秸秆炭化热解气旋风分离器-指杆轮两级净化装置研制

辛明金，迟博文，陈天佑,2，孟 军，焦晋康，颚 洋，邬立岩，宋玉秋



秸秆炭化热解气旋风分离器-指杆轮两级净化装置研制

辛明金1，迟博文1，陈天佑1,2，孟 军3，焦晋康1，颚 洋3，邬立岩1，宋玉秋1※

（1. 沈阳农业大学工程学院，沈阳 110161； 2. 吉林大学生物与农业工程学院，长春 130025； 3. 沈阳农业大学生物炭工程技术研究中心，沈阳 110161）

为提高秸秆热解气的净化率，防止装置堵塞，该研究设计了旋风分离器与回转指杆轮相结合的两级净化装置，I级旋风分离器主要分离热解气中大粒径杂质，II级指杆轮使小粒径灰尘、焦油等杂质与锥形指杆碰撞、聚集、并在高速回转作用下离心分离，实现热解气高效净化。研究确定了I级净化装置的结构参数，设计了II级净化装置，确定了指杆轮与锥形指杆的参数及排列方式。以指杆轮转速、热解气的进口速度和芯筒入筒体深度为影响因素，以热解气的净化率和压力损失为指标，进行了二次通用旋转组合样机性能试验。利用Design-Expert8.0.6软件对试验数据进行方差和响应面分析，建立了影响因素与指标之间的数学模型，采用多指标优化法确定最优组合并进行了试验验证。试验得到最优组合参数：指杆轮转速为3 030 r/min，进口速度为19.5 m/s，芯筒入筒体深度为210 mm，此时的压力损失为1 971.73 Pa，热解气总净化率为84.2%，达到了净化要求。研究结果可为秸秆热解气净化装置研究提供理论依据。

秸秆；炭化；净化；热解气；两级净化；旋风分离器；指杆轮；压力损失

0 引 言

炭化是农作物秸秆资源化利用的有效措施之一，可解决秸秆浪费、田间焚烧污染及温室气体排放等问题[1-2]。但炭化烟气中含有焦油、灰尘等，若不分离净化，影响烟气中可燃气体的提取和后续利用[3]；直接排放，会造成环境污染，甚至威胁人类健康[4-5]；焦油易粘结在装置内壁，腐蚀净化装置，堵塞通道，使装置无法正常工作[6]。因此秸秆炭化烟气高效净化装置研究具有重要意义。

目前烟气净化方式有离心分离法、湿法、过滤法、静电法、多种物理方法相结合以及转化法等[7]。

湿法净化存在二次污染、资源浪费及效果不理想等不足[8]；静电法净化具有设备能耗高、操作复杂、费用高、寿命短、烟气分布不均匀等问题[7,9]；转化法易产生灰尘，设备材料价格昂贵，不适用于工业推广[10-11]。从净化性能和经济性考虑，旋风分离和过滤是烟气净化较为实用的方式。

旋风分离器作为一种重要的气固分离设备，因其结构简单、紧凑、易于制造、成本较低等优点，被广泛应用[12]。然而，由于传统的旋风分离器依靠颗粒的惯性力作用分离，因此对细颗粒、焦油的分离率较低，如何有效地提高旋风分离器的性能成为当前创新和突破的难点[13-14]。国内外学者进行了旋风除尘器结构及参数的相关研究工作。在结构方面，研究了入口方向、增设防混锥、排气管开缝、增设筒壁等对分离率的影响[15-20]；在结构参数方面，研究了回转角度、锥体开口大小、排气管插入深度、结构参数间的关系（进口端面和筒体端面之比、排气管与筒体直径比等）对分离率和压力损失的影响[21-28]。

过滤净化是烟气净化的有效方式之一，利用耐高温纤维、颗粒床或多孔过滤材料将烟气中的灰尘等杂质经过筛滤、重力沉降、静电、扩散、碰撞、拦截等机制分离出来，过滤的精度可以达到微毫米[17,29-32]。但秸秆炭化热解气中含有大量黏性较高的焦油，易使装置堵塞发生净化失效，并且烟气处理量较小。

综上所述，旋风分离器结构简单，对大粒径杂质去除率高，但对小粒径杂质、焦油去除率低，难以达到秸秆炭化烟气净化要求；若采用过滤净化，净化效果较好，但装置容易堵塞，并且烟气的处理量小，无法满足烟气净化要求。为此，本研究在离心分离器基础上，增设回转指杆轮，设计了秸秆炭化烟气两级净化装置，并进行样机性能试验验证。

