侧面给料强制通风式生物质燃烧烹饪炉的制作方法

相关申请的交叉引用本申请依据35u.s.c.§119(e)要求2014年9月11日提交的的优先权的利益，美国临时专利申请no.62/048,884，该申请的全部内容通过引用合并因此。本发明公开了，例如通过利用被喷射到燃烧室中、氧化区处或附近的气体，帮助减少生物质炉的排放物的系统和装置。还公开了用于从生物质炉产生电能的系统和装置，以操作帮助喷射气体和/或收集废气的泵或鼓风机。
背景技术：
：改良型烹饪炉的全球商业市场是一个新生市场。虽然已经用了数十年时间进行炉改良规划，但由于较差的耐用性和性能，或对市场(诸如价格点)缺乏了解，错误投放的补贴，缺乏刺激和教育，这些规划影响有限。下文论述改良的烹饪炉的许多预期公共利益。对农村民众的健康影响已经观察到在发展中国家的农村区域的住宅中诸如co和小于约10或2.5微米的颗粒物(pm10、pm2.5)的空气传播污染物的环境浓度超过了世界卫生组织(who)的暴露极限多达30x并且超过美国环境保护署的极限100x。这种室内空气污染(iap)已经与全球疾病负担的近3％相关联并且是造成多达每年2百万早逝的主要因素。先进的气化烹饪炉已经证明了它们减少与三石炉相关的pm和co排放物的潜能。废气循环技术(egr)可进一步减少排放物，大体上数十万使用者受益。附图说明图1示出目前公开的egr烹饪炉和装置的各种实施例。图2示出对于所公开的egr样机的一个实施例与三石炉相比的排放改进。图3示出对于egr炉的一个实施例的谨慎的pm排放数据。图4示出在30％氧气体积分数的同向流动的(a)n2+o2，(b)co2+o2，(c)ar+co2+o2中煤烟体积分数、首要颗粒尺寸和首要颗粒分布的数量浓度。这些是同向流动的非预混合火焰的剖视“图片”(利用时间分辨的激光诱发炽光(tire-lii)和tem拍摄)。燃料与三种不同的气体混合物同轴地流动，气体混合物的成分在图的下标中标记。图5示出本文公开的风扇驱动的egr系统的电源的各种实施例。图6示出用于测试的egr许可生物质炉的实施例的照片。图7示出egr许可生物质炉(顶部)的实施例的示意图和egr装置的切割图。图8是用于测试减排参数的egr许可炉的实施例。图9是从前部示出的图8的实施例，其中，两个喷射喷嘴位于炉的口部中。图10描绘用于添加到生物质炉上的egr装置。图11描绘所公开的装置的一个实施例，其中，位于egr许可炉中的喷射喷嘴具有优选的位置。图12描绘所公开的装置的一个实施例，其中，位于egr许可炉中的喷射喷嘴具有优选的几何结构。图13是用于测试气体温度对排放的作用的所公开的系统和装置的一个实施例的照片。图14示出对所公开的炉的一个实施例进行的起动阶段流速分析的结果。图15示出对所公开的炉的一个实施例进行的稳定状态火力阶段流速分析的结果。图16示出与所公开的装置和系统联用的喷嘴的各种位置。图17示出测试作为温度的函数的排放量的研究分析。图18示出对于各种喷嘴位置作为流速的函数的起动和稳定状态排放量。图19示出对于侧面喷射喷嘴空气喷射流速优化的结果。图20示出对于侧面喷射喷嘴作为喷嘴直径的函数的优化pm2.5排放量的测试结果。图21示出对于各种直径的喷射孔口稳定状态流速和优化排放量的结果。图22示出对于3.2mm喷嘴的局部峰值排放量。图23示出对于5.7mm喷嘴的局部峰值排放量。图24示出在不同的空气喷射流速下燃烧室中的流分布以及对排放的作用。图25示出在g3300中测试的各种喷射位置。图26示出烟囱环喷嘴的实施例的若干图片。图27示出在顶部喷射位置处的空气流速作用。图28示出在烟囱底部处测试的喷射角度。图29示出成角度的烟囱环喷嘴的实施例。图30示出对于具有1.5mm直径喷射孔口的侧面喷射喷嘴的g3300，起动和稳定状态pm以及流速。图31示出对于具有2.3mm直径喷射孔口的侧面喷射喷嘴的g3300，起动和稳定状态pm以及流速。图32示出对于具有1.5mm直径喷射孔口的处于上部燃烧室底部处的烟囱环的g3300，起动和稳定状态pm以及流速。图33示出对于具有1.5mm直径喷射孔口的处于上部燃烧室中间处的烟囱环的g3300，起动和稳定状态pm以及流速。图34示出对于具有1.5mm直径喷射孔口的处于上部燃烧室高处的烟囱环的g3300，起动和稳定状态pm以及流速。图35示出对于具有1.5mm直径喷射孔口的处于上部燃烧室底部处的烟囱环的g3300，起动和稳定状态pm以及流速。图36示出对于具有3.0mm直径喷射孔口的处于上部燃烧室底部处的烟囱环的g3300，起动和稳定状态pm以及流速技术实现要素：本文公开了用于减少生物质燃烧装置(例如炉)的排放量的系统和装置。所公开的系统和装置可包括废气循环系统(egr)和/或减少颗粒排放的新鲜空气喷射系统。所公开的系统和装置还可用于增加生物质燃烧装置(例如炉)的热效率。在废气被用于喷射的许多实施例中，生物质燃烧系统的一部分排放物(燃烧废气)被捕获并被重新喷射到燃烧区中。在一些实施例中，在重新喷射之前废气可与新鲜空气结合。使用所公开的系统和装置可帮助减少生物质燃烧装置的排放(例如co和颗粒物)，并且在一些实施例中可提供电能，以便为喷射风扇/鼓风机及其他电子装置(例如电话或电池)供能。本文公开了用于减少生物质炉的排放量的装置，所述装置包括：流体入口孔口；具有外表面和内表面的入口导管，所述内表面限定入口室，所述入口室经由所述入口孔口与所述外表面流体连通，内部室用于引送流体(例如气体，诸如空气，其可包括大于约15％的氧气，o2)；位于所述入口室内并且位于所述入口孔口远端的风扇，所述风扇用于将流体抽吸通过所述入口孔口并抽吸到所述室中，并且进入；出口导管，所述出口导管具有限定出口室的内表面，所述出口室与所述入口室流体连通；具有与所述出口室流体连通的内部的一个或多个喷嘴，所述喷嘴用于将流体引导至生物质炉的燃烧室中；以及被限定在所述喷嘴的表面上的多个出口孔口，所述出口孔口被设计成容许流体离开所述喷嘴的所述内部。在一些实施例中，所述喷嘴位于下部燃烧室的顶部处或附近。在一些实施例中，所述出口孔口具有在0.5和3.5mm之间的平均直径，并且限定圆形、正方形、三角形或椭圆形，通过圆形、正方形、三角形或椭圆形的中心测量所述平均直径。在一些实施例中，从所述一个或多个喷嘴逸出的气体的体积大于约10标准升每分钟并且小于约100标准升每分钟，并且气体可从孔口以约5-25米/秒的速度逸出。在一些实施例中，所述喷嘴是线性喷嘴或圆形喷嘴，诸如圆环，其位于所述下部燃烧室上方并且位于上部燃烧室的下半部内，并且被设计成容许燃烧气体直接穿过喷射区域。还公开了将生物质炉的排放物(例如，颗粒排放物，在一些情形中，颗粒小于约2.5微米)减少约20％至约90％的方法，所述方法包括：将气体放置到喷嘴的内部室中，所述喷嘴位于火焰处或附近；增加所述喷嘴内的所述气体的压力(例如通过利用风扇或泵以将气体推进到喷嘴内部)；通过由所述喷嘴的外表面限定的多个外部孔口从所述喷嘴排出一定量所述气体；并且将所喷射的气体引导至所述生物质炉的燃烧室内的火焰中，其中，所述气体减少离开所述生物质炉的至少一种污染物的量。在一些实施例中，从喷嘴排出的气体体积在约10标准升每分钟和100标准升每分钟之间。在一些实施例中，所述喷嘴限定线性管或圆环，并且出口孔口位于所述环的内表面中，以帮助将气体喷射到所述环的中心，所述出口孔口具有在0.5和6.0mm之间的直径。在一些实施例中，所述出口孔口与所述燃烧室的底面相距相等距离，并且通过一个或多个孔口以在5和25米每秒之间的速度排出所述气体。在许多实施例中，以在约-10度至约+30度之间的角度将所述气体喷射到火焰中。