития научно - технического комплекса РФ «Энергоэффективность, энергосбережение, ядерная энергетика», поддержана грантом РФФИ № 20-38-90013 «Исследование кинетики окислительной торрефикации биомассы». Часть работы выполнена в рамках соглашения о предоставлении субсидии № 074-11-2018-018 «Разработка технологии и комплекса оборудования для выработки электроэнергии из

побочных продуктов, образующихся при утилизации и переработке отходов птицефабрик, предприятий пищевой, лесной и деревообрабатывающей промышленности».

Объектом исследования является окислительная торрефикация биомассы в кипящем слое в среде дымовых газов;

Предметом исследования являются закономерности процесса окислительной торрефикации биомассы (подстилочно-пометная масса (ППМ), сосновые опилки, лузга подсолнечника) и конструктивные решения для реализации процесса в реакторе кипящего слоя в среде дымовых газов, образующихся при сжигании той же биомассы в исходном состоянии.

Цель работы: Разработка аппаратурного оформления процесса непрерывной торрефикации различных видов биомассы в реакторе с кипящим слоем в среде дымовых газов, обеспечивающего снижение энергозатрат на процесс.

Задачи исследования:

1. Разработка и создание экспериментальных установок для исследования процесса непрерывной окислительной торрефикации биомассы в состоянии кипящего слоя.

2. Исследование окислительной торрефикации в кипящем слое различных видов биомассы (подстилочно-пометная масса, сосновые опилки, лузга подсолнечника), отличающихся содержанием гемицеллюлозы, целлюлозы и лигнина с установлением технологических параметров процесса.

3. Исследование структуры потоков биомассы в реакторе кипящего слоя, разработка конструктивных решений, обеспечивающих непрерывность процесса окислительной торрефикации.

4. Разработка математической модели процесса непрерывной окислительной торрефикации биомассы в реакторе кипящего слоя со встроенной поверхностью теплообмена.

5. Разработка технологической схемы получения биоугля в процессе непрерывной торрефикации биомассы в реакторе с кипящим слоем в среде дымовых газов.

6. Разработка инженерной методики расчета реактора кипящего слоя для непрерывной окислительной торрефикации биомассы в среде дымовых газов с заданной производительностью.

7. Разработка алгоритма управления потоком дымовых газов в процессе утилизации их энергии, обеспечивающего согласованную работу элементов технологической схемы.

Научная новизна диссертационного исследования состоит в следующем:

Впервые разработан процесс непрерывной окислительной торрефикации биомассы в среде дымовых газов в реакторе кипящего слоя со встроенной поверхностью теплообмена.

Получены экспериментальные данные по влиянию температуры дымовых газов и химического состава биомассы (подстилочно-помётная масса, сосновые опилки, лузга подсолнечника), находящейся в состоянии кипящего слоя, на длительность процесса окислительной торрефикации биомассы.

Обнаружен экзотермический эффект при торрефикации лузги подсолнечника в среде дымовых газов, позволяющий снизить энергетические затраты на проведение процесса на 5 - 10 %.

Разработана и экспериментально апробирована математическая модель непрерывного процесса окислительной торрефикации частиц биомассы в кипящем слое, учитывающая влияние температуры дымовых газов, химический состав биомассы, позволяющая рассчитать время процесса и конструктивные параметры реактора.

Практическая значимость работы:

Созданы экспериментальные установки для исследования процесса торрефикации биомассы в реакторе кипящего слоя в среде дымовых газов.

Показано, что проведение окислительной торрефикации биомассы в состоянии кипящего слоя в среде дымовых газов позволяет сократить время процесса в 2 - 10 раз по сравнению с реакторами шахтного типа.

Разработана конструкция реактора кипящего слоя, позволяющая организовать режим идеального вытеснения и передачу необходимой тепловой энергии за счет встроенной поверхности теплообмена, выполненной в виде лабиринтной вставки.

Разработана технологическая схема установки для окислительной торрефикации биомассы в кипящем слое в среде дымовых газов с получением биоугля и компенсацией энергозатрат на его производство за счет утилизации тепла уходящих дымовых газов с использованием органического цикла Ренкина и с выработкой необходимой для процесса тепловой энергии в теплогенераторе кипящего слоя из исходной биомассы того же вида (патент №034502).

Разработана инженерная методика расчета реактора кипящего слоя с обогреваемой лабиринтной вставкой для непрерывной окислительной торрефикации биомассы в среде дымовых газов на заданную производительность.

Опытный образец технологической установки, включающей реактор кипящего слоя производительностью по биоуглю 1 т/час, прошел испытания на производственной базе АО «ПРОДМАШ» (г. Ростов-на-Дону) и введен в эксплуатацию в 2022 г. При цене технологической установки в 90 млн. руб. дисконтированный срок окупаемости составит от 7 месяцев до 3 лет в зависимости от типа выпускаемой продукции и ее стоимости на рынке.

На защиту выносится:

1. Результаты экспериментальных исследований закономерностей процесса окислительной торрефикации биомассы (подстилочно-пометная масса, сосновые опилки, лузга подсолнечника) в реакторе кипящего слоя в среде дымовых газов.

2. Математическая модель непрерывного процесса окислительной торрефикации биомассы в кипящем слое в среде дымовых газов.

3. Инженерная методика расчета реактора кипящего слоя для непрерывной окислительной торрефикации биомассы на заданную производительность.

4. Технологическая схема установки для непрерывной окислительной торрефикации биомассы.

5. Алгоритм управления потоком дымовых газов, обеспечивающий согласованную работу элементов технологической схемы

Степень достоверности полученных результатов подтверждается

обоснованным применением метрологически поверенного современного оборудования, применением апробированных методов корреляционного анализа при обработке экспериментальных данных.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы доложены на 4 международных научных конференциях.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 17 работ, в том числе 3 статьи в изданиях, рекомендованных ВАК РФ, 1 патент.

Структура и объем диссертации. Диссертация включает введение, четыре главы, основные выводы и результаты, список литературы (104 наименования) и приложения. Работа изложена на 182 страницах текста, содержит 57 рисунков и 25 таблиц.

ГЛАВА 1. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Окислительная торрефикация биомассы и повышение эффективности процесса за счет перевода ее в состояние кипящего слоя дымовыми газами

Ужесточение экологических требований к сырью в химико-технологической и энергетической промышленности обуславливает возрастание интереса к использованию возобновляемых источников энергии, среди которых биомасса может рассматриваться как достаточно большой по объему и относительно легко доступный ресурс. Ресурсы некоторых видов биомассы (древесные опилки, лузга подсолнечника, подстилочно-помётная масса птицефабрик (ППМ) и т.д.) ежегодно обновляются, а их объемы в России таковы, что могут в значительной степени заменить собой традиционные ископаемые материалы, добыча и использование которых несет серьезные экологические проблемы. К примеру, в России производство семян подсолнечника является одним из основных элементов агропромышленного комплекса. В 2019 году в России было собрано 21,2 млн. тонн масличных культур, из которых 14,6 млн. тонн составил урожай семян подсолнечника, из которых лузга составила примерно 3,6 млн. тонн [1].

Вместе с тем, в исходном состоянии биомасса имеет относительно невысокую энергетическую ценность, она гидрофильна, подвержена биологической деградации и относится к 4-5 классам опасности [2]. Решение указанных проблем возможно в предварительной термической обработке биомассы методом торрефикации (низкотемпературный пиролиз) при температуре 200 - 300 °С в бескислородной среде.

Однако, торрефикация - это энергоемкий процесс, особенно в случае использования инертного газа (азота). Процесс торрефикации можно вести и в газовой среде, содержащей небольшое количество кислорода (окислительная торрефикация). Для проведения процесса окислительной торрефикации можно

использовать дымовые газы, уходящие из теплогенераторов [3, 4], в которых концентрация кислорода может достигать 6 - 14 объемных % [4]. Отмечается [5, 6], что при окислительной торрефикации сокращается необходимые время (продолжительность) процесса.

При окислительной торрефикации биомассы возможны экзотермические эффекты, связанные с термической деструкцией различных компонентов биомассы.

Основными компонентами биомассы являются целлюлоза, гемицеллюлоза и лигнин. При нагревании процесс термической деструкции компонентов биомассы происходит параллельно, захватывая сперва гемицеллюлозу, затем целлюлозу и наконец лигнин. Деструкция гемицеллюлозы наблюдается в интервале температур 180 - 300 °С, целлюлозы - в интервале температур - 270 - 370 °С, лигнина - 200 - 540 °С. Необходимо отметить, что термическая деструкция гемицеллюлозы и лигнина сопровождается выделением тепла, т.е. является экзотермическим процессом. Процесс термической деструкции целлюлозы при температурах ниже 450 °С является эндотермическим процессом, а при более высоких температурах - экзотермическим процессом [7, 88]. В результате экзотермических реакций, протекающих при нагреве древесной биомассы, выделяется тепло в количестве 1000 - 1150 кДж/кг [8].

Однако, развитие экзотермических процессов при нагреве биомассы может привести к неконтролируемому подъему температуры в слое биомассы и ее воспламенению. Для контроля температурного уровня необходимо эффективно удалять избыточное тепло из слоя биомассы. В связи с этим предлагается осуществлять процесс торрефикации биомассы в кипящем слое, применение которого обеспечивает интенсивный теплообмен частиц слоя с размещенными в нем поверхностями теплообмена, или с ограничивающими слой стенками, через которые также можно подводить, или отводить избыточное тепло из реактора. К сожалению, имеются только единичные исследования процесса окислительной торрефикации в кипящем слое [3-9].

Применение технологии кипящего слоя для процесса окислительной торрефикации биомассы имеет свои ограничения. Типовой реактор с кипящим слоем работает в режиме идеального смешения, то есть в таком реакторе невозможно достичь равномерной обработки биомассы при ее непрерывной подаче и выгрузке.

Например, в работе [9] древесные опилки непрерывно вводились в реактор для торрефикации. По мере обработки опилки теряли массу и выносились из кипящего слоя потоком газа. Обработанные опилки отделялись от газового потока в циклоне. Однако оказалось, что после 50 минут непрерывной работы экспериментальной установки не все опилки смогли покинуть кипящий слой стеклянных шариков. Опилки накапливались в кипящем слое, что приводило к увеличению высоты слоя на 10 - 30 %. Особенно быстро высота кипящего слоя возрастала в том случае, когда температура торрефикации составляла 240 - 270 °С. Древесные опилки, отобранные из кипящего слоя после непрерывной окислительной торрефикации в течении 50 минут при температуре 300 °С, содержали 56 % летучих веществ и 43 % фиксированного углерода. В то же время опилки, отобранные из циклона после непрерывной окислительной торрефикации в течении 50 минут при температуре 300 °С, содержали 78 % летучих веществ и 22 % фиксированного углерода. То есть, степень неоднородности обработки биомассы в экспериментах [9] составляла 39 - 95 %.

