THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS

An original method is proposed for producing two synthetic gases – one of medium calorific value and one of low calorific value – from poplar wood chips in a single unit. The medium-calorific gas is obtained through the pyrolysis of biomass in a thin fixed bed 20 mm thick, under the influence of two...

Full description

Saved in:

Bibliographic Details
Date:	2026
Main Authors:	Rokhman, B. B., Kobzar , S. G., Chetveryk , H. О.
Format:	Article
Language:	Ukrainian
Published:	Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine 2026
Subjects:	fixed bed biomass thermal conductivity pyrolysis steam-air gasification heat transfer gas temperature.
Online Access:	https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/644
Tags:	Add Tag No Tags, Be the first to tag this record!
Journal Title:	Vidnovluvana energetika
Download file:

Institution

Vidnovluvana energetika

_version_	1870287615696044032
author	Rokhman, B. B. Kobzar , S. G. Chetveryk , H. О.
author_facet	Rokhman, B. B. Kobzar , S. G. Chetveryk , H. О.
author_institution_txt_mv	[ { "author": " B. B. Rokhman", "institution": "Інститут газу НАН України, м. Київ, Україна;" }, { "author": "S. G. Kobzar ", "institution": "Інститут технічної теплофізики НАН України, м. Київ, Україна" }, { "author": "H. О. Chetveryk ", "institution": "Інститут відновлюваної енергетики НАН України, м. Київ, Україна" } ]
author_sort	Rokhman, B. B.
baseUrl_str	https://ve.org.ua/index.php/journal/oai
collection	OJS
datestamp_date	2026-07-09T12:14:07Z
description	An original method is proposed for producing two synthetic gases – one of medium calorific value and one of low calorific value – from poplar wood chips in a single unit. The medium-calorific gas is obtained through the pyrolysis of biomass in a thin fixed bed 20 mm thick, under the influence of two external heat sources. The 225-mm-high pyrolyzer is located between a 230×5-mm-diameter outer tube and a 180×5-mm-diameter inner tube, the surfaces of which are covered with 2-mm-thick ceramic insulation. After heating the pyrolyzer surfaces to a temperature of 950–960 °C, dried poplar chips are fed into the outer tube, and specific heat fluxes of 0–150 kJ/(s·m²) are applied to the ceramic insulation surfaces of the outer and inner tubes. Part of the poplar chip fractions penetrates the thin annular intertube space, while the remainder forms a particle bed (clusters) at the pyrolyzer inlet. A rotating agitator made of flexible metal rods is used to break up the clusters, allowing a thin, fixed layer to form. Various modes of poplar chip pyrolysis were considered: 1) external heat fluxes are zero, and the pyrolysis process occurs due to heat accumulated in the metal and ceramics, preheated to a temperature of 950 °C. The time required to heat the bed to a minimum particle temperature of 760 °C is 21 s; 2) the heat flux to the insulation of the outer tube is 80 kJ/(s·m²), and to the insulation of the inner tube is 70 kJ/(s·m²). The minimum heating temperature of biomass particles during the 18-second cycle is 670 °C, and the heating rate of the bed reaches 1,900 °C/min, which is an indicator of rapid pyrolysis. After the cycle, the release of volatile substances ceases, and a 8% tar fraction remains, which is converted into a light gas within 3 seconds through a cracking process; that is, the pyrolysis gas consists solely of secondary gas.&nbsp;
doi_str_mv	10.36296/1819-8058.2026.2(85).409-430
first_indexed	2026-07-10T01:01:03Z
format	Article
fulltext	409 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика УДК 532.529: 532.517.4 https://doi.org/10.36296/1819-8058.2026.2(85).409-430 ТЕОРЕТИЧНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ПІРОЛІЗУ В ТОНКОМУ ФІКСОВАНОМУ ШАРІ В УСТАНОВЦІ ДВОСТАДІЙНОЇ ТЕРМОХІМІЧНОЇ ПЕРЕРОБКИ ТРІСКИ ТОПОЛІ Отримано 20 квіт. 2026 р.; рекомендовано до публікації 26 чер. 2026 р. Доступно онлайн 30 чер. 2026 р. Рохман Б. Б.1, Кобзар С. Г.2, Четверик Г. О.3 Автор для кореспонденції: Четверик Геннадій, e-mail: biomassa@ukr.net Анотація. Запропоновано оригінальний спосіб виробництва з тріски тополі в одній установці двох різних за складом і ка- лорійністю синтетичних газів: середньокалорійногота ни- зькокалорійного. Середньокалорійний газ отримують за- вдяки процесу піролізу біомаси утонкому фіксованому шарі товщиною 20 мм під впливом двох зовнішніх джерел тепло- вої енергії. Піролізер висотою 225 мм розташовано в промі- жку між огороджувальною трубою діаметром 230×5 мм та внутрішньою трубою 180×5 мм, поверхні яких покрито ізо- ляцією з кераміки товщиною 2 мм. Після прогріву поверхонь піролізера до температури 950–960 С в огороджувальну трубу подається підсушена тріска тополі та до поверхонь керамічних ізоляцій зовнішньої та внутріш- ньої труб підводяться питомі теплові потоки 0–150 кДж/(с∙м2). Частина фракцій тріски тополі прони- кає в тонкий кільцевий міжтрубний простір, а залишок формує насип частинок (кластери) на вході в піролізер. Для руйнування кластерів використовують обертальний розпушувач з металевих гнучких прутів, що дає змогу сформувати тонкий фіксований шар. Розглядалися різні режими піролізу тріски тополі. Перший режим: зовнішні теплові потоки дорівнюють 0, і процес піролізу відбувається за раху- нок тепла, що акумулюється в металі та кераміці, попередньо нагрітих до температури 950 С. Час прогріву шару до мінімальної температури частинок 760 С становить 21 с. Третій режим: тепловий потік на ізоляцію огороджувальної труби – 80 кДж/(с∙м2), на ізоляцію внутрішньої труби – 70 кДж/(с∙м2). Мінімальна температура прогріву частинок біомаси за час циклу18 с становить 670 С, а швидкість прогріву шару досягає 1 900 С/хв, що є ознакою швидкого піролізу. Після циклу вихід летких речовин закінчується і залишається частка смоли – 8 %, яка протягом 3 с перетворюється на легкий газ завдяки крекінгу, тобто піролізний газ складається лише з вторинного газу. Ключові слова: нерухомий шар, біомаса, теплопровідність, піроліз, пароповітряна газифікація, теп- лообмін, газ, температура. Позначення A, C, H, N, O, S, V и W – масові частки золи, вуглецю, во- дню, азоту, кисню, сірки, летких речовин і вологи у тве- рдому паливі Din – діаметр внутрішньою труби, мм De – діаметр огороджувальної труби, мм H – висота, м q – тепловий потік, що падає на поверхню ізоляції, кДж/(с·м2) r – радіальна координата, м t – температура, С γgaz, γtar і γchar − масові частки продуктів термолізу тріски тополі (від сумарного максимального виділення проду- ктів термічного розкладання) газу, смоли та char γbiomas − активна частина тріски тополі (від сумарного ма ксимального виділення продуктів термічного розкла- дання) δ – діаметр частинки, м ε – порозність шару λ – коефіцієнт теплопровідності, кДж/(с·м·K) ρ – щільність, кг/м3 τ – час, с ∆ – товщина ізоляції, мм ∆r – проміжок, м Індекси: bed − шар biomas − біомаса char − вугільний залишок d − суха маса daf – суха беззольна маса gaz − газ 1 др. техн. наук https://orcid.org/0000-0002-1270-6102 2 канд. техн. наук https://orcid.org/0000-0002-8615-4400 3 канд. техн. наук https://orcid.org/0000-0001-9398-1968 1, 3 Інститут газу НАН України, м. Київ, Україна; 2, 3 Інститут технічної теплофізики НАН України, м. Київ, Україна 3 Інститут відновлюваної енергетики НАН України, м. Київ, Україна 410 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика izopl – ізоляція izoplan max − максимальний min − мінімальний p − частинка r − робочий tar − смола керам – кераміка сталь − сталь цикл − цикл 0 – початкове значення параметра I–V – варіанти (режими) розрахунку Вступ. Загальний недолік схем з двигунами внутріш- нього згоряння – це наявність високих вимог до чистоти генераторного газу, допустимий вміст смол під час три- валої роботи двигуна не повинен перевищувати 10– 100 мг/нм3 [1–3].Середньокалорійний генераторний газ отримують шляхом піролізу біомаси, низькокалорійний газ – за рахунок газифікації її коксозольного залишку. Для отримання в одному реакторі двох різних за скла- дом і калорійністю синтетичних газів з малим вмістом смоляних речовин необхідно використовувати двоста- дійну термохімічну переробку біомаси, що поєднує пі- роліз з подальшою газифікацією коксозольного зали- шку. Останні розробки газогенераторів цьоготипу: «Viking», FLETGAS, LT−CFB [4]. У когенераційній устано- вці LiPRO-Energy [5] використовується комбінація шне- кового піролізера і прямоточного газогенератора з па- роповітряним дуттям. У газогенератор потрапляє парогазова суміш летких продуктів піролізу і коксовий залишок сировини – деревної тріски розміром 30−50 мм, що має відносну вологість не більше 15 %. Те- плота згоряння отриманого газу становить 5,6 МДж/нм3, вміст азоту – 44 %. Електрична потужність установки 30 або 50 кВт (400 В, 50 Гц), а теплова – 70 або 110 кВт за витрати біомаси 30 або 50 кг/год. Спосіб, що являє собою комбінацію піролізу і подальшого крекінгу летких продуктів у високотемпературному шарі напівко- ксу або деревного вугілля, вперше був описаний у ро- боті [6]. Досліджували вплив ефекту високотемператур- ного крекінгу на об’єм і склад газів, одержуваних під час переробки деревної тирси. Було показано, що за темпе- ратури 950 °C відбувається повне розкладання смол і пі- рогенетичної вологи. У [7] було вивчено вплив каталіти- чного і термічного ефектів під час крекінгу піролізних продуктів біомаси в порожньому об’ємі та в шарі дере- вного вугілля за температури 500−700 °C. Отримано дані про зміну складу конденсованих і неконденсованих продуктів. У [8, 9] показано вплив температури в зоні ге- терогенного крекінгу летких продуктів перероблення деревної біомаси і торфу на властивості газу та ефекти- вність процесу. Наразі відомі такі основні типи піролізних реакторів: пі- роліз у щільному шарі [10], піроліз у псевдозрідженому киплячому [11] або циркулюючому [12] шарі, дисковий реактор, що обертається (біомасу притискають до гаря- чого обертового диска) [13] та конічний реактор (суміш біомаси та гарячого піску перебувають в конусі, який обертається, а видалення матеріалу, що прореагував, ві- дбувається завдяки відцентровим силам) [14], аблятив- ний реактор (біомасу механічно притискають до гарячої стінки) [15], вихровий аблятивний реактор (частинки із закрученого потоку потрапляють на гарячі стінки реактора) [16], шнековий реактор (циліндрична рето- рта, що обігрівається, зі шнеком) [17], PyRos (циклон, що містить інтегрований фільтр гарячих газів, у який потра- пляє суміш біомаси та гарячого піску) [18], плазмовий реактор (циліндрична газорозрядна кварцова трубка, в середину якої подається біомаса, продукти видаля- ються вакуумним насосом) [19], мікрохвильовий реак- тор (підведення енергії за допомогою взаємодії мікрох- вильового випромінювання з молекулами й атомами біомаси) [20], сонячний реактор (параболічний соняч- ний концентратор, у фокусі якого реактор – кварцова трубка) [21], вакуумний реактор (нагрівання пальником або індукційний нагрів у вакуумі) [22]. Альтернативою простому піролізу є двостадійна піролітична конверсія, що поєднує піроліз і подальше перетворення летких продуктів, що конденсуються, на газ. Крекінг парів висо- комолекулярних речовин, які за звичайних умов явля- ють собою рідину, здебільшого проводять при високій температурі в спеціальних насадках з інертного матері- алу, або в шарі каталізатора чи коксового залишку сиро- вини. Залежно від параметрів процесу і конкретної схеми реалізації, двостадійна переробка дає змогу ефе- ктивно отримувати відносно чистий низько- або серед- ньокалорійний газ. Основною перевагою апаратного поділу процесів піролізу і подальшої газифікації, на від- міну від звичайних газогенераторів оберненого типу, є низький вміст смол у газі (10–15 мг/м3). У роботі [23] для риформінгу продуктів газифікації після малого промислового газифікатора з низхідним газо- вим потоком використано паровий плазмотрон, що дало можливість суттєво збільшити вихід водню із сис- теми. За електричної потужності плазмотрона 1,1– 1,4 кВт вихід водню з отриманим паливним газом після парового риформінгу збільшувався в 1,5–2,1 раза у по- рівнянні з повітряною газифікацією. На установці для випробувань паливних елементів [24] з використанням твердого палива завдяки каталітичній конверсії СО за реакцією водяного зсуву, високо- та ни- зькотемпературному зв’язуванню CO2 отримано газ із вмістом водню 94,7–97,0 % (об.). У [25] наведено установку плазмової пароповітряної обе- рненої газифікації, в якій плазмовий струмінь вводиться в зону піролізу, впливаючи також на процеси парового ри- формінгу летких компонентів органічної сировини. Одер- жано низку експериментальних результатів, зокрема: а) одержано газ зі співвідношенням компонентів Н2/СО 1,4– 1,5 моль/моль з нижчою теплотою згоряння 2,7– 3,0 МДж/нм3, та хімічним ККД газифікації 29,6–31,5 %; б) використання роздільної конверсії твердих органічних ві- дходів дало можливість збільшити хімічний ККД 411 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика газифікації до 27,7–39,1 % в разі використання пелет ДМ та до 44,1–55,4 % – в разі використання ГКЗШ; в) пока- зано, що на вихід водню в складі одержаного газу впли- вали ступінь використання водяної пари, швидкість кон- версії твердих органічних відходів та їх склад. У [26] розглядаються можливості впровадження техно- логії термічного розкладання рідких вуглецевмісних ре- човин різноманітного походження як складових відхо- дів для створення газоподібних продуктів заданого складу з подальшим використанням у хімічній промис- ловості та заміщення природного газу. Серед найперс- пективніших методів виконання такого завдання є тер- мічне розкладання вуглеводнів зі стабілізацією процесу за рахунок введення в нього високотемпературного джерела плазмового розряду. Для