稻殼連續炭化裝置研究

賴鵬豪　馬曉建　常春　等

摘要：以稻殼為原料針對自行設計的連續炭化裝置進行了熱解試驗和研究。連續炭化系統的3大系統組成：機械部分、加熱部分和冷卻部分。每一部分都對熱解過程產生很大的影響。本試驗裝置在螺旋輸送研究的基礎上同時考慮炭化過程的特殊性將加熱部分分為3段，即干燥段、干餾段、析出段。通過冷態和加熱的試驗分別驗證了此裝置對于物料輸送和炭化的效果，得到了令人滿意的試驗結果，表明該裝置具有很好的應用前景。

關鍵詞：生物質；熱解；炭化時間；熱量

中圖分類號：S-33；TK64文獻標志碼： A文章編號：1002-1302（2015）01-0338-04

收稿日期：2014-02-13

基金項目：國家自然科學基金（編號：21176227）；河南省教育廳科學技術重點研究項目（編號：14A530002）。

作者簡介：賴鵬豪（1988—），男，碩士研究生，研究方向是生物制品分離與設備。E-mail：lph742792666@126.com。

通信作者：馬曉建，教授，博士生導師，研究方向是生物質資源化利用。E-mail：maxj@zzu.edu.cn。隨著石油枯竭和生態環境惡化，尋找新的能源替代化石能源是當務之急，其中生物質能源近年來備受關注。我國是一個能源大國，同時也是一個農業大國，農業廢棄物的數量巨大，每年有7億t以上，為此利用農業廢棄物替代化石能源具有十分重要的意義。目前較為普遍的是將秸稈進行壓縮直接當做固體燃料發電，這種方法存在能源利用率低、環境二次污染的不足。而生物質的熱解作為一種古老而又十分有效的處理方式，一直以來都得到大家的認可，無論是生物質氣化、液化，本質上都是生物質的熱解過程，使得生物質的應用領域更加廣闊，所得的固、液、氣三相物質都可以作為能源或者是化工的基礎產品[1-3]。其中以得到固體炭為目標的生物質炭化過程目前已經進行了大量的研究，但大多為間歇式，此類方式存在生產效率低下和熱解產物利用不充分的問題，為此在本試驗中對生物質的連續炭化裝置進行研究，旨在獲得高效的生物質連續炭化裝置，為提高生物質利用效率奠定基礎。

1試驗裝置

本試驗采用的是自行設計的連續型生物質炭化裝置，它依靠螺旋型葉片的推動實現生物質的連續輸送過程。與其他相關炭化裝置相比有以下不同：（1）按照干餾的3個階段[4]：干燥段、干餾段、保溫段，采用分段加熱，而非整體式加熱；（2）依靠星型進料器進行密封而非在開始端使用變螺距螺旋；（3）氣體出口沿軸向多點布置，溫度計沿軸向多點布置，考察實際干餾過程的溫度變化規律；（4）采用自動溫控箱對各段溫度進行控制。

本裝置由機械部分、電加熱系統、氣體冷卻系統共同構成（圖1）。由于不同的炭化系統形式所獲得的炭化參數不盡相同，為此有必要對本試驗的炭化系統的結構和工作原理做適當說明，下面就依此分3個部分介紹整套系統。

1.1機械部分

本試驗裝置按照常規螺旋進行設計并確定試驗裝置各部分尺寸[5]：螺旋直徑115 mm，螺距100 mm，螺旋葉片厚度 2 mm，筒體為 133×6的不銹鋼無縫鋼管，筒體有效長度 3 m，主軸采用 38×4的不銹鋼無縫鋼管。本裝置選取電機功率為1.5 kW，螺旋轉速調整由減速器和變頻器進行調節，選取了減速比為35的擺線針輪減速器；在軸端密封采用盤根形式的填料密封，外部通過夾套進行水冷卻，在各個螺旋的末端安裝1.25圈的反向螺旋[6]以方便下料；溫度計接口和氣體出口在第2段即干餾反應段相對集中，以便于氣體排出和溫度測量。