Такая неоднородность обработки биомассы на первый взгляд кажется удивительной, поскольку частицы биомассы малы и время их обработки должно занимать секунды, что обеспечивало бы однородную обработку материала. Однако, гидродинамика кипящего слоя такова, что в слое даже при равномерном входном газораспределении образуются «очаги кипения» [10], т.е. зоны локальной вертикальной циркуляции частиц, что приводит к уносу не полностью обработанных частиц из слоя. На этот процесс накладывается потеря массы частицы сырья при термической обработке.

Состав газовой фазы при окислительной торрефикации, то есть, концентрация кислорода в ней, оказывает существенное влияние на свойства торрефицированной биомассы. В работе [11] исследован процесс торрефикации елово-сосново-пихтовых опилок в реакторе кипящего слоя (БЯЗВ) периодического действия при температурах 240-300 °С и концентрации кислорода в ожижающем агенте 3-9 об.% (таблица 1.1). При этом, потеря массы (X) обрабатываемой биомассы составила 15,4 - 46,4 %, а выход энергии (Т) - 61,2 - 99,4 % в зависимости от концентрации кислорода. Эффекты концентрации кислорода на потерю массы, выход энергии (формула 1.1) и свойства торрефицированной биомассы были более значительными при 300 °С, чем при 240 °С. Торрефицированные опилки также имели большую теплоту сгорания и содержали меньше летучих веществ, а так же более высокое содержание углерода и меньшее содержание кислорода и водорода, чем в исходной биомассе. Повышенная концентрация кислорода приводит к более равномерному распределению температуры по объему реактора КС.

у _ Энергия сухого торрефицированного биоугля ^ 100% — @сХВР биоугля ^ 100% (1.1) Энергия сухой исходной биомассы @имхх@р исх

Таблица 1.1 - Выход биоугля и потеря массы исходного сырья в экспериментах по торрефикации.

Условия процесса торрефикации Mt (гр.) Мс (гр.) Мг (гр.) Мг (гр.) У (%) X (%)

240°С + 0 об.% О2 361,5 152,1 156,4 1,5 49,3 14,3

240°С + 3 об.% О2 394,8 173,1 159,8 1,0 52,0 15,4

240°С + 6 об.% О2 412,8±6,3 187,1±3,7 159,4 ± 0,1 1,5±0,1 54,0 ± 1,4 15,6±0,4

240°С + 9 об.% О2 385,8 190,3 133,3 1,0 58,8 15,9

270°С + 0 об.% О2 357,4 148,3 124,4 1,5 54,4 23,3

270°С + 3 об.% О2 397,5±5,8 168,6±4,2 128,8 ± 2,3 1,5±0,2 56,7 ± 1,4 24,8±0,5

270°С + 6 об.% О2 339,4±5,0 183,9±3,7 68,6 ± 1,7 1,8±0,1 72,8 ± 1,8 25,1±0,5

270°С + 9 об.% О2 412,8±5,8 235,0±4,7 61,3 ± 1,4 1,6±0,2 79,3 ± 2,0 27,8±0,6

300°С + 0 об.% О2 390,6 157,2 123,6 1,6 56,0 27,6

300°С + 3 об.% О2 383,1 178,0 81,3 1,6 68,6 31,9

300°С + 6 об.% О2 370,4 181,0 57,4 1,6 75,9 35,2

300°С + 9 об.% О2 398,5±10,4 177,8±4,4 34,1±0,8 1,6±0,1 83,9±2,1 46,4±1,2

Таким образом, рост концентрации кислорода в ожижающем агенте с 0% до 9% приводит к росту энергетической ценности получаемого биоугля.

Для расчета необходимой поверхности теплообмена в реакторе торрефикации с КС необходимо знание об энергии активации частиц биомассы в процессе торрефикации.

В работе [12] проведен кинетический анализ термической деградации оливкового жмыха в диапазоне температур торрефикации с использованием ДСК-анализа при различных скоростях нагрева, в пределах от 2 до 40 °С/мин. Он позволил оценить значения энергии активации разными методами (Озавы-Флинна-Уолла (ОБ^) и подходом Вязовкина). Результаты показали, что значения энергии активации по методу OFW согласуются с теми, которые дает подход Вязовкина (рисунок 1.1). Это означает, что более простой в реализации метод OFW подходит для оценки значения энергии активации. Это позволяет использовать результаты ДСК-анализа [13] для расчета необходимой тепловой мощности процесса торрефикации разных видов биомассы, оценив уровни энергии активации.

Рисунок 1.1 - Зависимость энергии активации от степени превращения, оцененной методами Озавы-Флинна-Уолла и Вязовкина.

Ряд авторов [14] предлагает осуществлять окислительную торрефикацию в состоянии фонтанирующего кипящего слоя, применение которого распространено при организации совмещенных процессов сушки и гранулирования в промышленных масштабах.

В работе [14] торрефикация частиц опилок разного размера (0,25-0,5, 0,51,0 и 1,0-2,0 мм) осуществлялась в реакторе периодического действия с фонтанирующим кипящим слоем. Было исследовано влияние размера частиц и температуры слоя на свойства торрефицированного продукта. Для этого применялись такие методы, как экспресс-анализ, окончательный анализ, оценка высшей теплоты сгорания и определение насыпной плотности. Наибольшее влияние на процесс торрефикации оказывает температура процесса. Увеличение размера частиц привело к большей потере массы опилок и увеличению массы торрефицированного продукта, остающегося в реакторе. Анализ изменения зольности торрефицированного продукта показал, что его свойства перестают изменяться после 20 мин. Уменьшение среднего размера частиц по Заутеру (рисунки 1.2-1.3) составило до 20,3 % и 28,2 % для опилок 0,25-0,5 мм и 0,5-1,0 мм, соответственно.

Переход от «классического» кипящего слоя к фонтанирующему позволяет упростить конструкцию газораспределительной решетки, но предъявляет особые требования к режиму псевдоожижения для полидисперсного слоя, к которому относятся виды биомассы, рассмотренные в данной работе и является неприемлемым в рамках проводимого исследования.

= 100% (12) езу, 0

Рисунок 1.2 - Процентное снижение среднего размера исходных и торрефицированных частиц опилок по Заутеру [14].

)еыя: мин.

Рисунок 1.3 - Кривые потери массы торрефицируемых опилок с размерами частиц 0,25-2,0 мм при разных температурах [14].

Для организации непрерывного процесса торрефикации биомассы в состоянии псевдоожижения, в работе [15] (рисунок 1.4) торрефикацию опилок проводили в «полупериодическом» реакторе со щелево-прямоугольным фонтанирующим слоем (SRSB) при температурах 240-330 °С и скоростях подачи биомассы от 220 до 710 г/ч. Стабильное выбрасывание опилок было достигнуто, хотя наблюдалось колебание перепада давления в реакторе. По сравнению со скоростью подачи биомассы температура оказывала большее влияние на потерю массы исходной биомассы и выход энергии. Было обнаружено, что повышение температуры способствует потере массы опилок при одновременном снижении выхода энергии. Основным твердым продуктом являлись торрефицированные опилки, которые оставались в реакторе SRF и улавливались циклоном. Отношение торрефицированной биомассы, удаляемой циклоном, к общей торрефицированной биомассе увеличивалось вместе со скоростью подачи и температурой. После торрефикации было потеряно 6,7-39,2% исходной массы опилок, а 67,4-98,7% (рисунок 1.5) их энергии было сохранено.

Рисунок 1.4 - Схема пилотной установки для окислительной торрефикации, предложенная в [15, 16].

Торрефицированные опилки имели более высокое содержание углерода, но меньше кислорода, водорода и летучих веществ, а также более высокую теплоту

сгорания и повышенную плотность по сравнению с необработанными опилками. Размер частиц опилок также заметно уменьшался в процессе торрефикации.

300 400 500 600 700

Температура, °С

Рисунок 1.5 - Динамические кривые потери массы и удаления летучих из опилок с размером частиц 0,5-1,0 мм при скорости нагрева при ТГА 1°С/мин

азотом чистотой 99,999%.

Организация «полупериодического» процесса проблемна при переходе от лабораторных установок к промышленным реакторам и требует применения других подходов к организации движения биомассы в реакторе.

При торрефикации биомассы сложного химического состава (ППМ, осадок сточных вод (ОСВ)), относящейся к 4 классу опасности, возникает проблема оценки химического состава получаемых биоуглей.

В работе [17] торрефикации в лабораторном реакторе с кипящем слоем подвергался осадок сточных вод (биомасса 4-го класса опасности, как и ППМ). Было изучено влияние двух важных рабочих параметров торрефикации: температуры (220-320°С) и времени пребывания в реакторе (3,6-10,2 мин), на

свойства биоугля. Наибольшее влияние на изменение свойств биоугля получено при самой высокой температуре торрефикации (320°С) и времени пребывания в реакторе в течении 6,1 мин. Жесткие условия торрефикации приводят к выделению связанной воды, которая может улучшить некоторые свойства жидкости, полученной в последующем процессе пиролиза. Однако предварительная торрефикационная обработка также подразумевает потерю части экстрактивных веществ из сырья. По сравнению с сухим неочищенным осадком сточных вод плотность энергии осадка сточных вод после торрефикации увеличивается при определенных условиях. Удаление Н20 и С02 на этапе торрефикации снижает отношение О/С в торрефицированном твердом веществе до 0,12 (уменьшение на 66,70% по сравнению с 0,37 для исходного осадка сточных вод) (рисунок 1.6), что может быть полезно для последующей термохимической обработки. Например, одним из основных недостатков пиролизных жидкостей является высокое содержание в них кислорода.

Рисунок 1.6 - Диаграмма Ван Кревелена для исходного и торрефицированного ОСВ. Точки, соответствующие торрефицированному ОСВ, обозначены меткой температуры/расхода твердого вещества в легенде таблице.

(а) 1. Мочевина, тетраметил-, 2. 2-Фуранметанол, 3. Фенол, 4. Изоянтарная кислота, 5. Пропиламин, 6. 4-Крезол, 7.