1 秸秆炭化热解气两级净化装置设计

1.1 热解气两级净化装置总体设计

本研究所设计的两级净化装置如图1所示。在旋风分离器的芯筒中增设回转指杆轮，构成炭化热解气两级净化。旋风分离为I级净化，在离心力和重力的作用下，主要分离热解气中大粒径杂质；回转指杆碰撞聚集为II级净化，一方面指杆带动焦油、灰尘等杂质高速回转，实现离心分离，另一方面指杆拦截、碰撞，使焦油、灰尘等杂质在指杆上聚集，之后在离心力的作用下甩到芯筒的内壁，沿着器壁流下，实现热解气小粒径杂质及焦油的分离。II级净化指杆轮，指杆采取双头螺旋排列，具备拦截、碰撞作用的同时有利气体排出；高速回转的指杆由内向外逐渐变细，横截面积逐渐变小，聚集在指杆上的焦油、灰尘等杂质，在沿指杆向外运动过程中，颗粒变大，质量增加，离心力提高，更易于脱离指杆，解决了传统过滤式净化装置焦油、灰尘等杂质堵塞问题。

1.热解气进口 2.指杆轮 3.轴承盖 4.排气盖 5.热解气出口 6.筒体 7.支架；8.收集筒 9.指杆

1.Pyrolysis gas inlet 2.Finger rod roller 3.Bearing cover 4.Exhaust cover 5.Pyrolysis gas outlet 6.Cylinder 7.Support 8.Collecting barrel 9. Finger rod

注:0为筒体直径，D为芯筒直径，0为指杆轮直径，1为指杆轮长度，为热解气入口高度，D为收集筒直径，为芯筒插入深度，H为筒体高度，为总高度，为热解气入口宽度，为指杆与器壁间距，1为指杆长度，1为指杆根部直径，2为指杆外端直径。

Note:0is cylinder diameter,Dis core cylinder diameter,0is finger rod roller diameter,1is the length of finger rod roller,is the height of flue gas inlet,Dis collection cylinder diameter,is insertion distance of core cylinder,His the height of cylinder,is total height,is smoke inlet width,is the distance between finger rod and the wall of core cylinder,1is the length of the finger rod,1is the diameter of the root of finger rod ,2is the diameter of the outer end of finger rod.

图1 热解气两级净化装置

Fig.1 Two-stage pyrolysis gas purification device

1.2 热解气两级净化装置参数设计

1.2.1 I级净化装置结构参数确定

采用Leith-Licht推导出的净化率公式为目标函数，以理论计算和实践经验得出的装置结构参数间关系为约束条件[33-34]，优化了净化装置结构参数。II级净化主要针对旋风分离器排出废气中的小粒径杂质，为降低II级净化对I级大粒径杂质净化的影响，II级净化芯筒插入旋风分离器筒体的深度初步确定为较小值150 mm。

I级净化装置主体筒体采用304不锈钢卷制。I级净化装置的结构参数如表1所示。

表1 I级净化装置结构参数

1.2.2 II级净化装置结构参数确定

II级净化装置主要结构参数为指杆轮长度1、指杆轮直径0、指杆的根部直径1、外端直径2、指杆长度1及指杆安装螺距等。

1）指杆轮长度1

指杆轮长度1应大于芯筒插入深度，即1>= 150 mm，综合考虑1=240 mm。

2）指杆轮轴径0

指杆轮轴径影响排气面积，直径越大，排气面积越小，增大与热解气碰撞的机率，同时平均回转直径增大，有利于聚集后杂质的甩出，但若指杆轮轴径过大，压力损失剧增。综合考虑后选取0=42 mm。

3）指杆参数设计

指杆参数影响回转热解气面积，影响杂质的碰撞、拦截、聚集，从而影响热解气净化率。

指杆长度1受到指杆与器壁间隙及指杆轮直径0的影响，计算公式为

式中为指杆与器壁间距，mm，考虑指杆轮的安装及甩后杂质反弹的影响，一般选取=3～5 mm。故选取1=60 mm。

指杆轮回转时，指杆碰撞拦截热解气，使杂质依附在指杆表面，经过积累聚集后在离心力的作用下将杂质块甩出，为便于分离，设计了锥形指杆，指杆锥度为的计算公式为

指杆轮回转时，指杆的锥度会影响指杆上杂质的聚集程度以及杂质受到的离心力，进而影响指杆轮的离心分离率。指杆根部直径1越小，安装指杆的数量越多，但迎风面积减小，综合考虑后选取指杆根部直径为1=5 mm，指杆外端直径2=3 mm。

