资源描述
精选优质文档-倾情为你奉上刨花板生产的基础：木材水分的关系卡姆克； 沃尔科特，布莱克斯堡，弗吉尼亚州，美国摘要：对刨花板板坯在热压过程中相对蒸汽压，平衡含水率，刨花平均温度，刨花平均含水率进行估计。这种方法是基于对板坯热压过程中温度和气压的测量，改编自一个预测个别刨花内的温度和含水率的传热传质模型的文献。明显的水分梯度可预测内部刨花发展情况。每个刨花内部的水分含量的变化通过对流换热控制。在热压过程中热力学气相和板坯之间没有达到平衡。简介受到热压时，刨花板坯的气压，温度，湿度迅速改变（Kamke, Casey 1988 a, b）。板坯的变化引起温度梯度和水分梯度的变化，影响板材形成机制。极端的温度和水分含量影响胶液的固化和渗透（Brady, Kamke 1988; Chow, Mukai 1972），胶液的固化和渗透也反过来影响粘接质量。温度，含水量，压实压力的相互作用下面板形成垂直密度梯度（Strickler 1959; Wolcott et al. 1989）。局部密度通过影响相邻的木元素(Back 1988)和刨花损害(Geimer et al. 1985）形成的粘接面积，以及每单位体积板材所含细胞壁的量而影响板材物理性能。刨花板热压过程中板坯内部温度和水分含量变化可用已开发的数学模型来预测（Humphrey 1979; Kayi- han, Johnson 1983; Harless et al. 1987）。这些模型刨花板坯当作一个特殊的连续空隙体积。假设局部热力学平衡，那么，任何气相和相邻木构件间的传热传质过程中的阻力可以忽略。这就可以预测板坯内的刨花温度和水分含量的差异。板坯木构件热压时水分变化的实验测量方法尚未开发。但是，现场温度和气体总压力可以测量（Humphrey 1979; Kamke, Casey 1988 a, b）。这些参数可以被用来描述木构件周围的气体成分构成。随着系统热力学平衡过程，木构件进行跨边界的热量和质量交换。木材元素的表面存在着一些温度和湿度变化的阻力。以前的实验对于这些阻力的影响通过结合连续板坯上实验得出的传热传质系数来解释。对流过程的传热传质系数是通过对于粒状物料的固定流化层进行计算得出的（Frantz 1961; Toei et al. 1967; Treybal 1980）。这些系数是用来描述颗粒层中热量或质量从气相转移到固相的过程。如果刨花周围的气体成分和阻力传送可以测量或预测，那么必要的边界条件将作为输入条件，提供好了个别片状刨花热量和质量的传输模式。（Stanish et al. 1985）。因此，它可以使用广义方程和派生独立的刨花板坯热质变化模型来预测热压时个别木刨花的温度和湿度的改变。然而，这种方法确实需要知道刨花板坯内的气相成分。这项工作的目标是：1.制定一个刨花板热压时的气相成分估算方法。2.使用已经开发的木材传热传质模型来估计刨花在热压时的温度和含水率。3.评估单个刨花表面的热压操作中传热传质阻力。方法高温EMC吸附模型早已被用来预测的平衡含水（EMC）的木材作为相对湿度和温度的函数（小于100（辛普森1971年，1973年）。辛普森（1973）评估了几种木材手册中以描述平衡含水率能力排列的各种类型的吸附方程（美国森林中的EMC数据产品实验室1987年）。当一个非线性回归技术被用来进行曲线拟合，辛普森的判断是，Hailwood Horobin方程提供了最合适的二水合物的形成机理。这个方程被用来描述EMC木材传热传质模型。辛普森确定的方程和系数为（1973）：(1)其中: H代表相对蒸汽压； T代表温度。 而在低温度，木材平均吸附的关系是有据可查。在高温下（高于100）的数据却是有限的，辛普森和罗斯（1981）通过回顾在1个大气压力和温度升高时木材水分含量的推算数据和实验数据。他们的结论是高温下的数据使用单水合物形式的Hailwood Horobin方程可以充分说明，通过参数辛普森提出了低温吸附数据（1971年）。然而，Hailwood Horobin理论的二水合物的形式没有评估。此外，雷希等公布了黄杨树在高温和大于一个大气压的压力下的吸附特性数据（1988）。辛普森和罗斯（1981）提出的高温及一个大气压下的数据同雷希等提出的高温及大于一个大气压时的数据一样都同时使用单水合物和二水合物的Hailwood Horobin方程。