виконання роботи створений експериментальний стенд для газифікації рі- дких вуглеводневих відходів та палив з високим вмістом забруднювальних речовин. Виконано дослідження ре- формування рідких палив, які показали: 1) теплота зго- ряння генераторного газу, виробленого із соняшникової олії, становить 8,89 МДж/нм3, виробленого з рідкого пі- чного палива – 13,75 МДж/нм3; 2) ККД процесу газифі- кації становить 80–84 %; 3) ККД виробництва теплової енергії шляхом попередньої газифікації рідкого палива не перевищує 72 %. Декарбонізація систем централізованого теплопоста- чання (СЦТ) є актуальною темою для країн з розвину- тими СЦТ, які були побудовані переважно в минулому столітті та розраховані на використання викопного па- лива [27]. У цих системах одночасно необхідно викону- вати завдання скорочення споживання теплової енергії, заміни застарілого обладнання та заміщення викопного палива відновлюваними джерелами енергії та скид- ними енергетичними ресурсами. Ці завдання мають од- ночасно виконуватися в умовах необхідності стабіль- ного забезпечення споживачів тепловою енергією. Виконання такого складного комплексного завдання потребує розробки науково обґрунтованої методології. Запропоновано методологію декарбонізації потужних застарілих СЦТ на викопному паливі для модельного мі- ста, яка може бути застосована для багатьох міст Укра- їни та країн ЄС. Ця методологія складається з трьох ос- новних напрямів: 1) скорочення споживання теплової енергії за рахунок підвищення енергоефективності теп- лових споживачів та теплових мереж; 2) заміщення джерел, які працюють на викопному паливі, відновлю- ваними джерелами енергії та скидними енергетичними ресурсами під час виробництва теплової енергії; 3) інте- грація теплових мереж, що забезпечує можливість ви- робляти «зелену» теплову енергію на окремих теплових джерелах, які мають найкращі умови для декарбоніза- ції, та транспортувати цю енергію на інші джерела енер- гії, які не мають потенціалу або мають гірші умови для декарбонізації. У [28] розглядається процес швидкого піролізу Bagasse в щільноупакованому шарі за рахунок теплової енергії: а) двох електронагрівачів, розташованих на поверхнях нагріву зовнішнього та внутрішнього коаксіальних цилі- ндрів діаметрами 220 і 150 мм; б) електронагрівача, ро- зташованого на поверхні зовнішнього циліндра і проду- ктів згоряння, що омивають внутрішню поверхню внутрішнього циліндра. Регулювання величин теплових потоків протягом циклу 0 < τ < 60 с здійснюється зміною сили струму і напруги. Регулювати температуру продук- тів згоряння у вузькому інтервалі 4 < τ < 60 с, де темпе- ратура змінюється від 1716 до 1016,5 °С, доволі важко через велику інертність процесу горіння в топковій ка- мері. Крім того, за високих температур продуктів зго- ряння, 1716 °С, доведеться футерувати внутрішню пове- рхню внутрішнього циліндра, що призведе до істотного зменшення теплового потоку, який спрямовується в пі- ролізер. Такі великі температури продуктів згоряння обумовлені дуже малим коефіцієнтом тепловіддачі від димових газів до поверхні піролізера. На підставі викла- деного робиться висновок, що в зоні високих темпера- тур 1016,5–1716 °С, за період циклу кращим виявля- ється електрообігрів внутрішнього циліндра. Опис технології термохімічної переробки біомас. На рис. 1 показано, як працює установка швидкого піро- лізу біопалива та пароповітряної газифікації фіксованого вуглецю. Камера піролізу 39 складається з двох вісесиметричних труб, виготовлених із жароміцної сталі AISI310: внутріш- ньої 17 і зовнішньої 19 (рис. 1, a, б). Зовнішню поверхню труби 19 та внутрішню поверхню труби 17 покрито кера- мічними ізоляціями 9 та 18 на основі нітриту (або ок- сиду) алюмінію товщиною 2 мм (рис. 1, б). Нa зовнішній поверхні керамічної ізоляції 9 встановлюється електро- нагрівач 27, що складається з ніхромового дроту, намо- таного у вигляді спіралі на поверхню ізоляції 9. Другий електронагрівач 26 розташовується всередині труби 17. Тут ніхромовий дріт намотується на керамічну повер- хню циліндричної втулки 43, яку підбирають так, щоб спіраль щільно прилягала до внутрішньої поверхні кера- мічної ізоляції 18. Для усунення взаємодії піролізного газу з ніхромом в нижній частині труби 17 встановлю- ється фланець 38. На початку розпалювання установки в газифікаторі 37 та в камері киплячого шару 31 формуються нерухомі шари з попередньо напрацьованих коксозольних частинок бі- омаси 36 та піску 23, після чого відбувається їх прогрі- вання до температур 600 °C та 950–1000 °C, відповідно, високотемпературною інертною газовою сумішшю, що подається під решітки газифікатора 29 та камери кипля- чого шару 29. Паралельно з цим починається прогрі- вання поверхонь нагріву піролізера до температури 960 °C за рахунок тепла двох електронагрівачів. Після прогрівання поверхонь камери піролізу 39 відбувається засипка висхідного біопалива з бункера біомаси 6 до зо- внішньої труби 19 за допомогою живильника 7. Частина фракцій біомаси проникає у тонкий кільцевий міжтруб- ний простір товщиною 20 мм, де розташована камера піролізу 39, а залишок частинок висхідного палива фор- мує насип частинок (кластери) на вході у зазор між тру- бами 17 та 19. 412 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика Рис. 1. Установка двостадійного процесу термохімічної переробки біомаси: a – швидкий піроліз біопалива в то- нкому нерухомому шарі товщиною 20 мм та пароповітряна газифікація фіксованого вуглецю;б – схема розта- шування вертикального трубчастого проштовхувача під час проштовхування коксозольних частинок біомаси після процесу піролізу з камери піролізера до лійки: 1 – вал; 2 – електродвигун; 3, 4 – шківи; 5 – підшипник; 6 – бункер підсушених частинок біомаси; 7 – живильник; 8 – металева щітка (розпушувача); 9 – ізоляція з кераміки на основі нітриту (або оксиду) алюмінію для зовнішньої труби;10 – труба для перетікання коксозольних час- тинок біомаси з лійки до газифікатора; 11 – трубопровід виходу сирого неочищеного піролізного газу; 12 – на- прямок руху ременя; 13 – пасова передача; 14 – футляр для розпушувача; 15 – хрестоподібна втулка; 16 – час- тинки біомаси; 17 – внутрішня труба; 18 – ізоляція з кераміки на основі нітриту (або оксиду) алюмінію для внутрішньої труби; 19 – зовнішня труба; 20 – циклон; 21 – високотемпературний фільтр для уловлення вугі- льної сажі; 22 – трубопровід відхідних димових газів після киплячого шару; 23 – частинки піску; 24 – змійовик; 25 – труба виходу піролізного газу; 26 – електронагрівач для внутрішньої труби; 27 – електронагрівач для зовні- шньої труби; 28 – труба для транспорту високотемпературних димових газів; 29 – решітка; 30 – металева обичайка з торкретом; 31 – камера киплячого шару; 32 – трубопровід для подачі пароповітряної суміші; 33 – трубопровід для виходу генераторного газу; 34–патрубок для вивантаження золи; 35 – лійка; 36 – коксозольні частинки біомаси; 37 – газифікатор; 38 – фланець; 39 – камера піролізу; 40 – тічка для частинок біомаси; 41 – кришка; 42 – проштовхувач коксозольних частинок біомаси; 43 – керамічна втулка;44 – шибер У запропонованому технічному рішенні для руйнування кластерів використовується розпушувач 8 з металевих гнучких прутів, який сидить на обертальному валу 1 та металевий проштовхувач 42. Обертання валу здійсню- ється за рахунок пасової передачі 13, яка складається з круглого ременя і двох шківів 3 і 4, один з яких (шків 4) жорстко закріплено на валу 1 за допомогою хрестоподі- бної втулки 15, привареної до вала 1. У початковому по- ложенні розпушувач 8 перебуває в футлярі 14, а вал – у крайньому верхньому положенні (рис. 1, б). Після заси- пання вихідного палива у зовнішню трубу 19 вал 1 опус- кається донизу (рис. 1, a). Далі включається електродви- гун 2, на валу якого розташовано шків 3, що передає обертальний момент шківу 4, і, як наслідок, вал 1 через пасову передачу 13 починає обертатися, надаючи обер- тального руху розпушувачу 8, внаслідок чого відбува- ється руйнування кластерів та формування тонкого не- рухомого шару в камері піролізу 39. Далі вал 1 413 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика підіймається до верху і щітка 8 потрапляє у футляр 14 (рис. 1, б). Після прогріву камери піролізу 39 до темпе- ратури 960 °C та формування в ньому насипного шару частинок біопалива з температурою 100 °C товщиною 20 мм від двох електронагрівників 26 та 27 підводяться постійні питомі теплові потоки 70 000 та 60 000 Вт/м2 до внутрішньої поверхні керамічної ізоляції 18 і зовнішньої поверхні керамічної ізоляції 9, відповідно. З камери піролізу 39 виходить неочищений сирий піро- лізний газ, який трубопроводом 11 надходить у гарячий циклон 20, де відбувається відділення піролізного газу від дрібних частинок біомаси, після чого він потрапляє у високотемпературний фільтр 21 для уловлення вугіль- ної сажі. Очищений піролізний газ, який складається з неконденсованої частини (СО, Н2, СО2, CH4, C2H4 тощо) і конденсованої частини, що містить високомолекулярні сполуки типу С6Н6,2О0,2 прямує до змійовика 24, встано- вленого в камері киплячого шару 31, де відбувається процес риформінгу: високомолекулярні сполуки розк- ладаються на легкі гідрокарбони (CH4, C2H4 тощо) за ра- хунок конвективно-кондуктивного та променевого теп- лообміну між киплячим шаром та поверхнею змійовика 24. Після змійовика піролізний газ 25 прямує в систему охолодження, де температура піролізного газу зменшу- ється до 60 °C з подальшою конденсацією водяної пари, що приводить до підвищення калорійності газу. Сухий середньокалорійний очищений піролізний газ закачу- ється в газгольдер. Продукти згоряння з температурою ~ 1000 °C подаються по трубі 28 під решітку 29 камери киплячого шару 31. Завдяки димовим газам відбува- ється прогрівання частинок піску 23 та їх зрідження. Коксозольний залишок, отриманий після піролізу части- нок біомаси, надходить у лійку 35 завдяки відкриттю ши- бера 44, після чого прямує до газифікатора 37, де відбу- вається конверсія коксу 36 у пароповітряному середовищі, яке потрапляє в газифікатор по трубі 32. Оскільки товщина камери піролізу 39 мала і становить лише 20 мм, для проштовхування коксозольних частинок біомаси з камери піролізу в лійку 35 використовується металевий проштовхувач 42, який проштовхує коксозо- льні частинки завдяки вертикально-поступальному руху труби. Для регулювання висоти шару передбачено злив золи через патрубок 34. На виході з газифікатора 37 отри- муємо неочищений низькокалорійний генераторний газ з теплотворною здатністю 5600–6000 кДж/нм3 (для бе- рези – 5600 кДж/нм3), який практично не містить смол. Генераторний газ спрямовується послідовно в системи гарячого очищення та охолодження, а потім подається в камеру згоряння поршневого двигуна, встановленого на міні-ТЕЦ. Частина дешевої електроенергії, що виробля- ється на міні-ТЕЦ, витрачається на живлення двох елект- ронагрівачів, розташованих на поверхнях піролізера. Рис. 2. Установка для швидкого піролізу тріски тополі: 1 – огороджувальна труба; 2, 4 – ізоляція з кераміки на основі нітриту (або оксиду) алюмінію; 3 – внутрішня труба; 5 – підсушені частинки тріски тополі; 6 – шибер; 7 – піролізер; 8 – зовнішній електронагрівач; 9 – внутрішній електронагрівач Постановка задачі Початкові умови для швидкого піролізу тріски тополі у фіксованому шарі для варіантів I–V представлено на рис. 2: висота шару – Hbed = 225 мм, еквівалентний діа- метр частинок – δ0 = 7 мм, порозність шару – ε = 0,42, щільність частинок – ρp0 = 400 кг/м3 і їх температура – tp0 = 100 С, діаметри внутрішньої труби –Din = 180×5 мм та огороджувальної труби – De =230×5 мм, поверхні яких покрито ізоляцією з кераміки товщиною – Δ = 2 мм, маса шару – 0,577 кг, маса летких речовин у шарі – 0,476 кг, маса коксозольного залишку – 0,1 кг, масова частка фіксованого вуглецю (на робочу масу) – 14,88 %, леткого вуглецю – 27,12 %. Склад легкого газу (у масо- вих частках): CO = 0,464, CO2 = 0,101, H2 = 0,01, H2O = 0,23, C6H6,2O0,2 = 0,058 и C1.16H4 = 0,137. Зовнішні питомі теп- лові потоки q та температури металу tсталь і ізоляції tкерам (або tizopl) для варіанта I – q(r = 83 мм) = q(r = 117 мм) = 0, tкерам = tсталь = 950 С; II – q(r = 83 мм) = q(r = 117 мм) = 150 кДж/(с·м2), tкерам = tсталь = 950 С; III – q(r = 83 мм) = 80 кДж/(с·м2); q(r =117 мм) = 70 кДж/(с·м2), tкерам = tсталь = 960 С; IV – q(r = 83 мм) = 70 кДж/(с·м2); q(r = 117 мм) = 60 кДж/(с·м2), tкерам = tсталь = 960 С; V – q(r = 83 мм) = 70 кДж/(с·м2); q(r = 117 мм) = 60 кДж/(с·м2), tizopl = tсталь = 414 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика 960 С. У варіантах I–IV використовується керамічна ізо- ляція, що розташована на поверхнях піролізера, з коефі- цієнтом теплопровідності λкерам = 25·10-3 кДж/(с·м·K) та щільністю ρкерам = 3800 кг/м3, в V – ізоляція izoplan з λizopl = 0,14·10-3 кДж/(с·м·K) та щільністю ρizopl = 920 кг/м3. У ва- ріантах I–V використовується сталь 20Х23Н18 (AISI310) з коефіцієнтом теплопровідності λсталь = 0,02 кДж/(с·м·K) та щільністю ρсталь = 7800 кг/м3. Таблиця. Елементарний склад біомаси Марка біомаси Cr % Hr % Nr % Or % Sr % Vdaf % Ar % Wr % Тріска тополі 42 5,11 0,656 39,73 0,01 83 0,5 12 Аналіз результатів розрахунку процесу піролізу. Про- аналізуємо динаміку процесу піролізу тріски тополі за рахунок теплової енергії двох електронагрівачів, розта- шованих на поверхнях керамічної ізоляції зовнішньої 1 та внутрішньої 3 труб (рис. 2). Розглянемо режим піро- лізу тріски тополі, коли зовнішні теплові потоки, що па- дають на зовнішню 2 та внутрішню 4 поверхні кераміч- ної ізоляції, дорівнюють нулю: q(r = 83 мм) = q(r = 117 мм) = 0 (рис. 2, рис. 3, a). Піроліз частинок тріски то- полі 5 у фіксованому шарі 7 відбувається за рахунок те- пла, що акумулюється в металі труб 1, 3 та керамічній ізоляції 2, 4, попередньо нагрітих до температури 950 С. На рис. 3, a видно, що час прогріву в нерухомому шарі частинок тріски тополі еквівалентного діаметра δ0 = 7 мм щільністю ρp0 = 400 кг/м3 зі швидкістю 1886 С/хв до мінімальної температури tp,minI = 760 С становить τциклI = 21 с (крива 7 на рис. 3, a, варіант I). Температура керамічної ізоляції впродовж циклу τциклI = 21 с падає на 69 С (ΔtкерамI = tкерамI(r = 83 мм, τ = 0) tкерамI(r = 83 мм, τ = 21 с) = 950 881 = 69 С), металу в точках r = 90 і r = 110 мм (див. рис. 2) – на 76 та 64 С, відповідно, і температура в цих точках дорівнює: tстальI(r = 90 мм, τ = 21 с) = 874 С та tстальI(r = 110 мм, τ = 21 с) = 886 С (крива 7 на рис. 3, a). Якщо продовжувати цикли піролізу далі без підведення зовнішнього тепла, акумульоване тепло буде значно зменшуватися, внаслідок чого тривалість циклу та кіль- кість смоли зростатимуть, а якість газу знижувати- меться. Для усунення цих недоліків необхідно організу- вати підведення зовнішнього тепла до поверхонь нагріву піролізера до початку наступного циклу. Розглянемо динаміку перетворення смоли на легкий газ завдяки крекінгу для варіанта I. Цей процес складається з генерації смоли за рахунок розкладання активної час- тини тріски тополі γbiomasI згідно з первинною реакцією термолізу та її дисипацією за рахунок перетворення смоли на легкий газ (вторинна реакція термолізу).