4）指杆安装螺距

指杆排列采取双螺头螺旋形式，指杆排列如图2所示。

注：s为指杆安装螺距，c为指杆安装间隙。

指杆安装螺距决定指杆的个数，从而影响热解气净化率。计算公式为

式中为指杆安装间隙，mm。考虑指杆轮的安装选取=3 mm，故=48 mm。

指杆采用304不锈钢加工而成，为便于调整，与筒体采取螺纹连接。

2 样机性能试验与结果分析

2.1 材料与仪器

本试验选用水稻秸秆，切碎成长度为15 cm的段，以便于炭化时装填、压实。

试验装置包括自制炭化炉、离心风机130FLJ5（额定功率：120 W）、调速器（额定功率：120 W）、三相异步电动机（Y100L-2，转速：2 880 r/min，额定功率：3 kW）、调频器（额定功率：3 kW）、电子称（量程：20 mg～520 g，精度为1 mg）、U型测压计（量程：0～4 000 Pa）、设计的两级净化装置。

试验地点：沈阳农业大学农业机械实验室。试验装置如图3所示。

1.两级净化装置 2.U型压力计 3.风机 4.出口静压测试 5.出口杂质测试装置 6.电机 7.进口杂质测试装置 8.进口静压测试 9.炉筒 10.炭化炉

2.2 试验设计

选取指杆轮转速1、进口速度2、芯筒插入深度3为试验因素，热解气总净化率和压力损失为装置性能衡量指标，进行三元二次回归通用旋转组合试验。根据单因素试验结果，将各因素按其水平及取值范围进行编码，得到因素水平编码表，如表2所示。每组试验重复3次取平均值。通过响应面分析法，进行回归方程拟合度检验和显著性检验，建立净化装置性能的回归模型，根据拟合模型绘制的响应面，分析各因素及交互作用对净化指标的影响规律。

表2 试验因素水平表

2.3 试验指标及测试方法

2.3.1 总净化率

总净化率是净化装置性能的重要指标之一，本研究采用过滤称重法测定，即同一时间内进入两级净化装置的杂质质量和净化后热解气中杂质的质量之差与总杂质质量之比（本研究取样时间为30 min），即

式中1为炭化热解气总净化率，%；1为出口收集的热解气中杂质的质量，g；2为进口收集的热解气中杂质的质量，g。

2.3.2 压力损失

压力损失亦是评价净化装置性能的指标之一，其数值越小，说明能量损失越小，净化装置性能越好，压力损失Δ计算公式为

式中为热解气密度，kg/m3；v为流体的进口速度，m/s；v为流体的出口速度，m/s；P为装置的进口动压，Pa；P为装置的出口静压，Pa。

静压采用U型测压计测定，速度采用风速仪测定。

2.4 综合优化与试验验证

本研究重点考察装置对热解气总净化率和压力损失的影响，与热解气压力损失相比，总净化率较为重要，因此，规定热解气总净化率和压力损失的权重系数分别为0.8和0.2。利用Design-Expert 8.0.6软件进行试验数据处理，并进行多目标优化，得出机器的最优净化条件。考虑试验的操作性，对优化后的最优条件进行调整，利用调整后的最优条件对总净化率和压力损失进行验证，重复试验3次，结果取平均值。

2.5 结果与分析

采用三元二次回归通用旋转组合试验，按照试验设计进行试验，结果见表3。

表3 三元二次通用旋转组合试验及结果

2.5.1 回归方程的建立与显著性分析

1）压力损失回归模型建立与显著性分析

对压力损失进行回归分析，可求得该模型的三元二次回归方程为

在=0.05显著水平下，对所回归的方程进行显著性检验与方差分析，分析结果见表4。

表4 压力损失回归方程的方差分析表

注：2=0.99，校正2=0.98，预测2=0.95，相对精度=41.83。

Note:2= 0.99, Adjusted2= 0.98, Predicted2=0.95. Relative accuracy=41.83.

利用试验数据进行回归分析，得出回归方程模型=147>0.01(9,10)=4.95，<0.0001，回归模型是极显著的；2=0.99，失拟=4.97<0.05(5,5)=5.05，=0.052>0.05，表明预测值和试验值之间的相关性很好，可用于压力损失的预测。各因素对压力损失的影响均极显著，影响顺序为：指杆轮转速>进口速度>芯筒插入深度。交互作用中，指杆轮转速与进口速度的交互作用及进口速度与芯筒插入深度的交互作用对压力损失的影响极显著（<0.01）。剔除=0.05的不显著项，简化回归方程为

2）总净化率回归模型建立与显著性分析

对热解气的总净化率进行回归分析。可求得其模型的三元二次回归方程为

在=0.05显著水平下，对所回归的方程进行显著性检验与方差分析，分析结果见表5。

表5 总净化率回归方程的方差分析表

注：2=0.96，校正2=0.92，预测2=0.71，相对精度=16.76。

Note:2=0.96, Adjusted2= 0.92, Predicted2= 0.71, Relative accuracy= 16.76.