3-Пиридинол, 8. Октановая кислота, 9. 6- метил-3-пиридинол, 10. н-декановая кислота, 11. 1-додеканол, 12. 1-фенил-3-[бис(метоксикарбонил)метил]гекс-1-ен-4-ин, 13. ацетилглицин 14. индол, 15. , Фенциклидин, 16. Додекановая кислота, 17. 4-Пропенилгваякол, 18. 1-Тетрадеканол, 19. Миристиновая кислота, 2-(1-октадеценилокси)этиловый эфир, (Е)-, 20. Тридекановая кислота, 21. Тетрадекановая кислота, 22. Пентадекановая

кислота. кислота, 23. 1-гексадеканол, 24. 9-тетрадеценовая кислота, 25. н-гексадекановая кислота, 26. 9-гексадеценовая кислота, 27. 1-октадеканол, 28. 9-октадецен-1-ол, (Е)-, 29. Гептадекановая кислота, 30. Стеариновая кислота, 2-(9-октадеценилокси)этиловый эфир, (2)-, 31. Октадекановая кислота, 32. Нонадекановая кислота, 33.

(2,2)-,9,12-октадекадиеновая кислота, 34. , Декандиовая кислота, 35. Глицерин, 36. Эйкозановая кислота, 37. Гексадекановая кислота, 2-гидрокси-1,3-пропандииловый эфир, 38. Докозановая кислота, 39. Диизооктилфталат, 40. Холест-4-ен, 41. Холест -3-ен, (5Р)-, 42. Холестан-3а-ол, 43. Холест-2-ен, 44. А-норхолестан-3-он, 5-этенил-,(5.р.)-, 45 14-метил-5аХолест-8-ен-3-он, 46. Урс-12-ен-28-ал, 47. Холестан-3,5-диол, (3р,5а)-, 48. Холест-4- ен-3,6-дион, 49. Стигмастан-3,5-диен, 50. Метил (25Я8)-3а-гидрокси-5р-холестан-26-оат, 51. 2-Хлорпропионовая кислота, гексадециловый эфир, 52. ( 2а,3а)-Эпокси-(5а)-холестан, 53. Стигмастерол, 22,23-дигидро-, 54. 9,19Циклоэргост-

24(28)-ен-3-ол, 4,14-диметил-, ацетат.

злниваш ШООЭСО 8000000 7000000 ЕЮ000ПП 5ООО0ОО

4000000 12-17

3000000 2000000 юоооос

ю-

2 3

14-22

......I

ео

45

-I—

140

б) 1. Тиоциановая кислота, 2. Сероводород, 3. Глицин, 4. 4-Метилпентановая кислота, 5. Гексановая кислота, 6. Фенол, 7. Гидрохинон, 8. Гликоальдегид, 9. 3-Метоксифенол, 10. Глицерин. , 11. 3-пиридинол, 12. 2',3',4' триметоксиацетофенон, 13. 2-(1-метилэтил)хинолин, 14. 6-метил-3-пиридинол, 15. 2-пирролидинон, 16. 2-метоксифенол , 17. 2,4,6-триметоксиацетофенон, 18. 3-метил-1-циклогексен-1ол, 19. 4-метилпиридин-1-оксид, 20. катехол, 21. (Е)-2-октеновая кислота, 22. 3-Формил-10-метилфенотиазин, 23. Резорцин, 24. (1Я)-(-)-Тио камфора,

25. 5-Метилпиримидин-2,4-диол, 26. Дигидро-2,4(1Н,3Н)-пиримидиндион, 27. , Стеариновая кислота, 2-(1-октадеценилокси), этиловый эфир, (2)- 28. Бензолпропановая кислота, 29. 3-Метилоктадекан, 30. Гептаметил-3-фенил-1,4-циклогексадиен, 31. Бензол, 1, 1',1''-(бутоксиметилидин)трис-, 32. 4-метилхинолин, 33. фенциклидин, 34. 2,4-дихлор-5-нитробензотрифторид, 35. 3-(4-гидрокси-3-метоксифенил)-1-пропанол , 36. Андрост-5,7-диен-3-ол-17-он, ацетат, 37. Триэтиленгликоль, 38. 3,6,9,12-Тетраокса-2,13-дисилатетрадекан, 2,2,13,13-тетраметил-, 39. Эметан, 1',2'-дидегидро-6',7' ,10,11-тетраметокси-, 40. Монометиловый эфир тетраэтиленгликоля.

Рисунок 1.7 - Выход различных веществ при торрефикации ОСВ в течение

10 минут.

Это позволяет в дальнейшем использовать жидкие и твердые продукты торрефикации такой биомассы в качестве сырья для химико-технологических производств, или в качестве удобрения (рисунок 1.7), или топлива.

Большой спектр органических и неорганических веществ в продуктах торрефикации осадка сточных вод (рисунок 1.7) обусловлен сложной морфологией исходного сырья, что не характерно для исследуемых в работе видов биомассы. Однако, наличие таких компонентов говорит о потенциальной возможности использования исследуемых видов биомассы как источника крупнотоннажного возобновляемого сырья.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Кох-Татаренко Вадим Станиславович, 2023 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. В России собрали рекордный урожай масличных [Электронный ресурс]: информационный ресурс ROSNG.RU. - Режим доступа: https://rosng.ru/post/v-rossii-sobrali-rekordnyy-urozhay-maslichnyh.

2. ГОСТ Р 53691-2009. Национальный стандарт Российской Федерации. Ресурсосбережение. Обращение с отходами. Паспорт отхода I - IV класса опасности. Основные требования" (утв. и введен в действие Приказом Ростехрегулирования от 15.12.2009 N 1091-ст).

3. Mei Y., Liu R., Yang Q., Yang H., Shao J., Draper C., Zhang S. Torrefaction of cedarwood in a pilot scale rotary kiln and the influenceof industrial flue gas, 2015, Bioresour. Technol, 177, 355 - 360.

4. Uemura Y. et al. Torrefaction of empty fruit bunches under biomass combustion gas atmosphere //Bioresource technology. - 2017. - Т. 243. - С. 107-117.

5. Chen, W.-H. Non-oxidative and oxidative torrefaction characterization and SEM observations of fibrous and ligneous biomass / W.-H. Chen, K.-M. Lu, W.-J. Lee, S.-H. Liu, T.-C. Lin // Applied Energy. - 2014. - № 114, Р. 104 - 113.

6. Wang C., Peng J., Li H., Bi H.T., Legros R., Lim C.J. Oxidative torrefaction of biomass residues and densification of torrefied sawdust to pellets, 2013, Bioresour Technol, 127, 318 - 325.

7. Basu P. Biomass gasification, pyrolysis and torrefaction: practical design and theory. - Academic press, 2018.

8. Юдкевич, Ю.Д. Получение химических продуктов из древесных отходов / Ю.Д. Юдкевич, С.Н. Васильев, В.Н. Ягодин // СПб., СПб ЛТА. - 2002, с. 45

9. Wang, Z. et al. Oxidative torrefaction of spruce-pine-fir sawdust in a slot-rectangular spouted bed reactor // Energy Conversion and Management. - 2018. -Т. 174. - Р. 276-287.

10. Френкель, Л.И. Исследование профиля скоростей газа в монодисперсном псевдоожиженном слое / Л.И. Френкель, Н.Б. Кондуков // Химическая промышленность. - 1966. - № 6. - С. 418 - 427.

11. Ziliang, Wang Oxidative torrefaction of spruce-pine-fir sawdust in a slot-rectangular spouted bed reactor / Ziliang Wang, Hui Li, C. Jim Lim, John R. Grace // Energy Conversion and Management. - 2018. -Volume 174. - Pp. 276-287., https: //doi. org/10.1016/j. enconman.2018.08.035.

12. Brachi, P. Isoconversional kinetic analysis of olive pomace decomposition under torrefaction operating conditions / Paola Brachi, Francesco Miccio, Michele Miccio, Giovanna Ruoppolo // Fuel Processing Technology. - 2015. - Volume 130. -Pp. 147-154, https://doi.org/10.1016/_i.fuproc.2014.09.043.

13. Муратова, Н.С. Гидротермальная карбонизация биоотходов в кипящем слое в среде перегретого водяного пара: дис. канд. техн. наук: 05.17.08/ Муратова Наталья Сергеевна. - Тамбов, 2021. - 210 с.

14. Wang, Z. Effects of temperature and particle size on biomass torrefaction in a slot-rectangular spouted bed reactor / Ziliang Wang, C. Jim Lim, John R. Grace, Hui Li, Maria Regina Parise // Bioresource Technology. -2017. - Volume 244, Part 1. -Pages 281-288, https://doi.org/10.1016/_i.biortech.2017.07.097.

15. Wang, Z. Biomass torrefaction in a slot-rectangular spouted bed reactor / Ziliang Wang, C. Jim Lim, John R // Grace Particuology. - 2019. - Volume 42. - Pages 154-162, https://doi.org/10.1016/_i.partic.2018.02.002

16. Brachi, P. Valorization of Orange Peel Residues via Fluidized Bed Torrefaction: Comparison between Different Bed Materials / Paola Brachi, Riccardo Chirone, Francesco Miccio, Michele Miccio & Giovanna Ruoppolo // Combustion Science and Technology. - 2019. - 2019191:9 - Р. 1585-1599, DOI: 10.1080/00102202.2019.1582526.

17. Atienza-Martínez, M. Sewage sludge torrefaction in a fluidized bed reactor, M. Atienza-Martínez, I. Fonts, J. Ábrego, J. Ceamanos, G. Gea / Chemical

Engineering. Journal. -2013. - V. 222. - P. - 534-545, https://doi.Org/10.1016/j.cej.2013.02.075

18. Brachi, P. et al. Fluidized bed torrefaction of commercial wood pellets: process performance and solid product quality // Energy & Fuels. - 2018. - Т. 32. - №. 9.

- С. 9459-9469.

19. Brachi, P. et al. Valorization of orange peel residues via fluidized bed torrefaction: comparison between different bed materials // Combustion Science and Technology. - 2019. - V. 191. - №. 9. - P. 1585-1599.

20. Brachi, P. et al. Fluidized bed torrefaction of biomass pellets: A comparison between oxidative and inert atmosphere // Powder Technology. - 2019. - V. 357. -P. 97-107.

21. Li H. et al. Torrefaction of sawdust in a fluidized bed reactor // Bioresource technology. - 2012. - V. 103. - №. 1. - P. 453-458.

22. Park, J. Y. et al. Production of bio-oil from fast pyrolysis of biomass using a pilot-scale circulating fluidized bed reactor and its characterization // Journal of environmental management. - 2019. - V. 234. - P. 138-144.

23. Кох-Татаренко, В.С. Окислительная торрефикация в кипящем слое некоторых видов биомассы / В. С. Кох-Татаренко, С. Н. Кузьмин, А. В. Небываев и др. // Теплоэнергетика. - 2022. - N 2.- С. 23-32.

24. Brachi, P. et al. Segregation and fluidization behavior of poly-disperse mixtures of biomass and inert particles // Chemical Engineering Transactions. - 2017. - V. 57.

- P. 811-816.