1.2加熱部分

加熱采用的是電加熱套，加熱套材料為Gr30Ni70，根據試驗室的線路情況同時保證較短的時間內升溫到試驗所需溫度選取每段3 kW[7]，總的最大加熱能力9 kW。

1.3冷卻部分

冷卻部分包含2個區域：固體產物冷卻和氣體產物冷卻。固體冷卻放在螺旋的后半段，使得連續排放的固體產物的溫度維持在24 ℃，氣體冷卻是將各氣孔的氣體匯集以后分別通過一級、二級、三級冷凝裝置進行冷卻。反應時通過監測炭倉溫度和氣體最終冷卻溫度來調節冷卻水進量。

2結果與分析

2.1冷態測試

將一定量的稻殼倒入料倉中，同時開動進料器，然后啟動上、下螺旋軸并計時，當有稻殼流出時記錄時間t1，接著直到稻殼完全流出時記錄時間間隔t2，具體的試驗數值參見表1，最后計算得到此設備的輸送能力，為炭化過程提供必需的數據依據，同時為以后的設計提供參考。

表1稻殼冷態輸送效果

對一個螺旋輸送機來說，物料填充率的大小至關重要，它很難通過定量計算的方式獲取，最簡便的方法就是在設備調試階段進行測試，計算之前假定物料在螺旋內部物料沿軸向分布一致，并且每一點的運動狀態也一致，設物料重m（本試驗取1 kg稻殼），記錄物料從進料到剛開始出料的時間間隔t1，如表1中的t1記錄值，出料到完全出完料的時間間隔（除去始末兩端出料稀少的時間）t2，如表1中的t2記錄值，假定螺旋的有效輸送長度為L，則物料的輸送速度可以表示為v=L/t1，則物料在管內的相對長度L′可以表示為L′=v×t2，從而得到單位長度管道內的物料重量mL：

mL=π4×ρ×（D20-d2）×ηv=mL′ 。

式中：mL表示物料堆積密度，kg/m；D0表示筒體內徑，m；d表示軸徑，m；ηv表示填充率，%；m表示物料重，kg。

由上式可以反求得到填充率的近似值：

ηv=4π×1ρ×mL×t1t2×1D20-d2。

本設備通過測量不同轉速下的填充率，求其平均值得到ηv為19.2%，并依此數值進行流量的理論值計算。在此填充率下，管內顆粒方便受熱，同時在較低填充率下使得稻殼顆粒有足夠的空間發生混合，使得炭化均勻度更高，所以一般生物質炭化設備填充率的推薦值不要超過30%。endprint

螺旋輸送的質量流量公式我們參照流體力學公式 Qm=ρ·v·A 并引入填充率ηv和系數C1，則螺旋的輸送量為：

Qm=C1·ηv·ρ ·v·A。

式中：v表示表示軸向速度平均值，根據其理論值[8]引入次數C2，則軸向速度表示為v=C2·S·n，m/min；A表示指螺旋橫截面積，A=π·（D2-d2），m2；D表示螺旋外徑，m。

將各項代入并整理可得Qm=C1·C2·ρ·π4·（D2-d2）·n·S·ηv，令C=C1·C2·π4，則質量流量公式為：

Qm=C·ρ·（D2-d2）·n·S·ηv。

從上式可以看出當螺旋參數一定時輸送某種物料的輸送量僅與轉速成正比。為求取常數C，不妨設Qm=k·n，參照最小二乘法思想求解，代入數據得到k等于1.25，進而得到常數C為50.24.則螺旋輸送生物質的理論質量流量公式為：

Qm=50.24×ρ×（D2-d2）×n×S× ηv。

理論流量與實測流量之間的關系見圖2。

因此，對于按照常規設計的螺旋輸送機用來輸送生物質顆粒，此時d=0.3D，S=D，ηv=20%?？梢詫⑸鲜龅膋值代入得到質量流量的估計值為：Qm=9.14×ρ×D3×n，用于輸送量的粗略估計。

2.2熱解過程

試驗材料：自然風干的稻殼。試驗條件：設置第1段溫度250 ℃，第2段500 ℃，第3段550 ℃[9]，轉速分別是3.5、55、6.8、8.4、10.1 r/min，分別用A、B、C、D、E表示。

2.2.1熱量分析由于本裝置螺旋直徑較小使得徑向溫度差距不大同時螺旋直徑相對于螺旋的長度小得多，另外本試驗過程中各點的溫度變化量都不大，而此變化量大小與熱量變化的大小存在一定的關系，即劇烈的溫度變化必然對應劇烈的熱量變化，此變化關系在小范圍內可以近似為線性關系，因此為方便和簡化溫度數據的處理以及快速建立溫度變化與熱量變化之間的關系，作出如下簡化：