利用试验数据进行回归分析，得出回归方程模型=24.24>0.01(9,10)=4.95，<0.0001，说明回归是极显著的；2=0.96，失拟=4.71<0.05(5,5)=5.05，=0.0571> 0.05，表明预测值和试验值之间的相关性很好，可用于总净化率的预测。各因素对总净化率的影响均极显著，影响顺序为：指杆轮转速>进口速度>芯筒插入深度。交互作用中，指杆轮转速与进口速度的交互作用对总净化率的影响极显著（<0.01）。剔除=0.05的不显著项，简化回归方程为

2.5.2 因素的响应面效应分析及优化结果

通过对表3中的试验结果进行响应面分析可得，各因素对热解气压力损失的影响结果如图4所示，各因素对总净化率的影响如图5所示。

图4 各因素对压力损失的影响

1）压力损失的响应面分析及优化结果

由图4a可知，芯筒插入深度为220 mm，当进口速度一定时，随着指杆轮转速的增大，压力损失增大；当指杆轮转速一定时，压力损失随进口速度的增大而增大。由图4b可知，指杆轮转速为2 900 r/min，当进口速度一定时，随着芯筒插入深度的增大，热解气的压力损失先增大后减小；芯筒插入深度一定时，压力损失随进口速度的增大而增大。根据多元函数极值理论，对压力损失回归模型方程求偏导，得到最优参数组合：指杆轮转速为2739 r/min，进口速度为18.4 m/s，芯筒插入深度为208 mm，预测压力损失为1 743.39 Pa。

2）总净化率的响应面分析及优化结果

指杆轮转速和进口速度的响应面如图5所示，由图可知，芯筒插入深度为220 mm，当指杆轮转速一定时，随着进口速度的增大，总净化率先增大后减小；当进口速度一定时，随着指杆轮转速的增大，总净化率增大。根据多元函数极值理论，对总净化率回归模型方程求偏导，得到最优参数组合：指杆轮转速为3 077 r/min，进口速度为19.57 m/s，芯筒插入深度为217.19 mm，预测总净化率为84.2%。

图5 指杆轮转速和进口速度对总净化率的影响

2.6 综合优化及验证试验

以压力损失和总净化率作为试验优化目标，设定软件优化程序为：压力损失的目标（goal）参数为Minimize，权重（weight）参数为0.2；总净化率的目标（goal）参数为Maximize，权重（weight）参数为0.8，得到两级净化装置性能的最优参数组合：指杆轮转速为3 026 r/min，进口速度为19.3 m/s，芯筒插入深度208 mm，模型的预测压力损失为1 959.58 Pa，总净化率为83.81%。考虑到试验的操作性，对优化条件进行调整：指杆轮转速为3 030 r/min，进口速度为19.5 m/s，芯筒插入深度为210 mm。验证试验重复3次，得压力损失均值1 971.73 Pa，与模型预测值1 959.58 Pa相接近；总净化率均值84.2%，与预测值83.81%相接近，试验值与预测值的误差分别为0.62%和0.47%，说明二项式优化区域与设计目的相符，响应面模型与试验设计具有可靠性和重现性。

3 结 论

1）设计了一种旋风分离与高速回转指杆轮相结合的高效净化、不易堵塞的两级净化装置，并确定了结构参数。旋风分离在离心力和重力的作用下分离热解气中大粒径杂质。高速回转的指杆带动焦油、灰尘等杂质高速回转，实现离心分离；指杆采取双头螺旋排列，可碰撞、拦截热解气中的小粒径杂质，同时有利气体排出。指杆内端粗外端细有利于焦油、灰尘等杂质聚集、增大离心力及与指杆脱离，解决了传统过滤式净化装置焦油、灰尘等杂质堵塞问题。确定了筒体直径、筒体高、芯筒直径、芯筒插入深度、进出口尺寸、指杆长度指杆轮直径、指杆安装螺距、指杆与器壁间隙等结构参数。