雷希等在方程中使用的系数和辛普森提出的相同（1971年，1973年）。 使用root的经验公式的结果与EMC值均方误差（本杰明1970年，康奈尔大学）进行比较实验是测试可以预期的实验值范围内平均偏差的措施。表1表示的均方误差方程和数据集的最大偏差。一个大气压力下EMC预测数据和收集的实测数据之间的误差大于高于一个大气压下的误差。预测数据是在最差的加压条件和140时的数据。在此温度下的数据是不值得怀疑的，因为脱附等温线没有显示120和160的S形形式（雷希等。1988年）。通过分析协方差，确定个别回归线之间的EMC实验值与预测值是否存在差异（1967，Snedecor，科克伦）。这一分析表明，在0.05水平下比较这四组数据在回归线上没有显著差异。 已经证明预测的EMC和在一定条件下实验 EMC相差不大。但是，考虑到实验数据有限，我们选择使用辛普森1973年提出的二水合物Hailwood- Horobin方程。表1通过协方差分析100以下单水合物、二水合物的Hailwood- Horobin模式的EMC数据。该数据来自辛普森和罗森和雷希等。气相成分估计当压板初步压缩时，一些空气和水蒸汽被困于木材间隙中。由于空隙小，木材成分控制的水蒸汽的含量。随后在压板外表面迅速加热，产生水蒸汽，从而增加了其表面的气体总压力。表面与板坯内部水蒸汽的压力差促使热蒸汽向板坯内部传递。在内部，在内部，传入的水蒸汽与现有的环境混合，可能发生水蒸气内部缩合。表面的水蒸气的加入导致了内部总压力的增加。这就形成了从板坯的内部到边缘的横向压力差。因此，水蒸汽和空气的混合物从板坯的边缘溢出。热压时气相的空气将不能得到补充。因此，空隙中的空气的摩尔分数会不断下降。卡姆克和凯西（1988B）研究出在热压过程中，压板的温度和刨花板内部气体总压力的一系列关系。总的气体压力会上升，直到通过板坯边缘的失水率超过水蒸汽产生的速度。发生这种情况时，由于排气而导致结合水接近枯竭或板坯横向渗透率增加。热压时板坯内部环境差异就体现在温度和总气压的变化。然而，木材中结合水的含量影响温度和气压的变化。描述木构件水分变化时，板坯中相对蒸汽压的计算基于局部温度和总体气压数据。压力循环开始时，板坯内初始相对压力由初含水率和温度通过方程(1)倒推回来。初含水率计算如下：（2）其中： H代表相对蒸汽压； 代表饱和蒸汽压； 是使用由Stanish等所得的经验公式计算：（3）其中： R代表气体常数；T代表温度。水汽含量被定义式如下：（4）其中：C代表水汽含量，水汽摩尔数/气体总摩尔数;P代表总气压;压力循环中其他时间的水汽含量估计基于以下假设：1、板上任何位置的气压变化是由于板坯内部产生的水蒸气，板坯其他位置的流体动力影响，理想气体定律中的温度影响。2、气体通过垫子的边缘继续泄漏。泄漏率与气压差成正比。泄漏系数是恒定的,不管时间的推移和在板上的位置变化。3、板内空气得不到补充。在热压时水汽含量不减少。4、只有水蒸气和空气是呈气相的时候。（5）假设4中，总气压是由水和空气的部分压力构成，方程如下：(6)理想气体替代为局部压力条件产量:其中：代表水蒸气的摩尔浓度，代表空气的摩尔浓度，下面是方程6关于时间的导数方程式：（7）以时间求导时，水汽相对浓度是由于内部水蒸气的产生、流动以及泄漏。这是分析板上某一点的得出的。因此,水蒸气的摩尔浓度变化的机制是不能分开分析的，每个部分都作为独立的因变量处理。空气摩尔浓度主要由于板内气体的生成和泄露。气体的泄露使得板坯内压力持续下降。假设3中气体不能得到补充，加上内部水汽产生，因此，水汽含量C将增加。空气流动的影响机制就不能用这种方法分析。为了说明水汽含量变化所导致的泄漏，定义了一个明显的板坯渗透性系数。定义为板坯内部和周围环境之间空气和总压力的相对变化。（8）其中：K代表板坯渗透系数，代表周围环境总气压；必须强调方程8中渗透系数的运用不是很严格。渗透系数应与几何条件相结合。板坯的渗透系数通常被当作一个常数，但是板坯物理性能和刨花将会影响它的值。摩尔浓度的可以表示为采用理想气体定律时的局部压力，如方程5、方程6的应用。水蒸气摩尔浓度的时间导数如下：（9）将方程8、方程9代入方程7，得出部分水蒸气压力的时间导数如下：（10），。 