本文还公开了减少生物质炉的颗粒物排放物的方法，所述方法包括：将气体抽吸到室中，所述气体包括大于约15％的o2；将所述气体从所述室引送到具有内表面和外表面的喷嘴中，所述喷嘴限定圆形管，所述圆形管具有在圆的内表面上的多个出口孔口，其中，所述出口孔口容许气体从所述管的内部朝向圆的中心行进；增加所述喷嘴的内部内的所述气体的压力；以在约5米每秒和20米每秒之间的速度从所述喷嘴排出一定量加压气体；并且将所喷射的气体引导至所述生物质炉的燃烧室内的火焰中，其中，所述气体减少离开所述生物质炉的至少一种污染物的量，其减少量比缺少喷嘴或所述喷嘴内缺少加压气体的炉的情形多约25％。在也可帮助抽吸入废气的泵或鼓风机的帮助下将气体推进到燃烧室中。具体实施方式本文描述使燃烧产物循环回到燃烧室的炉和炉配件。在一些实施例中，炉和炉配件在将燃烧产物引导回到燃烧室之前可使其与新鲜空气混合。在一些实施例中，将废气循环到燃烧室中可提供与未经预混合的基于扩散的燃烧的强相互作用，后一燃烧发生在生物质和自然吸入的进入空气之间。虽然公开了所公开的循环装置和系统的多个实施例，但对于本领域技术人员来说根据以下详细描述其他实施例将变得显然。如将变得显然的，能够对所公开的系统和装置的各个明显方面进行修改，这些修改都不脱离本发明的精神和范围。因此，详细描述将被认为本质上是说明性的而非限制性的。不完全的生物质燃烧的不利影响是破坏当地和全球环境。此外，虽然生物质因潜在能够提供碳中和能量而受到赞扬，但它们不是气候中和的，因为燃料中包含的很大部分碳作为具有全球变暖潜能的气体种类(ch4和nmhc)被再次排放。本文描述的烹饪炉设计具有显著减少这种污染的潜能。此外，近来的研究显示黑碳(bc)颗粒排放物是co2之后第二重要的全球气候变化驱动因素。全球来说，据估计家庭烹饪产生每年排放到环境中的总认为bc的50％，并且利用技术(诸如本文描述的烹饪炉)大量减少全球bc排放物已晋升为对抗短期全球变暖的最有希望的策略之一。全球燃料节约据估计生物质炉对净森林采伐量的约八分之一并且因此对排放到大气中的净人类co2增量的1.5％负有责任。更局部地说，妇女和儿童每周将花费多达20小时来采集柴火，这种活动阻止他们的成长并且在许多情形中使他们暴露于暴力(全球清洁烹饪炉联盟)。超净生物质烹饪炉基本上有三种主要的类似物。这些类似物是(1)强制气流半气化炉，(2)自然气流半气化炉，以及(3)侧面给料风炉。本文公开了各种可商购炉以及新颖并且效率惊人的侧面给料风炉的大量性能数据。基于envirofit的大量市场经验，已经发现：需要燃料处理的强制气流气化炉不满足关于价格和便利性的市场预期。当(1)燃料品质改变，(2)在起动和关停期间，以及(3)使用者在优化窗口之外的地方操作炉时，天然气流和强制气流半气化炉的操作灵敏度导致高排放可能。相反，侧面给料炉满足关于燃料灵活性和使用容易度的消费者预期。此外，即使不操作风扇，也容许炉合适地起作用。虽然常规的火箭炉不满足90％的减排目标，但它们满足达70％的减排，因此即使在故障模式也确保合理的减排。由于侧面给料风炉具有最大的潜能满足消费者需求、预期和性能的所有方面，因此相应地需要满足90％或更高的减排目标的更高效的侧面给料风炉。此目标有助于实现之前描述的改善农村民众健康、减少全球环境影响以及减少全球生物质使用的利益。虽然本文描述的许多实施例将诸如envirofitg3300炉的可商购炉用作基础生物质燃烧装置，但本发明可用于各种设计的侧面给料炉和侧面给料风炉。图1示出若干可商购的侧面给料风炉设计：stovetec(顶部)；biolite(中间)；envirofit(底部，具有和不具有适配器)。各种形式的废气循环(egr)已被用于其他情况，用以控制火焰特性。在内燃机中主要利用egr。在内燃机中egr的首要目的是减少nox形成。它通过以下方式这样做，即，通过将略微惰性的废气引入汽缸，因此降低可燃气体的比例并且将热能分布于更大的质量上。这减小峰值火焰温度，因此减少n2的热分解以及随之发生的nox的形成。但是由于这些发动机接近化学计量水平地操作，因此添加废气可形成低于氧气的化学计量水平的局部区域。这促进不完全燃烧并且因此通常增加颗粒物(部分燃烧的碳氢化合物)的总产量。但是，已经发现增加co2浓度可有助于缓解由egr导致的pm产量增加。考虑到egr对内燃机的影响，由于三个主要原因，将egr应用于生物烹饪炉是违反直觉的。第一，生物质烹饪炉中的nox形成不重要。这是因为炉中的峰值燃烧温度足够低，因而可忽略部分的n2分子将热分解。第二，由于与发动机相比生物质炉通常具有相对低的峰值燃烧温度，因此技术工人会假设通过引入废气降低烹饪炉中的温度会促进不完全燃烧并且增加颗粒物的形成。第三，由于生物质烹饪炉(特别是火箭弯管炉)利用如此高的过量的o2值(对于m5000，过量的空气与化学计量空气的比率为约2.3)进行操作，因此与需要帮助缓解pm产量问题的发动机egr中的co2最小浓度相比，烹饪炉egr中的co2浓度很可能很小。与以上描述的预期结果相反，申请人已经意外地发现将egr应用于生物质烹饪炉会(1)减少颗粒物产量并且(2)增加co氧化，如图2和3中所见的。与和燃烧机结合的egr相比，当前公开的发现是违反直觉的。目前的文献可提供对这种观察到的减排的一些基于后见之明的理论。如之前提及的，将co2循环到生物质烹饪炉的燃烧室中是致使颗粒物产量减少的一个可行机制，虽然考虑到火箭弯管炉中过大的空气比率这种颗粒物产量减少可能是较小的减少。文件中记录了在非预混合的火焰中co2添加对颗粒物排放的影响。这些研究关注同质燃料(诸如丙烷和乙烯)中的煤烟形成。早期文献报告，添加二氧化碳会通过化学相互作用致使对流式扩散火焰的煤烟形成减少。更近期的研究指示，添加二氧化碳所引起的颗粒物减少是由于火焰温度的减小和co2的化学相互作用两者。图4示出oh等人收集的实验数据，其清楚地证明了利用向氧化剂中添加二氧化碳而在同向流动扩散火焰剖面中获得煤烟减少。在图中，fv代表火焰中煤烟的体积分数，dp是首要颗粒尺寸，并且np是火焰中首要颗粒的数量浓度。根据oh等人，“在用co2代替n2作为稀释剂的情形中，首要的颗粒尺寸和煤烟体积分数急剧降低”。再次，根据oh等人，煤烟形成的减少对以下有贡献：由于co2的增大的热容量，火焰温度降低通过引入二氧化碳稀释反应气体种类二氧化碳的直接化学效应这些研究确认了co2添加对同向流动的非预混合火焰的颗粒物排放的作用，但是当前存在的文献都未再次肯定对于固体生物质燃烧的这种作用。更惊人地，申请人已经发现其他其他成分和喷射特征(速度、方向、位置、角度、体积)影响pm减少。有其他潜在的机制可进一步解释颗粒物排放的减少，诸如增加混合、增加o2水平、改变通过炉的总流量并且随后改变可燃成分的逗留时间、改变炉中的峰值燃烧温度以及破坏循环的颗粒物。这些机制既未被全面理解也不容易预计。目前不存在评估这些机制对生物质烹饪炉中的颗粒排放物的作用(特别是与在生物质烹饪炉中应用egr相关的作用)的文献。除了egr对颗粒物形成的潜在利益之外，实验数据和文献数据指示了利用egr通过机制，诸如增加混合以及废气流中催化co氧化的水，可能减少一氧化碳。在一些实施例中，炉和炉配件可包括用于主动移动空气的装置，并且该装置可由电源供能。在一些实施例中，空气移动装置可以是风扇或鼓风机。电源可以是电池，其可包括适配器和/或充电电路。图5示出了若干个可行的实施例。在一个实施例中，电源包括具有电池和充电电路的ac/dc适配器。此实施例可能是某些市场所期望的，例如印度，在印度目标市场的超过70％在一天中的至少一些时候能够接触到电能。另一个实施例可包括手操作式发电机(或测功计)。手操作式发电机可与以上描述的充电电路和电池结合。对于约1-3瓦特的预期风扇功率消耗，手动充电不会过于繁重。图5还示出热电发电机(teg)供能系统，其可使用来自炉的热量产生电能。在许多情形中，teg可产生超过1-3瓦特，这还可容许对电池和/或其他电子装置(灯、光源、移动电话、计算机等)充电。产生过量电能的潜能是有吸引力的。其他选项对于本领域技术人员来说是显然的，并且与本文描述的本发明完全相符。