25. Casajus C., Marias F., Perard P., B. De Guillebon. Overview of torrefaction technology // Proceeding International Workshop on Biomass Torrefaction for Energy. - Albi, France May, 2012. - pp.

26. Плановский, А. Н. Процессы и аппараты химической технологии / А. Н. Плановский, В. М. Рамм, С. З. Каган. - 5-е изд., стер. - Москва: Химия, 1968. -847 с.

27. GEA Group Aktiengesellschaft [Электронный ресурс]: информационный ресурс gea.com. - Режим доступа: https://www. gea.com/en/products/dryers-particle-processing/spray-dryers/conventional-spray-dryer.jsp

28. Quoilin, S. Technological and economical survey of organic Rankine cycle systems / S. Quoilin, V. Lemort // European conference on Economics and management of energy in industry. - 2009.

29. Tartiere, T. A world overview of the organic Rankine cycle market / T. Tartiere, M. Astolfi //Energy Procedia. - 2017. - V. 129. - P. 2-9.

30. Triogen ORC supplier [Электронный ресурс]: информационный ресурс triogen.nl. - Режим доступа: http: //www. triogen.nl/.

31. Радованович М. Сжигание топлива в псевдоожиженном слое / М. Радованович. - М.: Энергоатомиздат, 1990. - с. 248.

32. Бородуля, В. А. Сжигание твердого топлива в псевдоожиженном слое / А. В. Бородуля, Л. М. Виноградов. - Минск: Наука и техника, 1980. - с. 10 -12.

33. Бородуля, В.А. Математические модели реакторов с кипящим слоем / В.А. Бородуля, Ю.П. Гупало. - Мн.: Наука и техника, 1978. - 208 с.

34. Баскаков, А.П. Процессы тепло- и массопереноса в кипящем слое / А.П. Баскаков, Б.В. Берг, А.Ф. Рыжков, Н.Ф. Филлиповский. - М.: Металлургия, 1978. - 248 с.

35. Рудобашта, С.П. Диффузия в химико-технологических процессах / С.П.Рудобашта, Э.М. Карташов. - М.: КолосС, 2010. - 478с.

36. Рудобашта, С.П. Массоперенос в системах с твердой фазой / С.П. Рудобашта. - М.: Химия, 1980. - 248с.

37. Хемалян Д.М. Теория топочных процессов / Д.М. Хемалян. - М.: Энергоатомиздат, 1990. - 352с.

38. Scala Mass, F. Transfer around Active Particles in fluidized beds / F. ScalaMass // Mass Transfer in Multiphase Systems and its Applications. - 2002. - P. 571 -592.

39. Yang, H. Characteristics of hemicellulose, cellulose and lignin pyrolysis / H.Yang, R.Yan, H.Chen, D.H.Lee, Ch.Zheng // Fuel. - 2007, Vol. 86. - P. 1781-1788.

40. Wanga, Tengfei A review of the hydrothermal carbonization of biomass waste for hydrochar formation: Process conditions, fundamentals, and physicochemical properties / Tengfei Wanga, Yunbo Zhaia, Yun Zhuc, Caiting Lia, Guangming Zenga // Renewable and Sustainable Energy Reviews. - 2018. - Vol. 90. - P. 223 - 247.

41. Miller, R.S. A generalized biomass pyrolysis model based on superimposed cellulose, hemicellulose and lignin kinetics / R.S.Miller, J.Bellan // Combustion Science and Technology. - 1997. - Vol. 126. - P. 97-137.

42. Химические реакторы: Электронное учебно-методическое пособие / В.И. Петьков, А.К. Корытцева. - Нижний Новгород: Нижегородский госуниверситет, 2012. - 71 с.

43. Wang Z. Biomass torrefaction in slot-rectangular spouted beds: дис. - University of British Columbia, 2017.

44. Забродский, С.С. Высокотемпературные установки с псевдоожиженным слоем. - М.: Энергия, 1971, 38 с.

45. Крылова, А.Ю. Получение биоугля пиролизом биомассы / А.Ю. Крылова, Е.Г. Горлов, А. В. Шумовский // Химия твердого топлива. - 2019. - №6. - С. 55 - 64.

46. Соколовская, Ю.Г. Пиролиз отходов мебельного производства, Ю.Г. Соколовская, П.Л. Фалюшин // Природопользование. -2011. - № 20. - С. 143 -146.

47. Yang, H. Characteristics of Hemicellulose / Yang, H., Yan, R., Chen, H., Lee, D. and Zheng, C. // Cellulose and Lignin Pyrolysis. Journal of Fuel. - №86, С. 17811788.

48. Gomez C. et al. Influence of secondary reactions on the heat of pyrolysis of biomass /Industrial & engineering chemistry research. - 2009. - V. 48. - №. 23. -P. 10222-10233.

49. Milosavljevic, I. Thermal effects in cellulose pyrolysis: relationship to char formation processes / Milosavljevic I., Oja V., Suuberg E. M. // Industrial & Engineering Chemistry Research. - 1996. - V. 35. - №. 3. - P. 653-662.

50. Ohliger, A. Torrefaction of beechwood: A parametric study including heat of reaction and grindability / Ohliger A., Förster M., Kneer R. // Fuel. - 2013. - V. 104. - P. 607-613.

51. Shevchenko, A. L. Possibility of the use of exothermic-reactions heat from thermal destruction of biomass to increase the energy efficiency of the torrefaction process / A. L. Shevchenko, G. A. Sytchev, V. M. Zaichenko // Journal of Physics: Conference Series. - IOP Publishing. - 2019. - V. 1147. - №. 1. - P. 012093.

52. Kienzl N. et al. Applicability of torrefied sunflower husk pellets in small and medium scale furnaces //Waste and Biomass Valorization. - 2021. - V. 12. - P. 2579-2596.

53. Синицин, А.П. Биоконверсия возобновляемой растительной биомассы на примере биотоплива второго поколения: предобработка, ферменты, процессы, экономика, поколения / А.П. Синицин, О.А. Синицина // Успехи биологической химии. - 2021. -Т. 61. - С. 347-414.

54. Тодес, О.М. Аппараты с кипящим зернистым слоем / О.М. Тодес, О.Б. Цитович - Л.: Химия, 1981. - 296 с.

55. Левеншпиль О. Инженерное оформление химических процессов.-М.:Химия, 1969.- 624 с.

56. Рудобашта, С.П. Массоперенос в системах с твердой фазой. - М.Химия, 1980.-282 с.

57. Palchonok G. et al. Mechanisms of Drying and Pyrolysis in Combustion of Wood Cylinder // Proceedings of Nordic Seminar of Thermochemical Conversion of Solid Fuels, Gothenburg, Sweden. - 1997.

58. Туголуков, Е.Н. Математическое моделирование технологического оборудования многоассортиментных химических производств: монография / Е.Н. Туголуков. - Москва. Изд-во "Машиностроение", 2004. - 100 с.

59. Милованов О.Ю. Низкотемпературный пиролиз гранулированных биогенных отходов и его аппаратурное оформление: дис. ...канд. техн. наук: 05.17.08/ Милованов Олег Юрьевич. - Тамбов, 2016. - 170 с.

60. Чугаев, Р.Р. Гидравлика. - Л.: Энергоиздат. Ленинградское отделение, 1982. -672 с.

61. Shinogi, Y. Pyrolysis of plant, animal and human waste: physical and chemical characterization of the pyrolytic products / Y. Shinogi, Y. Kanri // Bioresource technology. - 2003. - V. 90. - №. 3. - P. 241-247.

62. Ismail T. M. et al. Hydrothermal treatment of municipal solid waste into coal in a commercial Plant: Numerical assessment of process parameters // Applied Energy.

- 2019. - V. 250. - P. 653-664.

63. Khiari, Basma. Incineration of a small particle of wet sewage sludge: A numerical comparison between two states of the surrounding atmosphere / Khiari, Basma, Frederic Marias, Jean Vaxelaire, and Fethi Zagrouba // Journal of Hazardous Materials (Science Direct). - N. 147 (3). - 2007. - P. 871-882.

64. Официальный информационный портал компании ОАО «ГСКБ» г.Брест. [Электронный ресурс]: информационный ресурс ОАО «ГСКБ». - Режим доступа: https://gskb.by/

65. Климов, Д.В. Термохимическое разложение гранулированной биомассы в кипящем слое и его аппаратурно-технологическое оформление: дис. канд. техн. наук: 05.17.08/ Климов Дмитрий Владимирович. - Тамбов, 2018. - 155 с.

66. Митрофанов, А.В. Математическая модель кипящего слоя непрерывного действия / А.В. Митрофанов, А.В. Огурцов, В.А. Магницкий, В.Е. Мизонов, Л.Н. Овчинников // Химия и химическая техгнология. - 2012. - Т. 55, вып.10.

- С.96 - 98.

67. Крысанова К. О. и др. Исследование минеральных компонентов биоуглей из опила, полученных низкотемпературными методами // Уголь. - 2021. - №. 12 (1149). - С. 41-43.

68. Рудобашта, С. П. Теплотехника: учебник для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению "Агроинженерия" / С. П. Рудобашта; Ассоциация "Агрообразование". - Москва: Издательство КолосС, 2010. - 598 с.

69. Дэвидсон И., Харрисон Д. (ред.). Псевдоожижение: Пер. с англ. / под ред. Н.И. Гельперина. - М.: Химия, 1974. - 728 с.

70. Тепловой расчет котла: практикум / Е. В. Шумилин, С. А. Псаров -Хабаровск : Изд-во ТОГУ, 2013. - 77 с.

71. Антонов, П.П. Уточненный тепловой расчет топок низкотемпературного кипящего слоя / П.П. Антонов, А.М. Сидоров, А.С. Тюркин, Ф.В. Щербаков // Ползуновский вестник. -2008. - №1-2. -С. 115-122.

72. Митор, В. В. Тепловой расчет котельных агрегатов (Норма-Т34 тивный метод) / В.В. Митор, И.Е.Дубровский, Э.С. Карасина под общ. ред. НВ Кузнецова.-2-е изд., перераб. - М., Энергия, 1973 - 296 с.

73. Б-СИа^: Бой^аге [Электронный ресурс]: информационный ресурс Б-СИаТ: Бой^аге. - Режим доступа: https://www.fchart.com/ees/

74. СП 60.13330.2016 Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха. Актуализированная редакция СНиП 41-01-2003 (с Изменением N1)

75. ОВЕН - российский разработчик и производитель средств промышленной автоматизации. [Электронный ресурс]: информационный ресурс ООО «ОВЕН». - Режим доступа: https://owen.ru/

76. Лебедев, П.Д. Расчет и проектирование сушильных установок. -Госэнергоиздат, 1962 - 320 с.

