側面給料強制通風式生物質燃燒烹飪爐的製作方法

2023-05-14 14:16:21 2

相關申請的交叉引用本申請依據35u.s.c.§119(e)要求2014年9月11日提交的的優先權的利益，美國臨時專利申請no.62/048,884，該申請的全部內容通過引用合併因此。本發明公開了，例如通過利用被噴射到燃燒室中、氧化區處或附近的氣體，幫助減少生物質爐的排放物的系統和裝置。還公開了用於從生物質爐產生電能的系統和裝置，以操作幫助噴射氣體和/或收集廢氣的泵或鼓風機。
背景技術：
：改良型烹飪爐的全球商業市場是一個新生市場。雖然已經用了數十年時間進行爐改良規劃，但由於較差的耐用性和性能，或對市場(諸如價格點)缺乏了解，錯誤投放的補貼，缺乏刺激和教育，這些規劃影響有限。下文論述改良的烹飪爐的許多預期公共利益。對農村民眾的健康影響已經觀察到在發展中國家的農村區域的住宅中諸如co和小於約10或2.5微米的顆粒物(pm10、pm2.5)的空氣傳播汙染物的環境濃度超過了世界衛生組織(who)的暴露極限多達30x並且超過美國環境保護署的極限100x。這種室內空氣汙染(iap)已經與全球疾病負擔的近3％相關聯並且是造成多達每年2百萬早逝的主要因素。先進的氣化烹飪爐已經證明了它們減少與三石爐相關的pm和co排放物的潛能。廢氣循環技術(egr)可進一步減少排放物，大體上數十萬使用者受益。附圖說明圖1示出目前公開的egr烹飪爐和裝置的各種實施例。圖2示出對於所公開的egr樣機的一個實施例與三石爐相比的排放改進。圖3示出對於egr爐的一個實施例的謹慎的pm排放數據。圖4示出在30％氧氣體積分數的同向流動的(a)n2+o2，(b)co2+o2，(c)ar+co2+o2中煤煙體積分數、首要顆粒尺寸和首要顆粒分布的數量濃度。這些是同向流動的非預混合火焰的剖視「圖片」(利用時間分辨的雷射誘發熾光(tire-lii)和tem拍攝)。燃料與三種不同的氣體混合物同軸地流動，氣體混合物的成分在圖的下標中標記。圖5示出本文公開的風扇驅動的egr系統的電源的各種實施例。圖6示出用於測試的egr許可生物質爐的實施例的照片。圖7示出egr許可生物質爐(頂部)的實施例的示意圖和egr裝置的切割圖。圖8是用於測試減排參數的egr許可爐的實施例。圖9是從前部示出的圖8的實施例，其中，兩個噴射噴嘴位於爐的口部中。圖10描繪用於添加到生物質爐上的egr裝置。圖11描繪所公開的裝置的一個實施例，其中，位於egr許可爐中的噴射噴嘴具有優選的位置。圖12描繪所公開的裝置的一個實施例，其中，位於egr許可爐中的噴射噴嘴具有優選的幾何結構。圖13是用於測試氣體溫度對排放的作用的所公開的系統和裝置的一個實施例的照片。圖14示出對所公開的爐的一個實施例進行的起動階段流速分析的結果。圖15示出對所公開的爐的一個實施例進行的穩定狀態火力階段流速分析的結果。圖16示出與所公開的裝置和系統聯用的噴嘴的各種位置。圖17示出測試作為溫度的函數的排放量的研究分析。圖18示出對於各種噴嘴位置作為流速的函數的起動和穩定狀態排放量。圖19示出對於側面噴射噴嘴空氣噴射流速優化的結果。圖20示出對於側面噴射噴嘴作為噴嘴直徑的函數的優化pm2.5排放量的測試結果。圖21示出對於各種直徑的噴射孔口穩定狀態流速和優化排放量的結果。圖22示出對於3.2mm噴嘴的局部峰值排放量。圖23示出對於5.7mm噴嘴的局部峰值排放量。圖24示出在不同的空氣噴射流速下燃燒室中的流分布以及對排放的作用。圖25示出在g3300中測試的各種噴射位置。圖26示出煙囪環噴嘴的實施例的若干圖片。圖27示出在頂部噴射位置處的空氣流速作用。圖28示出在煙囪底部處測試的噴射角度。圖29示出成角度的煙囪環噴嘴的實施例。圖30示出對於具有1.5mm直徑噴射孔口的側面噴射噴嘴的g3300，起動和穩定狀態pm以及流速。圖31示出對於具有2.3mm直徑噴射孔口的側面噴射噴嘴的g3300，起動和穩定狀態pm以及流速。圖32示出對於具有1.5mm直徑噴射孔口的處於上部燃燒室底部處的煙囪環的g3300，起動和穩定狀態pm以及流速。圖33示出對於具有1.5mm直徑噴射孔口的處於上部燃燒室中間處的煙囪環的g3300，起動和穩定狀態pm以及流速。圖34示出對於具有1.5mm直徑噴射孔口的處於上部燃燒室高處的煙囪環的g3300，起動和穩定狀態pm以及流速。圖35示出對於具有1.5mm直徑噴射孔口的處於上部燃燒室底部處的煙囪環的g3300，起動和穩定狀態pm以及流速。圖36示出對於具有3.0mm直徑噴射孔口的處於上部燃燒室底部處的煙囪環的g3300，起動和穩定狀態pm以及流速技術實現要素：本文公開了用於減少生物質燃燒裝置(例如爐)的排放量的系統和裝置。所公開的系統和裝置可包括廢氣循環系統(egr)和/或減少顆粒排放的新鮮空氣噴射系統。所公開的系統和裝置還可用於增加生物質燃燒裝置(例如爐)的熱效率。在廢氣被用於噴射的許多實施例中，生物質燃燒系統的一部分排放物(燃燒廢氣)被捕獲並被重新噴射到燃燒區中。在一些實施例中，在重新噴射之前廢氣可與新鮮空氣結合。使用所公開的系統和裝置可幫助減少生物質燃燒裝置的排放(例如co和顆粒物)，並且在一些實施例中可提供電能，以便為噴射風扇/鼓風機及其他電子裝置(例如電話或電池)供能。本文公開了用於減少生物質爐的排放量的裝置，所述裝置包括：流體入口孔口；具有外表面和內表面的入口導管，所述內表面限定入口室，所述入口室經由所述入口孔口與所述外表面流體連通，內部室用於引送流體(例如氣體，諸如空氣，其可包括大於約15％的氧氣，o2)；位於所述入口室內並且位於所述入口孔口遠端的風扇，所述風扇用於將流體抽吸通過所述入口孔口並抽吸到所述室中，並且進入；出口導管，所述出口導管具有限定出口室的內表面，所述出口室與所述入口室流體連通；具有與所述出口室流體連通的內部的一個或多個噴嘴，所述噴嘴用於將流體引導至生物質爐的燃燒室中；以及被限定在所述噴嘴的表面上的多個出口孔口，所述出口孔口被設計成容許流體離開所述噴嘴的所述內部。在一些實施例中，所述噴嘴位於下部燃燒室的頂部處或附近。在一些實施例中，所述出口孔口具有在0.5和3.5mm之間的平均直徑，並且限定圓形、正方形、三角形或橢圓形，通過圓形、正方形、三角形或橢圓形的中心測量所述平均直徑。在一些實施例中，從所述一個或多個噴嘴逸出的氣體的體積大於約10標準升每分鐘並且小於約100標準升每分鐘，並且氣體可從孔口以約5-25米/秒的速度逸出。在一些實施例中，所述噴嘴是線性噴嘴或圓形噴嘴，諸如圓環，其位於所述下部燃燒室上方並且位於上部燃燒室的下半部內，並且被設計成容許燃燒氣體直接穿過噴射區域。還公開了將生物質爐的排放物(例如，顆粒排放物，在一些情形中，顆粒小於約2.5微米)減少約20％至約90％的方法，所述方法包括：將氣體放置到噴嘴的內部室中，所述噴嘴位於火焰處或附近；增加所述噴嘴內的所述氣體的壓力(例如通過利用風扇或泵以將氣體推進到噴嘴內部)；通過由所述噴嘴的外表面限定的多個外部孔口從所述噴嘴排出一定量所述氣體；並且將所噴射的氣體引導至所述生物質爐的燃燒室內的火焰中，其中，所述氣體減少離開所述生物質爐的至少一種汙染物的量。在一些實施例中，從噴嘴排出的氣體體積在約10標準升每分鐘和100標準升每分鐘之間。在一些實施例中，所述噴嘴限定線性管或圓環，並且出口孔口位於所述環的內表面中，以幫助將氣體噴射到所述環的中心，所述出口孔口具有在0.5和6.0mm之間的直徑。在一些實施例中，所述出口孔口與所述燃燒室的底面相距相等距離，並且通過一個或多個孔口以在5和25米每秒之間的速度排出所述氣體。在許多實施例中，以在約-10度至約+30度之間的角度將所述氣體噴射到火焰中。本文還公開了減少生物質爐的顆粒物排放物的方法，所述方法包括：將氣體抽吸到室中，所述氣體包括大於約15％的o2；將所述氣體從所述室引送到具有內表面和外表面的噴嘴中，所述噴嘴限定圓形管，所述圓形管具有在圓的內表面上的多個出口孔口，其中，所述出口孔口容許氣體從所述管的內部朝向圓的中心行進；增加所述噴嘴的內部內的所述氣體的壓力；以在約5米每秒和20米每秒之間的速度從所述噴嘴排出一定量加壓氣體；並且將所噴射的氣體引導至所述生物質爐的燃燒室內的火焰中，其中，所述氣體減少離開所述生物質爐的至少一種汙染物的量，其減少量比缺少噴嘴或所述噴嘴內缺少加壓氣體的爐的情形多約25％。