干燥/熱解與半焦氣化解耦的生物質(zhì)氣化特性

第9卷第4期過(guò)程工程學(xué)報Vol 9 No 42009年8月The Chinese Journal of Process EnginecringAug 2009干燥/熱解與半焦氣化解耦的生物質(zhì)氣化特性胡景輝1,汪印,劉新華1,蔣登高’,許光文(1.中國科學(xué)院過(guò)程工程研究所多相復雜系統國家重點(diǎn)實(shí)驗室,北京10090;2.鄭州大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院,河南鄭州45000)摘要:利用固定床上下兩段反應器,以酒糟為氣化燃料,對比分析了解耦氣化與傳統耦合氣化的焦油產(chǎn)率、碳轉化率和氣化效率的差異結果表明,在解耦氣化熱解溫度550℃、氣化溫度800℃、耦合氣化溫度800℃、燃料含水量40%(o)和氣化劑中氧含量4%q)的條件下,相對于傳統的耦合氣化,解耦氣化焦油產(chǎn)率降低了35.3%,氣化效率、碳轉化率和產(chǎn)氣率分別提高40%,184%和20%.提高燃料含水量(0-80%o)、氣化溫度(800900℃)和氣化劑中氧含量(4%~6%q,解耦氣化的焦油產(chǎn)率降幡、生成氣中H2或CO含量及燃料C轉化率的增幅均比耦合氣化高關(guān)鍵詞:解耦氣化:生物質(zhì):酒糟;焦油重整:半焦催化中圖分類(lèi)號:TK6文獻標識碼:A文章編號:1009606X(2009040731-071前言化 Decoupling Gasification,DG)和耦合氣化( CouplingGasification,CG)的反應特性,驗證解除燃料干燥/熱解普通的生物質(zhì)空氣氣化過(guò)程中,干燥、熱解、燃燒與半焦氣化、焦油重整反應之間耦合的解耦氣化技術(shù)在焦油重整等物理變化和化學(xué)反應耦合在一起,造成生成降低焦油生成、利用燃料水分強化氣化反應過(guò)程等方面燃氣的熱值僅4-6MINm3,焦油含量偏高,在0.5-150的優(yōu)越性,并考察了氣化溫度和氣化劑中氧含量對解耦gNm3之間田兩段氣化可有效減少焦油的生成-n氣化與耦合氣化的不同作用.為該工藝進(jìn)一步的工程技Henriksen等通過(guò)聯(lián)合螺旋式熱解爐和下行式半焦氣術(shù)研究和應用提供基礎化爐,利用半焦的催化作用使氣化氣中焦油含量降低至15mgNm;Wang等通過(guò)在重整爐中燃燒部分來(lái)自熱2實(shí)驗解爐的熱解氣形成高溫反應區裂解和重整焦油,可使生2.1實(shí)驗原料成氣中的焦油含量降至05以下.但兩段氣化生原料啤酒糟采自北京燕京啤酒廠(chǎng),鮮糟首先在110成的燃氣熱值仍較低,與普通的一段氣化接近雙床氣℃的恒溫干燥箱中干燥3b,然后自然冷卻并置于密閉化(流化床耦合輸送床)可以有效提高燃氣熱值,吳創(chuàng )之的容器中備用,其工業(yè)分析和元素分析如表1所示等指出雙床氣化可將燃燒與熱解/氣化反應過(guò)程分離表1千酒糟的工業(yè)分析與元素分析有效避免了燃燒空氣帶入的N2和燃燒生成的CO2對氣 Table 1 Proximate and ultimate analysis of dried beer lees化氣的稀釋,生成燃氣的熱值達10-15MJNm3.但現存的流化床氣化操作溫度通常在900℃以下,造成燃FC Ca Ho Na Or+Sy (MJ/kg)19903931617487467345838951468氣中焦油含量在10-50gNm3之間,使氣化效率偏低.Noe) ower heating value而且, McKendry指出,氣化燃料含水量超過(guò)30%a)實(shí)驗用半焦的制備:依據解耦氣化實(shí)驗中要考察的時(shí)將造成點(diǎn)火困難和氣化效率下降酒糟含水量對干糟進(jìn)行加濕并置于嚴密坩堝中,待熱解為同時(shí)解決氣化過(guò)程中焦油產(chǎn)率高、生成氣熱值較爐升至550℃時(shí),迅速將坩堝放入熱解爐中,熱解時(shí)間低、且對高水分燃料適應性差的問(wèn)題,Xu等提出了與解耦氣化時(shí)間相同如30mn取出坩堝在空氣中冷新型雙床氣化(解耦雙床氣化)工藝.與普通雙床氣化不卻2~3min后放入干燥器中冷卻至室溫備用同的是,此工藝在流化床反應器內增加隔板,將其分為2.2實(shí)驗裝置與儀器左右兩室,使生物質(zhì)干燥/熱解與半焦氣化、焦油重整反實(shí)驗用反應器為雙層石英反應器(圖1),由外反應應過(guò)程分離,且有效利用了燃料干燥產(chǎn)生的蒸汽作為反管(內徑36mm,高1380mm)、內部上反應管(內徑26應劑,獲得低焦油、較高熱值的氣化氣.