（1）忽略溫度場徑向方向的差異，溫度場在空間上僅沿軸向變化，即T～T（xi，t）；

（2）軸向單位長度內，溫度場的熱量變化與溫度變化量成正比，且比值恒定。

在此簡化條件（1）的前提下定義Tm、Tn。Tm表示在不加生物質不使用加熱套的前提下溫度場的溫度值，Tm～Tm（xi，t）；Tn則是在添加生物質不使用加熱套條件下溫度場的溫度值，Tn～Tn（xi，t）。

在0時刻第i點的溫度為T（xi，0），其余任意時刻的溫度為T（xi，t），其中xi表示第i個測溫點距離T0沿軸向距離（忽略豎直段長度，具體位置見圖3），可得：

ΔTm（xi，t）=Tm（xi，t）-Tm（xi，0）。

同理可得

ΔTn（xi，t）=Tn（xi，t）- n（xi，0）。

進而得到

ΔT（xi，t）=ΔTn（xi，t）-ΔTm（xi，t）。

其中： Tm（xi，t）、ΔTn（xi，t）、ΔT（xi，t）均表示熱解反應的溫度場溫度變化，ΔTm（xi，t）表示由于設備的輻射散熱引起溫度場溫度的變化量；ΔTn（xi，t）表示熱解引起的溫度場變化；ΔT（xi，t）表示ΔTn（xi，t）中除去ΔTm（xi，t）因散熱而引起的溫度場變化。

考慮到在不使用加熱套的情況下，防止各點溫度下降幅度過大，因此每組試驗稻殼用量取1 kg。分別在A、B、C、D、E條件下記錄T1～T10測溫點的Tm、Tn，通過處理得到各條件下的終溫變化結果ΔT（xi，t）。

熱解一段時間之后隨著反應的完成各點都能達到恒定的溫度，即終溫恒定，因此我們可以通過對各點終溫沿軸向積分，再建立溫度變化與能量變化之間的關系就可以得到熱解所需要的熱量。

通過本節開始的簡化條件可知在軸線方向上單位長度內熱量變化量與其溫度變化量成正比，即δQ/dx=Ck·ΔT（x），接下來主要針對如何求取Ck值進行討論。

為求取Ck，可以在只有加熱套加熱的條件下記錄各測溫點的溫度變化，依照前述溫度的處理過程記錄并處理得到空白加熱條件下的溫度變化情況ΔT（xi，0），第2段的加熱功率為2.5 kW，第3段加熱套的加熱功率為2.42 kW，記錄時間為368 s，取熱效率為0.7，則引起第2段、第3段的溫度變化的熱量投入為ΔQ=1.27 MJ。

將第2段加熱套的起始端定為0點，加熱套覆蓋的總長度為3 m，其中首尾兩點的溫度值是根據線型插值得出的估計值，則各測溫點的位置及溫度變化如圖4所示。在[0，3]范圍內進行數值積分。即，ΔQ=Ck·∫30ΔT（x）dx≈62.35×Ck，將ΔQ=1.27 MJ代入得到：

Ck=20.33 kJ/（K·m）。

在Ck值已知的情況下通過對1 kg稻殼在不同熱解條件下的終溫變化沿軸向積分然后可以方便地求得單位重量稻殼熱解吸收的熱量值。各條件下的終溫變化數據見表2，最終的積分處理結果見表3。

表2不同條件下終溫變化結果ΔTf

測溫點位置xi（m）條件A條件B條件C條件D條件ET11.0670-6-1-11T21.267-14-20-15-26-6T31.667-48-61-58-41-44T41.867-43-54-52-34-44T52.267-30-26-25-24-28T62.4676611-8T72.667-101-4-6-15T82.917-7-16-9-10-7T93.3170-4-23-6T103.71766693

表3不同條件下熱解過程的熱量變化結果

條件Qm

（kg/h）ΔQ

（kJ/kg）P總endprint

（kW）條件A3.91866.61.00條件B6.801 079.01.75條件C8.51982.42.20條件D11.07792.92.86條件E13.64926.03.52