在也可幫助抽吸入廢氣的泵或鼓風機的幫助下將氣體推進到燃燒室中。具體實施方式本文描述使燃燒產物循環回到燃燒室的爐和爐配件。在一些實施例中，爐和爐配件在將燃燒產物引導回到燃燒室之前可使其與新鮮空氣混合。在一些實施例中，將廢氣循環到燃燒室中可提供與未經預混合的基於擴散的燃燒的強相互作用，後一燃燒發生在生物質和自然吸入的進入空氣之間。雖然公開了所公開的循環裝置和系統的多個實施例，但對於本領域技術人員來說根據以下詳細描述其他實施例將變得顯然。如將變得顯然的，能夠對所公開的系統和裝置的各個明顯方面進行修改，這些修改都不脫離本發明的精神和範圍。因此，詳細描述將被認為本質上是說明性的而非限制性的。不完全的生物質燃燒的不利影響是破壞當地和全球環境。此外，雖然生物質因潛在能夠提供碳中和能量而受到讚揚，但它們不是氣候中和的，因為燃料中包含的很大部分碳作為具有全球變暖潛能的氣體種類(ch4和nmhc)被再次排放。本文描述的烹飪爐設計具有顯著減少這種汙染的潛能。此外，近來的研究顯示黑碳(bc)顆粒排放物是co2之後第二重要的全球氣候變化驅動因素。全球來說，據估計家庭烹飪產生每年排放到環境中的總認為bc的50％，並且利用技術(諸如本文描述的烹飪爐)大量減少全球bc排放物已晉升為對抗短期全球變暖的最有希望的策略之一。全球燃料節約據估計生物質爐對淨森林採伐量的約八分之一併且因此對排放到大氣中的淨人類co2增量的1.5％負有責任。更局部地說，婦女和兒童每周將花費多達20小時來採集柴火，這種活動阻止他們的成長並且在許多情形中使他們暴露於暴力(全球清潔烹飪爐聯盟)。超淨生物質烹飪爐基本上有三種主要的類似物。這些類似物是(1)強制氣流半氣化爐，(2)自然氣流半氣化爐，以及(3)側面給料風爐。本文公開了各種可商購爐以及新穎並且效率驚人的側面給料風爐的大量性能數據。基於envirofit的大量市場經驗，已經發現：需要燃料處理的強制氣流氣化爐不滿足關於價格和便利性的市場預期。當(1)燃料品質改變，(2)在起動和關停期間，以及(3)使用者在優化窗口之外的地方操作爐時，天然氣流和強制氣流半氣化爐的操作靈敏度導致高排放可能。相反，側面給料爐滿足關於燃料靈活性和使用容易度的消費者預期。此外，即使不操作風扇，也容許爐合適地起作用。雖然常規的火箭爐不滿足90％的減排目標，但它們滿足達70％的減排，因此即使在故障模式也確保合理的減排。由於側面給料風爐具有最大的潛能滿足消費者需求、預期和性能的所有方面，因此相應地需要滿足90％或更高的減排目標的更高效的側面給料風爐。此目標有助於實現之前描述的改善農村民眾健康、減少全球環境影響以及減少全球生物質使用的利益。雖然本文描述的許多實施例將諸如envirofitg3300爐的可商購爐用作基礎生物質燃燒裝置，但本發明可用於各種設計的側面給料爐和側面給料風爐。圖1示出若干可商購的側面給料風爐設計：stovetec(頂部)；biolite(中間)；envirofit(底部，具有和不具有適配器)。各種形式的廢氣循環(egr)已被用於其他情況，用以控制火焰特性。在內燃機中主要利用egr。在內燃機中egr的首要目的是減少nox形成。它通過以下方式這樣做，即，通過將略微惰性的廢氣引入汽缸，因此降低可燃氣體的比例並且將熱能分布於更大的質量上。這減小峰值火焰溫度，因此減少n2的熱分解以及隨之發生的nox的形成。但是由於這些發動機接近化學計量水平地操作，因此添加廢氣可形成低於氧氣的化學計量水平的局部區域。這促進不完全燃燒並且因此通常增加顆粒物(部分燃燒的碳氫化合物)的總產量。但是，已經發現增加co2濃度可有助於緩解由egr導致的pm產量增加。考慮到egr對內燃機的影響，由於三個主要原因，將egr應用於生物烹飪爐是違反直覺的。第一，生物質烹飪爐中的nox形成不重要。這是因為爐中的峰值燃燒溫度足夠低，因而可忽略部分的n2分子將熱分解。第二，由於與發動機相比生物質爐通常具有相對低的峰值燃燒溫度，因此技術工人會假設通過引入廢氣降低烹飪爐中的溫度會促進不完全燃燒並且增加顆粒物的形成。第三，由於生物質烹飪爐(特別是火箭彎管爐)利用如此高的過量的o2值(對於m5000，過量的空氣與化學計量空氣的比率為約2.3)進行操作，因此與需要幫助緩解pm產量問題的發動機egr中的co2最小濃度相比，烹飪爐egr中的co2濃度很可能很小。與以上描述的預期結果相反，申請人已經意外地發現將egr應用於生物質烹飪爐會(1)減少顆粒物產量並且(2)增加co氧化，如圖2和3中所見的。與和燃燒機結合的egr相比，當前公開的發現是違反直覺的。目前的文獻可提供對這種觀察到的減排的一些基於後見之明的理論。如之前提及的，將co2循環到生物質烹飪爐的燃燒室中是致使顆粒物產量減少的一個可行機制，雖然考慮到火箭彎管爐中過大的空氣比率這種顆粒物產量減少可能是較小的減少。文件中記錄了在非預混合的火焰中co2添加對顆粒物排放的影響。這些研究關注同質燃料(諸如丙烷和乙烯)中的煤煙形成。早期文獻報告，添加二氧化碳會通過化學相互作用致使對流式擴散火焰的煤煙形成減少。更近期的研究指示，添加二氧化碳所引起的顆粒物減少是由於火焰溫度的減小和co2的化學相互作用兩者。圖4示出oh等人收集的實驗數據，其清楚地證明了利用向氧化劑中添加二氧化碳而在同向流動擴散火焰剖面中獲得煤煙減少。在圖中，fv代表火焰中煤煙的體積分數，dp是首要顆粒尺寸，並且np是火焰中首要顆粒的數量濃度。根據oh等人，「在用co2代替n2作為稀釋劑的情形中，首要的顆粒尺寸和煤煙體積分數急劇降低」。再次，根據oh等人，煤煙形成的減少對以下有貢獻：由於co2的增大的熱容量，火焰溫度降低通過引入二氧化碳稀釋反應氣體種類二氧化碳的直接化學效應這些研究確認了co2添加對同向流動的非預混合火焰的顆粒物排放的作用，但是當前存在的文獻都未再次肯定對於固體生物質燃燒的這種作用。更驚人地，申請人已經發現其他其他成分和噴射特徵(速度、方向、位置、角度、體積)影響pm減少。有其他潛在的機制可進一步解釋顆粒物排放的減少，諸如增加混合、增加o2水平、改變通過爐的總流量並且隨後改變可燃成分的逗留時間、改變爐中的峰值燃燒溫度以及破壞循環的顆粒物。這些機制既未被全面理解也不容易預計。目前不存在評估這些機制對生物質烹飪爐中的顆粒排放物的作用(特別是與在生物質烹飪爐中應用egr相關的作用)的文獻。除了egr對顆粒物形成的潛在利益之外，實驗數據和文獻數據指示了利用egr通過機制，諸如增加混合以及廢氣流中催化co氧化的水，可能減少一氧化碳。在一些實施例中，爐和爐配件可包括用於主動移動空氣的裝置，並且該裝置可由電源供能。在一些實施例中，空氣移動裝置可以是風扇或鼓風機。電源可以是電池，其可包括適配器和/或充電電路。圖5示出了若干個可行的實施例。在一個實施例中，電源包括具有電池和充電電路的ac/dc適配器。此實施例可能是某些市場所期望的，例如印度，在印度目標市場的超過70％在一天中的至少一些時候能夠接觸到電能。另一個實施例可包括手操作式發電機(或測功計)。手操作式發電機可與以上描述的充電電路和電池結合。對於約1-3瓦特的預期風扇功率消耗，手動充電不會過於繁重。圖5還示出熱電發電機(teg)供能系統，其可使用來自爐的熱量產生電能。在許多情形中，teg可產生超過1-3瓦特，這還可容許對電池和/或其他電子裝置(燈、光源、行動電話、計算機等)充電。產生過量電能的潛能是有吸引力的。其他選項對於本領域技術人員來說是顯然的，並且與本文描述的本發明完全相符。圖6-9描繪了所公開的爐和爐配件的若干實施例。圖6所示的實施例包括可商購的爐，envirofitg3300。此實施例用於測試要求權利的爐和爐配件的許多方面。例如，圖2和3所示的排放物數據是利用此實施例產生的。圖7示出了所公開的爐和爐配件的第二實施例。egr許可爐的此實施例用於分析若干變量，例如可影響爐的排放性能(例如氣體噴射位置、噴嘴幾何結構、氣體路徑溫度、流速和teg位置)的變量。圖7的實施例還包括可商購爐，envirofitm5000。