為此,本工作mm,高815mm)、內部下反應管(內徑26mm,高650使用具有上下兩段的固定床反應裝置研究模擬解耦氣mm中國煤化工成為實(shí)現上、下內收稿日期:200903-31,修回日期:20090424CNMHG基金項目:國家自然科學(xué)基金青年基金資助項日(編號:034):國家自然科學(xué)基金賢助域日(瑞:U1614作者簡(jiǎn)介:胡景輝(1982-),男,河兩省周口市人,碩士研究生,化學(xué)工藝專(zhuān)業(yè);許光文,汪印,通訊聯(lián)系人, Tel/Fax:0106255005E-mail: gwxu@home. ipe, ac cn, wangyin@home. ipe.accn.過(guò)程工程學(xué)報第9卷8. Wet volume gas9, 10. Drying bottes11. Gasbag圖1氣化實(shí)驗裝置示意圖Fig 1 Schematic diagram of the gasification experimental apparatus反應管的配合,在內部上反應管下端有一縮徑;上、下間(如30min平均而確定內反應管中均有一厚度為3mm的石英燒結板以支撐物耦合氣化實(shí)驗流程與解耦氣化相似,不同的是只在料和分散氣流,反應管組裝過(guò)程中,內、外反應管及上上內反應管中放置與解耦氣化實(shí)驗相同量的干酒糟,且反應管上蓋之間通過(guò)磨口密封,上、下內反應管可分別所需的空氣與氮氣都從上內反應管通入從外反應管的兩端取出,便于加料和冷卻等操作.該上2.3.2分析方法下兩段反應器采用雙溫區控溫電爐加熱生成的可燃氣熱值( Lower Heating Value,LHV)儀器: agilent300(微型氣相色譜儀(美國 Agilent公MJNm3)為單位體積生成氣中的可燃氣體成分,包括司,ABB-AO2020煙氣分析儀(德國ABB公司),DH-101H2CO,CH,C2H4,C2H,C3H6CH的熱值總和,按下型恒溫干燥箱(上海新苗醫療器械制造有限公司),式計算FA04分析天平(上海天平儀器廠(chǎng)),HX1050恒溫水浴Hv=∑【(NN)xLH冷凝器(北京博醫康實(shí)驗儀器有限公司),LMF-1型濕式體積流量計(長(cháng)春汽車(chē)濾清器有限責任公司),自制熱解基于氣相色譜測得的氣體各組分濃度,結合同時(shí)測爐、秒表等量的從反應器釋放的氣體體積摩爾流率,按下式計算2.3實(shí)驗方法0-t時(shí)間內轉化為氣體(不含H2O的C及H元素轉化率,23.1實(shí)驗流程以t時(shí)刻C的轉化率XC為例解耦氣化實(shí)驗流程如圖1所示,首先在上內反應管x100%.中放置一定量干酒糟(5g),通入氮氣約1943 NL/min)將反應管內的空氣完全排凈;下內反應管中放置與上內相應地,本工作定義產(chǎn)氣率Ya為單位質(zhì)量的酒糟反應管中所放酒糟在相同的熱解條件下熱解所得的半(干重)通過(guò)氣化生成的不含O2,N2的氣體總體積,氣化焦(12g),相當于把上段熱解的半焦放到了下段,從而效率n為生成燃氣的總熱值占酒糟發(fā)熱量的百分比,總實(shí)現氣化反應的解耦.待電爐溫度升至指定溫度后(如碳轉化率X為氣化氣中含C摩爾量占氣化的酒糟中含上段溫度550℃,下段溫度800℃),把通入下內反應管C摩爾量的百分比中的氮氣切換為空氣約0457 NL/min),將上、下內反氣體中焦油的收集方法:實(shí)驗后,將冷凝器和所有應管從上、下2個(gè)方向同時(shí)插入外反應管中,解耦氣化可能有冷凝物的連接管用丙酮溶液清洗3次以上,收集實(shí)驗開(kāi)始計時(shí).上反應段進(jìn)行燃料干燥/熱解,熱解氣清洗液和洗氣瓶中的丙酮溶液,在50℃恒溫干燥箱中(含水蒸汽向下通過(guò)半焦層進(jìn)行半焦氣化和焦油重整反千燥至恒重,稱(chēng)量.稱(chēng)得的焦油量與纖維過(guò)濾器實(shí)驗前應,氣化生成氣由下部排出,經(jīng)恒溫冷凝器冷凝、纖維后的質(zhì)量差之和即定義為所產(chǎn)生的總焦油量,其除以被過(guò)濾器過(guò)濾、丙酮/水洗、硅膠干燥后一部分由氣袋連續氣化的酒糟質(zhì)量即為焦油產(chǎn)率Yx收集,由微型氣相色譜離線(xiàn)分析,另一部分通過(guò)旁路(反應即將結束時(shí)經(jīng)煙氣分析儀監測后)排空.