77. Милованов, О.Ю. Особенности гидродинамики бидисперсного кипящего слоя / О.Ю. Милованов, Р.Л.Исьемин, Д.В. Климов, В.С. Кох-Татаренко, О.М. Ларина, Э.К. Бучилко / Вестник Тамбовского государственного технического университета. - 2021. - Т.27, № 4. - С. 615-624.

78. Юренев, В. Н. Теплотехнический справочник / В.Н. Юренев, П.Д. Лебедев -Под общ. ред. ВН Юренева и ПД Лебедева. - М., «Энергия», 1976.- 896 с.

79. Данилов, О. Л. Энергосбережение в теплоэнергетике и теплотехнологиях: [учебник для вузов по направлению подготовки "Теплоэнергетика" / О. Л. Данилов, А. Б. Гаряев, И. В. Яковлев - 2-е изд., стер.: Москва: Издательский дом МЭИ, 2011. - 424 с.

80. Нестеров, А.В. Колич.характеристики Промышленная сушка: - М.: Лань, 2021. - 304 с. ?

81. Концерн Медведь. [Электронный ресурс]: информационный ресурс ООО «КМПУ №7». - Режим доступа: https://kalorifer. net/catalog/kalorifery

82. Пермский завод строительных машин [Электронный ресурс]: информационный ресурс ООО «ПЗСМ». - Режим доступа: https://zavodperm.ru/product/barabannaya-sushilka-shtorm4/

83. Пермский федеральный исследовательский центр Уральского отделения РАН [Электронный ресурс]: информационный ресурс ПФИЦ УрО РАН. - Режим доступа: http ://itp. uran. ru/ktt. htm

84. Холодильное оборудование для предприятий торговли и общественного питания [Электронный ресурс]: информационный ресурс ООО «АЛЬФА». -Режим доступа: http://restorg96.ru/market/hlebopekarnoe_i_konditerskoe_oborudovanie/izmel_chi teli_konditerskie/drobilka_molotkovaya_molot_10000/

85. Онлайн-площадка объявлений о продаже биоугля [Электронный ресурс]: информационный ресурс Google LLC. - Режим доступа: https://goo.su/PnqXrwu

86. «Березняк» — экологически чистый берёзовый уголь, производимый по уникальной технологии. [Электронный ресурс]: информационный ресурс ООО «Березняк». - Режим доступа: https://www.bereznyak.com/contacts/

87. Leina Hua, Hu Zhao, Jun Li, Qingshan Zhu, Junwu Wang, Solid residence time distribution in a cross-flow dense fluidized bed with baffles, Chemical Engineering Science, Volume 200, 2019, Pages 320-335, ISSN 0009-2509, https://doi.org/10.1016/j.ces.2019.01.054.

88. Энергосберегающие технологии термохимической конверсии биомассы и лигнокарбонатных отходов: учебно-методическое пособие по дисциплине «Топливо и его использование» для студентов специальности 1-43 01 06 «Энергоэффективные технологии и энергетический менеджмент» / Н.Г.Хутская, Г.И. Пальчёнок. - Минск: БНТУ, 2014. - 53 с.

89. Пат. ЯШ731261С2 Российская Федерация, Б26В 17/10(2006.01). Аппарат для сушки органических материалов, включая биомассу, в кипящем слое / Исьёмин Р.Л., Кузьмин С.Н., Климов Д.В., Михалёв А.В., Милованов О.Ю., Коняхин В.В., Кох-Татаренко В.С., Караханов Л.В.; заявитель ТГТУ; № 2018135370; заявл. 05.10.2018, опубл. 05.10.2018.

90. Пат. №034502 Евразийский патент, С01В 3/32 (2006.01) Способ получения из биоотходов гранулированного биотоплива и синтез-газа с низким содержанием смол / Исьёмин Р. Л., Михалёв А. В., Милованов О. Ю., Климов Д. В., Кузьмин С. Н., Коняхин В. В., Кох-Татаренко В. С., Ларина О. М., Зайченко В. М. ; заявитель ТГТУ ; №2018000131; заявл. 06.11.2018, дата выдачи 06.11.2018, 14.02.2020.

91. Климов, Д.В. Расчет минимальной скорости псевдоожижения смеси частиц в реакторе для влажной торрефикации биомассы / Д.В. Климов, О.Ю. Милованов, А.В. Михалёв, Р.Л. Исьёмин, В.С. Кох-Татаренко, Н.С. Муратова // Химическое и нефтегазовое машиностроение. - 2021. - № 10. - С. 7-10.

92. Милованов, О.Ю. Анализ и моделирование движения частиц вблизи погруженной в кипящий слой поверхности теплообмена / О.Ю. Милованов, Р.Л. Исьемин, Д.В. Климов, В.С.Кох-Татаренко, О.М. Ларина // Теоретические основы химической технологии. - 2021. - Т. 55, № 1. - С. 4657.

93. Исьемин, Р.Л. Повышение эффективности технологии предкарбонизации биоотходов / Р.Л. Исьемин, А.В. Михалев, Н.С. Муратова, В.С. Кох-

Татаренко, Ю.С. Теплицкий, Э.К. Бучилко, А.Ж. Гребеньков, Е.А. Пицуха // Теплоэнергетика. - 2019. - №7. - С.77-83.

94. Isemin, R. L. Development_of a Fluidized-Bed Reactor for Oxidative Torrefaction of Biowastes/ R. L. Isemin, S. N. Kuzmin, V. V. Konyakhin, O.Yu. Milovanov, A. V. Mikhalev, N. S. Muratova, A. Nebyvayev, V.S. Kokh - Tatarenko // Thermal Engineering - 2020. - V. 67. - Р. 626 - 633.

95. Isemin, R.L. А fuel index usage for evaluating the fitness of new types of granulated biofuels biofuels / R.L. Isemin, D.V. Klimov, A.V. Michalev, O.Yu. Milovanov, V.S. Kogh-Tatarenko // Theory and Practice of Corrosion Protection -2019. - Issue 24(1). - P. 49-55.

96. Isemin, R.; Mikhalev, A.; Milovanov, O.; Klimov, D.; Kokh-Tatarenko, V.; Brule, M.; Tabet, F.; Nebyvaev, A.; Kuzmin, S.; Konyakhin V. Comparison of Characteristics of Poultry Litter Pellets Obtained by the Processes of Dry and Wet Torrefaction. Energies , 2022, 15, 2153. https://doi.org/10.3390/en15062153

97. Isemin, R.L., Kuzmin, S.N., Nebyvaev, A.V. et al. Specific Features of Combined Hydrothermal Carbonization of Poultry Litter and Sawdust. J Eng Phys Thermophy 94, 1582-1589 (2021). https://doi.org/10.1007/s10891-021-02439-x

98. Muratova, N.S., Is'emin, R.L., Melezhik, A.V., Kokh-Tatarenko V.S. et al. Results of Chemical Activation of Biochar Obtained by the Method of Accelerated Hydrothermal Carbonization of Sewage Sludge. J Eng Phys Thermophy 94, 15571562 (2021). https://doi.org/10.1007/s10891-021-02436-0

99. Isemin, R.; Muratova, N.; Kuzmin, S.; Klimov, D.; Kokh-Tatarenko, V.; Mikhalev, A.; Milovanov, O.; Dalibard, A.; Ibitowa, O.A.; Nowotny, M.; Brule, M.; Tabet, F.; Rogge, B. Characteristics of Hydrochar and Liquid Products Obtained by Hydrothermal Carbonization and Wet Torrefaction of Poultry Litter in Mixture with Wood Sawdust. Processes 2021, 9, 2082. https://doi.org/10.3390/pr9112082

100. Mikhalev, A. Low-Temperature Pyrolysis Of Poultry Litter For Biofuel Production / A. Mikhalev, R. Is'emin, N. Muratova, V. Kogh-Tatarenko, Y. Teplitskii, A.

Grebenkov, E. Pitsukha // Chemical Engineering Transaction. - 2019. - V. 75. - P. 103 - 108.

101. Isemin, R. L. Improving the Efficiency of Biowaste Torrefaction / R. L. Isemin, A. V. Mikhalev, N. S. Muratova, V. S. Kogh-Tatarenko, Yu.S. Teplitskii, E. K. Buchilko, A. Zh. Greben'kov, E. A. Pitsukha // Thermal Engineering. - 2019. - V. 66. - P. 521 - 526.

102. Isemin, R. L. Development_of a Fluidized-Bed Reactor for Oxidative Torrefaction of Biowastes / R. L. Isemin, S. N. Kuzmin, V. V. Konyakhin, O.Yu. Milovanov, A. V. Mikhalev, N. S. Muratova, A. Nebyvayev, V.S. Kokh - Tatarenko // Thermal Engineering.- 2020. - V. 67. - P. 626 - 633.

103. Isemin, R.L. Study of oxidative torrefaction process of sunflower husks/ R.L. Isemin, D.V. Klimov, A.V. Mikhalev, N.S. Muratova, A.V. Nebyvaev // Chemical Engineering Transaction. - 2020. - V. 82. - P. 331 - 336.

104. Isemin, R. Comparative Studies Between Hydrothermal Carbonation and Torrefaction for Biofuel Production from Poultry Litter / R. Isemin, A. Mikhalev, O. Milovanov, D. Klimov, N. Muratova, K. Krysanova, Y. Teplitskii, A. Greben'kov and V. Kogh-Tatarenko // Proceedings of 2019 9th International Conference on Bioscience, Biochemistry and Bioinformatics (ICBBB 2019). -January 7-9, 2019. - PP. 97-101.