圖7未示出將氣體從egr出口引導至爐中的側面給料開口的導管。在圖8和9二者中描繪的實施例中示出了圖7未示出的導管。這些導管將氣體從egr出口引導至爐中的側面給料開口。脈寬調製器和電源設備可被包括在所公開的裝置中，以幫助控制風扇/鼓風機馬達的速度。此外，被合併到圖7的實施例的egr路徑中的teg幫助描繪對循環廢氣進行的能量產生/回收的特徵。圖10描繪了egr許可爐的另一個實施例。此實施例圖示可以如何將egr爐配件添加到爐作為配件，例如，egr裝置可被添加到火箭彎管爐。在此實施例中，廢氣被抽吸通過入孔網格，入孔網格可位於爐頂部處或附近，如在此描繪的。廢氣流過可圍繞鍋圍邊的周界放置的導管。此導管內的廢氣然後經由鍋圍邊前部處或附近的一個或多個額外的導管流動並且被噴射回到燃燒室的口部。風扇或噴射空氣的鼓風機可位於入口孔和噴射孔之間。在一些實施例中，如圖10所描繪的，風扇位於鍋圍邊的後側處。電源可位於風扇附近。如以上論述的，噴射空氣的鼓風機可被供應以電能，該電能由諸如熱電發電機、太陽能電池、手動供能發電機(曲柄充電器)或住宅電力的電源提供。電源的選擇可基於成本評估和與市場需求的對比。可根據材料所暴露於的熱學環境、化學環境和機械環境改變為爐和爐配件選擇的材料。在許多實施例中，裝置內的部件可以改變並且不需要與以上論述的envirofitg3300或m5000爐中所利用的那些相同或相似。在許多實施例中，egr裝置可容許爐在egr系統關閉和/或失靈時合適且高效地起作用。對於所公開的egr系統的大多數實施例，爐可包括將木質燃料或類似的生物質給料到爐口部中的空氣/燃料入口(或口部)，並且空氣通過對流被抽吸到口部中。在這些實施例中，燃燒通常發生在燃燒室內。可優化燃燒室的幾何結構和材料，以便合適地燃燒生物質並且最小化向爐主體的熱量傳輸。在許多實施例中，生物質燃燒所產生的廢氣可被向上抽吸通過上部燃燒室並進入一個或多個廢氣入口孔口。在一些實施例中，廢氣入口孔口被限定在位於上部燃燒室頂部處或附近的環結構中。此環結構可被稱作「egr入口圍邊」，並且其內部可限定廢氣收集室。圖7描畫了「egr入口圍邊」的一個實施例。泵/鼓風機裝置可被集成到爐中，以幫助將廢氣抽吸到egr入口圍邊中。廢氣行進通過導管並且穿過泵/鼓風機裝置進入一個或多個噴射導管，直到它被噴射到爐的燃燒室中。在許多實施例中，廢氣可進入可位於燃燒室頂部處或附近的進氣孔口。該孔口可與廢氣收集室的內部流體連通，收集室可與一個或多個廢氣導管流體連通，所述廢氣導管包含廢氣並且將廢氣引送到與廢氣導管流體連通的泵或鼓風機。泵或鼓風機幫助將廢氣從廢氣導管主動地移動到一個或多個噴射導管中，噴射導管將廢氣引送到一個或多個噴射噴嘴中。噴射噴嘴具有容許廢氣逸出噴射噴嘴內部的多個孔口。對所公開的裝置和系統的測試指示，噴射位置、噴嘴幾何結構和流速影響爐的排放性能。因此，對於噴射位置和噴嘴幾何形狀的各種結合，確定優化流速。接著，對比各種結合的最小化pm排放物，以確定測試爐的優化設計。所公開的測試認定對於噴射位置和噴嘴幾何形狀的一些優選的結合實施例，雖然不完全優化。下文描述一些示例性結合。示例性爐噴嘴設計在燃燒室中有若干位置可放置噴射噴嘴。同樣，被限定在噴嘴平面中的噴射孔口可具有若干幾何結構和配置。對各種設計進行測試，並且得到對於所公開的爐的一個實施例為了pm減排的優選噴射位置和噴嘴配置。圖11和12描畫了噴射位置和噴嘴幾何結構的這種優選實施例。在此實施例中，噴射噴嘴位置在燃燒室頂部處或附近。在此實施例中，兩個噴射噴嘴位於燃燒室的側面處或附近。其他實施例可包括多於兩個噴嘴或一個噴嘴。在本實施例中，噴嘴平行於並且垂直於燃燒產物通過爐的上部燃燒室的氣流方向放置。在一些實施例中，噴嘴可以不平行於或垂直於氣流。在本實施例中，6個噴射孔口被限定在噴嘴表面內。在本實施例中，噴射孔口以9/16英寸的中心距中心距離分隔開，並且每個孔口具有約3/16英寸的直徑。在許多實施例中，例如其中噴嘴限定基本線性的管結構的實施例，諸如圖12和16所示的實施例，第一孔口(位置最靠近燃燒室口部的孔口)位於距燃燒室口部約1/2英寸處。在其他實施例中，噴嘴可限定環結構，環結構可位於上部室(或煙囪)的壁處或附近。噴射噴嘴可限定被限制於燃燒室的水平部段中的噴射孔口。在許多實施例中，水平部段小於約20cm、19cm、18cm、17cm、16cm、15cm、14cm、13cm、12cm、11cm、10cm、9cm、8cm、7cm、6cm、5cm、4cm、3cm、2cm或1cm，並且大於0.5cm、1cm、2cm、3cm、4cm、5cm、6cm、7cm、8cm、9cm、10cm、11cm、12cm、13cm、14cm、15cm、16cm、17cm、18cm或19cm。在一些實施例中，諸如圖16、26和29所示的實施例，孔口基本上平面地位於燃燒室內並且平行於燃燒室的底面。當出口孔口與底面處於同一平面時，每個出口孔口的中心與燃燒室的底面相距相同距離(或距離的變化小於約0.5cm)地放置。在一些實施例中，從底面到每個孔口的距離的變化小於0.5cm、1cm、2cm、3cm、4cm、5cm、6cm、7cm、8cm、9cm、10cm、11cm、12cm、13cm、14cm、15cm、16cm、17cm、18cm或19cm(當變化小於約0.5cm時，可以說孔口是平面的)。當噴嘴限定環結構時，孔口可位於環各處並且被設計成將氣體引導至環中心中。在許多實施例中，對於流入燃燒室的廢氣流可存在優選流速，其可幫助減少裝配有所公開的系統的爐的pm排放。在許多實施例中，優選流速可為約20至70標準升每分鐘(slpm)。對於以上描述的及圖11和12示出的噴嘴配置，對於pm減排的優選流速在50至70標準升每分鐘之間變化。在大多數實施例中，流速可隨著火力的增加而增加，以最小化pm排放。例如，在2.4kw的火力下，優選流速可為約50slpm，並且在大於2.6kw的火力下，優選流速可增加至70slpm，以最小化pm排放。在一些情形中，火力小於約2.4kw，流速可能需要被調節到50slpm以下，以避免吹滅火焰，例如小於約40slpm、30slpm、20slpm、10slpm或5slpm。在許多實施例中，氣體流速與爐的火力相關。例如，在2.5kw爐中獲得期望的pm減少可能需要約40slpm的流速，而對於相同水平的pm減少，20kw爐(例如煙囪氣流爐)需要約60slpm的流速。在一些實施例中，流速可小於約110slpm、100slpm、90slpm、85slpm、80slpm、75slpm、70slpm、65slpm、60slpm、55slpm、50slpm、45slpm、40slpm、35slpm、30slpm、25slpm或20slpm，並且大於約10slpm、20slpm、25slpm、30slpm、35slpm、40slpm、45slpm、50slpm、55slpm、60slpm、65slpm、70slpm、75slpm、80slpm、85slpm、90slpm、100slpm或110slpm。對於冷起動水沸騰測試，圖11和12所描繪的egr許可爐的實施例能夠將pm10排放從對於具有鍋圍邊的基礎m5000爐的275mg/mjd(向水傳送每兆焦能量對應的pm10毫克數)減少到對於具有優化的egr流速的相同爐的125mg/mjd。為了更好地理解圖11和12所描繪的實施例的影響pm減排的變量，可在實驗上分析一些潛在變量。這些實驗顯示，用於減少pm質量排放的一個機制是氧化區域的尺寸由於火焰中提高的o2濃度而增大，這繼而增加接近氧化劑的燃料。氧化區域是火焰中氧氣以足以支撐燃燒的濃度散布的區域。此外，這些測試示出，當在更接近氧化區域的開始處(更靠近火焰前部的最低點處)噴射o2時，對減少顆粒物質量排放更有效。相反，指向木炭基底噴射或直接噴射到燃料中或燃料上被發現會導致更高的pm質量排放。圖11和12所描繪的實施例使用(在燃燒室頂部附近的)噴嘴位置，該位置容許將氣體噴射在氧化區域的底部附近，但充分高於燃料，以防止悶燒或吹滅火焰以及由此導致的更高的排放。這些研究還認定可影響pm排放的其他變量。