當煙氣分析3中國煤化工儀檢測到的CO2含量為059%q)時(shí),結束氣化反應實(shí)驗CNMHG酒糟含水量通過(guò)向干酒糟中連續注水模擬,由柱塞泵監7及應承件下的解耦氣化與控注水流率,流率依據酒糟含水量、針對給定的反應時(shí)耦合氣化的實(shí)驗結果.解耦氣化實(shí)驗條件:上段熱解溫第4期胡景輝等:千燥/熱解與半焦氣化解耦的生物質(zhì)氣化特性733度550℃,下段氣化溫度800℃,氣化劑中氧含量4%q)半焦氣化與焦油碳氫化合物重整反應,充分發(fā)揮了半焦耦合氣化實(shí)驗條件:上、下反應段溫度均為800℃,氣對重整反應的催化作用口,并利用干燥/熱解所產(chǎn)水蒸化劑中氧含量4%q)實(shí)驗用酒糟的水分含量分別為汽作為反應劑,促進(jìn)半焦氣化及焦油/碳氫化合物重整反409ao圖2(a)]和60%(ω0圖2(b)]上段熱解溫度選擇應:550℃的根據為:(1)實(shí)際操作過(guò)程中生物質(zhì)熱解通常發(fā)C, H +nH,0+nCo+(n+m/2)H2生在500~600℃;(2)在低溫熱解條件下實(shí)現的效果較耦合氣化具有優(yōu)勢(如生成的焦油更低),能確保在高溫從而降低焦油產(chǎn)率、增加單位質(zhì)量燃料的產(chǎn)氣率和氣化熱解條件下該結果成立效率.圖2還表明,解耦氣化的生成氣熱值稍低,如從圖2表明,解耦氣化的焦油產(chǎn)率明顯低于耦合氣耦合氣化的119MNm3降為解耦氣化的103化,而氣化效率、碳轉化率和產(chǎn)氣率比耦合氣化都有一MNm圖2(a),實(shí)質(zhì)上緣于圖3所示2種氣化方式在定程度的增加.針對含水量409%(a)的燃料圖2(a),單生成氣組成上的差異位質(zhì)量酒糟的焦油產(chǎn)率由耦合氣化的527g/kg降低到圖3表明,解耦氣化由于使燃料干燥熱解的生成氣解耦氣化的341kg,氣化效率、碳轉化率、產(chǎn)氣率則(含蒸汽)通過(guò)氣化的半焦層,在促進(jìn)焦油裂解生成小分分別由耦合氣化的51%,71.8%和065Nm3/kg增加至子可燃性氣體的同時(shí),一部分大分子碳氫化合物也發(fā)生解耦氣化的540%,85.0%和078Nm3/kg了裂解[式(3)使C2H4,C2Hb,C3HC3H3濃度明顯降低解耦氣化由于分離了燃料干燥/熱解與半焦氣化,而H2,CO含量則大幅增加.熱解和燃燒反應生成的CO2使干燥/熱解的生成氣通過(guò)半焦層,在半焦層中同時(shí)發(fā)生參與半焦氣化反應[式(4)],使其摩爾分率較耦合氣化低(a)H,O 40%(o)in fuel(b)H 60%(o)in fuel4515么么么么么么么么么么EGasification parameterGasification parameter圖2解耦與耦合氣化的焦油產(chǎn)率、氣體熱值、產(chǎn)氣率、氣化效率和碳轉化率的比Fig 2 Comparison of tar yield, LHV of produced gas, gas yield, gasification efficiency and carbon conversionrate between decoupling gasification(DG)and coupling gasification(CG) processes(a)H,o 40%(o)in fuel(b)H, 0 60%(op)in fuel圖閣「蔑「中國煤化工C2HGas speciesCNMHG圖3解耦與耦合氣化生成734過(guò)程工程學(xué)CO2+(4)解耦氣化由于分離了燃料干燥/熱解與半焦氣化,另一方面,耦合氣化也必然首先發(fā)生燃料熱解反干燥/熱解產(chǎn)生的水蒸汽被充分用作焦油重整與半焦氣應,表明在800℃的耦合氣化溫度時(shí)仍可能產(chǎn)生較多的化的反應劑,含水量增加促進(jìn)了焦油重整反應[式(3)碳氫化合物.因此,如果CH在其通過(guò)800℃的氣化半從而降低焦油產(chǎn)率,證明解耦氣化可有效利用燃料水分焦層時(shí)難以裂解和重整,圖3解耦氣化的低CH4生成可降低焦油產(chǎn)率.同時(shí),解耦氣化中半焦層對焦油裂解的能與其低熱解溫度(550℃)有關(guān)對應這種組成特性,解催化作用使生成氣中的焦油含量進(jìn)一步降低1,圖4還耦氣化生成氣由于其高CO和H2、低CHn濃度而具有表明,燃料水分由0增至409(o)時(shí),解耦氣化的焦油較低的熱值產(chǎn)率減少幅度最大,從42.7gkg降到341gkg,降幅圖2,3中針對燃料含水量60%0的實(shí)驗圖2(b),達201%:水分含量進(jìn)一步增加,焦油產(chǎn)率的降低相對3(b)揭示了相同的結果,進(jìn)一步證明了前述解耦與耦合變弱,如從水分4090)時(shí)的34.1gkg降到水分60%)氣化的效果.