图6-9描绘了所公开的炉和炉配件的若干实施例。图6所示的实施例包括可商购的炉，envirofitg3300。此实施例用于测试要求权利的炉和炉配件的许多方面。例如，图2和3所示的排放物数据是利用此实施例产生的。图7示出了所公开的炉和炉配件的第二实施例。egr许可炉的此实施例用于分析若干变量，例如可影响炉的排放性能(例如气体喷射位置、喷嘴几何结构、气体路径温度、流速和teg位置)的变量。图7的实施例还包括可商购炉，envirofitm5000。图7未示出将气体从egr出口引导至炉中的侧面给料开口的导管。在图8和9二者中描绘的实施例中示出了图7未示出的导管。这些导管将气体从egr出口引导至炉中的侧面给料开口。脉宽调制器和电源设备可被包括在所公开的装置中，以帮助控制风扇/鼓风机马达的速度。此外，被合并到图7的实施例的egr路径中的teg帮助描绘对循环废气进行的能量产生/回收的特征。图10描绘了egr许可炉的另一个实施例。此实施例图示可以如何将egr炉配件添加到炉作为配件，例如，egr装置可被添加到火箭弯管炉。在此实施例中，废气被抽吸通过入孔网格，入孔网格可位于炉顶部处或附近，如在此描绘的。废气流过可围绕锅围边的周界放置的导管。此导管内的废气然后经由锅围边前部处或附近的一个或多个额外的导管流动并且被喷射回到燃烧室的口部。风扇或喷射空气的鼓风机可位于入口孔和喷射孔之间。在一些实施例中，如图10所描绘的，风扇位于锅围边的后侧处。电源可位于风扇附近。如以上论述的，喷射空气的鼓风机可被供应以电能，该电能由诸如热电发电机、太阳能电池、手动供能发电机(曲柄充电器)或住宅电力的电源提供。电源的选择可基于成本评估和与市场需求的对比。可根据材料所暴露于的热学环境、化学环境和机械环境改变为炉和炉配件选择的材料。在许多实施例中，装置内的部件可以改变并且不需要与以上论述的envirofitg3300或m5000炉中所利用的那些相同或相似。在许多实施例中，egr装置可容许炉在egr系统关闭和/或失灵时合适且高效地起作用。对于所公开的egr系统的大多数实施例，炉可包括将木质燃料或类似的生物质给料到炉口部中的空气/燃料入口(或口部)，并且空气通过对流被抽吸到口部中。在这些实施例中，燃烧通常发生在燃烧室内。可优化燃烧室的几何结构和材料，以便合适地燃烧生物质并且最小化向炉主体的热量传输。在许多实施例中，生物质燃烧所产生的废气可被向上抽吸通过上部燃烧室并进入一个或多个废气入口孔口。在一些实施例中，废气入口孔口被限定在位于上部燃烧室顶部处或附近的环结构中。此环结构可被称作“egr入口围边”，并且其内部可限定废气收集室。图7描画了“egr入口围边”的一个实施例。泵/鼓风机装置可被集成到炉中，以帮助将废气抽吸到egr入口围边中。废气行进通过导管并且穿过泵/鼓风机装置进入一个或多个喷射导管，直到它被喷射到炉的燃烧室中。在许多实施例中，废气可进入可位于燃烧室顶部处或附近的进气孔口。该孔口可与废气收集室的内部流体连通，收集室可与一个或多个废气导管流体连通，所述废气导管包含废气并且将废气引送到与废气导管流体连通的泵或鼓风机。泵或鼓风机帮助将废气从废气导管主动地移动到一个或多个喷射导管中，喷射导管将废气引送到一个或多个喷射喷嘴中。喷射喷嘴具有容许废气逸出喷射喷嘴内部的多个孔口。对所公开的装置和系统的测试指示，喷射位置、喷嘴几何结构和流速影响炉的排放性能。因此，对于喷射位置和喷嘴几何形状的各种结合，确定优化流速。接着，对比各种结合的最小化pm排放物，以确定测试炉的优化设计。所公开的测试认定对于喷射位置和喷嘴几何形状的一些优选的结合实施例，虽然不完全优化。下文描述一些示例性结合。示例性炉喷嘴设计在燃烧室中有若干位置可放置喷射喷嘴。同样，被限定在喷嘴平面中的喷射孔口可具有若干几何结构和配置。对各种设计进行测试，并且得到对于所公开的炉的一个实施例为了pm减排的优选喷射位置和喷嘴配置。图11和12描画了喷射位置和喷嘴几何结构的这种优选实施例。在此实施例中，喷射喷嘴位置在燃烧室顶部处或附近。在此实施例中，两个喷射喷嘴位于燃烧室的侧面处或附近。其他实施例可包括多于两个喷嘴或一个喷嘴。在本实施例中，喷嘴平行于并且垂直于燃烧产物通过炉的上部燃烧室的气流方向放置。在一些实施例中，喷嘴可以不平行于或垂直于气流。在本实施例中，6个喷射孔口被限定在喷嘴表面内。在本实施例中，喷射孔口以9/16英寸的中心距中心距离分隔开，并且每个孔口具有约3/16英寸的直径。在许多实施例中，例如其中喷嘴限定基本线性的管结构的实施例，诸如图12和16所示的实施例，第一孔口(位置最靠近燃烧室口部的孔口)位于距燃烧室口部约1/2英寸处。在其他实施例中，喷嘴可限定环结构，环结构可位于上部室(或烟囱)的壁处或附近。喷射喷嘴可限定被限制于燃烧室的水平部段中的喷射孔口。在许多实施例中，水平部段小于约20cm、19cm、18cm、17cm、16cm、15cm、14cm、13cm、12cm、11cm、10cm、9cm、8cm、7cm、6cm、5cm、4cm、3cm、2cm或1cm，并且大于0.5cm、1cm、2cm、3cm、4cm、5cm、6cm、7cm、8cm、9cm、10cm、11cm、12cm、13cm、14cm、15cm、16cm、17cm、18cm或19cm。在一些实施例中，诸如图16、26和29所示的实施例，孔口基本上平面地位于燃烧室内并且平行于燃烧室的底面。当出口孔口与底面处于同一平面时，每个出口孔口的中心与燃烧室的底面相距相同距离(或距离的变化小于约0.5cm)地放置。在一些实施例中，从底面到每个孔口的距离的变化小于0.5cm、1cm、2cm、3cm、4cm、5cm、6cm、7cm、8cm、9cm、10cm、11cm、12cm、13cm、14cm、15cm、16cm、17cm、18cm或19cm(当变化小于约0.5cm时，可以说孔口是平面的)。当喷嘴限定环结构时，孔口可位于环各处并且被设计成将气体引导至环中心中。在许多实施例中，对于流入燃烧室的废气流可存在优选流速，其可帮助减少装配有所公开的系统的炉的pm排放。在许多实施例中，优选流速可为约20至70标准升每分钟(slpm)。对于以上描述的及图11和12示出的喷嘴配置，对于pm减排的优选流速在50至70标准升每分钟之间变化。在大多数实施例中，流速可随着火力的增加而增加，以最小化pm排放。例如，在2.4kw的火力下，优选流速可为约50slpm，并且在大于2.6kw的火力下，优选流速可增加至70slpm，以最小化pm排放。在一些情形中，火力小于约2.4kw，流速可能需要被调节到50slpm以下，以避免吹灭火焰，例如小于约40slpm、30slpm、20slpm、10slpm或5slpm。在许多实施例中，气体流速与炉的火力相关。例如，在2.5kw炉中获得期望的pm减少可能需要约40slpm的流速，而对于相同水平的pm减少，20kw炉(例如烟囱气流炉)需要约60slpm的流速。在一些实施例中，流速可小于约110slpm、100slpm、90slpm、85slpm、80slpm、75slpm、70slpm、65slpm、60slpm、55slpm、50slpm、45slpm、40slpm、35slpm、30slpm、25slpm或20slpm，并且大于约10slpm、20slpm、25slpm、30slpm、35slpm、40slpm、45slpm、50slpm、55slpm、60slpm、65slpm、70slpm、75slpm、80slpm、85slpm、90slpm、100slpm或110slpm。对于冷起动水沸腾测试，图11和12所描绘的egr许可炉的实施例能够将pm10排放从对于具有锅围边的基础m5000炉的275mg/mjd(向水传送每兆焦能量对应的pm10毫克数)减少到对于具有优化的egr流速的相同炉的125mg/mjd。