На рис. 4, в (крива 3) видно, що функція γtarI(r, τ) на ділянці 0,0966 < r < 0,1053 м в момент часу τ = 18 с в температур- ному діапазоні Δtp =760–787 С має два максимуми: γtar,maxI(r = 0,0988 м) = γtar,maxI(r = 0,1014 м) = 57,3 %. В інте- рвалах 0,0966 < r < 0,0982 м та 0,1025 < r < 0,1053 м акти- вної частини тріски, що знаходилась у частинках тополі, немає, вся вона сконцентрована на ділянці 0,0982 < r < 0,1025 м, при цьому залежність γbiomasI(r, τ) має максимум γbiomasI(r = 0,1 м, τ = 18 с) = 51,8 % (крива 3 на рис. 4, г). У проміжку часу 18 < τ < 21 с із смоли, що розташована на ділянках 0,0966 < r < 0,0982 м та 0,1025 < r < 0,1053 м, ви- робляється тільки легкий газ (первинного газу немає) за- вдяки крекінг процесу та високій температури частинок тріски тополі – 764–775 С (крива 7 на рис. 3, a), про що свідчить крива 4 на рис. 4, в, в той час як на ділянці 0,0982 < r < 0,1025 м відбувається інтенсивний вихід первинного піролізного газу завдяки розкладанню активної частини біомаси, що виходить з частинок тріски у цій проміжок часу (крива 4 на рис. 4, г). Таким чином, на ділянці 0,0982 < r < 0,1025 м (18 < τ < 21 с) виробляються одночасно пе- рвинний та легкий гази, на відміну від ділянок 0,0966 < r < 0,0982 м та 0,1025 < r < 0,1053 м. У разі підведення питомих теплових потоків q(r = 83 мм) = q(r = 117 мм) = 150 кДж/(с·м2) час прогріву нерухомого шару частинок тріски тополі зі швидкістю 2023,3 С/хв до мінімальної температури tp,minII = 707 С скорочується з τциклI =21 с до τциклII = 18 с (крива 6 на рис. 3, б, варіант II). На відміну від варіанта I температури металу та керамі- чної ізоляції зовнішньої 1 та внутрішньої 3 труб зроста- ють впродовж часу 0 < τ ≤ 18 с у порівняні з початковою температурю tкерамII(τ = 0) = tстальII(τ = 0) = 950 С і досяга- ють значень: tкерамII(r = 84 мм, τ = 18 с) = 982 С та tстальII(r = 87,5 мм, τ = 18 с) = 972 С; tкерамII(r = 117 мм, τ = 18 с) = 999,70 С, tстальII(r = 113 мм, τ = 18 с) = 988 С та tстальII(r = 115 мм, τ = 18 с) = 995 С (крива 6 на рис. 3, б, варіант II). У цьому режимі піролізу температури керамічної ізоля- ції та зовнішньої поверхні металу огороджувальної труби 1 перевищують 1000 С, тому для регулювання те- мператур tкерам та tсталь у межах 1000 С питомий тепло- вий потік зменшується на 10 % завдяки зменшенню сили струму на 10 %, що приводить до зменшення тем- ператур матеріалів. Далі картина повторюється. Спосте- рігається різке зростання температур стінки до 1000 С і падіння питомого теплового потоку на 10 %. Це характе- ризує процес осциляційного піролізу. Таким чином, вда- ється утримувати температури матеріалів на рівні 990– 1000 С. Тут питомий тепловий потік протягом циклу зменшується з 150 до 72 кДж/(с·м2). Складність органі- зації такого режиму піролізу полягає в регулюванні тем- ператур матеріалів у межах 1000 С у дуже вузькому ча- совому діапазоні та наявності великих питомих теплових потоків у початковій момент часу. Тому бу- демо шукати такий режим піролізу, за якого значення параметрів процесу q, tкерам, tсталь мало змінювалися в процесі циклу піролізу. 415 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика Рис. 3. Розподіл температур керамічної ізоляції, металу та частинок тріски тополі за перерізом нерухомого шару залежності від часу τ, с: 1 – 3; 2 – 6; 3 – 9; 4 – 12; 5 – 15; 6 – 18; 7 –21; 8 – 16; 9 – 24; a –варіант I; б –варіант II; в –варіант III; г –варіант IV; д –варіант V; a–г –керамічна ізоляція на поверхнях піролізера; д –ізоляція izoplan на поверхнях піролізера На рис. 3, в проілюстровано режим піролізу за таких умов: q(r = 83, мм, τ = 0) = 80 кДж/(с·м2); q(r = 117 мм, τ = 0) = 70 кДж/(с·м2), tкерамIII(τ = 0) = tстальIII(τ = 0) = 960 С (варі- ант III). Звертає на себе увагу той факт, що питомий теп- ловий потік, який падає на огороджувальну трубу мен- ший, ніж питомий тепловий потік, що падає на внутрішню трубу. Це пов’язано з тим, що у фіксований момент часу τ теплосприйняття вісесиметричних поверхонь нагріву од- накове. Тому при зменшені поверхні нагріву, тобто при зменшені радіусу r з 117 до 110 мм питомий тепловий по- тік зростатиме з q(r = 117 мм, τ = 3 с) = 70 до q(r = 110 мм, τ = 3 с) = 74,5 кДж/(с·м2), а зі збільшенням радіусу r з 83 до 90 мм питомий тепловий потік падатиме з q(r = 83 мм, τ = 3 с) = 80 до q(r = 90 мм, τ = 3 с) = 73,8 кДж/(с·м2). На відміну від осциляційного піролізу, тут температури керамічної ізоляції –tкерамIII(r = 117 мм, τ = 18 с) = 959 С та tкерамIII(r = 84 мм, τ = 18 с) = 952 С і сталі –tстальIII(r = 115 мм, τ = 18 с) = 954 С та tстальIII(r = 85 мм, τ = 18 с) = 949 С мало відрізняються від початкових температур tкерамIII(τ = 0) = tстальIII(τ = 0) = 960 С (варіант III), і питомі теплові потоки не змінюються протягом циклу τциклIII = 18 с (крива 6 на рис. 3, в, варіант III). Мінімальна темпе- ратура прогріву нерухомого шару за час циклу τциклIII = 18 с зі швидкістю 1900 С/хв становить tp,minIII = 670 С. У варіантах II та III час циклу однаковий, але різні частки смоли на виході з циклу (рис. 4). Видно, що у варіанті II частка смоли становить γtar,maxII = 1 % (крива 3 на рис. 4, б), тоді як у варіанті III ця частка набагато бі- льша – γtar,maxIII = 8 % (крива 3 на рис. 4, a). Для усунення цього недоліку у варіанті III необхідно збільшити трива- лість циклу на 3 с (крива 4 на рис. 4, a). Це дає змогу дещо підвищити температури металу перед другим ци- клом: tстальIII(r = 115 мм, τ = 21 с) = 959 С та tстальIII(r = 85 мм, τ = 21 с) = 955 С. Варіант IV відрізняється від варіанта III невеликим змен- шенням питомих теплових потоків q(r = 83 мм) = 70 кДж/(с·м2); q(r = 117 мм) = 60 кДж/(с·м2) за незмінних початкових температур керамічної ізоляції та металу – 960 С. Час прогрівання частинок тріски тополі в нерухо- мому шарі зі швидкістю 1866,6 С/хв до мінімальної те- мператури tp,minIV = 660 С становить τциклIV = 18 с (крива 6 на рис. 3, г, варіант IV). На відміну від варіанта III, де γtar,maxIII = 8 %, у варіанті IV після закінчення циклу частка смоли дещо збільшується і становить γtar,maxIV = 11,6 % (порівняти криву 3 на рис. 4, a та криву 6 на рис. 5, a). Для зменшення значення γtar,maxIV необхідно збільшити час циклу τциклIV на 3 с (крива 7 на рис. 5, a). Згідно з рис. 3, г у варіанті IV спостерігається зменшення темпе- ратур керамічної ізоляції – tкерамIV(r = 117 мм, τ = 18 с) = 951 С та tкерамIV(r = 83 мм, τ = 18 с) = 949 С і металу – tстальIV(r = 115 мм, τ = 18 с) = 946 С, tстальIV(r = 85 мм, τ = 18 с) = 943 С, tстальIV(r = 90 мм, τ = 18 с) = 924 С та tстальIV(r 416 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика = 110 мм, τ = 18 с) = 934 С у порівнянні з початковими температурами: tкерамIV(τ = 0) = tстальIV(τ = 0) = 960 С. На рис. 3, г (крива 6) видно, що температура внутрішньої поверхні огороджувальної труби 1 впала на 26 С, а зов- нішньої поверхні труби 3 – на 36 С. Таке просідання те- мператури на поверхнях нерухомого шару в першому циклі піролізу буде негативно відзначатися на послідовних циклах піролізу. Для підвищення темпера- тури на вході в шар перед другим циклом достатньо пі- сля основного часу піролізу τциклIV = 21 с прогрівати пове- рхні нагріву піролізера протягом 3 с. Тоді вказані перепади температур зменшаються з 36 до 16 С і з 26 до 12 С (порівняти криві 6 і 9 на рис. 3, г). Рис. 4. Розподіл за перерізом нерухомого шару піролізера частки смоли γtar та активної частини тріски тополі γbiomas залежно від часу, с: 1 – 12; 2 – 15; 3 – 18; 4 – 21; a – варіант III; б – варіант II; в, г – варіант I Рис. 5. Розподіл за перерізом нерухомого шару піролізера активної частини тріски тополі γbiomas (б) та масових часток продуктів термолізу: смоли γtar (a), змішаного піролізного газу γgaz (в) та char γchar (г) залежно і від часу, с (варіант IV): 1 – 3; 2 – 6; 3 – 9; 4 – 12; 5 – 15; 6 – 18; 7 – 21 417 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика Рис. 6. Розподіл за перерізом нерухомого шару піролі- зера частки смоли γtar залежності від часу, с (варіант V):1 – 12; 2 – 15; 3 – 18; 4 – 24 Варіант V, наведений на рис. 3, е, конструктивно відрізня- ється від варіанта IV тим, що як ізоляційний матеріал ви- користовується izoplan з дуже низьким коефіцієнтом теп- лопровідності λizoplV = 0,14·10-3 кДж/(с·м·K), що суттєво впливає на розподіл температур металу труб, керамічної ізоляції та частинок тріски тополі за перерізом нерухо- мого шару та на крекінг перетворення смоли на легкий газ: 1) падіння температур металу відносно початкової те- мператури 960 С за період часу 21 с становить: металу в точках r = 85, r = 90, r = 110 та r = 115 мм: 80, 85, 75 та 67 С, відповідно (крива 7 на рис. 3, д); спостерігається деяке підвищення температури керамічної ізоляції в точках r = 83 та r = 117 мм на: 12 та 9 С, відповідно; 2) падіння тем- ператур металу за період τ = 24 с у варіанті IV набагато менші, ніж у варіанті V: у точці r = 90 мм – в 5,3 раза, у то- чці r = 110 мм – в 6,25 раза (порівняти криві 9 на рис. 3, г та рис. 3, д); 3) падіння температур металу у варіанті I на 10–20 % менше, ніжу варіанті IV: у точці r = 90 мм –в 1,12 раза, у точці r = 110 мм – в 1,2 раза (порівняти криві 7 на рис. 3, a та рис. 3, д); 4) профіль функції γtarV(r, τ) нагадує профіль залежності γtarI(r, τ) (порівняти криві 3 на рис. 4, в та рис. 6). На вузькій ділянці 0,0969 < r < 0,1036 м функція γtarV(r, τ) досягає максимальних значень – 60 %, які мало відрізняються від максимальних значень залежності γtar,maxI(r = 0,0988 м) = γtar,maxI(r = 0,1014 м) = 57,3 % (порів- няти криві 3 на рис. 4, в та рис. 6); 5) максимальні зна- чення функції γtarV(r, τ) у 4,9 раза більше, ніж у варіанті IV (порівняти криву 6 на рис. 5, a та криву 3 нарис. 6), та у 60 разів більше, ніж у варіанті II (порівняти криві 3 на рис. 4, б та нарис. 6); 6) час прогріву частинок тріски то- полі в нерухомому шарі зі швидкістю 1897 С/хв до міні- мальної температури tp,minV = 764 С становить τциклV = 21 с (крива 7 на рис. 3, д). Нагадаємо, що модель процесу терморозпаду [29] скла- дається з трьох паралельних первинних реакцій розкла- дання активної частки, яка виділилась з частинки біо- маси, на первинний піролізний газ, char та смолу, і двох вторинних реакцій − перетворення смоли на легкий (вторинний) газ і char за рахунок крекінгу. Процес тер- морозпаду для варіанта IV проілюстровано на рис. 5. На ньому видно, що з плином часу 0 < τ <21 c процес тер- молізу біомаси зміщується від зовнішньої та внутріш- ньої поверхонь нагріву піролізера (криві 1) вглиб неру- хомого шару (криві 5), займаючи при цьому малий об’єм нерухомого шару, розташованій у центральній ча- стині піролізера. В проміжок часу 15–18 c активна час- тка біомаси, що знадиться у частинках біомаси на діля- нці 0,0970 < r < 0,1029 м (крива 5 на рис. 5, б), в повному обсязі покидає тверду фазу та повністю розкладається під впливом первинних реакцій терммолізу (крива 6 на рис. 5, б), і тільки залишається частка смоли на ділянці 0,0974 < r < 0,1026 м (крива 6 на рис. 5, a). Тому протя- гом часу 18 < τ < 21 с, вихід піролізних газів відбувається тільки за рахунок крекінг процесу (первинного газу не- має), тобто вторинних реакцій, внаслідок чого у центра- льній частині піролізера смола перетворюється на лег- кий газ (крива 6 на рис. 5, в) та char (крива 6 на рис. 5, г). Висновки 1. Запропоновано оригінальний спосіб виробництва з тріски тополі в одній установці двох різних за скла- дом і калорійністю синтетичних газів: середньокало- рійного та низькока-лорійного. Середньокалорійний газ отримують завдяки процесу піролізу тріски то- полі в тонкому фіксованому шарі товщиною 20 мм під впливом двох зовнішніх джерел теплової енергії шляхом електронагрівання внутрішньої та зовніш- ньої поверхонь нагріву піролізера. 