時(shí)的318gkg,降幅僅為67%.考慮到水蒸汽用量增加32氣化條件的影響會(huì )降低氣化系統的熱效率,解耦氣化適宜的水蒸汽用氣化過(guò)程水蒸汽量、反應溫度和氣化劑中氧含量對量(包括燃料自身的水分)應為燃料量的40%)左右解耦氣化與耦合氣化有不同的作用在上述實(shí)驗條件下,圖5比較了燃料水分含量由03.21水蒸汽增至40%(a)時(shí)解耦氣化與耦合氣化的H2含量和C轉化燃料中水分在干燥/熱解階段蒸發(fā)轉變?yōu)樗羝?率,其中數據上方的百分數代表對應參數的相對變化率在解耦氣化中這部分水蒸汽可作為氣化劑參與反應[式可見(jiàn),兩種情形下水含量對氣化行為的影響趨勢相同,(3)]因此,有必要研究燃料含水量對氣化過(guò)程的影響.但解耦氣化時(shí)的變化幅度更大如解耦氣化生成氣中本工作利用連續注水方式模擬連續氣化中由燃料干燥/H2含量和C轉化率增幅分別達17.8%和91%,高于耦熱解產(chǎn)生的水蒸汽量.圖4比較了燃料含水量080%a)合氣化的44%和26%該結果進(jìn)一步證明,解耦氣化的解耦與耦合氣化2種情形下的焦油產(chǎn)率,其中解耦氣利用燃料水分強化焦油重整[式(3)和促進(jìn)半焦氣化{式化的上段熱解溫度550℃、下段氣化溫度800℃、氣化(5)]的能力比耦合氣化強劑中氧含量49%q),而耦合氣化中上、下反應段溫度均C+H2O→CO+H2為800℃,氣化劑中的氧含量相同[4%qCG DG CG DGWater content in the fuel, mHo(%, oo)圖5解耦與耦合氣化的生成氣中H2含量和C轉化率隨燃料水分含量的變化圖4解耦與耦合氣化中燃料水分對焦油產(chǎn)率的彩響Fig 5 Variations of H2 content in produced gas and carbonFig 4 Effects of water content in the fuel on tar yield inconversion rate with water content in the fuel forcoupling and coupling gasificdecoupling and coupling gasification processes由圖4可看出,可利用燃料水分作為氣化劑的解耦322溫度和氧含量氣化①G)的焦油產(chǎn)率隨燃料含水量的增加明顯降低,即固定燃料水分含量40%a),在解耦氣化上段熱解由427gkg降到28.0gkg,降幅達344%.而耦合氣化溫度中國煤化工4%)條件下比較(C時(shí)燃料水分的作用很小,在水分0-80%)范圍內了不偶氣化與耦合氣化焦耦合氣化的焦油產(chǎn)率由529gkg降到45.0gkg,降幅油CNMHG氣化上段熱解溫度僅149%550℃、下段氣化溫度800℃、耦合氣化上、下反應段胡景輝等:干燥熱解與半焦氣化解耦的生物質(zhì)氣化特性溫度均為800℃條件下比較了氣化劑中氧含量(4%6%焦油產(chǎn)率從341g/kg降低到252gkg,降幅達26.0%q)對解耦氣化與耦合氣化的焦油產(chǎn)率的影響圖6(b耦合氣化的焦油產(chǎn)率則從527g/kg降低到445gkg可見(jiàn),升高氣化溫度[圖6(a)或增加氣化劑中氧含降幅僅為155%.氣化劑中氧含量增加圖6),解耦氣量圖6()]都可使氣化過(guò)程的焦油產(chǎn)率減少,與文獻報化與耦合氣化的焦油產(chǎn)率降幅分別是17.5%和18%道相符.但圖6進(jìn)一步揭示了在相同的氣化溫度和氧這些結果表明,解耦氣化中半焦的催化作用強化了氣化含量條件下,解耦氣化的焦油產(chǎn)率明顯比耦合氣化低,溫度及氣化劑中氧對焦油裂解、重整反應的作用2.因而且隨反應條件的變化解耦氣化的焦油產(chǎn)率降低幅度此,變化相同反應溫度或氧含量,解耦氣化更大幅度地耦合氣化大.在圖6(a)中(氣化溫度變化),解耦氣化的抑制了焦油的生成c(%.