方程10中P和T的范围是 和C都是t=0时的值,和R是常数。PW值超过一定的时间时，K可以用实验数据计算。卡姆克和Casey报告的数据显示，板坯芯层在15的水分含量时温度和气体压力呈现饱和状态。在这种情况下，水蒸汽压力的变化等于饱和水蒸汽压力，这仅是温度的函数的变化。根据方程10，可以求得K的值为这个值适用于所有含有相同的刨花几何形状，平均密度和大小的板坯。 方程10是部分蒸汽压对于时间的求导得出的方程。相关蒸汽压计算根据方程2。平衡含水率的计算就可以通过方程1，根据相关的吸附关系得出。 通过以上分析计算，可以确定刨花周围的环境条件，整个压力循环中的温度、总气压的数据以及相对蒸汽压的估计值。下一步就是模拟这些板坯内部木材刨花的温度和水分含量的变化。传热传质模型 用来描述单个刨花的传热传质模型首先由Stanish等人和Casey提出。木材中的传热传质过程的数学描述由一组热力学相平衡的一维输运方程（长度和宽度方向不计）。该模型认为传热过程是通过传导和对流换热进行的。传质过程是气态和结合水扩散、气态和液态的水的流体的结果。结合水的扩散被认为是由化学势梯度驱动的。结合水含量通过在当地温度下一水合物Hailwood霍罗宾模型拟合低温吸附数据（辛普森1971年）使用倒推形式计算得出。木材的物理性质随空间和时间改变。因此，任何与这些物理性质相关的传送方程都有相似之处。读者可根据文献材料做进一步的讨论研究。边界条件传热传质模型中刨花的温度和相对蒸汽压的边界条件必须是已知的。卡姆克和Casey（1988）提出的板坯测量数据提供了相关数据。12块黄杨树刨花板被压在一个6161厘米的实验室热压至到750公斤/米3的标称密度。控制两个滚筒的温度在154190，初含水率在615。板坯用酚醛树脂胶胶合，热压总时间12分钟，其中热压机闭合时间1分钟。温度和总气压数据通过表面和中心位置设置测试点，通过电脑分析取得数据。相对蒸汽压的计算按照之前所说的通过温度和总气压计算。 传热传质模型所需的其他数据板坯表面相关的对流传热系数和传质系数。这些值的估算方法将在下面的讨论。结果和讨论EMC转变情况 图1是初含水率15%的刨花板190热压时中心和表面温度和相对蒸汽压的测试数据。中心和表面的相对蒸汽压分别在热压开始1.5分钟和2分钟时显著增加。温度开始上升后，总气压开始上升。当排气开始6分钟，表面的相对蒸汽压开始下降。然而，中心的相对蒸汽压仍旧保持在一个很高的水平。排气期间在中心温度下降，表明存在相当数量的水蒸汽凝结。由于中心区域的总压力减小，蒸发潜热就是温度的净减量。 图2是板的表面和中心位置分别发生EMC转变的情况。 最初，EMC在同等条件下初始含水率用来计算相对蒸气压的过程中施加。随着温度的上升，平衡含水率急剧下降。直到板中的结合水蒸发进入刨花空隙，相对蒸汽压和平衡含水率开始上升。这个现象在中心尤其明显。当系统开始排气（大约热压6分时），水汽迅速消散，总气压下降。相对蒸汽压和平衡含水率的上升或下降都取决于留在板中的水分数量。有趣的是190初含水率15%的条件热压的刨花板在系统排气时中心的平衡含水率反而在增加。这是因为蒸发潜热导致温度降低，而相对蒸汽压力仍然大致相同。图1.初含水率15%的刨花板190热压时中心和表面温度和相对蒸汽压的测试数据 图2.板的表面和中心位置分别发生EMC转变的情况图3. 15%含水率刨花板190热压中心位置预测对流传热系数传热传质模型的参数估计 使用一种机械模型来描述木材的传热传质过程需要知道物理参数的知识和运输系数。需要知道的物理参数，包括刨花厚度，密度，渗透率，结合水的扩散性，水蒸气扩散性等。由于木材的自然变异，刨花的这些物理参数各不相同。 stanish等人在1985提出了一些必要的关系来估计这些物理参数。刨花的密度和厚度可以测量，但在热压过程中会改变。刨花之间的传热传质的描述，需要知道传热传质系数。我们可以在文献中找到计算气体在材料颗粒层流动的对流传热系数和传质系数的经验公式。使用从文献中获得的物理参数和传送系数可以独立估计刨花板热压时的情况。然而，这些参数和系数的敏感性分析需要更好地了解它们如何影响整体解决方案。用12块黄杨树刨花板进行实验收集到的数据进行了模型的敏感性分析。敏感度分析实验要知道刨花的密度和厚度。