例如，顆粒在氧化區中增加的逗留時間(諸如經由循環)有助於減少pm排放，強制混合燃燒氣體也會如此。但是，在許多情形中，操縱這兩個變量的效果似乎不如提高火焰的氧化區域中的o2濃度的效果。此外，據確定，co2循環的隔離作用對pm排放的影響低於提高o2濃度。在一些情形中，在所公開的egr許可爐的一些實施例中觀察到燃料消耗速率增加，這可單獨地導致pm排放增加。但是，當這些作用被結合起來時，由於它們存在於許多所公開的egr許可系統中，觀察到pm質量排放淨減少。由於測試顯示火焰氧化區域中提高的o2濃度是pm質量減少的一個機制，因此利用同樣應該提供較高的o2濃度的新鮮空氣(非egr)噴射來測試同一噴嘴配置和噴射位置。利用完全新鮮空氣噴射，冷起動水沸騰測試pm10排放減少至91mg/mjd。這顯示具有這種噴嘴幾何結構和噴射位置的egr實施例可提供大於或等於利用廢氣的那些實施例的pm減排量。如下文描述的，可以用各種方式修改所公開的egr系統和裝置，以減少生物質燃燒爐的排放。例如，可修改新鮮空氣噴射、噴嘴位置和噴嘴幾何形狀。可包括對所公開的系統和方法的其他修改、改變和置換，以進一步減少pm質量並且這些被包括在本發明的範圍內。本文公開的所有參考文獻，無論是專利還是非專利，都通過引用合併於此，仿佛每個的引文的全部內容都包括於此。在參考文獻與說明書矛盾時，將以本說明書(包括任何定義)為準。雖然已經以一定具體程度描述了本發明，但是應該理解，本發明是以舉例方式做出的，並且在不脫離所附權利要求所限定的本發明的精神的情況下可對細節或結構進行改變。例子ii-egr—pm減排分析圖7的實施例用於執行廢氣循環的最初測試。具體地，在這些測試期間測量顆粒物(pm2.5)，以測試有效減排。測試分析若干變量，例如：循環廢氣的溫度、廢氣成分、廢氣噴射位置和噴嘴配置、以及廢氣流速。循環氣體成分為了確保最小化被抽吸到egr鍋圍邊中的環境空氣量，在egr流速、噴射位置和噴嘴配置一致但入口配置不同的情況下，運轉兩組水沸騰測試(wbt)：一組利用以上描述的環結構執行，並且第二組數據利用從燃燒室出口的中心直接抽取廢氣的導管來收集。此第二配置確保了被抽吸到系統中的所有或幾乎所有氣體都包括廢氣。在整個測試中利用位於egr系統的路徑內的氣體分析器(testo)對分子氧的濃度取樣。通過比較氧濃度，可以確定環境空氣(新鮮空氣或非廢氣)是否以高流速進入系統。循環氣體的溫度通過將具有比例積分微分(pid)溫度控制器的加熱帶合併到測試平臺中，測試循環廢氣的溫度。圖13可見此測試系統的照片。完成10個冷起動水沸騰測試，其中，除了循環氣體的溫度之外，測試變量保持不變。平均循環氣體溫度在約20℃至100℃之間變化。測試溫度的下限複製已經完全冷卻至環境溫度的廢氣的作用。測試溫度的上界代表一種境況，其中鍋下緣處的廢氣溫度在整個系統中從廢氣進入到噴射到燃燒室中保持幾乎恆定。通過利用冰浴冷卻氣體溫度，以降低氣體溫度，並且電阻式加熱帶用於升高氣體溫度。沿egr路徑的熱電偶用於測量以一秒的區間測量氣體溫度。噴嘴和流速優化過程這些研究還用於比較各種噴嘴配置的最小pm2.5排放。研製出用於粗略估算特定噴嘴配置的最小pm2.5排放的獨特的噴嘴和流速優化過程。在下文進一步論述的這些測試中作出了兩個假設。一般地，測試過程的進展包括步驟1—設計並製造噴嘴，步驟2—確定起動火力階段的流速，步驟3—確定穩定狀態火力階段的優化流速，以及步驟4以優化流速運轉冷起動水沸騰測試。在此研究的egr實驗優化部分中，完成此過程的三次反覆。下面論述在過程的取樣反覆中每個步驟的細節。步驟1：設計並製造噴嘴。利用流體力學和燃燒概念的結合以及之前的實驗結果設計噴嘴。步驟2：在步驟2中，確定起動階段的用於pm2.5減排的優化流速。對於每個數據點，標準冷起動水沸騰測試過程跟隨著進行並且在30℃的水溫處結束。30℃的水溫被選定為這些測試的終止值。當水溫達到30℃時，火力不再處於瞬變狀態並且已經進入穩定狀態。流速以10至20slpm的區間改變，並且每個流速收集到1至2個數據點。在圖14的圖表中可見起動階段流速優化的取樣結構。此圖表示出對於此示例性數據組優化的起動階段流速為約40slpm。在步驟3中，確定穩定狀態火力階段用於pm2.5減排的優化流速。利用擬將沸騰測試(quasi-simmertest)方法確定穩定狀態優化流速。首先，將爐主體、鍋和水帶至將沸騰溫度。一旦達到穩定狀態將沸騰溫度，就移除木炭和正在燃燒的燃料，同時將鍋和水留在原位。然後在燃燒室中利用丙烷火炬點燃已知重量的燃料。丙烷火炬被用於點燃燃料，因為從每個取樣的開始處使用穩定狀態火力階段(3-3/4」×3/4」×12」的松枝)燃料給料方法。在開始取樣pm2.5之前容許火燃燒一分鐘。這一分鐘延遲防止在點燃樹枝期間進行pm2.5取樣。然後取樣pm2.5排放物十分鐘，或直到樹枝幾乎耗盡，同時火力保持恆定水平。在完成pm2.5取樣周期時，移除並稱量剩餘的燃料和木炭。然後以不同的流速重複再次點燃過程和隨後的十分鐘取樣周期。在此測試的整個過程，水和鍋留在原位並且保持處於沸騰溫度。此外，取樣周期之間的時間少於3分鐘，這防止爐和/或鍋明顯冷卻。此測試過程容許粗略估算穩定狀態火力階段期間特定噴嘴設定的pm排放和流速之間的關係。pm排放由單位燃料消耗質量排放的pm2.5的質量(被稱作排放因子(ef))來描繪。在計算ef時，對於水分含量和取樣時間，修正所消耗的燃料重量。在圖15中可見穩定狀態火力階段流速優化的示例性結果。可見的是，示例性的優化的穩定狀態階段流速為約80slpm。在步驟4中，確定特定噴嘴的最小pm排放。利用在步驟2和3中確定的優化流速，完成冷起動水沸騰實驗。將使用在步驟2中確定的優化流速，直到約30℃的水溫，在冷起動的其餘時間將使用在步驟3中確定的優化流速。步驟4導致的pm排放與從步驟2和3得出的補充結論一起用於下一噴嘴的設計。在這些實驗期間作出若干假設。具體地，在這些測試過程中，冷起動水沸騰測試被劃分成兩個階段，起動階段和穩定狀態階段。測試結論是起動階段期間(此時存在更瞬態並且通常較低的火力)的排放和穩定狀態火力階段(此時存在穩定並且通常較高的火力)的排放不同。因此，假定不同的火力將需要不同的強制氣流流速來實現最大的pm減排。因此，如果流速跟蹤實時火力的話，可最小化冷起動水沸騰測試的排放。為了使流速持續跟隨實時火力，可研製關於火力和流速的函數。此函數容許確定許多火力的優化流速，以及持續監控火力的控制系統。替代性地，控制器可對基於時間的函數(階梯的、區塊的或連續的)起作用。為了節省時間，僅確定兩個有區別的火力階段的優化流速，並且冷起動測試期間的流速跟隨階梯函數圖案。本方法固有的假設是，利用兩個火力階段式模型的冷起動測試的測得pm2.5排放將類似於流速持續跟隨實時火力的冷起動測試的排放。氣體噴射流速可根據火力產量改變。在一些實施例中，位於廢氣路徑中的風扇可幫助基於火力調節流速。在其他實施例中，在風扇操作期間，流速可保持恆定。在另外的實施例中，風扇可以按多階梯速度操作，其中，存在兩個或更多個操作速度。在許多實施例中，可基於火力(其可被測量)控制器或使用時間用各種風扇速度函數對控制器編程。在一些情形中，對由穩定狀態流速優化過程確定的流速的使用依賴於假設氣流流速不顯著影響穩定狀態火力階段期間爐的熱效率。作出此假設的原因是在這些測試中獲得在此測試期間被傳送到水的能量的準確測量結果是不實際的。被測試的噴嘴最後，對於egr爐，完成此優化過程的三次反覆。在圖16中可見被測試的三個不同噴嘴的配置。這些設定佔據兩個主要噴射位置。估算的噴射位置列於圖16右下側處的剖視圖中的下方。擴散噴嘴被設計成在燃料床下方噴射氣體並且位於燃料下方。空氣幕噴嘴被設計成在口部或入口處或附近以及在燃燒室頂部處噴射氣體。側面噴射噴嘴也被設計成在燃燒室頂部處或附近噴射氣體。圖16所示的空氣幕實施例具有約4」×1/4」寬的間隙，並且相對於水平方向以約45度的角度向下噴射氣體。圖16的實施例所示的側面噴射噴嘴具有垂直於爐的天然氣流噴射空氣的4.9毫米直徑的孔。圖16的擴散噴嘴實施例具有兩個3/4』直徑的管，所示管被壓扁並且在穿孔的金屬爐柵下面引導氣體。