Приложение А

m-file parameters.m

% A = 6.3e-4; %1/s %Frequency factor of thermochemical reaction % Ta = 1000; %K %Activation temperature of thermochemical reaction

% Kinetic coefficients obtaed by our experimental data

% A = 5.58e-3; %1/s %Frequency factor of thermochemical reaction

% Ta = 1554.5; %K %Activation temperature of thermochemical reaction

A = 2e-10; %1/s %Frequency factor of thermochemical reaction

Ta = 573; %752.3; %K %Activation temperature of thermochemical reaction

% alfaChar = 0.72; %kg/kg OM %Stoichiometric coefficient of char production by thermochemical reaction (mass basis)

% alfaGas = 0.28; %kg/kg OM %Stoichiometric coefficient of gas production by thermochemical reaction(mass basis)

alfaChar = 0.47; %kg/kg OM %Stoichiometric coefficient of char production by thermochemical reaction (mass basis)

alfaGas = 0.53; %kg/kg OM %Stoichiometric coefficient of gas production by thermochemical reaction(mass basis)

xgasH2O = 0.07; %mol/mol Gas %Molar composition of H2O in the volatiles released by reaction

xgasO2 = 0.0; %mol/mol Gas %Molar composition of O2 in the volatiles released by reaction

xgasN2 = 0.0; %mol/mol Gas %Molar composition of N2 in the volatiles released by reaction

xgasCO2 = 0.76; %mol/mol Gas %Molar composition of CO2 in the volatiles released by reaction

xgasCO = 0.14; %mol/mol Gas %Molar composition of CO in the volatiles released by reaction

xgasH2 = 0.01; %mol/mol Gas %Molar composition of H2 in the volatiles released by reaction

xgasCH4 = 0.03; %mol/mol Gas %Molar composition of CH4 in the volatiles released by reaction

xgasOther = 0.0; %mol/mol Gas %Molar composition of Other in the volatiles released by reaction

MH2O = 18e-3; %kg/mol %Molecular weight of H2O MO2 = 32e-3; %kg/mol %Molecular weight of 02 MN2 = 2 8e-3; %kg/mol %Molecular weight of N2 MCO2 = 44e-3; %kg/mol %Molecular weight of CO2 MCO = 2 8e-3; %kg/mol %Molecular weight of CO MH2 = 2e-3; %kg/mol %Molecular weight of H2 MCH4 = 16e-3; %kg/mol %Molecular weight of CH4 MOther = 0e-3; %kg/mol %Molecular weight of Other Cw = 4180; %J/kg*K) %Heat capacity of liquid water

Csol = 4000; %J/kg*K) %Heat capacity of solid material held in the particle lambdag = 0.048; %W/(m*k)%Thermal conductivity of gas held in the reactor (Steam at 300°C)

Tnorm = 273.15; %K %Normal temperature g = 9.81; %m/s2 %Acceleration due to gravity

Densg = 0.612; %kg/m3 %Density of the gas held in the reactor (Steam at 300°C) mug = 28.22e-6; %kg/(m*s) %Dynamic viscosity of the gas held in the reactor (Stam at 300°C)

DHevap = 2.25e6; %J/kg %Latent heat of vaporization of liquid water DrHreac = 657000; %500; %J/kg %Heat of thermochemical reaction betaNat = 1000; %mol/(Pa*s)%Parameter involved in water evaporation Tref = 293; % K %Reference temperature

cpH20 = 35.99; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of H2O gas (evaluated at 300°C) cpO2 = 31.79; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of 02 gas (evaluated at 300°C) cpN2 = 29.93; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of N2 gas (evaluated at 300°C) cpC02 = 46.61; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of CO gas (evaluated at 300°C) cpCO = 30.23; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of CO gas (evaluated at 300°C) cpH2 = 29.11; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of H2 gas (evaluated at 300°C) cpCH4 = 50.36; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of CH4 gas (evaluated at 300°C) cpOther = 0.0; %J/(mol*K)%Molar heat capacity of Other gas (evaluated at 300°C) omega = 1e-5; %mol/(s*Pa)%Characteristic of the back-pressure valve at the outlet of reactor

dreac = 0.1; %0.4; %m %Internal diameter of the reactor

Lreac = 1.0; %1.2; %m %Internal height of the reactor

ewall = 0.005; %m %Thickness of the walls of the reactor

Lfb = 0.17; %m %Height of the fluidized bed inside the reactor

Cwall = 500;%850; %J/(kg*K)%Heat capacity of the walls of the reactor

DensWall = 7700; %1700; %kg/m3 %Density of the material of the walls of the

reactor

hFBWall = 175; %500; %W/(m2*K)%Heat Transfer coefficient from the fluidized bed to the walls

hFreeWall = 50; %W/(m2*K)%Heat Transfer coefficient from the gas in the freeboard to the wall

hWallExt = 1; %W/(m2*K) %Overall heat transfer coefficient from the walls of the reactor to the room

Troom = 293.15; %K %Room Temperature

Tstart = 443.15; %K, Temperature of reaction start

R = 8.314; %J/(mol*K)%Ideal gas Law constant Patm = 101325.0; %Pa %Atmospheric pressure %Pg = 110000; %Pa

df0 = 0.5e-3;%0.7e-3; %m %Initial diameter of fresh particles to be reacted dp0 = 4e-4; %m %Initial diameter of processed particles to be reacted Densf0 = 650;%470; %kg/m3 %Initial density of fresh particles to be reacted Densp0 = 670; %kg/m3 %Initial density of processed particles to be reacted Yfw0 = 0.12; %0.03; %kg w/kg part %Initial water content of the fresh particle YfOM0 = 0.48;%0.71; %kg OM/kg part %Initial organic content of the fresh particle YfAsh = 0.166;%0.22; %kg Ash/kg part %Initial ash content of the fresh particle mpbed0 = 0.01; %1.35; %kg %Initial mass of already processed particles in the reactor

epbed0 = 0.4; %Initial porosity of the bed of already processed particles in the reactor

mfbunker = 0.52;%1; %kg %Mass of fresh particles to be reacted initially loaded in bunker

tdisbunker = 1; %s %Time for the bunker to be discharged in the reactor %Qel = 2000; %W % Electrical heating of the reactor Tset = 623.15; %K, Set reactor temperature

%Nf0 = 60.16e6; %Initial number of fresh particles inside the fluidized bed

Np0 = 354e6; %Initial number of processed particles inside the fluidized bed

mf = 125.9e-9; %84.7e-9; %kg %Initial mass of fresh particles inside the fluidized

bed

mp = 22.44e-9; %kg %Initial mass of processed particles inside the fluidized bed TH2Oin = 573.15; %K Steam Temperature mWall = 25.51; %kg mass of reactor wall

%the initial value of unknowns for fresh particle Nf0 = 1e-3; %Number inside the fluidized bed, mft0 = pi*(df0A3)/6 *Densf0; %kg, Total mass mfw0 = mft0 * Yfw0; %kg, Mass of liquid water mfOM0 = mft0 * YfOM0; %kg, Mass of organic mfChar0 = 0; %kg, Mass of char

mfAshO = mft0*YfAsh; %kg, Mass of Ash

UfO =(mfw0*Cw +(mfOM0+mfAsh0)* Csol)*(Troom-Tref); %J, internal energy of fresh particle

% Tf0 = Troom; %K, fresh particle temperature Tf0 = 293; %

%rfevap0 =0; %fresh particle evaporation rate of water

%To compute the initial values of the unknowns corresponding to the already processed particles,

%it is assumed that their previous reaction in the reactor was complete.

%the initial value of unknowns for processed particle mpChar0 = alfaChar*mf0M0; %kg, Mass of char mpAsh0 = mfAsh0; %kg, Mass of Ash mpt0 = mpChar0 + mpAsh0; %kg, Total mass Np0 = mpbed0/mpt0; %Number inside the fluidized bed mpw0 = 0; %kg, Mass of liquid water mp0M0 = 0; %kg, Mass of organic

dp0 = (df0A3-(6*mfw0/(pi*Densf0)))A(1/3); %m, diameter of p-particle %Densp0 = 6*mpt0/pi*dp0A3; %density of processed particle

Up0 =((mpChar0+mpAsh0)* Csol)*(Troom-Tref); %J, internal energy of processed particle

%Tp0 = Troom; %K, processed particle temperature Tp0 = 573;

%rpevap0 =0; ^processed particle evaporation rate of water

Vreac = pi*(dreacA2/4)*Lreac; %m, the total volume of the reactor

%Initial conditions for gas held in the reactor Vg0 = Vreac - pi *Np0*dp0A3/6; % m3, the volume available for gas in the reactor

Patm = 101325; % Pa, Pressure of the gas

Tg0 = Troom; %K, Temperature of the gas in the reactor Pw0 = Prewater(Troom); % Pa, calculation of equilibrium pressure for water at the beginning

%Fgout0 = 0; %Total flow rate of gas leaving the reactor Ngt0 = (Patm*Vg0)/(R*Troom); %mol, Total number of moles of gas NgH200 = Pw0*Vg0/(R*Troom); %mol, Number of moles of water in gas Ng020 =0; %mol, Number of moles of oxygen in gas

NgN20 = (Patm-Pw0)*Vg0/(R*Troom); %mol, Number of moles of nitrogen in gas NgC020 = 0; %mol, Number of moles of carbon dioxide in gas NgC00 = 0; %mol, Number of moles of carbon monoxide in gas NgH20 = 0; %mol, Number of moles of hydrogen in gas NgCH40 = 0; %mol, Number of moles of methane in gas Ng0ther0 = 0; %mol, Number of moles of other species in gas Ug0 = NgN20*cpN2*(Troom-Tref)+NgH200*cpH20*(Troom-Tref)-Patm*Vg0; %J, Internal Energy of the gas held in the reactor %Initial value of the temperature of the wall of the reactor Twall0 = 573; Pg0 = Patm; %Pa, Initial pressure in reactor

m-file Definitionequ.m

function f = definitionequ(t,y) t

%p1 = ReachT; % % p2= ReachTtime; %

parameters; %read parameters stored in parameters.m

Vreac = pi*dreacA2*Lreac/4; %m3, volume of reactor

mft0 = pi*(df0A3)/6 *Densf0; %kg, Total mass of f-particles mfAsh = mft0*YfAsh; %kg, Mass of Ash in f-particle mpAsh = mfAsh; %kg, Mass of Ash in p-particle

mft = y(3) + y(5) + y(7) + mfAsh; % kg, mass balance on a f-particle mpt = y(4) + y(6) + y(8) + mpAsh; % kg, mass balance on a p-particle

dmat = (y(1)*y(9) + y(2)*y(10))/(y(1)+y(2)); % m, the diameter of the fluidized material

Densmat = (y(1)*mft*y(11)+y(2)*mpt*y(12))/(y(1)*y(11)+y(2)*y(12)); %kg/m3, the density of the fluidized material

Armat = (g*(dmatA3)*Densg*(Densmat-Densg))/((mug)A2); %Archimedes' number of fluidized particles

Ngt = y(15)+y(16)+y(17)+y(18)+y(19)+y(20)+y(21)+y(22); %mol, the total number of moles of gas in the reactor

Pfw = Prewater(y(25)); % Pa, calculation of equilibrium pressure for water in f-particle in Prewater.m

Ppw = Prewater(y(2 6)); % Pa, calculation of equilibrium pressure for water in p-particle in Prewater.m

%if ReachT == 0 % rfevap = 0; % else %

rfevap = betaNat*MH2O*(Pfw-y(28)*(y(15)/Ngt))*((1+tanh(15.D0*((y(3)/mft)/0.1-1.D0)))/2.D0); % kg.sA(-1), evaporation rate of water for f-particles

rfevap = betaNat*MH20*(Pfw-y(2 8)*(y(15)/Ngt)); % kg.sA(-1), evaporation rate of water for f-particles

rfevap = 0; % % end %

rpevap = 0 ; % betaNat*MH20*(Ppw-y(28)*(y(15)/Ngt))*((1+tanh(15.D0*((y(4)/mpt)/0.1-1.D0)))/2.D0); % kg.sA(-1), evaporation rate of water for p-particles

nf = 0.105*(y(9)/dmat)A0.082; % number for exponentiation of Archimedes' number for f-particle

np = 0.105*(y(10)/dmat)A0.082; % % number for exponentiation of Archimedes' number for p-particle