2）进行了样机性能试验，建立了指杆轮转速、进口速度和芯筒插入深度对热解气净化率和压力损失的回归方程模型，并通过方差分析，对各回归模型进行了拟合度和显著性检验。各因素对热解气净化率和压力损失的影响极显著（<0.01）；影响压力损失顺序为：指杆轮转速>进口速度>芯筒插入深度，影响总净化率的顺序为：指杆轮转速>进口速度>芯筒插入深度；交互作用中，指杆轮转速与进口速度的交互作用及进口速度与芯筒插入深度的交互作用对压力损失的影响极显著（<0.01），指杆轮转速与进口速度的交互作用对总净化率的影响极显著（<0.01）。

3）获得最佳组合参数：指杆轮转速为3 030 r/min，进口速度为19.5 m/s，芯筒插入深度为210 mm，此时的压力损失为1 971.73 Pa，总净化率为84.2%。

研究表明本二级热解气净化装置与过滤等净化装置相比，可防止堵塞，长时间正常工作，无需拆分清洗，降低了净化人工费用，继而降低了净化成本；而其净化效率高于旋风净化，净化性能较优。

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Development on cyclone-finger roller two-stage purification device of pyrolysis gas from straw carbonization

Xin Mingjin1, Chi Bowen1, Chen Tianyou1,2, Meng Jun3, Jiao Jinkang1, E Yang3, Wu Liyan1, Song Yuqiu1※

(1110161,; 2130025,; 3,,110161,)

Carbonization is one of the effective measures for utilization of straw. However, the tar and dust produced by carbonization are mixed in the pyrolysis gas, which will hinder the extraction and subsequent utilization of the flammable gases in the gas, and the tar may stick onto the inner wall of the device if the gas was not purified. And the air may be seriously polluted if it is vented into the air without purification. A two-stage purification device which consisted of a cyclone and a finger roller in its exhaust tunnel was designed in this study to improve the purification rate of carbonized flue gas, the structural parameters of the device were determined and the finger rod was designed. To get an efficient purification of the gas, the cyclone is the first stage which separates large particles in the gas by centrifugal force, and finger roller is the second stage which collides and gathers small particles into large particles and separates the particles along the taper finger by centrifugal force. The quadratic regression experiment with general rotary design method was carried out, with factors of the finger roller speed, the flue gas inlet speed and the core tube insert distance and with indicators of the flue gas purification rate and the pressure loss, the variance analysis and surface response analysis of the data were conducted with software Design-Expert8.0.6, and the mathematic models between the indicators and factors were established. The results showed that the three factors had significant effect on the purification rate and pressure loss of flue gas (<0.01); The impact order of factors on pressure loss was as follows: finger roller speed > inlet gas speed >core tube insert distance, and the order of factors on purification rate was as follows: finger roller speed >inlet gas speed >core tube insert distance. As for effect of interaction of factors, the interactions of finger roller speed and inlet gas speed, inlet gas speed and core tube insert distance had significant effect on the pressure loss (<0.01); the interaction of finger roller speed and inlet gas speed was extremely significant on purification rate (<0.01). The optimal combinations of factors and levels were determined with optimization of multiple indices and verified through experiment. The optimal parameters were finger roller speed of 3 030 r/min, inlet gas speed of 19.5 m/s, insert tube distance of 210 mm, under the conditions, the pyrolysis gas pressure loss was 1 971.73 Pa, the purification rate was 84.2%. It can meet the requirements of pyrolysis gas purification of straw carbonization. This study may provide a reference for the development of pyrolysis gas purification device.

straw; carbonization; purification; pyrolysis gas; two-stage purification; cyclone; finger roller; pressure loss

辛明金，迟博文，陈天佑，孟 军，焦晋康，颚 洋，邬立岩，宋玉秋. 秸秆炭化热解气旋风分离器-指杆轮两级净化装置研制[J]. 农业工程学报，2019，35(4)：218－224. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.04.027 http://www.tcsae.org

Xin Mingjin, Chi Bowen, Chen Tianyou, Meng Jun, Jiao Jinkang, E Yang, Wu Liyan, Song Yuqiu. Development on cyclone-finger roller two-stage purification device of pyrolysis gas from straw carbonization[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(4): 218－224. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.04.027 http://www.tcsae.org

2018-07-23

2019-02-18

国家重点研发计划（2017YFD0200800）；现代农业产业技术体系建设专项资金资助（CARS-01-46）；沈阳市科技计划项目（17-182-9-00）；云南省重点研发计划（2016IB004）

辛明金，教授，主要从事农业生产机械化技术及装备研究。 Email：xinmj2005@163.com

宋玉秋，副教授，主要从事农业生产机械化技术及装备研究。Email：songyuqiusyau@sina.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.04.027

S216.4

A

1002-6819(2019)-04-0218-07