循環氣體成分-結果/論述循環氣體的成分可顯著影響燃燒室中的氮氣、氧氣、二氧化碳和一氧化碳的濃度。如上文論述的，環境空氣(新鮮空氣或非廢氣)可以以高egr流速被抽吸到egr鍋圍邊入口中，影響測試結果。在下文中，表1示出了利用以上描述的兩個入口配置的平均氧氣濃度。表1.循環廢氣成分表1的結果證明，當安裝經修改的egr入口(其從燃燒室出口的中心直接獲得廢氣)時，循環廢氣中的平均氧濃度似乎略微增加。但是，如果環境空氣被抽吸到標準egr鍋圍邊入口中，則循環廢氣中的氧濃度預期高於安裝經修改的egr入口的情形。未觀察到此效果，這指示了很少有或沒有環境空氣以高egr流速被抽吸到標準egr入口中。觀察到相反的關係這一事實反而可指示，當安裝修改的egr入口時，氣體在可用的o2燃燒完成之前被抽吸進入。循環氣體的溫度通過一組八個冷起動wbt測試循環氣體的溫度的作用。測試四個不同的氣體路徑設定點溫度，並且每個溫度重複兩次。圖17描畫了這些測試的結果。繪製在x軸上的溫度值代表在整個wbt中在被噴射到燃燒室之前立刻測量的氣體的平均測量溫度。應該注意，對於所有測試，使用空氣幕式噴嘴，並且egr流速一致地保持處於約70slpm。圖17所示的這些實驗的結果未認定氣體溫度和pm排放之間強相關。雖然一些實施例可包括位於氣體路徑中的隔離結構，但許多實施例可不包括隔離的氣體路徑。為了下文描述的隨後的測試，未合併有沿egr路徑的隔離結構。噴嘴和流速優化圖18、19和20分別列出對空氣幕噴嘴、擴散噴嘴和側面噴射噴嘴的初始流速優化的結果。表2總結了流速優化的主要結果。通過在圖18的繪圖上選擇近似最小位置，確定優化流速的值。表2中pm2.5的值代表優化egr流速處的階段特定排放。表2.egr噴嘴流速優化利用表2中可見的優化流速，完成每個噴嘴配置的冷起動wbt。在表3-1中可見這些測試的結果。這些測試的pm2.5排放代表每個噴嘴配置的pm2.5排放最小量。在表3中可見，在燃燒室頂部附近噴射的側面噴射噴嘴引起最大的pm2.5減排，從基礎m5000pm2.5排放(見表3-2的m5000基礎值；pm；461mg基礎vs側面噴射噴嘴的248mg；單位能量pm280mg/mjd基礎vs側面噴射噴嘴的150mg/mjd)減少44％。與通常的基礎火力和其他兩個噴嘴配置的火力相比，使用側面噴射噴嘴還似乎增大火力。表3-1.利用egr的各種噴嘴的最小化pm2.5排放表3-2.基礎m5000性能利用表2中發現的排放因子，並且在知道wbt中消耗的燃料總量的情況下，可預計排放的pm總重量。預計的pm和測量的pm之間的對比容許確定流速測試中的測量結果是否可以提供對完全冷起動wbt的排放的相對準確的代表。在表4中可見預計的和測量的pm排放之間的對比。表4.預計的vs測量的pm2.5排放表4中所見的誤差值指示，用於流速優化的較短測試可用於準確地預計總優化冷起動排放量。此外，這指示噴嘴優化過程的步驟3中的恆定效率假設不會引入顯著的不準確。最後，此部分的結果指示，可通過將egr系統應用於現有爐(諸如envirofitm5000爐)實現減排。測試還提供對使用上文描述的四步驟過程產生和測試新噴嘴配置的支持。例子iii-分析egr減排中涉及的變量在之前部分中描述的測試中，示出了可通過應用egr實現減排。本部分利用類似的測試認定、隔離並測量在egr通過側面噴射噴嘴時觀察到的影響減排的各種機制。測試平臺m5000再次被用於這些測試；但是，egr爐測試平臺相比上文描述的平臺經過了修改。首先，規定導管的路線，從而使得氣體可以從壓縮氣體汽缸被噴射到m5000中。通過高性能alicat質量流控制器調節噴射氣體的流速。測試方法假定egr烹飪爐的pm減排可以是以下機制結合的淨結果：增加的顆粒逗留時間；o2/co2的化學作用；混合；稀釋；溫度；以及火力。執行本測試，以便儘可能隔離和確定相對於egr側面噴射噴嘴配置這些機制中的每個的相對重要性。增加的顆粒逗留時間通過將無顆粒的複製的egr氣體噴射到爐中確定火焰中顆粒材料的增加的逗留時間的作用。egr複製氣體由15％o2、5％co2和80％n2構成，類似於以上測量的成分。以與用於側面噴射噴嘴的優化質量流速相等的質量流速噴射複製氣體。在上文描述的實驗中，確定了對於起動和穩定狀態火力階段側面噴射噴嘴的優化流速分別為50至70slpm。但是，在側面噴射噴嘴的以優化egr流速進行的整個冷wbt中，鼓風機輪處的溫度測量指示風扇處的平均溫度為約333k。為了使egr氣體的質量流速與複製的egr氣體匹配，應用溫度修正並且使用44.7至62.6slpm的流速(其中，slpm根據alicat質量流控制器規格，298k和14.7psi)。總之，利用egr複製氣體完成三個冷起動wbt複製。co2/o2循環的化學作用為了複製/隔離o2的化學作用，將純分子o2噴射到利用側面噴射噴嘴配置的爐中。必須做出兩個重要的考慮，以便估算在之前描述的egr爐測試中所見的o2的化學作用。第一，噴射的純o2的質量流速應該類似於優化的egr爐測試中噴射的o2的質量流速。考慮到egr氣體包括約15％的o2，應該使用等於經溫度修正的優化流速的15％的流速。這引起對於起動和穩定狀態火力階段分別為6.7和9.4slpm的純o2噴射流速。第二，噴射的o2的速度應該類似於噴射的egr氣體的速度，以便模擬氣體進入燃燒室的噴射深度。為了匹配測試之間的速度，側面噴射噴嘴中氣體逸出所通過的孔的直徑被修改成使得新孔面積減小至原孔面積的15％。完成三個冷起動wbt複製，其中，純o2被噴射到爐中。為了複製和隔離co2的化學作用，純co2被噴射到爐中。由於co2包括約5％的egr氣體，應該使用等於經溫度修正的優化流速的5％的流速。這引起對於起動和穩定狀態火力階段分別為2.2和3.1slpm的純co2噴射流速。由於這些流速顯著低於通過爐的總氣流，難以使噴射深度與側面噴射噴嘴匹配。為了調和此問題，使用擴散噴射設定。這確保了爐的天然氣流將co2運載到火焰中心位置的燃燒室中。完成三個wbt複製。由於模擬包括5％co2的egr氣體的co2流速極低，因此利用較高的co2流速運轉額外的測試，以使得任何化學/物理作用更加明顯。跟隨著與在純o2噴射測試中使用的相同的過程，代替複製包括15％co2的egr氣體中co2的化學作用。完成三個wbt複製。由循環氮氣引起的混合、稀釋和溫度降低為了完成此研究，以優化egr流速通過側面噴射噴嘴噴射氬氣。總之，執行三個冷起動wbt。最初，試圖利用純氮氣運轉這些測試，精確複製循環氮氣的混合、稀釋和溫度降低作用。但是，氮氣的熱容量使得不能維持火焰。因此，為這些測試選擇氬氣，因為它的熱容量是氮氣的一半。氬氣的低熱容量容許更好地理解火焰冷卻的作用，而不必使火焰冷卻過多以致於不能維持燃燒。此外，其惰性性質容許通過將固有化學作用從方程式移除而對混合、稀釋和冷卻作用進行隔離。火力為了隔離在部分4.4.3利用egr測試觀察到的增加火力的作用，將在egr爐中在測量火力下的預期pm排放與利用相同的燃料給料方法的基礎m5000排放相比。此外，利用在以上描述的基礎爐中火力和pm排放之間的關係，將在此部分中完成的所有測試與基於測量火力的預期基礎排放對比。這容許更準確地隔離每個所測試的機制的作用。結果/討論所有測試都利用側面噴射噴嘴配置來完成，並且引用以上確定的50至70slpm的優化流速。因此，每個機制對pm排放的作用的重要性應該與在利用側面噴射噴嘴的egr測試中觀察到的pm減排(在表3-1中所見的)相對比。作為對讀者的提醒，利用此優化的egr配置實現的平均冷起動水沸騰測試pm排放為150mg/mjd。增加的顆粒逗留時間在egr爐中，一部分顆粒物循環通過火焰。這將導致排放的淨pm2.5質量減少，假設氧化是沿顆粒路徑的淨支配機制。如上文指示的，形成速率和氧化速率在約800℃的溫度下開始對抗。幸運的是，在火焰彎管路中測量的溫度分布在燃燒室的大部分中超過800℃。這意味著氧化可超過形成速率並且通過火焰的顆粒循環可在pm2.5減排中器很大作用。通過執行一組使用無顆粒egr複製氣體(由80％n2、15％o2和5％co2構成)的冷起動wbt，隔離循環pm2.5和因此增加其氧化時間的作用。在下文中，在表5中可見這些測試的結果。