为了更好地理解图11和12所描绘的实施例的影响pm减排的变量，可在实验上分析一些潜在变量。这些实验显示，用于减少pm质量排放的一个机制是氧化区域的尺寸由于火焰中提高的o2浓度而增大，这继而增加接近氧化剂的燃料。氧化区域是火焰中氧气以足以支撑燃烧的浓度散布的区域。此外，这些测试示出，当在更接近氧化区域的开始处(更靠近火焰前部的最低点处)喷射o2时，对减少颗粒物质量排放更有效。相反，指向木炭基底喷射或直接喷射到燃料中或燃料上被发现会导致更高的pm质量排放。图11和12所描绘的实施例使用(在燃烧室顶部附近的)喷嘴位置，该位置容许将气体喷射在氧化区域的底部附近，但充分高于燃料，以防止闷烧或吹灭火焰以及由此导致的更高的排放。这些研究还认定可影响pm排放的其他变量。例如，颗粒在氧化区中增加的逗留时间(诸如经由循环)有助于减少pm排放，强制混合燃烧气体也会如此。但是，在许多情形中，操纵这两个变量的效果似乎不如提高火焰的氧化区域中的o2浓度的效果。此外，据确定，co2循环的隔离作用对pm排放的影响低于提高o2浓度。在一些情形中，在所公开的egr许可炉的一些实施例中观察到燃料消耗速率增加，这可单独地导致pm排放增加。但是，当这些作用被结合起来时，由于它们存在于许多所公开的egr许可系统中，观察到pm质量排放净减少。由于测试显示火焰氧化区域中提高的o2浓度是pm质量减少的一个机制，因此利用同样应该提供较高的o2浓度的新鲜空气(非egr)喷射来测试同一喷嘴配置和喷射位置。利用完全新鲜空气喷射，冷起动水沸腾测试pm10排放减少至91mg/mjd。这显示具有这种喷嘴几何结构和喷射位置的egr实施例可提供大于或等于利用废气的那些实施例的pm减排量。如下文描述的，可以用各种方式修改所公开的egr系统和装置，以减少生物质燃烧炉的排放。例如，可修改新鲜空气喷射、喷嘴位置和喷嘴几何形状。可包括对所公开的系统和方法的其他修改、改变和置换，以进一步减少pm质量并且这些被包括在本发明的范围内。本文公开的所有参考文献，无论是专利还是非专利，都通过引用合并于此，仿佛每个的引文的全部内容都包括于此。在参考文献与说明书矛盾时，将以本说明书(包括任何定义)为准。虽然已经以一定具体程度描述了本发明，但是应该理解，本发明是以举例方式做出的，并且在不脱离所附权利要求所限定的本发明的精神的情况下可对细节或结构进行改变。例子ii-egr—pm减排分析图7的实施例用于执行废气循环的最初测试。具体地，在这些测试期间测量颗粒物(pm2.5)，以测试有效减排。测试分析若干变量，例如：循环废气的温度、废气成分、废气喷射位置和喷嘴配置、以及废气流速。循环气体成分为了确保最小化被抽吸到egr锅围边中的环境空气量，在egr流速、喷射位置和喷嘴配置一致但入口配置不同的情况下，运转两组水沸腾测试(wbt)：一组利用以上描述的环结构执行，并且第二组数据利用从燃烧室出口的中心直接抽取废气的导管来收集。此第二配置确保了被抽吸到系统中的所有或几乎所有气体都包括废气。在整个测试中利用位于egr系统的路径内的气体分析器(testo)对分子氧的浓度取样。通过比较氧浓度，可以确定环境空气(新鲜空气或非废气)是否以高流速进入系统。循环气体的温度通过将具有比例积分微分(pid)温度控制器的加热带合并到测试平台中，测试循环废气的温度。图13可见此测试系统的照片。完成10个冷起动水沸腾测试，其中，除了循环气体的温度之外，测试变量保持不变。平均循环气体温度在约20℃至100℃之间变化。测试温度的下限复制已经完全冷却至环境温度的废气的作用。测试温度的上界代表一种境况，其中锅下缘处的废气温度在整个系统中从废气进入到喷射到燃烧室中保持几乎恒定。通过利用冰浴冷却气体温度，以降低气体温度，并且电阻式加热带用于升高气体温度。沿egr路径的热电偶用于测量以一秒的区间测量气体温度。喷嘴和流速优化过程这些研究还用于比较各种喷嘴配置的最小pm2.5排放。研制出用于粗略估算特定喷嘴配置的最小pm2.5排放的独特的喷嘴和流速优化过程。在下文进一步论述的这些测试中作出了两个假设。一般地，测试过程的进展包括步骤1—设计并制造喷嘴，步骤2—确定起动火力阶段的流速，步骤3—确定稳定状态火力阶段的优化流速，以及步骤4以优化流速运转冷起动水沸腾测试。在此研究的egr实验优化部分中，完成此过程的三次反复。下面论述在过程的取样反复中每个步骤的细节。步骤1：设计并制造喷嘴。利用流体力学和燃烧概念的结合以及之前的实验结果设计喷嘴。步骤2：在步骤2中，确定起动阶段的用于pm2.5减排的优化流速。对于每个数据点，标准冷起动水沸腾测试过程跟随着进行并且在30℃的水温处结束。30℃的水温被选定为这些测试的终止值。当水温达到30℃时，火力不再处于瞬变状态并且已经进入稳定状态。流速以10至20slpm的区间改变，并且每个流速收集到1至2个数据点。在图14的图表中可见起动阶段流速优化的取样结构。此图表示出对于此示例性数据组优化的起动阶段流速为约40slpm。在步骤3中，确定稳定状态火力阶段用于pm2.5减排的优化流速。利用拟将沸腾测试(quasi-simmertest)方法确定稳定状态优化流速。首先，将炉主体、锅和水带至将沸腾温度。一旦达到稳定状态将沸腾温度，就移除木炭和正在燃烧的燃料，同时将锅和水留在原位。然后在燃烧室中利用丙烷火炬点燃已知重量的燃料。丙烷火炬被用于点燃燃料，因为从每个取样的开始处使用稳定状态火力阶段(3-3/4”×3/4”×12”的松枝)燃料给料方法。在开始取样pm2.5之前容许火燃烧一分钟。这一分钟延迟防止在点燃树枝期间进行pm2.5取样。然后取样pm2.5排放物十分钟，或直到树枝几乎耗尽，同时火力保持恒定水平。在完成pm2.5取样周期时，移除并称量剩余的燃料和木炭。然后以不同的流速重复再次点燃过程和随后的十分钟取样周期。在此测试的整个过程，水和锅留在原位并且保持处于沸腾温度。此外，取样周期之间的时间少于3分钟，这防止炉和/或锅明显冷却。此测试过程容许粗略估算稳定状态火力阶段期间特定喷嘴设定的pm排放和流速之间的关系。pm排放由单位燃料消耗质量排放的pm2.5的质量(被称作排放因子(ef))来描绘。在计算ef时，对于水分含量和取样时间，修正所消耗的燃料重量。在图15中可见稳定状态火力阶段流速优化的示例性结果。可见的是，示例性的优化的稳定状态阶段流速为约80slpm。在步骤4中，确定特定喷嘴的最小pm排放。利用在步骤2和3中确定的优化流速，完成冷起动水沸腾实验。将使用在步骤2中确定的优化流速，直到约30℃的水温，在冷起动的其余时间将使用在步骤3中确定的优化流速。步骤4导致的pm排放与从步骤2和3得出的补充结论一起用于下一喷嘴的设计。在这些实验期间作出若干假设。具体地，在这些测试过程中，冷起动水沸腾测试被划分成两个阶段，起动阶段和稳定状态阶段。测试结论是起动阶段期间(此时存在更瞬态并且通常较低的火力)的排放和稳定状态火力阶段(此时存在稳定并且通常较高的火力)的排放不同。因此，假定不同的火力将需要不同的强制气流流速来实现最大的pm减排。因此，如果流速跟踪实时火力的话，可最小化冷起动水沸腾测试的排放。为了使流速持续跟随实时火力，可研制关于火力和流速的函数。此函数容许确定许多火力的优化流速，以及持续监控火力的控制系统。替代性地，控制器可对基于时间的函数(阶梯的、区块的或连续的)起作用。为了节省时间，仅确定两个有区别的火力阶段的优化流速，并且冷起动测试期间的流速跟随阶梯函数图案。本方法固有的假设是，利用两个火力阶段式模型的冷起动测试的测得pm2.5排放将类似于流速持续跟随实时火力的冷起动测试的排放。气体喷射流速可根据火力产量改变。在一些实施例中，位于废气路径中的风扇可帮助基于火力调节流速。在其他实施例中，在风扇操作期间，流速可保持恒定。在另外的实施例中，风扇可以按多阶梯速度操作，其中，存在两个或更多个操作速度。