2. Розглядається п’ять різних режимів піролізу біомаси: – у першому режимі теплові потоки, що падають на по- верхні керамічної ізоляції, дорівнюють нулю, тому процес піролізу відбувається за рахунок тепла, що аку- мулюється в металі труб та керамічної ізоляції, попе- редньо нагрітих до температури 950 С. Показано що, тривалість циклу піролізу становить 21 с, а швидкість прогрівання нерухомого шару дорівнює 1886 С/хв. Температура металу на вході в шар у точці r = 90 мм у першому циклі падає на 76 С і дорівнює 874 С. У на- ступних циклах падіння температур керамічної ізоля- ції, металу та частинок тріски тополі по поперечному перерізу піролізера триватиме, внаслідок чого час ци- клу та кількість смоли зростатимуть, а якість газу погі- ршуватиметься. Тому після кожного циклу треба підій- мати температуру металу на вході в шар з 874 до 950 С догріванням поверхонь нагріву за рахунок під- ведення зовнішнього тепла; – впродовж 18 c ділянки, розташовані в центральній ча- стині піролізера, де залишаються частка смоли та ак- тивна частка біомаси, що знаходиться в частинках, си- льно звужуються і досягають розмірів: 0,0966 < r < 0,1053 м та 0,0982 < r < 0,1025 м, відповідно. На цих ділянках функція γtarI(r, τ) в температурному діапазоні Δtp = 760–787 С має два однакові максимуми: γtar,maxI(r = 0,0988 м) = γtar,maxI(r = 0,1014 м) = 57,3 %, а залежність γbiomasI(r, τ) має максимум γbiomasI(r = 0,1 м, τ = 18 с) = 51,8 %. На ділянках 0,0966 < r < 0,0982 м та 0,1025 < r < 0,1053 м активної частини біомаси немає, тому 418 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика виробництво піролізного газу складається тільки з лег- кого (вторинного) газу. У часовому інтервалі 18 < τ < 21 с вся смола, що розташована на ділянці 0,0966 < r < 0,1053 м, перетворюється на легкий газ завдяки крекі- нгу; – у другому режимі завдяки високим питомим тепло- вим потокам 150 кДж/(с·м2) тривалість циклу піролізу скорочується до 18 с, температури металу та кераміч- ної ізоляції зростають впродовж циклу більш них до 1000 С. Для утримання їх на рівні 1000 С питомий те- пловий потік зменшується протягом циклу з 150 до 72 кДж/(с·м2), що нагадує осциляційний піроліз [29]. На виході з циклу частка смоли мала і становить γtar,maxII = 1 %; – у третьому режимі питомі теплові потоки, що падають на зовнішню та внутрішню поверхні піролізера, стано- влять 70 та 80 кДж/(с·м2), відповідно, і не змінюються протягом циклу. Мінімальна температура прогрівання нерухомого шару за час циклу18 с зі швидкістю 1900 С/хв – 670 С. На виході з циклу спостерігається падіння температури металу на вході в нерухомий шар у точках r = 90 мм та r = 110 мм: з 960 до 935 С та з 960 до 942 С, відповідно, а частка смоли значно менше, ніж у варіанті I і дорівнює γtar,maxIII = 8%. Для по- вного перетворення смоли на легкий газ потрібно збі- льшити тривалість циклу з 18 до 21 с. Це приводить до зменшення падіння температури металу на вході в не- рухомий шар у точках r = 90 мм та r = 110 мм перед другим циклом: з 25 до 16 С та з 18 до 11 С, відпо- відно. Температури металу зовнішньої поверхні ого- роджувальної труби tстальIII(r = 115 мм, τ = 21 с) = 959 С та внутрішньої поверхні внутрішньої труби tстальIII(r = 85 мм, τ = 21 с) = 955 С мало відрізняються від почат- кової температури 960 С. Ці невеликі падіння темпе- ратур легко можуть бути усунені за рахунок зовнішніх джерел теплової енергії; – у четвертому режимі піролізу питомі теплові потоки на зовнішню та внутрішню поверхні нагріву становлять 60 і 70 кДж/(с·м2) і не змінюються протягом циклу. Час прогрівання частинок тріски тополі до мінімальної те- мператури 660 С – 18 с, а швидкість прогрівання шару досягає 1866,6 С/хв, що є ознакою швидкого піролізу. Падіння температури металу на вході в нерухомий шар протягом 18 с у точках r = 90 мм та r = 110 мм ста- новить 26 та 36 С, відповідно, а частка смоли в порів- нянні з варіантом II збільшується в 11,6 раза. Для під- вищення температури металу на вході в шар перед другим циклом достатньо після першого циклу піро- лізу 21 с прогрівати поверхні нагріву піролізера протя- гом 3 с. Тоді вказані перепади температур металу сут- тєво зменшаються: з 36 до 16 С і з 26 до 12 С. Впродовж 18 c відбувається суттєве скорочення діля- нки 0,0974 < r< 0,1026 м (Δr = 5,2 мм), де залишається частка смоли, а активна частина біомаси зникає, вна- слідок чого вихід піролізних газів в інтервалі 18 < τ < 21 c відбувається тільки за рахунок крекінгу, тобто вторинних реакцій перетворення смоли на легкий газ та char; – у п’ятому режимі піролізу питомі теплові потоки ті самі, що в четвертому. Варіант V конструктивно відрі- зняється від варіанта IV тим, що як ізоляційний мате- ріал використовується izoplan з дуже низьким коефі- цієнтом теплопровідності λizoplV = 0,14·10-3 кДж/(с·м·K). Падіння температури металу у точках r = 90 мм та r = 110 мм за період часу 21 с становить 85 та 75 С, від- повідно. Це в 5,3 раза перевищує падіння темпера- тури металу в точці r = 90 мм та в 6,25 раза – у точці r = 110 мм у порівнянні з варіантом IV, а профіль функції γtarV(r, τ) нагадує профіль залежності γtarI(r, τ). Падіння температури металу на вході в шар при τ = 21 с у варі- анті I: ΔtстальI(r = 90 мм) = 76 С та ΔtстальI(r = 110 мм) = 64 С, менші, ніж у варіанті V: ΔtстальV(r = 90 мм) = 85 С та ΔtстальV(r = 110 мм) = 75 С. На вузькій ділянці 0,0969 < r < 0,1036 м функція γtarV(r, τ) у момент часу 18 с до- сягає двох однакових максимальних значень – 60 %, які мало відрізняються від значень, наведених у варі- анті I, – 57,3 %. Максимальні значення функції γtarV(r, τ) у варіанті V в 4,94 раза більші, ніж у варіанті IV (за од- накових теплових потоків) та у 60 разів більші, ніж у варіанті II. ПОСИЛАННЯ 1. Sinag A., Kruse A., Schwarzkopf V. Formation and degradation pathways of intermediate products formed during the hydropyrolysis of glucose as a model substance for wet biomass in a tubular reactor // Eng. Life Sci. 2003. Vol. 3. Pp. 469–473. 2. Kabyemela B., Adschiri T., Arai K. Degradationkineticsofdihydroxyacetoneandglyceralde hydeinsubcriticalandsupercriticalwater.Ind. Eng. Chem. Res. 1997. Vol. 36. Pp. 2025–2030. 3. Kruse A., Gawlik A. Biomassconversioninwaterat 330- 410 DegCand 30-50 MPa. IdentificationofKeyCompoundsforIndicatingDifferentC hemicalReactionPathways.Ind. Eng. Chem. Res. 2003. Vol. 42. Pp. 267–279. 4. Heidenreich. S., Foscolo P. Newconceptsinbiomassgasification.ProgressinEnergya ndCombustionScience. 2015. Vol. 46. Pp. 72–95. 5. OfficialwebsiteLiPROEnergyGmbH&Co. KG. www.lipro- energy.de. 6. Chembukulam S.K., Dandge. A.S., Kovilur N.L. etal. SmokelessFuelfromCarbonizedSawdust.Ind. Eng. Chem. Prod. Res. Dev. 1981. Vol. 20. Pp. 714–719. 7. Suna Q., Yua S., Wangb F., Wang J. Decompositionandgasificationofpyrolysisvolatilesfrom pinewoodthroughabedofhotchar.Fuel. 2011. Vol. 90. Pp. 1041–1048. 8. Батенин В.М. Термическиеметодыпереработкидре- весины и торфа в энергетическихцелях.Теплоэнер- гетика. 2010. № 11. С. 36–42. http://www.lipro-energy.de/ http://www.lipro-energy.de/ 419 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика 9. Батенин В.М., Зайченко В.М., Косов В.Ф., Синельщи- ков В.А. Пиролитическаяконверсиябиомассы в газо- образноетопливо.ДокладыАкадемии наук. 2012. Т. 446. № 2. С. 179–182. 10. Chopra, S. A ReviewofFixedBedGasificationSystemsforBiomass / S. Chopraand A. Jain.AgriculturalEngineeringInternational: the CIGR Ejournal. InvitedOverview. 2007. № 5.Vol. IX. 23 p. 11. Lv, P.M. Anexperimentalstudyonbiomassair– steamgasificationin a fluidizedbed / P. M. Lv, Z. H. Xiong, J. Chang, C. Z. Wu, Y. Chen, J. X. Zhu.Bioresour. Technol. 2004.Vol. 95. P. 95–101. 12. Li, X.T. Biomassgasificationin a circulatingfluidizedbed / X. T. Li, R. Grace, C. J. Lim, A. P. Watkinson, H. P. Chen, J. R. Kim.BiomassBioenergy. 2004.Vol. 26. P. 171–193. 13. Sadaka, S. PyrolysisandBio-Oil, AgricultureandNaturalResources [Электронный ре- сурс] S. Sadaka, A.A. Boateng.Fayetteville, AK, USA.UniversityofArkansas. Режим доступа: http://www.uaex.edu/Other_Areas/publications/PDF/ FSA-1052.pdf. 14. Wagenaar, B.M. RotatingConeBio- oilProductionandApplications. InProgressinThermochemicalBiomassConversion / B. M. Wagenaar, R. H. Venderbosch, J. Carrasco, R. Strenziok, B. J. VanderAa; Ed. by A. V. Bridgewater.BlackwellScience: Oxford, UK,2001. P. 1268–1280. 15. Jones, S.B. ProductionofGasolineandDieselfromBiomassviaFastPyr olysis, HydrotreatingandHydrocracking: A DesignCase / S. B. Jones, J. E. Holladay, C. Valkenburg, D. J. Stevens, C. W. Walton, C. Kinchin, D. C. Elliott, S. Czernik. U.S. DepartmentofEnergy: Springfield, VA, USA, 2009. 76 p. 16. TheResearchProgressofBiomassPyrolysisProcesses [Электронный ре- сурс].NationalResourceManagementEnvironmentDepa rtment. Режим доступа: www.fao.org/docrep. 17. Mohan, D. Pyrolysisofwood/biomassforbio-oil: A criticalreview / D. Mohan, C. U. Pittman, P. H. Steele.EnergyFuels. 2006.Vol. 20. P. 848–889. 18. Bramer, E.A. CleanLiquidFuelthroughFlashPyrolysis. InTheDevelopmentofthePyRosProcess: AFTUR FinalReport / E. A Bramer, M .R. Holthuis.Enschede, TheNetherlands. UniversityofTwente, 2005. 19. Tang, L. Plasmapyrolysisofbiomassforproductionofsyngasandca rbonadsorbent / L. Tang, H. Huang.EnergyFuels. 2005.Vol. 19. P. 1174–1178. 20. Fernández, Y. Influenceoffeedcharacteristicsonthemicrowave- assistedpyrolysisusedtoproducesyngasfrombiomasswa stes / Y. Fernández, J. A. Menéndez. J. Anal. Appl. Pyrolysis. 2011.Vol. 91. P. 316–322. 21. Boutin, O. Flashpyrolysisofcellulosepelletssubmittedto a concentratedradiation: experimentsandmodeling / O. Boutin, M. Ferrer, J. Lede.Chem. Eng. Sci. 2002. Vol. 57. P. 15–25. 22. Roy, C. Developmentof a NovelVacuumPyrolysisReactorwithImprovedHeatTrans ferPotential. InDevelopmentsinThermochemicalBiomassConversion / C. Roy, D. Blanchette, L. Korving, J. Yang, B. DeCaumia; Eds.: Bridgewater, A.V., Boocock, D.G.B. London, UK.BlackieAcademicand Professional, 1997. P. 351–367. 23. Zhovtyansky V.A., Dudnyk O.M., Petrov S.V., Verbovsky V. S., Rubets D., Yakymovych M. V. Plasmasteamintensificationofthehydrogenyieldinthepr ocessofwoodairgasification. HighTemperatureMaterialProcesses: AnInternationalQuarterlyofHigh- TechnologyPlasmaProcesses. 2013. Vol. 17.No.1. P. 25–35. DOI: 10.1615/HighTempMatProc.2014012582. 24. Dudnyk O.M., Sokolovska I.S. ConversionofUkrainianlowgradesolidfuelswith CO2 capture. Proc. 27th AnnualInternationalPittsburghCoalConference2010 (PCC 2010), Istanbul, Turkey, Oct. 11–14, 2010. Vol. 2. P. 1012–1033. https:// www.researchgate.net/publication/341671478_CONV ERSION_OF_UKRAINIAN_LOW_GRADE_SOLID _FUELS_WITH_CO2_CAPTURE. 25. Жовтянський В.А., Дудник О.М., Остапчук М В.,Соко- ловська І. С. Конверсія вуглецевмісної сировини з використанням плазмових технологій.Экотехнології и ресурсозбереження. 2023. № 4. С. 90−112. 26. Магльований Є.В., Невчас Д.М., П’яних К. Є.Переро- бка рідких високоенергетичних продуктів з вироб- ництвом газових сумішей заданого складу.Экотех- нології и ресурсозбереження. 2023. № 4. С. 113−123. 27. Нікітін Є.Є., Дутка О.В., П’яних К. Є., П’яних К. К. Де- карбонізація системцентралізованого теплопоста- чання. Планування для великого міста.Экотехнології и ресурсозбереження. 2025. № 4. С. 5−25. 28. Рохман Б. Б., Кобзар С. Г. Конструктивні особливості дослідної установки та числові дослідження про- цесу термохімічної переробки біомаси. Ч. 2. Аналіз процесу піролізу в апараті з фіксованим шаром. Від- новлювана енергетика. 2024. № 3. С. 153−165. 29. Рохман Б.Б., Кобзар С.Г. Дослідження кінетики про- цесу піролізу біомаси у фіксованому шарі. 1. Моде- лювання та числовий аналіз термічного розкла- дання лігніну. Енерготехнології та ресурсозбереження. 2024. № 1. С. 84−94. 420 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика УДК 621.311.61 https://doi.org/10.36296/1819-8058.2026.2(85).409-430 THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS Received Apr. 20, 2026; accepted Jun. 26, 2026 Available online June. 30, 2026 Rokhman B. B.1, Kobzar S. G.2, Chetveryk H. О.3 Author for correspondence: Chetveryk Hennadii, e-mail: biomassa@ukr.net Abstract. An original method is proposed for producing two syn- thetic gases – one of medium calorific value and one of low calo- rific value – from poplar wood chips in a single unit. The medium- calorific gas is obtained through the pyrolysis of biomass in a thin fixed bed 20 mm thick, under the influence of two external heat sources. The 225-mm-high pyrolyzer is located between a 230×5- mm-diameter outer tube and a 180×5-mm-diameter inner tube, the surfaces of which are covered with 2-mm-thick ceramic insu- lation. After heating the pyrolyzer surfaces to a temperature of 950–960 °C, dried poplar chips are fed into the outer tube, and specific heat fluxes of 0–150 kJ/(s∙m²) are applied to the ceramic insulation surfaces of the outer and inner tubes. Part of the poplar chip fractions penetrates the thin annular intertube space, while the remainder forms a particle bed (clusters) at the pyrolyzer inlet. A rotating agitator made of flexible metal rods is used to break up the clusters, allowing a thin, fixed layer to form. Various modes of poplar chip pyrolysis were considered: 1) external heat fluxes are zero, and the pyrolysis process occurs due to heat accumulated in the metal and ceramics, preheated to a temperature of 950 °C. The time required to heat the bed to a minimum particle temperature of 760 °C is 21 s; 2) the heat flux to the insulation of the outer tube is 80 kJ/(s∙m²), and to the insulation of the inner tube is 70 kJ/(s∙m²). The minimum heating temperature of biomass particles during the 18-second cycle is 670 °C, and the heating rate of the bed reaches 1,900 °C/min, which is an indicator of rapid pyrolysis. After the cycle, the release of volatile substances ceases, and a 8% tar fraction remains, which is converted into a light gas within 3 seconds through a cracking process; that is, the pyrolysis gas consists solely of secondary gas. Keywords: fixed bed, biomass, thermal conductivity, pyrolysis, steam-air gasification, heat transfer, gas, temperature. Symbols A, C, H, N, O, S, V, and W – mass fractions of ash, carbon, hydrogen, nitrogen, oxygen, sulfur, volatile matter, and moisture in solid fuel Din – inner pipe diameter, mm De – outer pipe diameter, mm H – height, m q – heat flux incident on the insulation surface, kJ/(s·m²) r – radial coordinate, m t – temperature, °C γgaz, γtar and γchar – mass fractions of poplar chip pyrolysis products (of the total