分析得出占主导地位的参数是对流换热系数结论。这一结果与1986年卡姆克*威尔逊的木刨花干燥文献的结果是一致的。因为相对短距离的木刨花的热质传递的阻力几乎都发生在表面。因此，对流传热系数几乎是主导因素。图3是模拟刨花热压期间平均含水率的预测的四个实验。四个实验中采取不同量级的对流传热系数。分别测试了中心和表面的平衡含水率（图3只显示了中心位置的实验数据）。随着对流换热系数从最高值下降到1000 W / M2 K，含水量增加。最低的对流换热系数（1 W / M2 K）导致不切实际的预测表层和内部水分含量增加。对流换热传热系数在100W / M2 K到1000W / M2 K之间时，热压机闭合后不久预测的水分含量急剧下降。然而，预期大约3-4后表层和内部的含水率都上升。这个结果也是不现实的，因为板的总水分含量会随着时间的推移而降低。基于这个道理，选择10 W / M2 K的对流换热传热系数似乎是适当的。这个实验中，预测表层含水率在热压后期快速下降，结束后下降速度变缓。随后中心层含水率下降，但是下降速率更缓慢。整个热压过程对流传热系数都保持恒定是不可能的。热对流是由于内部气体流动和最初由水分蒸发形成的水蒸气。热压时，由于水分蒸发率的变化，气体流动速率随之变化。因此，对流传热系数无法保持恒定。然而，由于信息不足，我们假设对流传热系数恒定。由于传热传质模型只适用于单个刨花，整块刨花板适应的热力学平衡状态无法实现。当水汽蒸发时，环境数据就不可靠了。因此，温度和含水率的变化，无论内部还是表面，都是独立呈现。Toei等人开发了过热蒸汽干燥多孔固体对流换热系数计算方法（1967年）。他们的实验数据的收集使用蒸汽通过粘土和木屑形成的粒子床。重组之后的公式为： （11）其中：G表示气体质量流量，单位kg/m 2 s；表示等效粒径，单位m；表示气体粘度（蒸汽 ）C表示气体比热（蒸汽2,060 J/kg ）k表示气体导热系数（蒸汽0.025 W/m C）在测试气体质量流量的热压操作时，重点是在热压开始的6分钟，温度升高几乎都发生这段时间。在这段时间内，水分从表层向内部移动。据推测，这时的气体流量完全由水汽。初含水率为15%，终含水率为6%，截面积为0.37平方米的板上气体质量流量为0.005 kg/m 2 s。由每个刨花的平均值决定，将其等效成球体表面积。方程11中，h取值7 W/m 2 K。此值对应使用敏感性分析图3，是最合理的含水量剖面(h= 10 W/m 2 K)。以下用到的h都是 10 W/m 2 K。刨花的厚度和密度也影响热量预测和传质模型。由于板坯粘弹性变形，热压时存在瞬态温度梯度和湿度梯度，板坯有可能继续变形（沃尔科特等，1989年）。然而传热传质模型的木材尺寸固定。图4是刨花热压前和热压后厚度和密度的对比图。图上显示热压前和热压后厚度和密度差别不大。使用热压后的刨花尺寸是比较现实的，因为在热压结束泄压时刨花必须接近最终尺寸。因此，余下的测试使用最后的刨花尺寸。图4.假定厚度密度，含水率15%刨花板190热压，中心位置的平均含水率变化图图5. 含水率15%刨花板190热压，中心位置的平均含水率和含水率梯度图6. 含水率15%刨花板190热压，中心位置温度实测值与估算值的差异刨花含水率测定传热传质模型中刨花出现明显的含水率梯度（如图5）。当内部环境变化较小时，梯度较缓。相对的，内部环境快速变化时，含水率梯度明显。为了更好的解释和提出问题，当把刨花板内部看做是连续的，那么假设当地热力学平衡是否合理。换句话说，刨花的含水率不等于平衡含水率，就像图5中，两者只有在热压开始和结束时比较接近。在图6的实验中，刨花温度没有呈现一个明显的梯度。木材中，热传递比水汽传递快得多。测得的环境温度与刨花真实温度的差别取决于对流传热系数。热压过程的4个位置平均含水率随时间变化曲线在图7中显示。这种研究方法，第一个峰值出现在热压闭合时的板坯表面，随后表面含水率快速下降，中心部分的含水率下降较表面滞后一分钟才开始下降。最低点从板坯中心测得，是热压6分钟板坯排气最后一次降低。有趣的是，低含水率的板坯压缩的好。这与中心总气压的增加相关。压机闭合时，表层含水率较高，出现一个小峰值，导致表层气体出现真空，随之气体总气压增加。这就是压力材积的关系。图7.