Nfin = numbpartin(t, y(27)); % calculation of number of fresh particles in of the reactor in numberpartin.m

rfreac = rreaction(y(25), y(5), mft); % kg/s, calculation of reaction rate for f-particle in rreacrion.m

rpreac = rreaction(y(2 6), y(6), mpt); % kg/s, calculation of reaction rate for p-particle in rreacrion.m

Qfgas = rhtransfer(y(9),y(27),y(25), dmat, Armat, nf); % W, calculation of Heat transfer between f-particle and surrounding gas in rhtransfer.m

Qpgas = rhtransfer(y(10),y(27),y(26), dmat, Armat, np); % W, calculation of Heat transfer between p-particle and surrounding gas in rhtransfer.m

Qfevap = Qevapor(rfevap); % W,calculation of Heat of evaporation of liquid water from f-particle in Qevapor.m

Qpevap = Qevapor(rpevap); % W,calculation of Heat of evaporation of liquid water from p-particle in Qevapor.m

Qpreac = Qreaction(rpreac); % W,calculation of Heat of thermochemical reaction for f-particle in Qreaction.m

Qfreac = Qreaction(rfreac); % W,calculation of Heat of thermochemical reaction for p-particle in Qreaction.m

Mgas = MH2O*xgasH2O + MO2*xgasO2 + MN2*xgasN2 + MCO2*xgasCO2 + MCO*xgasCO + MH2*xgasH2 + MCH4*xgasCH4+ MOther*xgasOther; %the molecular weight of volatiles

Fgout = omega*(y(2 8)-Patm); %kg/s, the flow rate that is allowed to flow by the valve

hH2Oin = Enthalpy (TH2Oin, cpH20); %J/mol, molar enthalpy H2O on inlet of reactor

%Molar enthalpy of gas held in the reactor

hH20 = Enthalpy (y(27), cpH20); %J/mol, molar enthalpy H20

h02 = Enthalpy (y(27), cp02); %J/mol, molar enthalpy 02

hN2 = Enthalpy (y(27), cpN2); %J/mol, molar enthalpy N2

hC02 = Enthalpy (y(27), cpC02); %J/mol, molar enthalpy C02

hC0 = Enthalpy (y(27), cpC0); %J/mol, molar enthalpy C0

hH2 = Enthalpy (y(27), cpH2); %J/mol, molar enthalpy H2

hCH4 = Enthalpy (y(27), cpCH4); %J/mol, molar enthalpy CH4

h0ther = Enthalpy (y(27), cp0ther); %J/mol, molar enthalpy 0ther gas

%Molar enthalpy of gas leaving the reactor equal molar enthalpy of gas held in reactor

hH20out = hH20; %J/mol, molar enthalpy H20

h02out = h02; %J/mol, molar enthalpy 02

hN2out = hN2; %J/mol, molar enthalpy N2

hC02out = hC02; %J/mol, molar enthalpy C02

hC0out = hC0; %J/mol, molar enthalpy C0

hH2out = hH2; %J/mol, molar enthalpy H2

hCH4out = hCH4; %J/mol, molar enthalpy CH4

h0therout = h0ther; %J/mol, molar enthalpy 0ther gas

%Molar enthalpy of gas in particles

hfH20 = Enthalpy (y(25), cpH20); %J/mol, molar enthalpy H20 for f-particles hpH20 = Enthalpy (y(26), cpH20); %J/mol, molar enthalpy H20 for p-particles hf02 = Enthalpy (y(25), cp02); %J/mol, molar enthalpy 02 for f-particles hp02 = Enthalpy (y(26), cp02); %J/mol, molar enthalpy 02 for p-particles hfN2 = Enthalpy (y(25), cpN2); %J/mol, molar enthalpy N2 for f-particles hpN2 = Enthalpy (y(26), cpN2); %J/mol, molar enthalpy N2 for p-particles hfC02 = Enthalpy (y(25), cpC02); %J/mol, molar enthalpy C02 for f-particles hpC02 = Enthalpy (y(26), cpC02); %J/mol, molar enthalpy C02 for p-particles hfC0 = Enthalpy (y(25), cpC0); %J/mol, molar enthalpy C0 for f-particles hpC0 = Enthalpy (y(26), cpC0); %J/mol, molar enthalpy C0 for p-particles hfH2 = Enthalpy (y(25), cpH2); %J/mol, molar enthalpy H2 for f-particles hpH2 = Enthalpy (y(26), cpH2); %J/mol, molar enthalpy H2 for p-particles hfCH4 = Enthalpy (y(25), cpCH4); %J/mol, molar enthalpy CH4 for f-particles hpCH4 = Enthalpy (y(26), cpCH4); %J/mol, molar enthalpy CH4 for p-particles hf0ther = Enthalpy (y(25), cp0ther); %J/mol, molar enthalpy 0ther gas for f-particles

hp0ther = Enthalpy (y(26), cp0ther); %J/mol, molar enthalpy 0ther gas for p-particles

Qreacwall = heatfluxwall (y(27), y(24)); %W, calculation the heat flux received by the walls of the reactor from the material held inside in heatfluxwall.m Qoo = heatfluxsur(y(24)); %W, calculation of Heat flux lost by the walls of the reactor to the surroundings in heatfluxsur.m

Nfout=0; % number of f-particles leaving the reactor Npin=0; % number of p-particles entering the reactor Npout=0; % number of p-particles leaving the reactor

Hfin =(mfw0*Cw +(mfOM0+mfAsh0)* Csol)*(Troom-Tref); %J/kg, enthalpy of the f-particles entering the reactor

Hpin = ((mpChar0+mpAsh0)* Csol)*(Troom-Tref); %J/kg, enthalpy of the p-particles entering the reactor

Hfout = y(13)/y(01); % J/kg, enthalpy of the f-particles leaving the reactor Hpout = y(14)/y(02); % J/kg, enthalpy of the p-particles leaving the reactor

Qel = Qelectricity(y(27)); %W % Electrical heating of the reactor

FH2Oin = Steamin(y(27),y(1));

f(01,1) = f(02,1) = f(03,1) = f(04,1) = f(05,1) = f(06,1) = f(07,1) = f(08,1) = f(09,1) = f(10,1) = f(11,1)= f(12,1)= f(13, ((alfaGas

Nfin-Nfout; Npin-Npout; -rfevap; -rpevap; -rfreac; -rpreac; alfaChar*rfrea alfaChar*rprea -(rfevap*2)/(p -(rpevap*2)/(p -(rfreac*6)/(p -(rpreac*6)/(p 1) = (Nfin*Hfin /Mgas)*xgasH2O

%dNf/dt %dNp/dt dmfw/dt the dmpw/dt the dmfOM/dt the dmpOM/dt the c; %dmfchar/dt

c; %dmpchar/dt

i*(y(9))A2*(y(11))); i*(y(10))A2*(y(12)))

the flowrate number of f-

the flowrate number of mass of liquid water in a of liquid water in a of organic material of organic material the mass of char in the mass of char in % df/dt diameter ; % dp/dt diameter

mass mass mass

particles p-particles f-particles p-particles in a f-particles in a p-particles a f-particles a p-particles of f-particles of p-particles

i*(y(9))A3); % density of f-particle i*(y(10))A3); % density of p-particle -Nfout*Hfout)+y(1)*(Qfgas-Qfevap+Qfreac-rfreac*hfH2O+rfevap*(hfH2O/MH2O)...

+(alfaGas/Mgas)*xgasO2*rfreac*hfO2+(alfaGas/Mgas)*xgasN2*rfreac*hfN2)+(alfaGas/Mga s)*xgasCO2*rfreac*hfCO2+(alfaGas/Mgas)*xgasCO*rfreac*hfCO...

+(alfaGas/Mgas)*xgasH2*rfreac*hfH2+(alfaGas/Mgas)*xgasCH4*rfreac*hfCH4+(alfaGas/Mg as)*xgasOther*rfreac*hfOther); %dUf/dt the Internal Energy of a f-particle

f(14,1) = (Npin*Hpin-Npout*Hpout)+y(2)*(Qpgas-Qpevap+Qpreac-

((alfaGas/Mgas)*xgasH2O*rpreac*hpH2O+rpevap*(hpH2O/MH2O)...

+(alfaGas/Mgas)*xgasO2*rpreac*hpO2+(alfaGas/Mgas)*xgasN2*rpreac*hpN2)+(alfaGas/Mga s)*xgasCO2*rpreac*hpCO2+(alfaGas/Mgas)*xgasCO*rpreac*hpCO...

+(alfaGas/Mgas)*xgasH2*rpreac*hpH2+(alfaGas/Mgas)*xgasCH4*rpreac*hpCH4+(alfaGas/Mg as)*xgasOther*rpreac*hpOther); %dUp/dt the Internal Energy of a p-particle f(15,1) = FH2Oin-

(Fgout*y(15)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasH2O*rfreac+rfevap/MH2O)+y(2)*((alfaGas/ Mgas)*xgasH2O*rpreac+rpevap/MH2O); %NgH2O the number of moles of H2O in the reactor f(16,1) = -

(Fgout*y(16)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasO2*rfreac)+y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgasO2* rpreac); %NgO2 the number of moles of O2 in the reactor f(17,1) = -

(Fgout*y(17)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasN2*rfreac)+y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgasN2* rpreac); %NgN2 the number of moles of N2 in the reactor f(18,1) = -

(Fgout*y(18)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasCO2*rfreac)+y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgasCO 2*rpreac); %NgCO2 the number of moles of CO2 in the reactor

f(19,1) = -

(Fgout*y(19)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasC0*rfreac)+y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgasC0* rpreac); %NgC0 the number of moles of C0 in the reactor f(20,1) = -

(Fgout*y(20)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasH2*rfreac)+y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgasH2* rpreac); %NgH2 the number of moles of H2 in the reactor f(21,1) = -

(Fgout*y(21)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasCH4*rfreac)+y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgasCH 4*rpreac); %NgCH4 the number of moles of CH4 in the reactor f(22,1) = -

(Fgout*y(22)/Ngt)+y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgas0ther*rfreac)+y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgas 0ther*rpreac); %Ng0ther the number of moles of 0ther gases in the reactor f(23,1) = FH20in*hH20in-(Fgout*(y(15)/Ngt)*hH20out)-Fgout*(y(16)/Ngt)*h02out-Fgout*(y(17)/Ngt)*hN2out-Fgout*(y(18)/Ngt)*hC02out-Fgout*(y(19)/Ngt)*hC0out...