maximum release of thermal decom- position products) of gas, tar, and char γbiomas – active fraction of poplar chips (of the total maxi- mum release of thermal decomposition products) δ – particle diameter, m ε – bed porosity λ – thermal conductivity coefficient, kJ/(s·m·K) ρ – density, kg/m³ τ – time, s ∆ – insulation ∆r – gap, m Indices: bed – bed biomas – biomass char – carbon residue d – dry mass daf – dry ash-free mass gaz – gas izopl – izoplan insulation max – maximum min – minimum p – particle r – working 1 Doctor of Tech. Sciences https://orcid.org/0000-0002-1270-6102 2 Candidate of Tech. Sciences https://orcid.org/0000-0002-8615-4400 3 Candidate of Tech. Sciences https://orcid.org/0000-0001-9398-1968 1, 3 The Gaz Institute of NAS of Ukraine, Kyiv, Ukraine 2, 3 Institute of Engineering Thermophysics of NAS of Ukraine, Kyiv, Ukraine 3 Institute of Renewable Energy of NAS of Ukraine 421 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика tar – tar ceram – ceramics steel – steel cycle − cycle 0 – initial parameter value I–V – calculation variants Background. A common drawback of systems using inter- nal combustion engines is the high purity requirements for the generator gas; during prolonged engine operation, the permissible tar content must not exceed 10–100 mg/Nm³ [1–3]. Medium-calorific-value synthesis gas is obtained by pyrolysis of biomass, while low-calorific-value gas is pro- duced by gasification of its coke-ash residue. To produce two synthetic gases with different compositions and calo- rific values and low tar content in a single reactor, it is nec- essary to use a two-stage thermochemical processing of bi- omass, combining pyrolysis with subsequent gasification of the coke-ash residue. Recent developments in gas genera- tors of this type include the “Viking,” “FLETGAS,” and “LT−CFB” [4]. The “LiPRO-Energy” cogeneration plant [5] uses a combination of a screw pyrolyzer and a direct-flow gas generator with steam-air blowing. The gas generator receives a steam-gas mixture of volatile pyrolysis products and the coke residue of the feedstock—wood chips 30–50 mm in size, with a relative humidity of no more than 15%. The heat of combustion of the resulting gas is 5.6 MJ/Nm³, and the nitrogen content is 44%. The electrical power of the unit is 30 or 50 kW (400 V, 50 Hz), and the thermal power is 70 or 110 kW at a biomass feed rate of 30 or 50 kg/h. The method involving a combination of pyrolysis and subse- quent cracking of volatile products in a high-temperature bed of semi-coke or charcoal was first described in [6]. The effect of high-temperature cracking on the volume and composition of gases produced during the processing of wood sawdust was investigated. It was shown that at a temperature of 950 °C, complete decomposition of tars and pyrogenic moisture occurs. In [7], the influence of catalytic and thermal effects during the cracking of biomass pyroly- sis products in a vacuum and in a bed of charcoal at tem- peratures of 500–700 °C was studied. Data on changes in the composition of condensed and non-condensed prod- ucts were obtained. In [8, 9], the effect of temperature in the heterogeneous cracking zone of volatile products from the processing of wood biomass and peat on gas properties and process efficiency was demonstrated. Currently, the following main types of pyrolysis reactors are known: fixed-bed pyrolysis [10], pyrolysis in a fluidized bed [11] or circulating bed [12], a rotating disc reactor (biomass is pressed against a hot rotating disc) [13], and a conical re- actor (a mixture of biomass and hot sand is contained in a rotating cone, and the removal of reacted material occurs due to centrifugal forces) [14], an ablative reactor (biomass is mechanically pressed against a hot wall) [15], a vortex ab- lative reactor (particles from a swirling flow strike the hot walls of the reactor) [16], a screw reactor (a heated cylin- drical retort with a screw) [17], “PyRos” (a cyclone contain- ing an integrated hot gas filter into which a mixture of bio- mass and hot sand enters) [18], plasma reactor (a cylindrical quartz gas discharge tube into which biomass is fed, with products removed by a vacuum pump) [19], a microwave reactor (energy input via the interaction of mi- crowave radiation with biomass molecules and atoms) [20], a solar reactor (a parabolic solar concentrator with a quartz tube reactor at its focal point) [21], a vacuum reactor (heated by a burner or via induction heating in a vacuum) [22]. An alternative to simple pyrolysis is two-stage pyro- lytic conversion, which combines pyrolysis with the subse- quent conversion of condensed volatile products into gas. The cracking of vapors of high-molecular-weight sub- stances, which are liquids under normal conditions, is usu- ally carried out at high temperatures in special inert-mate- rial nozzles, or in a bed of catalyst or coke residue from the feedstock. Depending on the process parameters and the specific implementation scheme, two-stage processing en- ables efficient production of relatively clean, low- or me- dium-calorific gas. The main advantage of the hardware separation of pyrolysis and subsequent gasification pro- cesses compared to conventional reverse-flow gasifiers is the low tar content in the gas (10–15 mg/m³). In [23], a steam plasma torch was used for the reforming of gasification products from a small-scale industrial gasifier with a downflow gas stream, enabling a significant increase in the hydrogen yield from the system. At a plasma torch power of 1.1–1.4 kW, the hydrogen yield from the fuel gas obtained after steam reforming increased by a factor of 1.5–2.1 compared to air gasification. At a fuel cell testing facility [24] using solid fuel, gas with a hydrogen content of 94.7–97.0% (vol.) was obtained through the catalytic conversion of CO via the water-slip re- action, as well as high- and low-temperature CO2 capture. Reference [25] describes a plasma steam-air reverse gasifi- cation plant in which a plasma jet is fed into the pyrolysis zone, thereby also influencing the steam reforming pro- cesses of the volatile components of the organic feedstock. A series of experimental results were obtained, in particu- lar: a) gas was produced with an Н2/СО ratio of 1.4–1.5 mol/mol, a lower heating value of 2.7–3.0 MJ/Nm3, and a chemical gasification efficiency of 29.6–31.5%; b) The use of separate conversion of solid organic waste made it pos- sible to increase the chemical efficiency of gasification to 27.7–39.1% when using wood pellets or pellets made from agricultural and industrial waste and to 44.1–55.4% when using rubber crumbs from worn tires; c) It was shown that the hydrogen yield in the resulting gas was influenced by the degree of steam utilization, the conversion rate of solid organic waste, and its composition. Reference [26] examines the potential for implementing a technology for the thermal decomposition of liquid carbon- containing substances of various origins – such as waste components – to produce gaseous products of a specified composition for subsequent use in the chemical industry and as a substitute for natural gas. Among the most prom- ising methods for accomplishing this task is the thermal 422 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика decomposition of hydrocarbons with process stabilization achieved by introducing a high-temperature plasma dis- charge source into the system. To carry out the work, an experimental unit was created for the gasification of liquid hydrocarbon wastes and fuels with a high content of pollu- tants. Studies on the reforming of liquid fuels were con- ducted, which showed: 1) the heat of combustion of gener- ator gas produced from sunflower oil is 8.89 MJ/Nm³, and that produced from liquid furnace fuel is 13.75 MJ/Nm³; 2) the efficiency of the gasification process is 80–84%; 3) the efficiency of thermal energy production via the preliminary gasification of liquid fuel does not exceed 72%. The decarbonization of disctrict heating systems (DHSs) is a pressing issue for countries with well-developed DHSs, which were built primarily in the last century and designed to use fossil fuels [27]. In these systems, it is necessary to simulta- neously address the challenges of reducing heat consump- tion, replacing outdated equipment, and substituting fossil fuels with renewable energy sources and waste energy re- sources. These challenges must be addressed while ensuring a stable supply of heat to consumers. Solving such a complex, multifaceted problem requires the development of a scien- tifically sound methodology. A methodology for decarboniz- ing large, outdated fossil-fuel-fired district heating systems for a model city is proposed, which can be applied to many cities in Ukraine and EU countries. This methodology in- cludes three main areas: 1) reducing heat consumption by improving the energy efficiency of heat consumers and heat networks; 2) replacing heat production from fossil fuel-fired sources with sources that utilize renewable energy sources and waste energy resources; 3) integrating heating net- works, which enables the production of “green” thermal en- ergy at specific heat sources that offer the best conditions for decarbonization, and the transmission of this energy to other energy sources that lack the potential or have poorer condi- tions for decarbonization. Reference [28] examines the process of rapid pyrolysis of bagasse in a densely packed bed using thermal energy from: a) two electric heaters located on the heating sur- faces of the outer and inner coaxial cylinders with diame- ters of 220 and 150 mm; b) an electric heater located on the surface of the outer cylinder and the combustion prod- ucts flowing over the inner surface of the inner cylinder. The heat fluxes are regulated during the cycle 0 < τ < 60 s by varying the current and voltage. It is quite difficult to reg- ulate the temperature of the combustion products within the narrow range 4 < τ < 60 s, where the temperature varies from 1716 to 1016.5 °C, due to the high inertia of the com- bustion process in the combustion chamber. Furthermore, at high combustion product temperatures of 1716 °C, the inner surface of the inner cylinder would need to be lined, which would lead to a significant reduction in the heat flux directed into the pyrolyzer. Such high combustion product temperatures are due to the very low heat transfer coeffi- cient from the flue gases to the pyrolyzer surface. Based on the above, it is concluded that in the high-temperature range of 1016.5–1716 °C over the cycle period, electric heating of the inner cylinder proves to be the best option. Description of the technology for the thermochemical processing of biomass. The plant for the rapid pyrolysis of biofuel and steam-air gasification of fixed carbon operates as follows (Fig. 1). Pyrolysis chamber 39 consists of two coaxial tubes made of AISI310 heat-resistant steel: an inner tube 17 and an outer tube 19 (Fig. 1, a, b). The outer surface of tube 19 and the inner surface of tube 17 are coated with ceramic insulation 9 and 18 based on aluminum nitride (or oxide) 2 mm thick- ness (Fig. 1, b). An electric heater 27 is installed on the outer surface of the ceramic insulation 9; it consists of ni- chrome wire wound in a spiral on the surface of the insula- tion 9. A second electric heater 26 is located inside the tube 17. Here, the nichrome wire is wound onto the ceramic sur- face of a cylindrical sleeve 43, which is selected so that the coil fits tightly against the inner surface of the ceramic in- sulation 18. To prevent interaction between the pyrolysis gas and the nichrome, a flange 38 is installed at the bottom of the tube 17. At the start of the unit’s ignition, fixed beds are formed in the gasifier 37 and in the fluidized bed chamber 31 from pre- formed coke-ash particles of biomass 36 and sand 23, then they are heated to temperatures of 600 °C and 950–1000 °C, respectively, by a high-temperature inert gas mixture sup- plied under the grates of the gasifier 29 and the fluidized bed chamber 29. Concurrently, the heating surfaces of the pyro- lyzer begin to be heated to a temperature of 960 °C using the heat from two electric heaters. After the surfaces of the py- rolysis chamber 39 have been heated, the rising biofuel is fed from the biomass hopper 6 into the outer tube 19 via the feeder 7. Part of the biomass fractions penetrates the thin annular intertube space, 20 mm thick, where the pyrolysis chamber 39 is located, while the remaining particles of the rising fuel form a pile of particles (clusters) at the entrance to the gap between tubes 17 and 19. The proposed technical solution for breaking up clusters uses a brush 8 made of flexible metal rods, mounted on a rotating shaft 1, and a metal pusher 42. The shaft is rotated by a belt drive 13, which consists of a round belt and two pulleys 3 and 4, one of which (pulley 4) is rigidly secured to shaft 1 by means of a cross-shaped bushing 15 welded to shaft 1. In the initial position, the brush 8 is located in the housing 14, and the shaft is in the uppermost position (Fig. 1, b). After the feedstock is loaded into the outer tube 19, shaft 1 is lowered (Fig. 1, a). Next, electric motor 2 is acti- vated; a pulley 3 is mounted on its shaft, which transmits torque to pulley 4, and, as a result, shaft 1 begins to rotate via belt drive 13, causing brush 8 to rotate, which breaks up the clusters and forms a thin stationary layer in pyrolysis chamber 39. Next, shaft 1 rises to the top and brush 8 en- ters housing 14 (Fig. 1, b). After the pyrolysis chamber 39 is heated to a temperature of 960 °C and a loose bed of bio- fuel particles with a temperature of 100 °C and a thickness of 20 mm is formed within it, constant specific heat fluxes of 70,000 and 60,000 W/m² are supplied from the two elec- tric heaters 26 and 27 to the inner surface of the ceramic insulation 18 and the outer surface of the ceramic insula- tion 9, respectively. 