刨花板表层和中心在不同条件下的含水率总结和结论提出的方法，用来计算刨花板热压过程中相对蒸气的内部环境压力。这种技术是通过测量板坯温度和气体压力获得数据。EMC数学关系的功能是表示温度和相对蒸气压，以确定板坯瞬变电磁兼容条件。通过木材温度和水分含量的预测，为木材传热传质模型的建立奠定基础。使用这种方法表明，在刨花表面对流换热的阻力控制着木材刨花和板坯内部环境之间的热量和传热。木材的温度和水分含量与内部垫环境不一致。解决模型预测问题需要提出几个假设。虽然这可能会限制定量模型的使用，但预测趋势是合理的，可用在有限的实验数据是不冲突的。这些结果中垂直密度梯度，粘结平整，板材透气度，回弹性，和其他面板的属性或行为，主要取决于木材的含水率和温度。 参考文献：Back, E. L. 1987: The bonding mechanism in hardboard manufacture. Holzforschung 41:247-258Benjamin, J. R. ; Cornell, C. A. 1970: Probability, statistics, and decision for civil engineers. NewYork: McGraw HillBrady, D. E. ; Kamke, F. A. 1988: Effects of hot-pressing parameters on resin penetration. For.Prod. J. 38:63-68Chow, S. Z. ; Mukai, H. N. 1972: Polymerization of phenolic resin at high vapor pressure. WoodSci. 5:65 72Forest Products Laboratory 1987: Wood handbook: Wood as an engineering material. Agric.Handb. 72, p. 3-11. Washington, DC: U.S. Department of AgricultureFrantz, J. F. 1961 : Fluid-to-particle heat transfer in fluidized beds. Chem. Engr. Prog. 57:35-42Geimer, R. L.; Mahoney, R. J.; Loehnertz, S. P.; Meyer, R. W 1985: Influence of processinginduceddamage on strength of flakes and flakeboards. FPL Res. Pap. No. 463. U.S. For.Prod. Lab., Madison, WIHarless, P. E.; Wagner, E G.; Short, P. H.; Seale, R. D.; Mitchell, P. H.; Ladd, D. S. 1987:A model to predict the density profile of particleboard. Wood Fiber Sci. 19:81-92Humphrey, P. E. 1979: Fundamental aspects of wood particleboard manufacture. Ph.D. Dissertation.Univ. of Wales, Bangor, Wales, U.K.; 158 pKamke, E A. ; Wilson, J. B. 1986: Computer simulation of a rotary dryer: Part II : Heat and masstransfer. AIChE J. 32:269-275Kamke, E A. ; Casey, L. J. 1988 a: Gas pressure and temperature in the mat during flakeboardmanufacture. For. Prod. J. 38:41-43Kamke, E A.; Casey, L. J. 1988b: Fundamentals of flakeboard