表中：Q表示熱解過程所需熱量，ΔQ=Ck·∫3.7171.067ΔTf（x）dx，kJ/kg；ΔP總表示熱解過程所需要提供的加熱功率，P總=∑51ΔQI5×Qm3 600=0.258·Qm，kW；將Qm=50.24×ρ×（D2-d2）×n×S×ηv代入P總表達式，得到：P總=12.96×ρ×（D2-d2）×n×S×ηv，kW。

同理，將Qm=9.14×ρ×D3×n代入P總表達式，則對于按常規設計的螺旋用于熱解時所需要的加熱功率為：

P總=2.36×ρ×D3×n，kW。

將表3中所有ΔQ值求平均得到930 kJ/kg，此值可以作為稻殼熱解設備設計計算的依據，并且具有一定的代表性。

2.2.2炭化結果分析每組試驗均以5 kg稻殼進行熱解試驗，最終試驗結果如表4所示。試驗所得固體形態見圖5，從圖中可以清晰看到其仍然能夠保持稻殼的完整形態，這樣的形態能夠有效防止氣體夾帶炭化粉末。

對于1 kg稻殼來講，約含有15%的水合二氧化硅和85%表4連續炭化試驗結果

試驗條件轉速

（r/min）反應時間

（min）原料重量

（kg）固體產物

（kg）液體產物

（kg）揮發分

（%）灰分

（%）固定碳

（%）A3.512.051.951.4859.5742.6747.75B5.58.052.051.43512.0742.3245.60C6.86.051.951.48012.1044.0343.88D8.44.851.901.50514.1243.6242.26E10.14.052.201.45012.2245.6542.12

的有機質成分，經過干餾炭化以后所得固體炭約為0.255 kg，焦油和木醋液為0.34 kg，氣體量為0.255 kg，也就是反應得到固體產物應該是二氧化硅與固體炭的綜合，0.405 kg，液體量0.34 kg?；曳值闹饕煞质嵌趸?，固體產物中的灰分值不低于37.5%[10]。表5顯示，固體產物得率維持在40%上下，液體30%，變化很小，在固體產物中灰分平均為428%，固定碳45.64%，揮發分1156%。兩者相比，基本吻合。所得固體產物的揮發分、灰分、固定碳含量隨轉速（反應時間）的變化如圖6所示。

表5炭化產物含量的參考值與實測值對比%

固體產物液體產物氣體產物參考值實測值參考值實測值參考值實測值40.540343025.530

表4中幾組試驗的揮發分為12%，相對較高，故而提高炭化溫度，將第2段溫度設定為550 ℃，第3段為 650 ℃，轉速分別為3.5、5.5、6.8、8.4、10.1 r/min，即Ⅰ、Ⅱ、 Ⅲ、 Ⅳ、Ⅴ5組試驗。

連續炭化試驗結果見表6 ，固體產物中灰分、揮發分、固定碳隨熱解時間的變化如圖6。從圖6可以看出，通過提高溫度能有效地減少產物中的揮發分含量，在高溫條件下停留時間的長短在一定范圍內對揮發分的減少作用不明顯，但是固定碳含量能在一個較高的水平上，依此更傾向于高溫條件的炭化。最理想的是灰分、揮發分較低，固定碳較高，從圖6可以看出在250-550-650 ℃、轉速6.8 r/min，即反應時間約6 min（停留時間不含冷卻段的時間，僅指有加熱存在的時間）具有較好的炭化效果。表6連續炭化試驗結果

3結論

（1）對于常規設計的螺旋其質量流量與轉速的關系是：Qm=50.24×ρ×（D2-d2）×n×S×ηv，其填充率基本維持恒量，本設備填充率約20%，輸送生物質顆粒時其質量流量也可由下式估算：Qm=9.14×ρ×D3×n。

（2）熱解過程除去水分干燥部分，整個過程所需要的熱量輸入為930 kJ/kg，此數值可以作為其他生物質設計計算的依據。對于有軸螺旋形式的連續熱解反應裝置所需要的加熱功率為：P總=12.96×ρ×（D2-d2）×n×S×ηv ；按照常規設計的螺旋熱解裝置加熱功率也可以按照下式進行估算：P總=2.36×ρ×D3×n。

（3）在一定范圍內隨著熱解溫度的升高，固體產物的揮發分會降低，而灰分值基本維持不變，造成固定碳含量略有上升。最佳的反應時間約6 min，反應時間不能一味降低，過短的反應時間意味著較高轉速，較大的設備尺寸，造成能量的嚴重損耗和材料的浪費。

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