表5.egr複製氣體測試結果在以上描述的測試中，確定了火力在pm排放中起很大作用，並且提出了用於基礎m5000pm2.5排放的模型。為了更好地隔離顆粒循環的作用，基於這些測試的測量火力，將圖5詳細說明的測試與預期的基礎m5000排放。這容許在相同的火力下對比表5中的測試產生的排放和基礎排放，而使得火力不再是影響因素並且容許更準確地在實驗上隔離感興趣的機制。在表6中詳細說明此對比。表6.與經火力修正的基礎相對比的egr複製測試結果egr複製氣體測試的平均pm2.5(mg/mjd)180平均測量fp(kw)3.4在測量fp下的預計基礎pm2.5(mg/mjd)440在表6中可見，利用無顆粒egr複製氣體實現從440(mg/mjd)至180(mg/mjd)的減少。這指示，在egr爐中觀察到的大部分pm2.5減排不是由顆粒循環引起的，而是由循環廢氣產物的氣體組分的化學和物理作用引起的。但是，無顆粒egr複製氣體測試的所得排放量略高於150(mg/mjd)的優化egr爐排放量。這可意味著顆粒循環對從180(mg/mjd)至150(mg/mjd)的一些減排負責。co2/o2循環的化學作用循環氣體的之前的測量結果指示，在優化egr爐冷起動wbt期間它平均由約15％的o2、5％的co2和80％的n2構成。其他氣體成分可包括一氧化碳和氬氣，但它們的濃度足夠低，以將它們的作用認作可忽略。考慮到n2由於在火箭彎管爐中的生物質燃燒期間經歷的相對低的燃燒溫度而用作相對惰性氣體，可假設主要的化學作用是o2/co2循環的結果。在表7中可見將o2和co2的化學作用隔離的測試結果。注意，「以優化流速的15％噴射純o2」和「以優化流速的5％噴射純co2」測試直接複製它們各自在由15％o2和5％co2構成的egr氣體中的化學作用。完成以優化流速的15％噴射純co2」測試，以便使得co2的任何潛在化學作用更加明顯。考慮到循環氣體必須總是80％n2，15％co2成分將指示爐幾乎接近總氣流的化學計量水平地操作。由於火箭彎管爐通常以相當低的燃料濃度操作，因此複製15％co2成分可被認為是co2的絕對最大潛在化學作用的估計值。表7.co2和o2的作用的測試結果基於這些測試的測量火力，在表8中將表7詳細說明的測試結果與預期基礎m5000排放量相對比。這容許通過使使得火力變化不再是影響因素，更準確地隔離感興趣的化學作用。表8.與經火力修正的基礎相比co2和o2的作用的測試結果在表8中可見，噴射純o2會引起排放的pm質量急劇減少。貫穿這些測試在視覺上觀察到的混合作用可忽略，並且可假設燃料附近的o2濃度不受影響。但是，在視覺上觀察到o2被噴射到下部燃燒室頂部附近的火焰中，從而使得燃燒室任一側上的噴射o2流在它們進入m5000的煙囪時會聚。因此，可以得到結論，發生pm2.5質量的顯著減少，並且主要由提高燃料上方火焰區域內的o2濃度所引起的化學作用導致。co2的隔離的化學作用似乎不會引起排放的pm2.5質量的任何顯著作用。這指示，橫跨潛在濃度範圍co2的化學作用對pm排放量有顯著作用。混合、稀釋和溫度降低為了更好地理解使氮氣循環通過側面噴射噴嘴的各種作用，以優化egr爐流速噴射氬氣。利用以優化流速進氣的氬氣噴射完成三個冷起動wbt，下面在表9中可見其結果。表9.混合、稀釋和溫度降低作用的測試結果如之前部分描述的，基於這些測試的測量火力，在表10中將表9詳細說明的測試結果與預期基礎m5000排放相對比。這容許通過使使得火力變化不再是影響因素，更準確地隔離感興趣的機制。表10.與經火力修正的基礎相比混合、稀釋和溫度降低作用的測試結果在表10中可見，噴射氬氣的作用引起較小的pm2.5排放增加。排放的這種較小增加是經提高的混合、反應成分稀釋和溫度降低的結合的淨結果。為了更好地理解這三種機制的各自作用，首先將考慮混合。對於此測試組，將優化egr爐質量流速與氬氣相匹配。每個循環廢氣分子被替換成以相同速度噴射的氬氣分子。考慮到混合是顆粒動量的函數，並且考慮到氬氣分子量為40(kg/千摩爾)，而循環廢氣分子量為約29(kg/千摩爾)。由於氬氣分子量較大，因此其動量和混合作用將大近似38％。在固體生物質的燃燒過程中經提高的混合的作用已被證明減少了含碳顆粒的排放。煤煙和煤煙前體的排放因混合不足而加重，其中，小批的未燃燒的蒸汽和顆粒可以離開燃燒區。因此，假設由氬氣引起的混合的隔離作用減少pm2.5排放。但是，氬氣噴射的總作用實際上導致pm2.5排放增加。因此，稀釋和溫度降低的氬氣結合作用實際上引起pm2.5排放增加。為了更好地理解冷卻對火焰的作用，對比在優化的egr爐中的循環氮氣的冷卻能力和噴射的氬氣的冷卻能力。氬氣的熱容量為0.52(kj/(kg-k))，並且n2的熱容量為1.04(kj/(kg-k))。此外，在穩定狀態階段期間計算質量流對於氬氣為114g/分鐘並且對於循環n2為83g/分鐘。考慮到兩種氣體的最初噴射溫度仍然接近周圍環境，可以得出結論，循環n2的冷卻作用(其通過用質量流速乘以兩種氣體的熱容量來估算)比氬氣的冷卻作用大近似45％。這指示，egr爐中的循環n2對排放的作用更大。最後，文獻指示，在小的生物質燃燒應用中冷卻火焰的作用將增加顆粒的質量排放。這可由低於約800℃的較冷區域的膨脹來解釋，其中，顆粒生成傾向於大於顆粒氧化。從此測試數據不容易看出固體生物質燃燒中稀釋反應組分的隔離作用。此外，此作用未在文獻中被良好地記錄。因此，稀釋和溫度降低的結合作用被組合在一起作為被觀察到引起pm2.5排放增加的一個排放機制。火力在利用以優化流速通過側面噴射噴嘴的egr的測試中，觀察到火力意外增大。這是因為生物質表面附近的氧化劑的強制作用。為了隔離在優化的egr測試的情況下觀察到的火力增大的作用，將在egr爐中在測量火力下的預期pm排放與利用相同燃料給料方法的基礎m5000排放相對比。表11.應用egr引起的火力增大的作用表中所見的結果指示被隔離的由應用egr引起的火力增大的作用導致pm排放略微增加。理解egr減排機制的一般結論egr爐的實驗優化引起pm2.5質量排放減少。經優化的配置將排放量從基礎值280mg/mjd減少至優化值150mg/mjd。經優化的爐採用側面噴射噴嘴，側面噴射噴嘴將循環廢氣噴射到火焰的氧化區，並且強制混合和燃料消耗速率的增加。為了更好地理解淨減排背後的驅動力，認定可影響pm2.5質量潛在機制並且在實驗上隔離它們的作用。據確定，用於減小pm2.5質量排放的機制包括由在火焰內燃料上方噴射優化o2濃度而產生的化學作用，經由循環實現的顆粒在火焰中增加的逗留時間，以及經提高的混合。在減少pm2.5排放的機制中，噴射優化o2濃度的化學作用被示出是最突出的。co2循環的隔離作用被確定成對pm2.5排放沒有顯著作用。此外，由循環氮氣引起的溫度降低和稀釋的結合作用以及由應用egr引起的燃料消耗速率增加的隔離作用很可能導致pm2.5排放增加。但是，當這些機制的作用被結合起來時，觀察到排放的pm2.5質量的淨減少。例子iv-egr與空氣噴射的對比已經發現在egr爐中減排的首要機制之一是當被噴射到火焰的氧化區中時o2的化學作用。這些結果指示，以與egr爐側面噴射噴嘴配置類似的方式採用空氣噴射的爐可引起類似的或更大的減排。進行了研究，以確認此假定以及理解兩個根本不同的強制氣流系統之間的相對影響。測試方法m5000被用於這些測試。對於強制氣流空氣噴射系統，由alicat質量流控制器調節的壓縮空氣按規定路線通過側面噴射噴嘴。側面噴射噴嘴與上文使用的那些相同，具有相對於燃燒室頂部處的爐天然氣流垂直地噴射空氣的直徑為4.9毫米的12個孔。為了公平地對比egr和空氣噴射，對於側面噴射噴嘴配置，確定每個強制氣流系統的最小pm排放。之前上文確定了利用egr的這種配置的最小排放。為了確定利用空氣噴射的最小排放量，遵循與部分4.4.3中所概述的相同的過程。一旦確定了每個強制氣流系統的最小排放量，就進行對比。結果/論述下面在圖19中可見空氣流速優化測試的結果。與50和70slpm的優化egr流速相比，對於起動和穩定狀態階段，利用空氣噴射的優化流速被確定為40和80slpm。下面在表12中可見利用優化空氣流速的三個冷起動wbt的結果以及優化的egr流速測試的之前限定的結果。