manufacture: internal matconditions. For. Prod. J. 38:38 44Kayihan, F.; Johnson, J. A. 1983: Heat and moisture movement in wood composite materialsduring the pressing operation a simplified model. In: Lewis, R. W.; Morgan, K. ; Schrefler,B. A. (Eds.): Numerical methods in heat transfer. Vol. 2, New York: WileyPerry, R. H.; Chilton, C. H. 1973: Chemical engineers handbook. 5 Ed. pp. 5-62. New York:McGraw-HillResch, H. ; Hoag, M. L. ; Rosen, H. N. 1988 : Desorption of yellow poplar in superheated steam.For. Prod. J. 38:13-18Simpson, W. T. 1971 : Equilibrium moisture content prediction for wood. For. Prod. J. 21 : 48 49Simpson, W. T. 1973 : Predicting equilibrium moisture content of wood by mathematical models.Wood Fiber 5:41-49Simpson, W. T. ; Rosen, H. N. 1981 : Equilibrium moisture content of wood at high temperatures.Wood Fiber 13:150 158Schajer, G. S. 1984: DRYRUN, One dimensional wood drying computer program. Solid WoodResearch and Development, Weyerhaeuser Company, Tacoma, WASnedecor, G. W.; Cochran, W. G. 1967: Statistical methods. 6 Ed., p. 432. Ames, IA: Iowa StateUniversity PressStanish, M. A.; Schajer, G. S.; Kayihan, F. 1985: Mathematical models of wood drying fromheat and mass transfer fundamentals. In: Toei, R.; Mujumdar, A. S. (Eds.): Drying 85.pp. 360-367. New York: HemisphereStrickler, M. D. 1959: Properties of Douglas-fir flakeboard. For. Prod. J. 7:203-215Toei, R. ; Okazaki, M. ; Kimura, M. ; Ueda, H. 1967: Heat transfer coefficients on the super-heatedsteam drying of porous solids. Kagaku Kogaku 5:139-141Yreybal, R. E. 1980: Mass-transfer operations, pp. 202. New York: McGraw-HillWolcott, M. P.; Kamke, F. A.; Dillard, D. A. 1989: Fundamentals of flakeboard manufacture:viscoelastic behavior of the wood component. Wood Fiber Sci. (in press)专心-专注-专业
展开阅读全文