可75%20Gasification method圖6解耦與耦合氣化中氣化溫度與氣化劑中氧含量對焦油產(chǎn)率的影響Fig 6 Effects of gasification temperature and oxygen content in gasification reagent ontar yield in decoupling and coupling gasification processes4.8%30區90z2618.675CGCG DGGasification methodGasification method圖7解耦與耦合氣化的生成氣中CO含量和C轉化率隨溫度和氧含量的變化Fig7 Variations of CO content in produced gas and carbon conversion rate with gasification temperatureand oxygen content for decoupling and coupling gasification processes圖7比較了與圖6相同實(shí)驗中得到的解耦與耦合氣含量增加93%和159%這些結果與圖6所揭示的焦油化生成氣中CO含量和C轉化率,表明2種氣化方式都產(chǎn)率隨溫度及氣化劑中氧含量的變化趨勢互為因果關(guān)增加了轉化為氣體的C轉化率,并使生成氣中CO濃度系,即隨氣化溫度和氣化劑中氧含量的增加,耦合氣化更高.化學(xué)反應上該結果主要源于高反應溫度下焦油/的焦油減少幅度較低表明了通過(guò)焦油裂解和重整轉化碳氫化合物更多地被分解和重整[式(3),而增加氣化劑為生成氣的物料量少,因而導致C轉化率及生成氣中中的氧含量則直接增加了O2與半焦、焦油的氣化反應.CO中國煤化工但圖7表明,耦合氣化時(shí)CO含量和C轉化率的增加比3.3CNMHG解耦氣化低,如800~900℃溫度時(shí)圖7(a)],耦合與解分機對胛柄與可氣化的最終氣化效果,而耦氣化的C轉化率相對增加06%和4.7%,生成氣中CO操作條件對兩種氣化方式下燃料轉化的影響過(guò)程尚不過(guò)程工程學(xué)報第9卷清楚.因此,通過(guò)比較燃料中C,H元素轉化率隨反應時(shí)與其熱解發(fā)生在較高溫度下有關(guān),而反應后段解耦氣化間的變化,揭示解耦和耦合在氣化進(jìn)程方面的差異表現的較高C轉化率與其在半焦催化作用下將焦油更圖8表示了對應圖47的C轉化率隨時(shí)間的變化,多地轉化為氣體產(chǎn)品有關(guān)對于解耦氣化,燃料熱解與表明不同實(shí)驗條件下燃料的C轉化率有一個(gè)共同特點(diǎn):半焦氣化及焦油重整要求在反應上相互匹配.上段高速解耦氣化的C轉化率在初始反應階段(前500s)比耦合熱解可能致使其產(chǎn)生的焦油在下段半焦氣化中來(lái)不及氣化低,而在反應后段比耦合氣化高,即總的C轉化率被催化裂解和重整.因此,雖然圖8揭示了解耦氣化在高.解耦氣化實(shí)驗中將原料與半焦分別放置于反應器的初期具有一定的反應滯后,但該特點(diǎn)有利于利用半焦催上段和下段,熱解溫度為550℃,而耦合氣化時(shí)上下段化功能,強化焦油裂解和重整,降低氣化過(guò)程中焦油的均為800℃.因此,耦合氣化初始階段的較高C轉化率生成,提高產(chǎn)氣率和氣化效率遲DG CGDG C T (C)△40500100015002000250005001000150020002500圖8不同反應條件下解耦與耦合氣化C轉化率(XC)隨反應時(shí)間的變化Fig 8 Transient carbon conversion rate(c)under different gasification conditions for decoupling and coupling gasification processes乙▲DG CG m。(%,DG CG T(℃150020002500050010001500.2000圖9不同反應條件下解耦與耦合氣化H轉化率隨反應時(shí)間的變化Fig9 Transient hydrogen conversion rate under different gasification conditions for decoupling and coupling gasification processes圖9反映了在上述實(shí)驗條件下變化燃料水分和氣量比耦合氣化低化反應溫度時(shí)的H轉化率動(dòng)態(tài)變化過(guò)程,同樣揭示了解耦氣化在反應初期比耦合氣化有一定滯后,但耦合氣化4結論實(shí)現的總H轉化率仍然比解耦氣化低,盡管差異程度不利用微型固定床上下兩段反應器,以酒糟為燃料大圖9顯示解耦氣化與耦合氣化的最大H轉化率均僅對比分析了不同實(shí)驗條件下解耦氣化與傳統耦合氣化在40%左右,這可能是由于在本實(shí)驗條件下大部分H在焦油脫除、氣體組成及氣化效率等方面的差異,得到與反應劑中的O2發(fā)生了反應,轉變?yōu)樗?