表12.空氣和egr對比表12中的結果指示，空氣噴射爐的性能優於egr爐，具有70％的總減排量(與44％相比)。如上文示出的，提高火焰氧化區域中的o2濃度是對減排有貢獻的主要因素。空氣噴射爐可強制提高o2濃度，而不需要像egr爐那樣稀釋或冷卻火焰，其中，循環廢氣部分地由co2構成，因此增加了o2的總體化學作用。這些結果證明對於火箭彎管烹飪爐中的強制氣流系統來說空氣噴射可能是可行方案。因此，此研究的其餘部分關注空氣噴射方法的進一步優化。在一些實施例中，不同的噴嘴配置可能更適合用於egr而非空氣噴射，反之亦然。例子v-優化側面噴射噴嘴的空氣噴射噴嘴直徑在發現對於小型火箭彎管爐的情形來說強制氣流空氣系統的性能將優於或等同於egr系統的性能之後，決定了研究將繼續利用空氣噴射進一步優化噴嘴。在部分7中，探討在利用固定噴射位置和固定數量的孔的同時改變側面噴射噴嘴的孔直徑的作用。測試方法m5000被用於這些測試。對於強制氣流空氣噴射系統，由alicat流控制器調節的壓縮空氣按規定路線通過側面噴射噴嘴。側面噴射噴嘴位於燃燒室頂部處，在平行方位中，每個噴嘴的6個孔。測試了四個不同的直徑，包括2.3、3.2、4.9和5.7mm。對於每個直徑，完成如上文所描述的流速優化。然後對於每個直徑以優化流速完成三個冷起動wbt。結果/論述噴嘴直徑和優化的流速表13中可見對於每個直徑的流速優化的主要結果。可在圖30-36處找到流速掃描測試的詳細結果。表13.側面噴射噴嘴的噴嘴直徑優化結果呈現相對於基礎m5000pm2.5排放數據的pm2.5減排量，以供對比。可見，對於被測試的每個噴嘴直徑，實現了相對於基礎約70％的顯著pm2.5減排(對於5.7、4.9、3.2和2.3mm的直徑，分別地p＝0.03、0.02、0.02和0.02)。可見在起動階段和穩定狀態階段之間優化的流速很不相同。這指示了，如以上顯示的，流速可與活力相關聯。還應該注意，優化的穩定狀態流速傾向於隨著直徑的減小而略微減小。這可由觀察到的煙氣以較高的強制氣流速度從燃燒室的前部迸出的這一提高的傾向來解釋。此作用限制通過小直徑高速度噴嘴的流速。噴嘴直徑和pm排放量圖20將優化的pm2.5排放量呈現為噴嘴直徑的函數。誤差線代表每組測試的80％置信區間。可見的是，在整個被測試的直徑範圍內優化的pm2.5排放量相似，指示了如果使用優化的流速，則各種直徑將產生相似的減排量。圖21示出對於每個直徑以穩定狀態流速噴射的空氣的速度。再次，誤差線代表每組測試的80％置信區間。從左至右的數據點代表5.7、4.9、3.2和2.3mm直徑。噴射噴嘴中孔口的直徑可大於約0.5mm並小於約3.5mm。在許多實施例中，噴射噴嘴中孔口的直徑可小於約9.0mm、8.0mm、7.0mm、6.0mm、5.0mm、4.5mm、4.0mm、3.5mm、3.0mm、2.9mm、2.8mm、2.7mm、2.6mm、2.5mm、2.4mm、2.3mm、2.2mm、2.1mm、2.0mm、1.9mm、1.8mm、1.7mm、1.6mm、1.5mm、1.4mm、1.3mm、1.2mm、1.0mm、0.9mm、0.8mm、0.7mm、0.6mm或0.5mm，並且大於約0.4mm、0.5mm、0.6mm、0.7mm、0.8mm、0.9mm、1.0mm、1.1mm、1.2mm、1.3mm、1.4mm、1.5mm、1.6mm、1.7mm、1.8mm、1.9mm、2.0mm、2.1mm、2.2mm、2.3mm、2.4mm、2.4mm、2.5mm、2.6mm、2.7mm、2.8mm、2.9mm、3.0mm、3.5mm、4.0mm、5.0mm、6.0mm、7.0mm、8.0mm或9.0mm。在圖21中，可見噴射空氣的速度隨著側面噴射噴嘴孔直徑的減小而顯著增加，但是優化的pm排放量仍然相對恆定。這暗示對於所測試的直徑範圍如果使用優化的流速，則速度可以改變。在許多實施例中，離開噴射噴嘴的氣體的速度可從約5m/s至20m/s。在一些實施例中，氣體的速度可大於約1m/s、2m/s、3m/s、4m/s、5m/s、6m/s、7m/s、8m/s、9m/s、10m/s、11m/s、12m/s、13m/s、14m/s、15m/s、16m/s、17m/s、18m/s、19m/s、20m/s或25m/s，並且小於約30m/s、25m/s、20m/s、19m/s、18m/s、17m/s、16m/s、15m/s、14m/s、13m/s、12m/s、11m/s、10m/s、9m/s、8m/s、7m/s、6m/s、5m/s、4m/s、3m/s或2m/s。當速度過低時(由於噴射孔口過大和/或傳送的氣體體積過小)，氣體可能不能橫穿火焰，將額外的氧化劑帶到火焰中心。從圖21可得出的另一個結論是，優化排放的擴散可隨著速度的增加而增大。如之前提及的，這可由觀察到的煙氣以較高的強制氣流速度從燃燒室的前部迸出的這一提高的傾向來解釋。局部峰值排放的行為在流速測試期間，在幾個實例中觀察到有趣的局部峰值排放行為。這種局部峰值行為的例子可在下面圖22中的30slpm和圖23中的40slpm處看到，其中，圖22展示對於起動階段3.2mm直徑的噴嘴的強制氣流流速範圍的結果，並且圖23展示對於穩定狀態階段5.7mm直徑的噴嘴的強制氣流流速範圍的結果。對火焰和流體流特性的視覺觀察有助於為排放量中的這些局部峰值提供辯護。圖24描繪了觀察到的流模式。右側畫出的流分布是對通過燃燒室的流的粗略描繪，並且側面噴射噴嘴在黑箭頭處為曲線1至3補充流。點0代表在沒有強制氣流的情況下通過燃燒室的未受幹擾的天然氣流。在點1處(其在圖23中的約20slpm處)，補充火焰的氧化區域，因此減少pm排放，但是在側面噴射噴嘴下方未發生混合。在點2處(其在圖23中的約40slpm處)，強制氣流足夠強和集中，足以熄滅噴嘴高度處的火焰的氧化區域，但是未足夠強到在噴嘴下方引發混合。熄滅火焰的氧化區域會引起pm排放局部增加。在點3處(其對應於圖23中的流速60slpm及以上)，強制氣流足夠強，足以克服爐的天然氣流並且在整個燃燒室中引發混合。這更均勻地分布強制氣流，容許更好的強制氣流流速而不會因此熄滅火焰，並且最終引起顯著的pm減排。在所有流速範圍中都未觀察到此作用。可能的前提是，如果使用更精細的流速範圍解析度的話，則在所有流速範圍內都將觀察到此作用。例子vi-空氣噴射位置的優化為了進一步調查空氣噴射方法，對噴射位置進行評估。在這部分中，在g3300中探討各種噴射位置。測試方法g3300和m5000的pm排放性能的對比這些測試中使用的g3300在設計上類似於m5000，存在一些差異。g3300在燃燒室周圍絕緣，而m5000使用鋁輻射屏蔽結構。與m5000比較，g3300具有略大的燃燒室，燃燒室具有較寬的開口。最後，g3300陶瓷基底小於m5000陶瓷基底。在其他方面，兩個爐具有類似的煙囪尺寸。據發現，這些差異引起兩個爐之間的基礎pm2.5排放量差異。但是，當應用強制氣流時，對爐的性能之間進行額外對比。完成此第二對比，以確保從對m5000之前的工作獲得的強制氣流知識可延伸到對g3300的工作。利用直徑為2.3mm的側面噴射噴嘴完成每個爐的最小pm2.5排放量和優化流速之間的對比。利用以上概述的相同過程確定每個爐的最小pm2.5排放量和優化流速。噴射位置測試對於4個噴射位置最小pm2.5排放量和優化流速之間的對比，包括燃燒室頂部以及煙囪部分的底部、中間和頂部。圖25呈現g3300火箭彎管式設計的剖視圖，標出了一般噴射位置。標出了距陶瓷基底(底面)頂部的距離，以釐米為單位。為了測試燃燒室噴射位置的頂部，使用側面噴射噴嘴。為了測試煙囪部分內的噴射位置，製造「煙囪環」噴嘴。圖26展示用於煙囪最下部的煙囪環噴嘴。圖26所示的煙囪環式噴嘴水平地朝向煙囪的豎直軸線噴射氣體。對於此部分中的所有噴嘴，使用直徑為1.5mm的12個孔。選擇1.5mm是因為初步研究指示，具有較大直徑的煙囪環式噴嘴可以以緩慢的流速減少火焰。在一些情形中，這可引起煙霧和火焰被排放到燃燒室前部外。1.5mm直徑減少這種作用並且容許使用更高的強制氣流流速。