- Fgout*(y(2 0)/Ngt)*hH2out - Fgout*(y(21)/Ngt)*hCH4out -Fgout*(y(22)/Ngt)*h0therout - (y(1)*Qfgas+y(2)*Qpgas)-Qreacwall...

+(y(1)*((alfaGas/Mgas)*xgasH20*rfreac*hfH20+rfevap*(hfH20/MH20)+(alfaGas/Mgas)*xga s02*rfreac*hf02+(alfaGas/Mgas)*xgasN2*rfreac*hfN2...

+(alfaGas/Mgas)*xgasC02*rfreac*hfC02+(alfaGas/Mgas)*xgasC0*rfreac*hfC0+(alfaGas/Mg as)*xgasH2*rfreac*hfH2+(alfaGas/Mgas)*xgasCH4*rfreac*hfCH4...

+(alfaGas/Mgas)*xgas0ther*rfreac*hf0ther))+(y(2)*((alfaGas/Mgas)*xgasH20*rpreac*hp H20+rpevap*(hpH20/MH20)+(alfaGas/Mgas)*xgas02*rpreac*hp02...

+(alfaGas/Mgas)*xgasN2*rpreac*hpN2 +(alfaGas/Mgas)*xgasC02*rpreac*hpC02+(alfaGas/Mgas)*xgasC0*rpreac*hpC0+(alfaGas/Mg as)*xgasH2*rpreac*hpH2...

+(alfaGas/Mgas)*xgasCH4*rpreac*hpCH4 +(alfaGas/Mgas)*xgas0ther*rpreac*hp0ther)); %dUg/dt the internal energy of the gas in the reactor

f(24,1)= (Qel+Qreacwall-Qoo)/(mWall*Cwall); % Twall Temperature of the wall of the reactor (K)

f(25,1)= (y(3)*Cw+(y(5)+y(7)+mfAsh)*Csol)*(y(25)- Tref)-y(13)/y(1); %Tf the f-particle temperature

f(26,1)= (y(4)*Cw+(y(6)+y(8)+mpAsh)*Csol)*(y(26)- Tref)-y(14)/y(2); %Tp the p-particle temperature

f(27,1) = (y(15)*hH20 + y(16)*h02 + y(17)*hN2 + y(18)*hC02 + y(19)*hC0 + y(20)*hH2 + y(21)*hCH4+ y(22)*h0ther)-y(28)*y(29)-y(23); %Tg the temperature of the gas in the reactor

f(28,1) = y(28)*y(29)-Ngt*R*y(27); % Pg Pressure of the gas in the reactor(Pa) f(29,1) =(Vreac - pi/6*(y(1)*y(9)A3 + y(2)*y(10)A3))-y(29); % Vg the volume available for the gas in the reactor f(30,1) = y(30)-Qel; f(31,1) = y(31)-Qel;

end

m-file enthalpy.m

function hri = Enthalpy (Tr, cpi)

parameters; %read parameters stored in parameters.m

hri = cpi*(Tr - Tref); %molar enthalpy of i-gas for particles

m-file heatfluxsur.m

function Qoo = heatfluxsur(Twall)

parameters;

Swallext = pi*(dreac+2*ewall)*Lreac+2*pi*(dreacA2/4); %the external surface Qoo = hWallExt*Swallext*(Twall-Troom); %the Heat flux lost by the walls of the reactor to the surroundings

m-file heatfluxwall.m

function Qreacwall = heatfluxwall (Tg, Twall) parameters; %read parameters stored in parameters.m

Qreacwall = pi*dreac*((Lfb*hFBWall+(Lreac-Lfb)*hFreeWall)*(Tg-Twall)); %the heat flux received by the walls of the reactor from the material held inside

m-file numbpartin.m

function Nfin = numbpartin(t,T,ReachT,ReachTtime)

parameters; %read parameters stored in parameters.m % Nfin=0;

tstartdischarge = 10; %s, time of start of bunker discharging tdisbunker = 1020; %s, time of full bunker discharging

Nfbunker = mfbunker/mf; % total number of particles in bunker

Ndisbunker = Nfbunker/tdisbunker; % 1/s, flow rate of particles leavin the bunker

if ReachT == 0

Nfin = 0; elseif t < ReachTtime + tdisbunker Nfin = Ndisbunker; else

Nfin=0;

end

m-file Prewater.m

function Pw = Prewater(T)

Pw=(exp(18.3036-(3816.44./(T-4 6.13)))./750.1).*1e5;

m-file Qelectricity.m

function Qel = Qelectricity(T)

parameters; %read parameters stored in parameters.m Qel=18 000*(1./(1+exp(0.1*(T-Tset))));

m-file Qevapor.m

function Qrevap = Qevapor(rrevapor) parameters;

Qrevap = rrevapor*DHevap; %The heat of evaporation of liquid water for f-particles

m-file Qreaction.m

function Qreac = Qreaction(rreac) parameters;

Qreac = rreac*DrHreac; % heat of thermochemical reaction for particles

m-file rhtransfer.m

function Qrgas = rhtransfer(dr,Tg,Tr,dmat,Armat,nr) parameters; %read parameters stored in parameters.m

hrgas =150 ; %(3.539*lambdag*(dr/dmat)A(-0.257))*0.844+0.0756*(Tg/Troom)*ArmatAnr; %the f-particle to gas heat transfer coefficient

Qrgas= pi*drA2*hrgas*(Tg-Tr); %The heat transfer received by the f-particle from the gas held in the reactor

m-file rreaction.m

function rrreac = rreaction(Tr, mrOM, mrt, ReachT) parameters; %read parameters stored in parameters.m %if mrOM > 0

% rrreac = A*exp(-(Ta/Tr))*mrt; %the thermochemical reaction rate for f-particles; %else rrreac = 0; if Tr < Tstart

rrreac = 0; else

rrreac =A*exp(-(Ta/Tr))*mrOM; end

?function solmodel

parameters; %read parameters stored in parmaters.m

ReachT = 0; %boolean variable to track the end of the reactor warm-up ReachTtime = 0; %variable for store time of the end of the reactor warm-up

M=[1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0;

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Qel0=0; t0 = 0; tfin = 1

y0 = [Nf0; Np0; mfw0; mpw0; mf0M0; mp0M0; mfChar0; mpChar0; df0; dp0; Densf0; Densp0;...

Uf0*Nf0; Up0*Np0; NgH200; Ng020; NgN2 0; NgC020; NgC00; NgH2 0; NgCH40; Ng0ther0; Ug0;...

Twall0; Tf0; Tp0; Tg0; Pg0; Vg0; Qel0; Qel0];

TolAbs = [1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1e-6; 1.e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6;...

1e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1.e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6; 1e-6;];

% options = odeset(,Mass,,M,'RelTol,,1e-6,,AbsTol,,1e-9,,MaxSte,,10.0); options = odeset(,Mass,,M,,RelTol,,1e-3,,AbsTol,,1e-6,,MaxSte,,10.0); % I was forced to lower the accuracy in order to calculate the strange jump in the temperature of the f-particles %f0 = feval( @attempt1, t0, y0)

[t,y] = ode15s(@definitionequ, [t0, tfin], y0, options); Qel = 0; z= length(t); for i= 2:z

Qel = Qel+y(i,30)*(t(i)-t(i-1));

end

% t = [t1; t2]; % y = [y1; y2];

figure(1)

P = plot(t(:)./60,y(:,1),t(:)./60,y(:,2)); title(,Число частиц в реакторе,);

xlabel (,Время t, мин,); %axis designation option

legend CNf", ,Np,);

set(gca,,LineWidth,,2,,FontSize,,12,,FontWeight,,,Bold,);

set(P,,LineWidth,,2);

%

figure(2)

P=plot(t(:)./60,y(:,25)-273.15,t(:)./60,y(:,26)-273.15,t(:)./60,y(:,27)-

273.15,t(:)./60,y(:,24)-273.15);

title(,Temperatures in the reactor, C);

xlabel (,Время t, мин,); %axis designation option

legend (,F Part.,,,P Part. ,,,Gas,,,Wall,);

0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1];

200; %sec

set(gca,'LineWidth',2,,FontSize,,12,,FontWeight,,'Bold'); set(P,'LineWidth',2);

Ngt=y(:,15)+y(:,16)+y(:,17)+y(:,18)+y(:,19)+y(:,20)+y(:,21)+y(:,22); figure(3)

P=plot(t(:)./60,y(:,15)./Ngt(:),t(:)./60,y(:,17)./Ngt(:)); title('Molar fraction in the reactor'); xlabel ('Время t, мин'); %axis designation option

legend ('H_2O.','N_2');

set(gca,'LineWidth',2,'FontSize',12,'FontWeight','Bold'); set(P,'LineWidth',2);

figure(4)

P=plot(t(:)./60,y(:,28)./Patm,t(:)./60,y(:,29)./Vg0); title('Relative Pressure and volume');

xlabel ('Время t, мин'); %axis designation option

legend ('P/Patm','Vg/Vg0');

set(gca,'LineWidth',2,'FontSize',12,'FontWeight','Bold'); set(P,'LineWidth',2);

figure(5)

P=plot(t(:)./60, y(:,3),t(:)./60,y(:,5),t(:)./60,y(:,7)); title('Mass of f particles, kg');

xlabel ('Время t, мин'); %axis designation option

legend ('Moist','Organic','Char');

set(gca,'LineWidth',2,'FontSize',12,'FontWeight','Bold'); set(P,'LineWidth',2);

figure(6) P=plot(t(:)./60,

y(:,16)./(y(:,16)+y(:,17)+y(:,18)+y(:,19)+y(:,20)+y(:,21)+y(:,22)),t(:)./60,y(:,18

)./(y(:,16)+y(:,17)+y(:,18)+y(:,19)+y(:,20)+y(:,21)+y(:,22)),t(:)./60,y(:,19)./(y(

:,16)+y(:,17)+y(:,18)+y(:,19)+y(:,20)+y(:,21)+y(:,22)),t(:)./60,y(:,20)./(y(:,16)+

y(:,17)+y(:,18)+y(:,19)+y(:,20)+y(:,21)+y(:,22)),t(:)./60,y(:,21)./(y(:,16)+y(:,17

)+y(:,18)+y(:,19)+y(:,20)+y(:,21)+y(:,22)),t(:)./60,y(:,22)./(y(:,16)+y(:,17)+y(:,

18)+y(:,19)+y(:,20)+y(:,21)+y(:,22)));

title('Gas fraction');

xlabel ('Время t, мин'); %axis designation option