雖然圖3表明以下中國煤化工生成氣中的H2含量在解耦氣化時(shí)明顯高于耦合氣化,CNMHG化由于分離了干燥但圖9卻顯示2種氣化方式時(shí)的H轉化率相差很小,原熱解雙性,僅白質(zhì)油的熱解氣通過(guò)熾熱因是解耦氣化的生成氣中其他含氫氣體(碳氫化合物)含半焦層,充分利用半焦的催化作用進(jìn)一步強化焦油碳氫第4期胡景輝等:干燥/熱解與半焦氣化解耦的生物質(zhì)氣化特性737化合物的裂解與重整反應,因此焦油產(chǎn)率低,產(chǎn)氣率、參考文獻:C轉化率及氣化效率高,而且生成氣中H2含量高,碳許光文,紀文峰,萬(wàn)印華,等輕工業(yè)纖維素生物質(zhì)過(guò)程殘渣能源轉化技術(shù)團學(xué)進(jìn)展,2007,19(78:1164-1176氫化合物含量低[2] Devi L, Ptasinski K J, Janssen F JJ G A Review of the Primary(2)變化燃料含水量,解耦氣化比耦合氣化顯示了Measures for Tar Elimination in Biomass Gasification Processes U更強的抑制焦油生成、提升C轉化率和增加生成氣中Biomass Bioenergy, 2003, 24(2): 125-140.H2含量的能力燃料含水量從0增至40%a),解耦氣]Buir,LofR, Bhattacharya S C.Mli. stage Reactor for ThermalGasification of wood U]. Energy, 1994, 19(4): 397-404.化焦油產(chǎn)率降幅達20.1%,耦合氣化基本無(wú)變化,解耦] Henriksen U, Ahrenfeldt J, Jensen T K,etal. The design,氣化的H2濃度和C轉化率的增幅分別達178%和91%Construction and Operation of a 75 kW Two-stage Gasifier []高于耦合氣化的44%和2.6%由于解耦氣化中半焦的Energy,2006,3l(1011):1542-1553[5] Wang Y, Yoshikawa K, Namioka T, et al. Performance Optimization催化作用,變化氣化反應溫度、氣化劑組成(如O2)都對of Two-staged Gasification System for Woody Biomass [] Fuel解耦氣化顯示了更顯著(zhù)的影響和作Process. Technol,2007,88(3):243-250(3)解耦氣化因其熱解發(fā)生在較低溫度下,相對耦6 Fagbemi L, Khezami L, Capart R. Pyrolysis Products from DifferentBiomasses: Application to the Thermal Cracking of Tar []. AppL.合氣化在反應初期(前500s)表現了一定程度的滯后,但Energy,2001,69(4):293-306這種反應滯后使熱解與半焦氣化及焦油裂解重整在反[門(mén) PanY G, Roca x, velo E,etal. Removal of Tar by Secondary Air in應進(jìn)程上匹配更合理,因而在反應后期解耦氣化表現了 Fluidised Bed Gasification of Residual Biomass and Coal U]. F更大的C,H轉化率1999,78(14):1703-1709[8]吳創(chuàng )之,徐冰,羅曾凡,等.生物質(zhì)中熱值氣化技術(shù)的分析及符號表探討門(mén)煤氣與熱力,1995,15(2):8-14.生成氣中Co含量(%q[9] Lv P M, xiong Z H, Chang J, et al. An Experimental Study on生成氣中H2含量(%q生成氣中組分i的摩爾濃度(%,moBiomass Air-steam Gasification in a Fluidized Bed U. Bioresour氣化劑中氧含量(%qTechnol.2004,95(1):95-101.Cdp生成氣中各組分含量(%q[10] McKendry P. Energy Production from Biomass: Part 3. Gasification時(shí)刻rM與t之間的氣體摩爾流率(mos)Technologies []. Bioresour. TechnoL, 2002, 83(1): 55-63.