在许多实施例中，可基于火力(其可被测量)控制器或使用时间用各种风扇速度函数对控制器编程。在一些情形中，对由稳定状态流速优化过程确定的流速的使用依赖于假设气流流速不显著影响稳定状态火力阶段期间炉的热效率。作出此假设的原因是在这些测试中获得在此测试期间被传送到水的能量的准确测量结果是不实际的。被测试的喷嘴最后，对于egr炉，完成此优化过程的三次反复。在图16中可见被测试的三个不同喷嘴的配置。这些设定占据两个主要喷射位置。估算的喷射位置列于图16右下侧处的剖视图中的下方。扩散喷嘴被设计成在燃料床下方喷射气体并且位于燃料下方。空气幕喷嘴被设计成在口部或入口处或附近以及在燃烧室顶部处喷射气体。侧面喷射喷嘴也被设计成在燃烧室顶部处或附近喷射气体。图16所示的空气幕实施例具有约4”×1/4”宽的间隙，并且相对于水平方向以约45度的角度向下喷射气体。图16的实施例所示的侧面喷射喷嘴具有垂直于炉的天然气流喷射空气的4.9毫米直径的孔。图16的扩散喷嘴实施例具有两个3/4’直径的管，所示管被压扁并且在穿孔的金属炉栅下面引导气体。循环气体成分-结果/论述循环气体的成分可显著影响燃烧室中的氮气、氧气、二氧化碳和一氧化碳的浓度。如上文论述的，环境空气(新鲜空气或非废气)可以以高egr流速被抽吸到egr锅围边入口中，影响测试结果。在下文中，表1示出了利用以上描述的两个入口配置的平均氧气浓度。表1.循环废气成分表1的结果证明，当安装经修改的egr入口(其从燃烧室出口的中心直接获得废气)时，循环废气中的平均氧浓度似乎略微增加。但是，如果环境空气被抽吸到标准egr锅围边入口中，则循环废气中的氧浓度预期高于安装经修改的egr入口的情形。未观察到此效果，这指示了很少有或没有环境空气以高egr流速被抽吸到标准egr入口中。观察到相反的关系这一事实反而可指示，当安装修改的egr入口时，气体在可用的o2燃烧完成之前被抽吸进入。循环气体的温度通过一组八个冷起动wbt测试循环气体的温度的作用。测试四个不同的气体路径设定点温度，并且每个温度重复两次。图17描画了这些测试的结果。绘制在x轴上的温度值代表在整个wbt中在被喷射到燃烧室之前立刻测量的气体的平均测量温度。应该注意，对于所有测试，使用空气幕式喷嘴，并且egr流速一致地保持处于约70slpm。图17所示的这些实验的结果未认定气体温度和pm排放之间强相关。虽然一些实施例可包括位于气体路径中的隔离结构，但许多实施例可不包括隔离的气体路径。为了下文描述的随后的测试，未合并有沿egr路径的隔离结构。喷嘴和流速优化图18、19和20分别列出对空气幕喷嘴、扩散喷嘴和侧面喷射喷嘴的初始流速优化的结果。表2总结了流速优化的主要结果。通过在图18的绘图上选择近似最小位置，确定优化流速的值。表2中pm2.5的值代表优化egr流速处的阶段特定排放。表2.egr喷嘴流速优化利用表2中可见的优化流速，完成每个喷嘴配置的冷起动wbt。在表3-1中可见这些测试的结果。这些测试的pm2.5排放代表每个喷嘴配置的pm2.5排放最小量。在表3中可见，在燃烧室顶部附近喷射的侧面喷射喷嘴引起最大的pm2.5减排，从基础m5000pm2.5排放(见表3-2的m5000基础值；pm；461mg基础vs侧面喷射喷嘴的248mg；单位能量pm280mg/mjd基础vs侧面喷射喷嘴的150mg/mjd)减少44％。与通常的基础火力和其他两个喷嘴配置的火力相比，使用侧面喷射喷嘴还似乎增大火力。表3-1.利用egr的各种喷嘴的最小化pm2.5排放表3-2.基础m5000性能利用表2中发现的排放因子，并且在知道wbt中消耗的燃料总量的情况下，可预计排放的pm总重量。预计的pm和测量的pm之间的对比容许确定流速测试中的测量结果是否可以提供对完全冷起动wbt的排放的相对准确的代表。在表4中可见预计的和测量的pm排放之间的对比。表4.预计的vs测量的pm2.5排放表4中所见的误差值指示，用于流速优化的较短测试可用于准确地预计总优化冷起动排放量。此外，这指示喷嘴优化过程的步骤3中的恒定效率假设不会引入显著的不准确。最后，此部分的结果指示，可通过将egr系统应用于现有炉(诸如envirofitm5000炉)实现减排。测试还提供对使用上文描述的四步骤过程产生和测试新喷嘴配置的支持。例子iii-分析egr减排中涉及的变量在之前部分中描述的测试中，示出了可通过应用egr实现减排。本部分利用类似的测试认定、隔离并测量在egr通过侧面喷射喷嘴时观察到的影响减排的各种机制。测试平台m5000再次被用于这些测试；但是，egr炉测试平台相比上文描述的平台经过了修改。首先，规定导管的路线，从而使得气体可以从压缩气体汽缸被喷射到m5000中。通过高性能alicat质量流控制器调节喷射气体的流速。测试方法假定egr烹饪炉的pm减排可以是以下机制结合的净结果：增加的颗粒逗留时间；o2/co2的化学作用；混合；稀释；温度；以及火力。执行本测试，以便尽可能隔离和确定相对于egr侧面喷射喷嘴配置这些机制中的每个的相对重要性。增加的颗粒逗留时间通过将无颗粒的复制的egr气体喷射到炉中确定火焰中颗粒材料的增加的逗留时间的作用。egr复制气体由15％o2、5％co2和80％n2构成，类似于以上测量的成分。以与用于侧面喷射喷嘴的优化质量流速相等的质量流速喷射复制气体。在上文描述的实验中，确定了对于起动和稳定状态火力阶段侧面喷射喷嘴的优化流速分别为50至70slpm。但是，在侧面喷射喷嘴的以优化egr流速进行的整个冷wbt中，鼓风机轮处的温度测量指示风扇处的平均温度为约333k。为了使egr气体的质量流速与复制的egr气体匹配，应用温度修正并且使用44.7至62.6slpm的流速(其中，slpm根据alicat质量流控制器规格，298k和14.7psi)。总之，利用egr复制气体完成三个冷起动wbt复制。co2/o2循环的化学作用为了复制/隔离o2的化学作用，将纯分子o2喷射到利用侧面喷射喷嘴配置的炉中。必须做出两个重要的考虑，以便估算在之前描述的egr炉测试中所见的o2的化学作用。第一，喷射的纯o2的质量流速应该类似于优化的egr炉测试中喷射的o2的质量流速。考虑到egr气体包括约15％的o2，应该使用等于经温度修正的优化流速的15％的流速。这引起对于起动和稳定状态火力阶段分别为6.7和9.4slpm的纯o2喷射流速。第二，喷射的o2的速度应该类似于喷射的egr气体的速度，以便模拟气体进入燃烧室的喷射深度。为了匹配测试之间的速度，侧面喷射喷嘴中气体逸出所通过的孔的直径被修改成使得新孔面积减小至原孔面积的15％。完成三个冷起动wbt复制，其中，纯o2被喷射到炉中。为了复制和隔离co2的化学作用，纯co2被喷射到炉中。由于co2包括约5％的egr气体，应该使用等于经温度修正的优化流速的5％的流速。这引起对于起动和稳定状态火力阶段分别为2.2和3.1slpm的纯co2喷射流速。由于这些流速显著低于通过炉的总气流，难以使喷射深度与侧面喷射喷嘴匹配。为了调和此问题，使用扩散喷射设定。这确保了炉的天然气流将co2运载到火焰中心位置的燃烧室中。完成三个wbt复制。由于模拟包括5％co2的egr气体的co2流速极低，因此利用较高的co2流速运转额外的测试，以使得任何化学/物理作用更加明显。跟随着与在纯o2喷射测试中使用的相同的过程，代替复制包括15％co2的egr气体中co2的化学作用。完成三个wbt复制。由循环氮气引起的混合、稀释和温度降低为了完成此研究，以优化egr流速通过侧面喷射喷嘴喷射氩气。总之，执行三个冷起动wbt。最初，试图利用纯氮气运转这些测试，精确复制循环氮气的混合、稀释和温度降低作用。但是，氮气的热容量使得不能维持火焰。因此，为这些测试选择氩气，因为它的热容量是氮气的一半。氩气的低热容量容许更好地理解火焰冷却的作用，而不必使火焰冷却过多以致于不能维持燃烧。