423 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика Fig. 1. Plant of a two-stage thermochemical biomass processing: a – rapid pyrolysis of biofuel in a 20-mm-thick fixed bed and steam-air gasification of fixed carbon; b – layout diagram of a vertical tubular pusher during the feeding of biomass coke-ash particles after the pyrolysis process from the pyrolyzer chamber to the hopper: 1 – shaft; 2 – electric motor; 3, 4 – pulleys; 5 – bearing; 6 – hopper for dried biomass particles; 7 – feeder; 8 – metal brush (loosener); 9 – ceramic insu- lation based on aluminum nitride (or oxide) for the outer pipe; 10 – pipe for the flow of coke-ash biomass particles from the hopper to the gasifier; 11 – outlet pipe for raw, unpurified pyrolysis gas; 12 – belt direction; 13 – belt drive; 14 – case for the brush; 15 – cross-shaped sleeve; 16 – biomass particles; 17 – inner pipe; 18 – aluminum nitride (or oxide)-based ceramic insulation for the inner tube; 19 – outer tube; 20 – cyclone; 21 – high-temperature filter for capturing carbon soot; 22 – flue gas outlet pipe after the fluidized bed; 23 – sand particles; 24 – coil; 25 – pyrolysis gas outlet pipe; 26 – electric heater for the inner pipe; 27 – electric heater for the outer pipe; 28 – pipe for transporting high-temperature flue gases; 29 – grate; 30 – metal shell with sprayed refractory; 31 – fluidized bed chamber; 32 – steam-air mixture sup- ply pipe; 33 – generator gas outlet pipe; 34 – ash discharge pipe; 35 – funnel; 36 – biomass coke particles; 37 – gasifier; 38 – flange; 39 – pyrolysis chamber; 40 – biomass particle pipe; 41 – cover; 42 – pusher for biomass coke-ash particles; 43 – ceramic sleeve; 44 – damper Unpurified raw pyrolysis gas exits pyrolysis chamber 39 and flows through pipeline 11 into hot cyclone 20, where the pyrolysis gas is separated from fine biomass particles; it then enters high-temperature filter 21 to capture carbon soot. The purified pyrolysis gas, consisting of a non-conden- sable fraction (СО, Н2, СО2, CH4, C2H4, etc.) and a conden- sable fraction containing high-molecular-weight com- pounds such as С6Н6,2О0,2, flows to coil 24, installed in the fluidized bed chamber 31, where the reforming process takes place: high-molecular-weight compounds are broken down into light hydrocarbons (CH4, C2H4, etc.) due to con- vective-conductive and radiative heat exchange between the fluidized bed and the surface of the coil 24. After pass- ing through the coil, the pyrolysis gas 25 flows into the cool- ing system, where the temperature of the pyrolysis gas is reduced to 60 °C, followed by condensation of steam, that 424 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика increases the calorific value of the gas. The dry, medium- calorific, purified pyrolysis gas is fed into the gas holder. Combustion products at ~1000 °C are fed through pipe 28 beneath grate 29 in fluidized bed chamber 31. The flue gases heat the sand particles 23 and fluidize them. The coke-ash residue obtained after the pyrolysis of bio- mass particles enters hopper 35 through the opening of gate valve 44, then it proceeds to gasifier 37, where the coke 36 is converted into a steam-air mixture that enters the gasifier through pipe 32. Since the thickness of the py- rolysis chamber 39 is small, at only 20 mm, a metal pusher 42 is used to push the coke-ash biomass particles from the pyrolysis chamber into hopper 35; this pusher moves the coke-ash particles via the vertical reciprocating motion of the pipe. To regulate the bed height, ash is discharged through pipe 34. At the outlet of the gasifier 37, we obtain raw low-calorific generator gas with a calorific value of 5600–6000 kJ/Nm3 (5600 kJ/Nm3 for birch), which con- tains virtually no tars. The generator gas is sequentially directed into the hot cleaning and cooling systems, and then fed into the combustion chamber of a piston engine installed at the mini-CHP plant. A portion of the low-cost electricity generated at the mini-CHP plant is used to power two electric heaters located on the surfaces of the pyrolyzer. Fig. 2. Plant for rapid pyrolysis of poplar wood chips: 1 – outer tube; 2, 4 – ceramic insulation based on aluminum nitride (or oxide); 3 – inner tube; 5 – dried poplar wood chips; 6 – slide gate; 7 – pyrolyzer; 8 – external electric heater; 9 – inter- nal electric heater Problem Statement The initial conditions for the rapid pyrolysis of poplar wood chips in a fixed bed for variants I–V can be represented as follows (Fig. 2): bed height – Hbed = 225 mm, equivalent particle diameter – δ0 = 7 mm, bed porosity – ε = 0.42, par- ticle density – ρp0 = 400 kg/m3 and their temperature – tp0 = 100 °C, inner tube diameter – Din = 180×5 mm and outer tube diameter – De = 230×5 mm, the surfaces of which are covered with ceramic insulation – Δ = 2 mm, bed mass – 0.577 kg, mass of volatile substances in the bed – 0.476 kg, mass of coke-ash residue – 0.1 kg, mass fraction of fixed carbon (relative to the working mass) – 14.88%, volatile carbon – 27.12%. Composition of light gas (in mass frac- tions): CO = 0.464, CO2 = 0.101, H2 = 0.01, H2O = 0.23, C6H6.2O0.2 = 0.058, and C1.16H4 = 0.137. External specific heat fluxes q and the temperatures of the metal tsteel and the insulation tceram (or tizopl) for the variant I – q(r = 83 mm) = q(r = 117 mm) = 0, tceram = tsteel = 950 С; II – q(r = 83 mm) = q(r = 117 mm) = 150 kJ/(s·m2), tceram = tsteel = 950 С; III – q(r = 83 mm) = 80 kJ/(s·m2), q(r = 117 mm) = 70 kJ/(s·m2), tceram = tsteel = 960 С; IV – q(r = 83 mm) = 70 kJ/(s·m2); q(r = 117 mm) = 60 kJ/(s·m2), tceram = tsteel = 960 С; V – q(r = 83 mm) = 70 kJ/(s·m2); q(r = 117 mm) = 60 kJ/(s·m2), tizopl = tsteel = 960 С. In variants I–IV, ceramic in- sulation is used on the surfaces of the pyrolyzer, with a thermal conductivity coefficient λceram = 25·10-3 kJ/(s·m·K) and a density ρceram = 3,800 kg/m3, while in variant V, izoplan insulation is used with λizopl = 0.14·10-3 kJ/(s·m·K) and a density of ρizopl = 920 kg/m3. In variants I–V, 20Х23Н18 steel (AISI310) is used, with a thermal conduc- tivity coefficient λsteel = 0.02 kJ/(s·m·K) and a density ρsteel = 7,800 kg/m3. Table. Elemental composition of biomasses Biomass type Cr % Hr % Nr % Or % Sr % Vdaf % Ar % Wr % Poplar wood chips 42 5.11 0.656 39.73 0.01 83 0.5 12 425 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика Analysis of the results of the pyrolysis process calculation. Let us analyze the dynamics of the poplar wood chip pyrol- ysis driven by the thermal energy of two electric heaters located on the surfaces of the ceramic insulation of the outer 1 and inner 3 tubes (Fig. 2). Let us consider the pop- lar chip pyrolysis regime when the external heat fluxes in- cident on the outer 2 and inner 4 surfaces of the ceramic insulators are zero: q(r = 83 mm) = q(r = 117 mm) = 0 (Fig. 2, Fig. 3, a). The pyrolysis of poplar chip particles 5 in the fixed bed 7 occurs due to heat accumulated in the metal of pipes 1, 3 and ceramic insulators 2, 4, preheated to a tem- perature of 950 °C. Fig. 3, a shows that the heating time in the fixed bed of poplar chip particles with an equivalent di- ameter δ0 = 7 mm and a density ρp0 = 400 kg/m3 at a rate of 1,886 °C/min to the minimum temperature tp,minI = 760 °C is τcycleI = 21 s (curve 7 in Fig. 3, a, variant I). The temperature of the ceramic insulation decreases by 69 °C during a cycle of τcycleI = 21 с (ΔtceramI = tceramI(r = 83 mm, τ = 0) –tceramI(r = 83 mm, τ = 21 с) = 950 – 881 = 69 С), and the temperature of the metal at points r = 90 mm and r = 110 mm (see Fig. 2) decrease by 76 and 64 °C, respectively, and the temperatures at these points are: tsteelI(r = 90 mm, τ = 21 s) = 874 С and tsteelI(r = 110 mm, τ = 21 с) = 886 С (curve 7 in Fig. 3, a). If pyrolysis cycles continue without supplying external heat, the accumulated heat will de- crease significantly, resulting in longer cycle times, in- creased tar production, and reduced gas quality. To ad- dress these issues, external heat must be supplied to the pyrolyzer’s heating surfaces before the next cycle starts. Let us consider the dynamics of tar conversion into light gas via the cracking process for Variant I. This process consists of tar generation through the decomposition of the active fraction of poplar wood chips (γbiomasI) according to the pri- mary thermolysis reaction, and its dissipation through the conversion of tar into light gas (secondary thermolysis re- action). Fig. 4, c (curve 3) shows that the function γtarI(r, τ) in the interval 0.0966 < r < 0.1053 mm at time τ = 18 s within the temperature range Δtp = 760–787 °C has two maxima: γtar,maxI(r = 0.0988 mm) = γtar,maxI(r = 0.1014 mm) = 57,3 %. In the ranges 0.0966 < r < 0.0982 m and 0.1025 < r < 0.1053 m there is no active portion of the poplar chip, it is entirely concentrated in the range 0.0982 < r < 0.1025 m, and the function γbiomasI (r, τ) reaches a maximum at γbiomasI (r = 0.1 m, τ = 18 s) = 51.8% (curve 3 in Fig. 4, d). In the time interval 18 < τ < 21 s, only light gas is produced from the tar located in the ranges 0.0966 < r < 0.0982 m and 0.1025 < r < 0.1053 m (no primary gas is produced) due to the cracking process and the high temperature of the poplar chip particles – 764–775 °C (curve 7 in Fig. 3, a), as evidenced by curve 4 in Fig. 4, c, whereas in the range 0.0982 < r < 0.1025 m, there is an intense release of primary pyrolysis gas due to the de- composition of the active portion of the biomass released from the wood chip particles during this time interval (curve 4 in Fig. 4, d). Thus, in the range 0.0982 < r < 0.1025 m (18 < τ < 21 s), both primary and light gases are produced simultaneously, unlike in the ranges 0.0966 < r < 0.0982 m and 0.1025 < r < 0.1053 m. When the specific heat fluxes q(r = 83 mm) = q(r = 117 mm) = 150 kJ/(s·m²) are applied, the heating time of a stationary bed of poplar wood chips at a rate of 2023.3 °C/min to the minimum temperature tp,minII = 707 °C is reduced from τcycleI = 21 s to τcycleII = 18 s (curve 6 in Fig. 3, b, variant II). Unlike in variant I, the temperatures of the metal and the ceramic insulation of the outer (1) and inner (3) tubes in- crease over the time interval 0 < τ ≤ 18 s compared to the initial temperature tceramII(τ = 0) = tsteelII(τ = 0) = 950 С and reach the following values: tceramII(r = 84 mm, τ = 18 с) = 982 С and tsteelII(r = 87.5 mm, τ = 18 с) = 972 С; tceramII(r = 117 mm, τ = 18 с) = 999.70 С, tsteelII(r = 113 mm, τ = 18 с) = 988 С and tsteelII(r = 115 mm, τ = 18 с) = 995 С (curve 6 in Fig. 3, b, variant II). In this pyrolysis mode, the temperatures of the ceramic insulation and the outer surface of the metal casing pipe 1 exceed 1,000 °C, therefore, to regulate the temperatures tceram and tsteel within 1,000 °C, the specific heat flux is reduced by 10% by decreasing the current by 10%, which leads to a decrease in the temperatures of the materials. The pattern then repeats. A sharp rise in wall temperatures to 1,000 °C and a 10% drop in the specific heat flux are observed. This characterizes the oscillatory pyrolysis process. In this way, it is possible to maintain the temperatures of the materials at 990–1,000 °C. Here, the specific heat flux decreases from 150 to 72 kJ/(s·m2) over the course of the cycle. The main challenges in implement- ing this pyrolysis regime are controlling the material tem- peratures within 1,000 °C over a very narrow time window and managing the high specific heat fluxes at the initial stage. Therefore, we will seek a pyrolysis regime in which the values of the process parameters q, tceram, tsteel change little during the pyrolysis cycle. Figure 3, c illustrates the pyrolysis process under the fol- lowing conditions: q (r = 83, mm, τ = 0) = 80 kJ/(s·m2); q (r = 117 mm, τ = 0) = 70 kJ/(s·m2), tceramIII(τ = 0) = tsteelIII(τ = 0) = 960 С (variant III). It is noteworthy that the specific heat flux falling on the outer pipe is less than the specific heat flux falling on the inner pipe. This is due to the fact that at a fixed time τ, the heat absorption by the axisymmetric heating surfaces is the same. Therefore, when the heating surface is reduced, i.e., when the radius r is reduced from 117 to 110 mm, the specific heat flux will increase from q(r = 117 mm, τ = 3) = 70 to q(r = 110 mm, τ = 3) = 74.5 kJ/(s·m2), and with an increase in the radius r from 83 to 90 mm, the specific heat flux will decrease from q(r = 83 mm, τ = 3) = 80 to q(r = 90 mm, τ = 3) = 73.8 kJ/(s·m2). Unlike oscillatory pyrolysis, here the temperatures of the ceramic insulation tceramIII(r = 117 mm, τ = 18 с) = 959 С; tceramIII(r = 84 mm, τ = 18 с) = 952 С and the steel tsteelIII(r = 115 mm, τ = 18 с) = 954 С; tsteelIII(r = 85 mm, τ = 18 с) = 949 С differ little from the initial temperatures tceramIII(τ = 0) = tsteelIII(τ = 0) = 960 С (variant III), and the specific heat fluxes do not change during the cycle τcycleIII = 18 s (curve 6 in Fig. 3, c, variant III). The minimum heating temperature of the fixed bed during the cycle τcycleIII = 18 s at a rate of 1900 °C/min is tp,minIII = 670 С. In variants II and III, the cycle time is the same, but the tar content at the end of the cycle dif- fers (Fig. 4). It can be seen that in option II, the tar content is γtar,maxII = 1% (curve 3 in Fig. 4, b), whereas in variant III, this content is much higher – γtar,maxIII = 8% (curve 3 in Fig. 4, a). To eliminate this problem in variant III, the cycle time must be increased by 3 s (curve 4 in Fig. 4, a). This allows slightly increasing the metal temperature before the sec- ond cycle: tsteelIII(r = 115 mm, τ = 21 с) = 959 С and tsteelIII(r = 85 mm, τ = 21 с) = 955 С. 426 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика Fig. 3. Temperature distribution of poplar wood chip particles across the cross-section of the fixed bed as a function of time τ, s: 1–3; 2–6; 3–9; 4–12; 5–15; 6 – 18; 7 – 21; 8 – 16; 9 – 24; a – variant I; b – variant II; c – variant III; d – variant IV; e – variant V; a – d – ceramic insulation on the pyrolyzer surfaces; e – Izoplan insulation on the surfaces of the pyro- lyzer Fig. 4. Distribution across the cross-section of the pyrolyzer’s fixed bed of tar fraction γtar and the active portion of poplar chips γbiomas as a function of time, s: 1 – 12; 2 – 15; 3 – 18; 4 – 21; a – variant III; b – variant II; c, d – variant I 427 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика Variant IV differs from variant III in that the specific heat fluxes are slightly lower: q(r = 83 mm) = 70 kJ/(s·m2); q(r = 117 mm) = 60 kJ/(s·m2) at constant initial temperatures of the ceramic insulation and metal – 960 °C. The heating time of poplar chip particles in a fixed bed at a rate of 1,866.6 °C/min to the minimum temperature tp,minIV = 660 °C is τcycleIV = 18 s (curve 6 in Fig. 3, d, variant IV). Unlike option III, where γtar,maxIII = 8%, in option IV, after the cycle ends, the tar content increases slightly and amounts to γtar,maxIV = 11.6% (compare curve 3 in Fig. 4, a, and curve 6 in Fig. 5, a). To reduce the value of γtar,maxIV, it is necessary to in- crease the cycle time τcycleIV by 3 s (curve 7 in Fig. 5, a). As shown in Fig. 3, in variant IV, a decrease in the temper- ature of the ceramic insulation is observed: tceramIV(r = 117 mm, τ = 18 с) = 951 С; tceramIV(r = 83 mm, τ = 18 с) = 949 С and metal – tsteelIV(r = 115 mm, τ = 18 с) = 946 С, tsteelIV(r = 85 mm, τ = 18 с) = 943 С, tsteelIV(r = 90 mm, τ = 18 с) = 924 С and tsteelIV(r = 110 mm, τ = 18 с) = 934 С compared to the initial temperatures: tceramIV(τ = 0) = tsteelIV(τ = 0) = 960 С. As shown in Fig. 3, d (curve 6), the temperature of the inner surface of the containment tube 1 dropped by 26 °C, while that of the outer surface of tube 3 dropped by 36 °C. Such a drop in temperature on the surfaces of the station- ary bed during the first pyrolysis cycle will have a negative impact on subsequent pyrolysis cycles. To increase the temperature at the layer inlet before the second cycle, it is sufficient to heat the pyrolyzer’s heating surfaces for 3 sec- onds after the main pyrolysis time τcycleIV = 21 s. Then the indicated temperature differences decrease from 36 to 16 °C and from 26 to 12 °C (compare curves 6 and 9 in Fig. 3, d). As shown in Fig. 3, d (curve 6), the temperature of the inner surface of the containment tube 1 dropped by 26 °C, while that of the outer surface of tube 3 dropped by 36 °C. Such a drop in temperature on the surfaces of the fixed bed dur- ing the first pyrolysis cycle will have a negative impact on subsequent pyrolysis cycles. To increase the temperature at the bed inlet before the second cycle, it is sufficient to heat the pyrolyzer heating surfaces for 3 seconds after the main pyrolysis time τcycleIV = 21 s. Then the indicated tem- perature differences decrease from 36 to 16 °C and from 26 to 12 °C (compare curves 6 and 9 in Fig. 3, d). Fig. 5. Distribution across the cross-section of the pyrolyzer’s fixed bed of the active portion of the released poplar wood chips γbiomas (b), the mass fractions of thermolysis products γtar (a), mixed pyrolysis gas γgaz (c), and char γchar (d) as a func- tion of time, s (variant IV): 1 – 3; 2 – 6; 3 – 9; 4 – 12; 5 – 15; 6 – 18; 7 – 21 Variant V, shown in Fig. 3, e, differs structurally from Vari- ant IV in that it uses Izoplan as the insulating material, which has a very low thermal conductivity coefficient λizoplV = 0,14·10-3 kJ/ (s·m·K), which significantly affects the tem- perature distribution of the metal pipes, ceramic insula- tion, and poplar wood chips across the cross-section of the fixed bed, as well as the cracking process of tar conversion into light gas: 1) the drop in metal temperature relative to the initial temperature of 960 °C over a period of 21 s is as follows: for the metal at points r = 85, r = 90, r = 110, and r = 115 mm: 80, 85, 75, and 67 °C, respectively (curve 7 in Fig. 3, e); a slight increase in the temperature of the ceramic insulation is observed at points r = 83 and r = 117 mm by 12 and 9 °C, respectively; 2) the drop in metal temperatures over the period τ = 24 s in variant IV is much smaller than in variant V: at point r = 90 mm – by a factor of 5.3, at the point r = 110 mm – by a factor of 6.25 (compare curves 9 in Fig. 3, d and Fig. 3, e); 3) the drop in metal temperatures in variant I is 10–20% less than in variant IV: at the point r = 90 mm – by a factor of 1.12, at the point r = 110 mm – by a factor of 1.2 (compare curves 7 in Fig. 3, a and Fig. 3, e); 4) the profile of the function γtarV(r, τ) resembles the profile of 428 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика the dependence γtarI(r, τ) (compare curves 3 in Fig. 4, c and Fig. 6). In the narrow range 0.0969 < r < 0.1036 m, the func- tion γtarV (r, τ) reaches its maximum values – 60%, which differ little from the maximum values of the γtar,maxI(r = 0,0988 mm) = γtar,maxI(r = 0,1014 mm) = 57,3 % (compare curves 3 in Fig. 4, c and Fig. 6); 5) the maximum values of the function γtarV(r, τ) are 4.9 times greater than in variant IV (compare curve 6 in Fig. 5, a and curve 3 in Fig. 6), and 60 times greater than in variant II (compare curves 3 in Fig. 4, b and in Fig. 6); 6) The heating time for poplar wood chips in a fixed bed at a rate of 1,897 °C/min to the minimum temperature tp,minV = 764 °C is τcycleV = 21 s (curve 7 in Fig. 3, e). Fig. 6. Distribution of the resin fraction γtar across the cross-section of the pyrolyzer’s stationary bed as a func- tion of time, s (variant V): 1 – 12; 2 – 15; 3 – 18; 4 – 24 It should be noted that the thermal decomposition model [29] consists of three parallel primary reactions involving the decomposition of the active fraction released from the biomass particle into primary pyrolysis gas, char, and tar, as well as two secondary reactions − the conversion of tar into light (secondary) gas and char through a cracking pro- cess. The thermal decomposition for variant IV is illustrated in Fig. 5. Fig. 5 shows that over time 0 < τ < 21 s, the biomass thermolysis process shifts from the outer and inner heating surfaces of the pyrolyzer (curves 1) deeper into the fixed bed (curves 5), occupying a small volume of the fixed bed located in the central part of the pyrolyzer. Over a period of 18 s, the active fraction of biomass released from the particles disappears (curve 6 in Fig. 5, b), and the tar frac- tion remains in the range 0.0974 < r < 0.1026 m (curve 6 in Fig. 5, a). Since γbiomasIV → 0 in the time interval 18 < τ < 21 s, the yield of pyrolysis gases occurs solely due to the crack- ing process, i.e., secondary reactions, resulting in the tar converting into light gas in the central part of the pyrolyzer (curve 6 in Fig. 5, c) and char (curve 6 in Fig. 5, d). Conclusions 1. An original method is proposed for producing two syn- thetic gases – one of medium calorific value and one of low calorific value – from poplar wood chips in a single unit. The medium-calorific gas is obtained through the pyrolysis of poplar chips in a thin, 20 mm-thick fixed bed under the influence of two external heat sources, with the inner and outer heating surfaces of the pyrolyzer electrically heated. 2. Five different modes of biomass pyrolysis are consid- ered: – In the first mode, the heat fluxes falling on the surfaces of the ceramic insulators are zero, so the pyrolysis pro- cess occurs due to the heat accumulated in the metal pipes and ceramic insulators, preheated to a tempera- ture of 950 °C. It is shown that the pyrolysis cycle time is 21 s, and the heating rate of the fixed bed is 1886 °C/min. The temperature at the bed inlet at the point r = 90 mm in the first cycle drops by 76 °C and is 874 °C. In subse- quent cycles, the temperature drop of the ceramic insu- lation, metal, and poplar wood chips across the pyro- lyzer’s cross-section will continue, causing the cycle time and tar yield to increase while gas quality deteriorates. Therefore, after each cycle, the inlet temperature to the bed must be raised from 874 to 950 °C by reheating the heating surfaces through the supply of external heat; – Over a range of 18 s, the sections located in the central part of the pyrolyzer, where the tar fraction and the ac- tive biomass fraction released from the particles remain, narrow significantly and reach dimensions of 0.0966 < r < 0.1053 mm and 0.0982 < r < 0.1025 mm, respectively. In these regions, the function γtarI(r, τ) in the temperature range Δtp = 760–787 С has two identical maxima: γtar,maxI(r = 0.0988 mm) = γtar,maxI(r = 0.1014 mm) = 57.3 %, and the function γbiomasI(r, τ) has a maximum at γbiomasI(r = 0.1 mm, τ = 18 с) = 51,8 %. In the regions 0.0966 < r < 0.0982 mm and 0.1025 < r < 0.1053 mm, there is no ac- tive biomass, so pyrolysis gas production consists only of light (secondary) gas. In the time interval 18 < τ < 21 s, all the tar located in the range 0.0966 < r < 0.1053 mm is converted into light gas due to the cracking process; – In the second mode, due to high specific heat fluxes of 150 kJ/(s·m²), the pyrolysis cycle time is reduced to 18 seconds, and the temperatures of the metal and ceramic insulation rise to over 1,000 °C during the cycle. To main- tain them at around 1,000 °C, the specific heat flux is de- creased during the cycle from 150 to 72 kJ/(s·m²), resem- bling oscillatory pyrolysis [29]. At the end of the cycle, the tar content is low and amounts to γtar,maxII = 1 %; – In the third mode, the specific heat fluxes incident on the outer and inner surfaces of the pyrolyzer are 70 and 80 kJ/(s·m²), respectively, and remain constant throughout the cycle. The minimum heating temperature of the fixed bed during the 18-second cycle at a rate of 1900 °C/min is 670 °C. At the end of the cycle, a drop in temperature is observed at the inlet to the fixed bed at points r = 90 mm and r = 110 mm: from 960 to 935 °C and from 960 to 942 °C, respectively, and the tar fraction is significantly lower than in variant I and equals γtar,maxIII = 8 %. To com- pletely convert the tar into light gas, the cycle time must be increased from 18 to 21 s. This leads to decreasing the 429 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика temperature drop at the inlet to the fixed bed at points r = 90 mm and r = 110 mm before the second cycle: from 25 to 16 °C and from 18 to 11 °C, respectively. The temperature of the outer surface of the outer tube, tsteelIII (r = 115 mm, τ = 21 s) = 959 °C, and the temperature of the inner surface of the inner tube, tsteelIII (r = 85 mm, τ = 21 s) = 955 °C, differ little from the initial temperature of 960 °C. These slight drops in temperature can easily be compensated for by external sources of thermal energy; – In the fourth pyrolysis mode, the specific heat fluxes on the outer and inner heating surfaces are 60 and 70 kJ/(s·m²), respectively, and remain constant throughout the cycle. The time required to heat poplar wood chips to a minimum temperature of 660 °C is 18 s, and the heating rate of the bed reaches 1866.6 °C/min, which is indicative of rapid pyrolysis. The temperature drop at the inlet to the fixed bed over 18 s at points r = 90 mm and r = 110 mm is 26 and 36 °C, respectively, and the tar frac- tion increases by a factor of 11.6 compared to variant II. To increase the temperature at the inlet to the chamber before the second cycle, it is sufficient to heat the pyro- lyzer’s heating surfaces for 3 seconds after the first 21- second pyrolysis cycle. This significantly reduces the tem- perature differences: from 36 to 16 °C and from 26 to 12 °C. Over 18 s, there is a significant reduction in the sec- tion 0.0974 < r < 0.1026 m (Δr = 5.2 mm), where a portion of the tar remains, while the active part of the biomass disappears, resulting in the yield of pyrolysis gases in the interval 18 < τ < 21 s occurring solely due to the cracking process, i.e., secondary reactions converting resin into light gas and char; – In the fifth pyrolysis mode, the specific heat fluxes are the same as in the fourth. Variant V differs structurally from variant IV in that it uses Izoplan as the insulating material, which has a very low thermal conductivity coefficient of λizoplV = 0,14·10-3 kJ/(s·m·K). The temperature drop at points r = 90 and r = 110 mm over a period of 21 s is 85 and 75 °C, respectively. This is 5.3 times greater than the temperature drop at the point r = 90 mm and 6.25 times greater at the point r = 110 mm compared to variant IV, and the profile of the function γtarV(r, τ) resembles the profile of the dependence γtarI(r, τ). Temperature drops at the entrance to the bed at τ = 21 s in variant I: ΔtsteelI(r = 90 mm) = 76 С and ΔtsteelI(r = 110 mm) = 64 С are lower than in variant V: ΔtsteelI(r = 90 mm) = 85 С and ΔtsteelI(r = 110 mm) = 75 С. In the narrow section 0.0969 < r < 0.1036 m, the function γtarV(r, τ) at time 18 s reaches two identical maximum values – 60 % – which differ little from the values given in variant I – 57.3 %. The maximum values of the function γtarV(r, τ) in variant V are 4.94 times greater than in variant IV (with identical heat fluxes) and 60 times greater than in variant II. REFERENCES 1. Sinag A., Kruse A., Schwarzkopf V. Formation and degradation pathways of intermediate products formed during the hydropyrolysis of glucose as a model substance for wet biomass in a tubular reactor // Eng. Life Sci. 2003. Vol. 3. Pp. 469–473. 