分i的低位熱值(MNm)[11] XuG W, Murakami T, Suda T, et al. Efficiency Gasification of Wet組分i分子中C原子數mHo酒糟含水量(%)Biomass Residue to Produce Middle Caloric Gas []. Particuology,酒糟中C原子的總摩爾數(mo2008,6(5)376-382.干燃氣總摩爾數(O2N2除外)(mo[2]吳正舜,粟薇,吳創(chuàng )之,等生物質(zhì)氣化過(guò)程中焦油裂解的工業(yè)生成的可燃氣組分i的摩爾數(mol)應用研究團化學(xué)工程,200,34(10):67-70氣化反應時(shí)間(s)[13] El-RubZ A, Bramer E A Brem G. Experimental Comparison of氣化溫度(℃)總碳轉化率(%Biomass Chars with Other Catalysts for Tar Reduction [] FueL, 2008,t時(shí)刻的碳轉化率(%)87(10/1l):2243-2252t時(shí)刻的氫轉化率(%)[14]Cao Y, Wang Y, Riley J T, et al. A Novel Biomass Air Gasification產(chǎn)氣率(Nm3/kgProcess for Producing Tar-free Higher Heating Value Fuel Gas []Fuel Process. TechnoL, 2006, 87(4): 343-353氣化效率(%Characteristics of Biomass Gasification by Decoupling Drying/Pyrolysis and Char GasificationHU Jing-hui2, WANG Yin!, LIU Xin-hua, JIANG Deng-gao2,XU Guang-wen'( National Key Laboratory of Multiphase Complex System, Institute of Process Engineering, CAS, Beijing 100190, chine2. College of chemical Engineering, Zhengzhou University, Zhengzhou, Henan 450001, China)Abstract: Using a laboratory two-stage fixed-bed reactor, the characteristics of decoupling gasification(dg)of beer lees, in comparisonwith that of traditional coupling gasification(CG), were investigated on tar yield, carbon conversion rate andExperimental results showed that under the reaction temperature of 550 C for pyrolysis, 800 C for gasification in DG and 800C in CGwater content of 40%()in the fuel and Oz content of 4%() in the gasification reagent, compared with CG the tar yield was decreasedby 35.3%, the gasification efficiency, carbon conversion rate and gas yield weExamination of the effects of water content in the fuel (0-80%, o), gasificat中國煤化工 xygen content in then reagent(4%6%, p )demonstrated that DG led to more consideraCN MH GIng higher Hz or COcontent in the produced gas and higher carbon conversion rateKey words: decoupling gasification; biomass; beer lees; tar reforming; char catalysis