此外，其惰性性质容许通过将固有化学作用从方程式移除而对混合、稀释和冷却作用进行隔离。火力为了隔离在部分4.4.3利用egr测试观察到的增加火力的作用，将在egr炉中在测量火力下的预期pm排放与利用相同的燃料给料方法的基础m5000排放相比。此外，利用在以上描述的基础炉中火力和pm排放之间的关系，将在此部分中完成的所有测试与基于测量火力的预期基础排放对比。这容许更准确地隔离每个所测试的机制的作用。结果/讨论所有测试都利用侧面喷射喷嘴配置来完成，并且引用以上确定的50至70slpm的优化流速。因此，每个机制对pm排放的作用的重要性应该与在利用侧面喷射喷嘴的egr测试中观察到的pm减排(在表3-1中所见的)相对比。作为对读者的提醒，利用此优化的egr配置实现的平均冷起动水沸腾测试pm排放为150mg/mjd。增加的颗粒逗留时间在egr炉中，一部分颗粒物循环通过火焰。这将导致排放的净pm2.5质量减少，假设氧化是沿颗粒路径的净支配机制。如上文指示的，形成速率和氧化速率在约800℃的温度下开始对抗。幸运的是，在火焰弯管路中测量的温度分布在燃烧室的大部分中超过800℃。这意味着氧化可超过形成速率并且通过火焰的颗粒循环可在pm2.5减排中器很大作用。通过执行一组使用无颗粒egr复制气体(由80％n2、15％o2和5％co2构成)的冷起动wbt，隔离循环pm2.5和因此增加其氧化时间的作用。在下文中，在表5中可见这些测试的结果。表5.egr复制气体测试结果在以上描述的测试中，确定了火力在pm排放中起很大作用，并且提出了用于基础m5000pm2.5排放的模型。为了更好地隔离颗粒循环的作用，基于这些测试的测量火力，将图5详细说明的测试与预期的基础m5000排放。这容许在相同的火力下对比表5中的测试产生的排放和基础排放，而使得火力不再是影响因素并且容许更准确地在实验上隔离感兴趣的机制。在表6中详细说明此对比。表6.与经火力修正的基础相对比的egr复制测试结果egr复制气体测试的平均pm2.5(mg/mjd)180平均测量fp(kw)3.4在测量fp下的预计基础pm2.5(mg/mjd)440在表6中可见，利用无颗粒egr复制气体实现从440(mg/mjd)至180(mg/mjd)的减少。这指示，在egr炉中观察到的大部分pm2.5减排不是由颗粒循环引起的，而是由循环废气产物的气体组分的化学和物理作用引起的。但是，无颗粒egr复制气体测试的所得排放量略高于150(mg/mjd)的优化egr炉排放量。这可意味着颗粒循环对从180(mg/mjd)至150(mg/mjd)的一些减排负责。co2/o2循环的化学作用循环气体的之前的测量结果指示，在优化egr炉冷起动wbt期间它平均由约15％的o2、5％的co2和80％的n2构成。其他气体成分可包括一氧化碳和氩气，但它们的浓度足够低，以将它们的作用认作可忽略。考虑到n2由于在火箭弯管炉中的生物质燃烧期间经历的相对低的燃烧温度而用作相对惰性气体，可假设主要的化学作用是o2/co2循环的结果。在表7中可见将o2和co2的化学作用隔离的测试结果。注意，“以优化流速的15％喷射纯o2”和“以优化流速的5％喷射纯co2”测试直接复制它们各自在由15％o2和5％co2构成的egr气体中的化学作用。完成以优化流速的15％喷射纯co2”测试，以便使得co2的任何潜在化学作用更加明显。考虑到循环气体必须总是80％n2，15％co2成分将指示炉几乎接近总气流的化学计量水平地操作。由于火箭弯管炉通常以相当低的燃料浓度操作，因此复制15％co2成分可被认为是co2的绝对最大潜在化学作用的估计值。表7.co2和o2的作用的测试结果基于这些测试的测量火力，在表8中将表7详细说明的测试结果与预期基础m5000排放量相对比。这容许通过使使得火力变化不再是影响因素，更准确地隔离感兴趣的化学作用。表8.与经火力修正的基础相比co2和o2的作用的测试结果在表8中可见，喷射纯o2会引起排放的pm质量急剧减少。贯穿这些测试在视觉上观察到的混合作用可忽略，并且可假设燃料附近的o2浓度不受影响。但是，在视觉上观察到o2被喷射到下部燃烧室顶部附近的火焰中，从而使得燃烧室任一侧上的喷射o2流在它们进入m5000的烟囱时会聚。因此，可以得到结论，发生pm2.5质量的显著减少，并且主要由提高燃料上方火焰区域内的o2浓度所引起的化学作用导致。co2的隔离的化学作用似乎不会引起排放的pm2.5质量的任何显著作用。这指示，横跨潜在浓度范围co2的化学作用对pm排放量有显著作用。混合、稀释和温度降低为了更好地理解使氮气循环通过侧面喷射喷嘴的各种作用，以优化egr炉流速喷射氩气。利用以优化流速进气的氩气喷射完成三个冷起动wbt，下面在表9中可见其结果。表9.混合、稀释和温度降低作用的测试结果如之前部分描述的，基于这些测试的测量火力，在表10中将表9详细说明的测试结果与预期基础m5000排放相对比。这容许通过使使得火力变化不再是影响因素，更准确地隔离感兴趣的机制。表10.与经火力修正的基础相比混合、稀释和温度降低作用的测试结果在表10中可见，喷射氩气的作用引起较小的pm2.5排放增加。排放的这种较小增加是经提高的混合、反应成分稀释和温度降低的结合的净结果。为了更好地理解这三种机制的各自作用，首先将考虑混合。对于此测试组，将优化egr炉质量流速与氩气相匹配。每个循环废气分子被替换成以相同速度喷射的氩气分子。考虑到混合是颗粒动量的函数，并且考虑到氩气分子量为40(kg/千摩尔)，而循环废气分子量为约29(kg/千摩尔)。由于氩气分子量较大，因此其动量和混合作用将大近似38％。在固体生物质的燃烧过程中经提高的混合的作用已被证明减少了含碳颗粒的排放。煤烟和煤烟前体的排放因混合不足而加重，其中，小批的未燃烧的蒸汽和颗粒可以离开燃烧区。因此，假设由氩气引起的混合的隔离作用减少pm2.5排放。但是，氩气喷射的总作用实际上导致pm2.5排放增加。因此，稀释和温度降低的氩气结合作用实际上引起pm2.5排放增加。为了更好地理解冷却对火焰的作用，对比在优化的egr炉中的循环氮气的冷却能力和喷射的氩气的冷却能力。氩气的热容量为0.52(kj/(kg-k))，并且n2的热容量为1.04(kj/(kg-k))。此外，在稳定状态阶段期间计算质量流对于氩气为114g/分钟并且对于循环n2为83g/分钟。考虑到两种气体的最初喷射温度仍然接近周围环境，可以得出结论，循环n2的冷却作用(其通过用质量流速乘以两种气体的热容量来估算)比氩气的冷却作用大近似45％。这指示，egr炉中的循环n2对排放的作用更大。最后，文献指示，在小的生物质燃烧应用中冷却火焰的作用将增加颗粒的质量排放。这可由低于约800℃的较冷区域的膨胀来解释，其中，颗粒生成倾向于大于颗粒氧化。从此测试数据不容易看出固体生物质燃烧中稀释反应组分的隔离作用。此外，此作用未在文献中被良好地记录。因此，稀释和温度降低的结合作用被组合在一起作为被观察到引起pm2.5排放增加的一个排放机制。火力在利用以优化流速通过侧面喷射喷嘴的egr的测试中，观察到火力意外增大。这是因为生物质表面附近的氧化剂的强制作用。为了隔离在优化的egr测试的情况下观察到的火力增大的作用，将在egr炉中在测量火力下的预期pm排放与利用相同燃料给料方法的基础m5000排放相对比。表11.应用egr引起的火力增大的作用表中所见的结果指示被隔离的由应用egr引起的火力增大的作用导致pm排放略微增加。理解egr减排机制的一般结论egr炉的实验优化引起pm2.5质量排放减少。经优化的配置将排放量从基础值280mg/mjd减少至优化值150mg/mjd。经优化的炉采用侧面喷射喷嘴，侧面喷射喷嘴将循环废气喷射到火焰的氧化区，并且强制混合和燃料消耗速率的增加。为了更好地理解净减排背后的驱动力，认定可影响pm2.5质量潜在机制并且在实验上隔离它们的作用。