下文提供對於噴射位置研究對1.5mm直徑的進一步論述。最後，使用12個孔，用以幫助橫跨火焰分布強制氣流並且用以保持與之前工作的一致性。在一些實施例中，噴射孔口(孔)的數量可大於12或小於12。在一些實施例中，噴射孔口可在噴嘴內均勻地分隔開或者可以並非均勻地間隔開，以幫助將氧氣傳送到火焰內部。結果/論述g3300和m5000的pm排放性能的對比表14呈現當利用直徑為2.3mm的側面噴射噴嘴時g3300和m5000之間的優化pm2.5排放量的對比的主要結果。平均值代表3個測試的平均。表14.g3300和m5000的pm排放性能的對比和具有類似配置的優化流速可見，對於兩個爐來說優化的流速是類似的。這指示，兩個燃燒室之間的幾何結構差異不會導致對於優化的強制氣流流速的顯著差異或限制。這還暗示對於兩個爐及其他噴嘴配置來說優化的強制氣流流速將是類似的。此外，可見對於兩個爐來說pm2.5排放量是類似的(p＝0.82)。這指示，在利用m5000的之前工作中測量的優化pm2.5排放性能可以比得上利用g3300的優化的pm2.5排放性能，並且當應用優化的流速時兩個爐性能之間的差異不那麼明顯。噴射位置表15呈現噴射位置研究的主要結果。可在圖30-36中發現流速範圍測試的更多詳細結果。表15.噴射位置優化結果可見，橫跨底部三個噴射位置優化流速是類似的。但是，在頂部噴射位置，優化流速下降至10slpm。圖27由在流速範圍期間對於頂部噴射位置拍攝的圖像構成。所公開的裝置、方法和系統可幫助減少來自生物質爐的汙染物。如上文和下文的例子所證明的，本發明可幫助減少來自生物質爐的顆粒質量排放，例如pm2.5排放，相對於氣體並未被主動噴射到火焰中(即，風扇或鼓風機關閉，或者未安裝噴射系統)的相同爐而言。在一些情形中，本發明提供約20％至約95％之間的pm2.5減排。在許多實施例中，pm2.5減排在約25％和85％之間。在一些實施例中，pm2.5減排大於約20％、25％、30、35％、40％、45％、50％、55％、60％、65％、70％、75％、80％、85％或90％，並且小於約100％、95％、90％、85％、80％、75％、70％、65％、60％、55％、50％、45％、40％、35％、30％和25％。在0slpm的流速下，煙囪頂部出來的火焰高且纖細。在10slpm的流速下，火焰較短並且更濃縮。當使用20slpm的流速時，火焰頂部在噴射位置處完全熄滅。這引起通過爐的氣流顯著減少，並且導致很多煙霧和火焰離開爐前部。最後，這將煙囪噴射位置頂部的優化流速限制至10slpm，並且限制此配置的pm2.5減排潛能。但是此現象對於環噴嘴位於燃燒室中較低處的實施例不那麼重要，因為火焰在較低位置處更強，不那麼易受圖27中所見的作用影響。反而，在較低水平處，噴射氣體進入火焰的氧化區域(而非熄滅它)以傳送氧氣，並且促進額外的氧化和pm減少。對比來自底部三個噴射位置的優化pm排放會得出煙囪底部是優化噴射位置的結論。但是，在燃燒室頂部處進行噴射也會導致良好的性能。可以假定這些位置導致最大減少，因為它們在火焰最強處噴射並且補充顆粒的氧化，而不會引起火焰冷卻或熄滅。另一個重要的觀察是沸騰時間和每個噴射位置的火力的作用。煙囪底部噴射位置似乎導致火力顯著增加以及沸騰時間大大縮短，這兩個特徵對消費者來說都相當有價值。最後，在煙囪底部處噴射強制氣流可能是期望的。這种放置可幫助相對於基礎(p＝0.001)的減排並且可提供與側面噴射噴嘴(其侵入燃燒室中)相比相對不引人注意的設計。在許多實施例中，噴射噴嘴的放置促進在燃燒室中的固體生物質水平的上方的噴射氣體。在大多數實施例中，在固體燃料(例如圖26中所見的木柴)上方0.5至30.0cm處噴射氣體。在大多數實施例中，氣體以以下高度噴射到火焰中，所述高度大於約0.5cm、1.0cm、1.5cm、2.0cm、2.5cm、3.0cm、3.5cm、4.0cm、4.5cm、5.0cm、5.5cm、6.0cm、6.5cm、7.0cm、7.5cm、8.0cm、8.5cm、9.0cm、9.5cm、10cm、11cm、12cm、13cm、14cm、15cm、16cm、17cm、18cm、19cm、20cm或25cm，並且小於約30cm、25cm、20cm、19cm、18cm、17cm、16cm、15cm、14cm、13cm、12cm、11cm、10cm、9.5cm、9.0cm、8.5cm、8.0cm、7.5cm、7.0cm、6.5cm、6.0cm、5.5cm、5.0cm、4.5cm、4.0cm、3.5cm、3.0cm、2.5cm、2.0cm、1.5cm或1.0cm。例子vii-優化煙囪環噴嘴的空氣噴射噴嘴直徑在上文中，發現了當噴射位置在具有側面噴射噴嘴的燃燒室頂部處時噴嘴直徑不是最小化pm排放的強決定因素。但是，對於其他噴射位置和噴嘴配置，最小化的pm排放可能不是直徑的弱函數。因此，在此部分中，探討對於位於煙囪底部處的煙囪環式噴嘴來說直徑對排放量的作用。測試方法在g3300中測試對於位於煙囪底部處的煙囪環式噴嘴來說噴射直徑對排放量的作用。測試1.5和3.0mm的孔直徑。對於每個直徑，完成如上文所述的流速優化。然後，對於每個直徑以優化流速完成三個冷起動wbt。然後對比所得的優化排放量和流速。結果/論述下面在表16中展示煙囪環式噴嘴的直徑優化結果。表16.煙囪底部噴射位置的直徑優化結果可見，1.5mm直徑噴嘴具有較大的優化穩定狀態流速。這是因為3.0mm直徑噴嘴引起火焰在大於20slpm的流速下熄滅，導致煙霧和火焰從燃燒室前部排出。還可見，與3.0mm直徑(p＝0.04)相比，對於1.5mm直徑優化的pm2.5排放量顯著較低。火焰的熄滅限制強制氣流流速，這因此限制pm2.5減排量。此數據指示，對於煙囪環式噴嘴，直徑可小於約3mm。例子viii-優化煙囪環噴嘴的空氣噴射角度在上文中，除了直徑之外調查了噴射位置。在此，探討對於噴射位置和直徑改變噴射角度的作用。測試方法為了理解噴射角度的作用，對比兩個配置的最小排放量。這些測試使用的噴射位置在煙囪底部處，在部分8中發現最佳噴射位置。測試的噴射角度為水平的或水平上方30°。圖28展示此研究中使用的兩個噴嘴的位置。此外，此研究中使用的兩個噴嘴具有直徑為1.5mm的12個孔。圖28示出在煙囪底部處被測試的噴射角度。圖29示出相對於水平方向以30°角度噴射的煙囪環噴嘴。結果/論述表17展示噴射角度研究的結果。流速範圍測試的更詳細結果可在圖30-36中找到。表17.噴射角度測試結果可見，對於30°噴射角度，最佳流速被限制為10slpm。此外，利用水平噴射角度實現的減排大於利用30°噴射角度實現的減排(p＝0.02)。成角度的噴射實現較少的減排，因為強制氣流的角度促進通過爐的高總氣流。增加通過爐的總氣流可顯著冷卻火焰，特別是如果不存在高水平的混合的話。冷卻火焰可增加顆粒生成區域的體積並且減小顆粒氧化區域。雖然優選水平噴射角度，但是噴射角度可在約-50°(相對於水平方向，0°，即從噴嘴朝向燃料向下)至約+50°(相對於水平方向，0°，即朝向上部燃燒室的頂部向上)之間變化，優選從約-30°至約+30°。在許多實施例中，噴射角度可大於約-55°、-45°、-40°、-45°、-30°、-25°、-20°、-15°、-10°、-9°、-8°、-7°、-6°、-5°、-4°、-3°、-2°、-1°、0°(水平)、1°、2°、3°、4°、5°、6°、7°、8°、9°、10°、11°、12°、13°、14°、15°、16°、17°、18°、19°、20°、25°、30°、35°、40°、45°或50°，並且小於55°、50°、45°、40°、35°、30°、25°、20°、19°、18°、17°、16°、15°、14°、13°、12°、11°、10°、9°、8°、7°、6°、5°、4°、3°、2°、1°、0°、-1°、-2°、-3°、-4°、-5°、-6°、-7°、-8°、-9°、-10°、-11°、-12°、-13°、-14°、-15°、-16°、-17°、-18°、-19°、-20°、-25°、-30°、-35°、-40°、-45°、-50°或-55°。當前第1頁12