2. Kabyemela B., Adschiri T., Arai K. Degradation kinetics of dihydroxyacetone and glyceraldehyde in subcritical and supercritical water // Ind. Eng. Chem. Res. 1997. Vol. 36. Pp. 2025–2030. 3. Kruse A., Gawlik A. Biomass conversion in water at 330-410 DegC and 30-50 MPa. Identification of Key Compounds for Indicating Different Chemical Reaction Pathways // Ind. Eng. Chem. Res. 2003. Vol. 42. Pp. 267–279. 4. Heidenreich. S., Foscolo P. New concepts in biomass gasification // Progress in Energy and Combustion Science. 2015. Vol. 46. Pp. 72–95. 5. Official website LiPRO Energy GmbH & Co. KG. www.lipro-energy.de. 6. Chembukulam S.K., Dandge. A.S., Kovilur N.L. et al. Smokeless Fuel from Carbonized Sawdust // Ind. Eng. Chem. Prod. Res. Dev. 1981. Vol. 20. Pp. 714–719. 7. Suna Q., Yua S., Wangb F., Wang J. Decomposition and gasification of pyrolysis volatiles from pine wood through a bed of hot char // Fuel. 2011. Vol. 90. Pp. 1041–1048. 8. Batenin V.M. Thermal methods of wood and peat processing for energy purposes // Teploenergetika [Thermal Engineering]. 2010. Vol. 11. Pp. 36–42. 9. Batenin V.M., Zaychenko V.F., Kosov V.A. Sinelschikov. Pyrolytic conversion of biomass to gaseous fuel // Doklady Akademii Nauk. 2012. Vol 446. No. 2. Pp. 179– 182. 10. Chopra, S. A Review of Fixed Bed Gasification Systems for Biomass / S. Chopra and A. Jain // Agricultural Engineering International: the CIGR Ejournal. Invited Overview. 2007. No. 5. Vol. IX. 23 p. 11. Lv, P.M. An experimental study on biomass air–steam gasification in a fluidized bed / P.M. Lv, Z.H. Xiong, J. Chang, C.Z. Wu, Y. Chen, J.X. Zhu //Bioresour. Technol. 2004. Vol. 95. P. 95–101. 12. Li, X.T. Biomass gasification in a circulating fluidized bed / X.T. Li, R. Grace, C.J. Lim, A.P. Watkinson, H.P. Chen, J.R. Kim // Biomass Bioenergy. 2004. Vol. 26. P. 171–193. 13. Sadaka, S. Pyrolysis and Bio-Oil, Agriculture and Natural Resources / S. Sadaka, A.A. Boateng // Fayetteville, AK, USA. University of Arkansas. http://www.uaex.edu/Other_Areas/publications/PDF/ FSA-1052.pdf. http://www.lipro-energy.de/ 430 Відновлювана енергетика. № 2/2026 \| Біоенергетика 14. Wagenaar, B.M. Rotating Cone Bio-oil Production and Applications. In Progress in Thermochemical Biomass Conversion / B.M. Wagenaar, R.H. Venderbosch, J. Carrasco, R. Strenziok, B.J. Van der Aa; Ed. by A.V. Bridgewater // Blackwell Science: Oxford, UK. 2001. P. 1268–1280. 15. Jones, S.B. Production of Gasoline and Diesel from Biomass via Fast Pyrolysis, Hydrotreating and Hydrocracking: A Design Case / S.B. Jones, J.E. Holladay, C. Valkenburg, D.J. Stevens, C.W. Walton, C. Kinchin, D.C. Elliott, S. Czernik // U.S. Department of Energy: Springfield, VA, USA. 2009. 76 p. 16. The Research Progress of Biomass Pyrolysis Processes / National Resource Management Environment Department. www.fao.org/docrep. 17. Mohan, D. Pyrolysis of wood/biomass for bio-oil: A critical review / D. Mohan, C.U. Pittman, P.H. Steele // Energy Fuels. 2006. Vol. 20. P. 848–889. 18. Bramer, E.A. Clean Liquid Fuel through Flash Pyrolysis. In The Development of the PyRos Process: AFTUR Final Report / E.A. Bramer, M.R. Holthuis // Enschede, The Netherlands. University of Twente. 2005. 19. Tang, L. Plasma pyrolysis of biomass for production of syngas and carbon adsorbent / L. Tang, H. Huang // Energy Fuels. 2005. Vol. 19. P. 1174–1178. 20. Fernández, Y. Influence of feed characteristics on the microwave-assisted pyrolysis used to produce syngas from biomass wastes / Y. Fernández, J.A. Menéndez // J. Anal. Appl. Pyrolysis. 2011. Vol. 91. P. 316–322. 21. Boutin, O. Flash pyrolysis of cellulose pellets submitted to a concentrated radiation: experiments and modeling / O. Boutin, M. Ferrer, J. Lede // Chem. Eng. Sci. 2002. Vol. 57. P. 15–25. 22. Roy, C. Development of a Novel Vacuum Pyrolysis Reactor with Improved Heat Transfer Potential. In Developments in Thermochemical Biomass Conversion / C. Roy, D. Blanchette, L. Korving, J. Yang, B. DeCaumia; Eds.: Bridgewater, A.V., Boocock, D.G.B. // London, UK. Blackie Academic and Professional. 1997. P. 351–367. 23. Zhovtyansky V.A., Dudnyk O.M., Petrov S.V., Verbovsky V.S., Rubets D., Yakymovych M.V. Plasma steam intensification of the hydrogen yield in the process of wood air gasification. High Temperature Material Processes: An International Quarterly of High- Technology Plasma Processes. 2013. Vol. 17, No. 1. P. 25–35. DOI: 10.1615 / HighTempMatProc.2014012582. 24. Dudnyk O.M., Sokolovska I.S. Conversion of Ukrainian low grade solid fuels with CO2 capture. Proc. 27th Annual International Pittsburgh Coal Conference 2010 (PCC 2010), Istanbul, Turkey, Oct. 11–14, 2010. Vol. 2. P. 1012–1033. — https:// www.researchgate.net/publication/341671478_CONV ERSION_OF_UKRAINIAN_LOW_GRADE_SOLID _FUELS_WITH_CO2_CAPTURE. 25. Zhovtyansky V., Dudnyk. O., Ostapchuk. M. and Sokolovska. I. CONVERSION OF CARBON-CONTAINING RAW MATERIAL USING PLASMA TECHNOLOGIES. // Energy Technologies & Resource Saving. 2023. Vol. 4. Pp. 90−112. 26. Mahlovannyi Y.V., Nevchas D.M., Pyanykh K.E. Processing of Liquid High-Energy Productswith the Production of Gas Mixtures of a Given Composition // Energy Technologies & Resource Saving. 2023. No. 4. Pp. 113-123. 27. Nikitin Ye.Ye., Dutka O.V., Pyanykh K.Ye., Pyanykh K.K. Decarbonization of district heating systems. Planning for a large city // Energy Technologies & Resource Saving. 2025. No. 4. Pp. 5−25. 28. Rokhman B. B., Kobzar S. G. DESIGN FEATURES OF THE EXPERIMENTAL UNIT AND NUMERICAL STUDIES OF BIOMASS THERMOCHEMICAL PROCESSING. PART 2. ANALYSIS OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A FIXED BED APPARATUS // Vidnovluvana energetika. 2024. No. 3. Pp. 153−165. 29. Rokhman B.B., Kobzar C.G. Study on Kinetics of Biomass Pyrolysis in the Fixed Bed. 1. Simulation and Numerical Analysis of Lignin Thermal Decomposition. Energy Technologies and Resource Saving. 2024. No. 1. pp. 84–94. (Ukr.)
id	veorgua-article-644
institution	Vidnovluvana energetika
keywords_txt_mv	keywords
language	Ukrainian
last_indexed	2026-07-10T01:01:03Z
publishDate	2026
publisher	Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine
record_format	ojs
resource_txt_mv	veorgua/4f/8fa560835bd0da2d600857600879dc4f.pdf
spelling	veorgua-article-6442026-07-09T12:14:07Z THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS ТЕОРЕТИЧНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ПІРОЛІЗУ В ТОНКОМУ ФІКСОВАНОМУ ШАРІ В УСТАНОВЦІ ДВОСТАДІЙНОЇ ТЕРМОХІМІЧНОЇ ПЕРЕРОБКИ ТРІСКИ ТОПОЛІ Rokhman, B. B. Kobzar , S. G. Chetveryk , H. О. fixed bed, biomass, thermal conductivity, pyrolysis, steam-air gasification, heat transfer, gas, temperature. нерухомий шар, біомаса, теплопровідність, піроліз, пароповітряна газифікація, теплообмін, газ, температура. An original method is proposed for producing two synthetic gases – one of medium calorific value and one of low calorific value – from poplar wood chips in a single unit. The medium-calorific gas is obtained through the pyrolysis of biomass in a thin fixed bed 20 mm thick, under the influence of two external heat sources. The 225-mm-high pyrolyzer is located between a 230×5-mm-diameter outer tube and a 180×5-mm-diameter inner tube, the surfaces of which are covered with 2-mm-thick ceramic insulation. After heating the pyrolyzer surfaces to a temperature of 950–960 °C, dried poplar chips are fed into the outer tube, and specific heat fluxes of 0–150 kJ/(s·m²) are applied to the ceramic insulation surfaces of the outer and inner tubes. Part of the poplar chip fractions penetrates the thin annular intertube space, while the remainder forms a particle bed (clusters) at the pyrolyzer inlet. A rotating agitator made of flexible metal rods is used to break up the clusters, allowing a thin, fixed layer to form. Various modes of poplar chip pyrolysis were considered: 1) external heat fluxes are zero, and the pyrolysis process occurs due to heat accumulated in the metal and ceramics, preheated to a temperature of 950 °C. The time required to heat the bed to a minimum particle temperature of 760 °C is 21 s; 2) the heat flux to the insulation of the outer tube is 80 kJ/(s·m²), and to the insulation of the inner tube is 70 kJ/(s·m²). The minimum heating temperature of biomass particles during the 18-second cycle is 670 °C, and the heating rate of the bed reaches 1,900 °C/min, which is an indicator of rapid pyrolysis. After the cycle, the release of volatile substances ceases, and a 8% tar fraction remains, which is converted into a light gas within 3 seconds through a cracking process; that is, the pyrolysis gas consists solely of secondary gas.&nbsp; Запропоновано оригінальний спосіб виробництва з тріски тополі в одній установці двох різних за складом і калорійністю синтетичних газів: середньокалорійногота низькокалорійного. Середньокалорійний газ отримують завдяки процесу піролізу біомаси утонкому фіксованому шарі товщиною 20 мм під впливом двох зовнішніх джерел теплової енергії. Піролізер висотою 225 мм розташовано в проміжку між огороджувальною трубою діаметром 230×5 мм та внутрішньою трубою 180×5 мм, поверхні яких покрито ізоляцією з кераміки товщиною 2 мм. Після прогріву поверхонь піролізера до температури 950–960 °С в огороджувальну трубу подається підсушена тріска тополі та до поверхонь керамічних ізоляцій зовнішньої та внутрішньої труб підводяться питомі теплові потоки 0–150 кДж/(с∙м2). Частина фракцій тріски тополі проникає в тонкий кільцевий міжтрубний простір, а залишок формує насип частинок (кластери) на вході в піролізер. Для руйнування кластерів використовують обертальний розпушувач з металевих гнучких прутів, що дає змогу сформувати тонкий фіксований шар. Розглядалися різні режими піролізу тріски тополі. Перший режим: зовнішні теплові потоки дорівнюють 0, і процес піролізу відбувається за рахунок тепла, що акумулюється в металі та кераміці, попередньо нагрітих до температури 950 °С. Час прогріву шару до мінімальної температури частинок 760 °С становить 21 с. Третій режим: тепловий потік на ізоляцію огороджувальної труби – 80 кДж/(с∙м2), на ізоляцію внутрішньої труби – 70 кДж/(с∙м2). Мінімальна температура прогріву частинок біомаси за час циклу18 с становить 670 °С, а швидкість прогріву шару досягає 1 900 °С/хв, що є ознакою швидкого піролізу. Після циклу вихід летких речовин закінчується і залишається частка смоли – 8 %, яка протягом 3 с перетворюється на легкий газ завдяки крекінгу, тобто піролізний газ складається лише з вторинного газу.&nbsp; Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine 2026-06-30 Article Article application/pdf https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/644 10.36296/1819-8058.2026.2(85).409-430 Vidnovluvana energetika ; No. 2(85) (2026): Scientific and applied Journal renewable energy ; 409-430 Возобновляемая энергетика; № 2(85) (2026): Scientific and applied Journal renewable energy ; 409-430 Відновлювана енергетика; № 2(85) (2026): Науково-прикладний журнал Відновлювана енергетика; 409-430 2664-8172 1819-8058 10.36296/1819-8058.2026.2(85) uk https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/644/553 Copyright (c) 2026 Vidnovluvana energetika
spellingShingle	fixed bed biomass thermal conductivity pyrolysis steam-air gasification heat transfer gas temperature. Rokhman, B. B. Kobzar , S. G. Chetveryk , H. О. THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS
title	THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS
title_alt	ТЕОРЕТИЧНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ПІРОЛІЗУ В ТОНКОМУ ФІКСОВАНОМУ ШАРІ В УСТАНОВЦІ ДВОСТАДІЙНОЇ ТЕРМОХІМІЧНОЇ ПЕРЕРОБКИ ТРІСКИ ТОПОЛІ
title_full	THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS
title_fullStr	THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS
title_full_unstemmed	THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS
title_short	THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS
title_sort	theoretical study of the pyrolysis process in a thin fixed bed in a two-stage thermochemical processing plant for poplar wood chips
topic	fixed bed biomass thermal conductivity pyrolysis steam-air gasification heat transfer gas temperature.
topic_facet	fixed bed biomass thermal conductivity pyrolysis steam-air gasification heat transfer gas temperature. нерухомий шар біомаса теплопровідність піроліз пароповітряна газифікація теплообмін газ температура.
url	https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/644
work_keys_str_mv	AT rokhmanbb theoreticalstudyofthepyrolysisprocessinathinfixedbedinatwostagethermochemicalprocessingplantforpoplarwoodchips AT kobzarsg theoreticalstudyofthepyrolysisprocessinathinfixedbedinatwostagethermochemicalprocessingplantforpoplarwoodchips AT chetverykho theoreticalstudyofthepyrolysisprocessinathinfixedbedinatwostagethermochemicalprocessingplantforpoplarwoodchips AT rokhmanbb teoretičnídoslídžennâprocesupírolízuvtonkomufíksovanomušarívustanovcídvostadíjnoítermohímíčnoípererobkitrískitopolí AT kobzarsg teoretičnídoslídžennâprocesupírolízuvtonkomufíksovanomušarívustanovcídvostadíjnoítermohímíčnoípererobkitrískitopolí AT chetverykho teoretičnídoslídžennâprocesupírolízuvtonkomufíksovanomušarívustanovcídvostadíjnoítermohímíčnoípererobkitrískitopolí

THEORETICAL STUDY OF THE PYROLYSIS PROCESS IN A THIN FIXED BED IN A TWO-STAGE THERMOCHEMICAL PROCESSING PLANT FOR POPLAR WOOD CHIPS

Institution

Similar Items