据确定，用于减小pm2.5质量排放的机制包括由在火焰内燃料上方喷射优化o2浓度而产生的化学作用，经由循环实现的颗粒在火焰中增加的逗留时间，以及经提高的混合。在减少pm2.5排放的机制中，喷射优化o2浓度的化学作用被示出是最突出的。co2循环的隔离作用被确定成对pm2.5排放没有显著作用。此外，由循环氮气引起的温度降低和稀释的结合作用以及由应用egr引起的燃料消耗速率增加的隔离作用很可能导致pm2.5排放增加。但是，当这些机制的作用被结合起来时，观察到排放的pm2.5质量的净减少。例子iv-egr与空气喷射的对比已经发现在egr炉中减排的首要机制之一是当被喷射到火焰的氧化区中时o2的化学作用。这些结果指示，以与egr炉侧面喷射喷嘴配置类似的方式采用空气喷射的炉可引起类似的或更大的减排。进行了研究，以确认此假定以及理解两个根本不同的强制气流系统之间的相对影响。测试方法m5000被用于这些测试。对于强制气流空气喷射系统，由alicat质量流控制器调节的压缩空气按规定路线通过侧面喷射喷嘴。侧面喷射喷嘴与上文使用的那些相同，具有相对于燃烧室顶部处的炉天然气流垂直地喷射空气的直径为4.9毫米的12个孔。为了公平地对比egr和空气喷射，对于侧面喷射喷嘴配置，确定每个强制气流系统的最小pm排放。之前上文确定了利用egr的这种配置的最小排放。为了确定利用空气喷射的最小排放量，遵循与部分4.4.3中所概述的相同的过程。一旦确定了每个强制气流系统的最小排放量，就进行对比。结果/论述下面在图19中可见空气流速优化测试的结果。与50和70slpm的优化egr流速相比，对于起动和稳定状态阶段，利用空气喷射的优化流速被确定为40和80slpm。下面在表12中可见利用优化空气流速的三个冷起动wbt的结果以及优化的egr流速测试的之前限定的结果。表12.空气和egr对比表12中的结果指示，空气喷射炉的性能优于egr炉，具有70％的总减排量(与44％相比)。如上文示出的，提高火焰氧化区域中的o2浓度是对减排有贡献的主要因素。空气喷射炉可强制提高o2浓度，而不需要像egr炉那样稀释或冷却火焰，其中，循环废气部分地由co2构成，因此增加了o2的总体化学作用。这些结果证明对于火箭弯管烹饪炉中的强制气流系统来说空气喷射可能是可行方案。因此，此研究的其余部分关注空气喷射方法的进一步优化。在一些实施例中，不同的喷嘴配置可能更适合用于egr而非空气喷射，反之亦然。例子v-优化侧面喷射喷嘴的空气喷射喷嘴直径在发现对于小型火箭弯管炉的情形来说强制气流空气系统的性能将优于或等同于egr系统的性能之后，决定了研究将继续利用空气喷射进一步优化喷嘴。在部分7中，探讨在利用固定喷射位置和固定数量的孔的同时改变侧面喷射喷嘴的孔直径的作用。测试方法m5000被用于这些测试。对于强制气流空气喷射系统，由alicat流控制器调节的压缩空气按规定路线通过侧面喷射喷嘴。侧面喷射喷嘴位于燃烧室顶部处，在平行方位中，每个喷嘴的6个孔。测试了四个不同的直径，包括2.3、3.2、4.9和5.7mm。对于每个直径，完成如上文所描述的流速优化。然后对于每个直径以优化流速完成三个冷起动wbt。结果/论述喷嘴直径和优化的流速表13中可见对于每个直径的流速优化的主要结果。可在图30-36处找到流速扫描测试的详细结果。表13.侧面喷射喷嘴的喷嘴直径优化结果呈现相对于基础m5000pm2.5排放数据的pm2.5减排量，以供对比。可见，对于被测试的每个喷嘴直径，实现了相对于基础约70％的显著pm2.5减排(对于5.7、4.9、3.2和2.3mm的直径，分别地p＝0.03、0.02、0.02和0.02)。可见在起动阶段和稳定状态阶段之间优化的流速很不相同。这指示了，如以上显示的，流速可与活力相关联。还应该注意，优化的稳定状态流速倾向于随着直径的减小而略微减小。这可由观察到的烟气以较高的强制气流速度从燃烧室的前部迸出的这一提高的倾向来解释。此作用限制通过小直径高速度喷嘴的流速。喷嘴直径和pm排放量图20将优化的pm2.5排放量呈现为喷嘴直径的函数。误差线代表每组测试的80％置信区间。可见的是，在整个被测试的直径范围内优化的pm2.5排放量相似，指示了如果使用优化的流速，则各种直径将产生相似的减排量。图21示出对于每个直径以稳定状态流速喷射的空气的速度。再次，误差线代表每组测试的80％置信区间。从左至右的数据点代表5.7、4.9、3.2和2.3mm直径。喷射喷嘴中孔口的直径可大于约0.5mm并小于约3.5mm。在许多实施例中，喷射喷嘴中孔口的直径可小于约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，并且大于约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。在图21中，可见喷射空气的速度随着侧面喷射喷嘴孔直径的减小而显著增加，但是优化的pm排放量仍然相对恒定。这暗示对于所测试的直径范围如果使用优化的流速，则速度可以改变。在许多实施例中，离开喷射喷嘴的气体的速度可从约5m/s至20m/s。在一些实施例中，气体的速度可大于约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，并且小于约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。当速度过低时(由于喷射孔口过大和/或传送的气体体积过小)，气体可能不能横穿火焰，将额外的氧化剂带到火焰中心。从图21可得出的另一个结论是，优化排放的扩散可随着速度的增加而增大。如之前提及的，这可由观察到的烟气以较高的强制气流速度从燃烧室的前部迸出的这一提高的倾向来解释。局部峰值排放的行为在流速测试期间，在几个实例中观察到有趣的局部峰值排放行为。这种局部峰值行为的例子可在下面图22中的30slpm和图23中的40slpm处看到，其中，图22展示对于起动阶段3.2mm直径的喷嘴的强制气流流速范围的结果，并且图23展示对于稳定状态阶段5.7mm直径的喷嘴的强制气流流速范围的结果。对火焰和流体流特性的视觉观察有助于为排放量中的这些局部峰值提供辩护。图24描绘了观察到的流模式。右侧画出的流分布是对通过燃烧室的流的粗略描绘，并且侧面喷射喷嘴在黑箭头处为曲线1至3补充流。点0代表在没有强制气流的情况下通过燃烧室的未受干扰的天然气流。在点1处(其在图23中的约20slpm处)，补充火焰的氧化区域，因此减少pm排放，但是在侧面喷射喷嘴下方未发生混合。在点2处(其在图23中的约40slpm处)，强制气流足够强和集中，足以熄灭喷嘴高度处的火焰的氧化区域，但是未足够强到在喷嘴下方引发混合。熄灭火焰的氧化区域会引起pm排放局部增加。在点3处(其对应于图23中的流速60slpm及以上)，强制气流足够强，足以克服炉的天然气流并且在整个燃烧室中引发混合。这更均匀地分布强制气流，容许更好的强制气流流速而不会因此熄灭火焰，并且最终引起显著的pm减排。在所有流速范围中都未观察到此作用。可能的前提是，如果使用更精细的流速范围分辨率的话，则在所有流速范围内都将观察到此作用。例子vi-空气喷射位置的优化为了进一步调查空气喷射方法，对喷射位置进行评估。在这部分中，在g3300中探讨各种喷射位置。测试方法g3300和m5000的pm排放性能的对比这些测试中使用的g3300在设计上类似于m5000，存在一些差异。g3300在燃烧室周围绝缘，而m5000使用铝辐射屏蔽结构。与m5000比较，g3300具有略大的燃烧室，燃烧室具有较宽的开口。最后，g3300陶瓷基底小于m5000陶瓷基底。在其他方面，两个炉具有类似的烟囱尺寸。据发现，这些差异引起两个炉之间的基础pm2.5排放量差异。但是，当应用强制气流时，对炉的性能之间进行额外对比。完成此第二对比，以确保从对m5000之前的工作获得的强制气流知识可延伸到对g3300的工作。利用直径为2.3mm的侧面喷射喷嘴完成每个炉的最小pm2.5排放量和优化流速之间的对比。利用以上概述的相同过程确定每个炉的最小pm2.5排放量和优化流速。喷射位置测试对于4个喷射位置最小pm2.5排放量和优化流速之间的对比，包括燃烧室顶部以及烟囱部分的底部、中间和顶部。图25呈现g3300火箭弯管式设计的剖视图，标出了一般喷射位置。标出了距陶瓷基底(底面)顶部的距离，以厘米为单位。为了测试燃烧室喷射位置的顶部，使用侧面喷射喷嘴。为了测试烟囱部分内的喷射位置，制造“烟囱环”喷嘴。图26展示用于烟囱最下部的烟囱环喷嘴。图26所示的烟囱环式喷嘴水平地朝向烟囱的竖直轴线喷射气体。对于此部分中的所有喷嘴，使用直径为1.5mm的12个孔。选择1.5mm是因为初步研究指示，具有较大直径的烟囱环式喷嘴可以以缓慢的流速减少火焰。在一些情形中，这可引起烟雾和火焰被排放到燃烧室前部外。1.5mm直径减少这种作用并且容许使用更高的强制气流流速。下文提供对于喷射位置研究对1.5mm直径的进一步论述。最后，使用12个孔，用以帮助横跨火焰分布强制气流并且用以保持与之前工作的一致性。在一些实施例中，喷射孔口(孔)的数量可大于12或小于12。在一些实施例中，喷射孔口可在喷嘴内均匀地分隔开或者可以并非均匀地间隔开，以帮助将氧气传送到火焰内部。结果/论述g3300和m5000的pm排放性能的对比表14呈现当利用直径为2.3mm的侧面喷射喷嘴时g3300和m5000之间的优化pm2.5排放量的对比的主要结果。平均值代表3个测试的平均。表14.g3300和m5000的pm排放性能的对比和具有类似配置的优化流速可见，对于两个炉来说优化的流速是类似的。这指示，两个燃烧室之间的几何结构差异不会导致对于优化的强制气流流速的显著差异或限制。这还暗示对于两个炉及其他喷嘴配置来说优化的强制气流流速将是类似的。此外，可见对于两个炉来说pm2.5排放量是类似的(p＝0.82)。这指示，在利用m5000的之前工作中测量的优化pm2.5排放性能可以比得上利用g3300的优化的pm2.5排放性能，并且当应用优化的流速时两个炉性能之间的差异不那么明显。喷射位置表15呈现喷射位置研究的主要结果。可在图30-36中发现流速范围测试的更多详细结果。表15.喷射位置优化结果可见，横跨底部三个喷射位置优化流速是类似的。但是，在顶部喷射位置，优化流速下降至10slpm。图27由在流速范围期间对于顶部喷射位置拍摄的图像构成。所公开的装置、方法和系统可帮助减少来自生物质炉的污染物。如上文和下文的例子所证明的，本发明可帮助减少来自生物质炉的颗粒质量排放，例如pm2.5排放，相对于气体并未被主动喷射到火焰中(即，风扇或鼓风机关闭，或者未安装喷射系统)的相同炉而言。在一些情形中，本发明提供约20％至约95％之间的pm2.5减排。在许多实施例中，pm2.5减排在约25％和85％之间。在一些实施例中，pm2.5减排大于约20％、25％、30、35％、40％、45％、50％、55％、60％、65％、70％、75％、80％、85％或90％，并且小于约100％、95％、90％、85％、80％、75％、70％、65％、60％、55％、50％、45％、40％、35％、30％和25％。在0slpm的流速下，烟囱顶部出来的火焰高且纤细。在10slpm的流速下，火焰较短并且更浓缩。当使用20slpm的流速时，火焰顶部在喷射位置处完全熄灭。这引起通过炉的气流显著减少，并且导致很多烟雾和火焰离开炉前部。最后，这将烟囱喷射位置顶部的优化流速限制至10slpm，并且限制此配置的pm2.5减排潜能。但是此现象对于环喷嘴位于燃烧室中较低处的实施例不那么重要，因为火焰在较低位置处更强，不那么易受图27中所见的作用影响。反而，在较低水平处，喷射气体进入火焰的氧化区域(而非熄灭它)以传送氧气，并且促进额外的氧化和pm减少。对比来自底部三个喷射位置的优化pm排放会得出烟囱底部是优化喷射位置的结论。但是，在燃烧室顶部处进行喷射也会导致良好的性能。可以假定这些位置导致最大减少，因为它们在火焰最强处喷射并且补充颗粒的氧化，而不会引起火焰冷却或熄灭。另一个重要的观察是沸腾时间和每个喷射位置的火力的作用。烟囱底部喷射位置似乎导致火力显著增加以及沸腾时间大大缩短，这两个特征对消费者来说都相当有价值。最后，在烟囱底部处喷射强制气流可能是期望的。这种放置可帮助相对于基础(p＝0.001)的减排并且可提供与侧面喷射喷嘴(其侵入燃烧室中)相比相对不引人注意的设计。在许多实施例中，喷射喷嘴的放置促进在燃烧室中的固体生物质水平的上方的喷射气体。在大多数实施例中，在固体燃料(例如图26中所见的木柴)上方0.5至30.0cm处喷射气体。在大多数实施例中，气体以以下高度喷射到火焰中，所述高度大于约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，并且小于约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-优化烟囱环喷嘴的空气喷射喷嘴直径在上文中，发现了当喷射位置在具有侧面喷射喷嘴的燃烧室顶部处时喷嘴直径不是最小化pm排放的强决定因素。但是，对于其他喷射位置和喷嘴配置，最小化的pm排放可能不是直径的弱函数。因此，在此部分中，探讨对于位于烟囱底部处的烟囱环式喷嘴来说直径对排放量的作用。测试方法在g3300中测试对于位于烟囱底部处的烟囱环式喷嘴来说喷射直径对排放量的作用。测试1.5和3.0mm的孔直径。对于每个直径，完成如上文所述的流速优化。然后，对于每个直径以优化流速完成三个冷起动wbt。然后对比所得的优化排放量和流速。结果/论述下面在表16中展示烟囱环式喷嘴的直径优化结果。表16.烟囱底部喷射位置的直径优化结果可见，1.5mm直径喷嘴具有较大的优化稳定状态流速。这是因为3.0mm直径喷嘴引起火焰在大于20slpm的流速下熄灭，导致烟雾和火焰从燃烧室前部排出。还可见，与3.0mm直径(p＝0.04)相比，对于1.5mm直径优化的pm2.5排放量显著较低。火焰的熄灭限制强制气流流速，这因此限制pm2.5减排量。此数据指示，对于烟囱环式喷嘴，直径可小于约3mm。例子viii-优化烟囱环喷嘴的空气喷射角度在上文中，除了直径之外调查了喷射位置。在此，探讨对于喷射位置和直径改变喷射角度的作用。测试方法为了理解喷射角度的作用，对比两个配置的最小排放量。这些测试使用的喷射位置在烟囱底部处，在部分8中发现最佳喷射位置。测试的喷射角度为水平的或水平上方30°。图28展示此研究中使用的两个喷嘴的位置。此外，此研究中使用的两个喷嘴具有直径为1.5mm的12个孔。图28示出在烟囱底部处被测试的喷射角度。图29示出相对于水平方向以30°角度喷射的烟囱环喷嘴。结果/论述表17展示喷射角度研究的结果。流速范围测试的更详细结果可在图30-36中找到。表17.喷射角度测试结果可见，对于30°喷射角度，最佳流速被限制为10slpm。此外，利用水平喷射角度实现的减排大于利用30°喷射角度实现的减排(p＝0.02)。成角度的喷射实现较少的减排，因为强制气流的角度促进通过炉的高总气流。增加通过炉的总气流可显著冷却火焰，特别是如果不存在高水平的混合的话。冷却火焰可增加颗粒生成区域的体积并且减小颗粒氧化区域。虽然优选水平喷射角度，但是喷射角度可在约-50°(相对于水平方向，0°，即从喷嘴朝向燃料向下)至约+50°(相对于水平方向，0°，即朝向上部燃烧室的顶部向上)之间变化，优选从约-30°至约+30°。在许多实施例中，喷射角度可大于约-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°，并且小于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°。当前第1页12