于凱輪，劉 鈺，田 霖,2，宋建忠,2，高雯然,2

生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)直燃機(jī)理與脫焦特性研究*

于凱輪1，劉 鈺1，田 霖1,2?，宋建忠1,2，高雯然1,2

（1. 南京林業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院新能源科學(xué)與工程系，南京 210037；2. 南京林業(yè)大學(xué)，林業(yè)資源高效加工利用協(xié)同創(chuàng)新中心，南京 210037）

為研究含焦油的生物質(zhì)熱燃?xì)庠诙嗫捉橘|(zhì)中的燃燒機(jī)理與焦油燃燒脫除特性，采用固相實(shí)體顆粒堆積法模擬多孔介質(zhì)，通過(guò)分析燃燒過(guò)程中反應(yīng)器內(nèi)溫度、熱流密度以及反應(yīng)動(dòng)力學(xué)速率等參數(shù)場(chǎng)的分布特征，揭示了當(dāng)量比對(duì)生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)燃燒過(guò)程的顯著影響作用。研究表明，焦油燃燒脫除過(guò)程中直接氧化反應(yīng)速率高是決定焦油出口濃度小、轉(zhuǎn)化率高的關(guān)鍵因素。在燃燒火焰鋒面的前沿，固體溫度高于氣體溫度，熱量由固體傳向氣體，對(duì)輸運(yùn)中的含焦生物質(zhì)熱燃?xì)馄鸬搅祟A(yù)熱和保溫作用，使得熱燃?xì)庵薪褂捅３謿鈶B(tài)不至于凝結(jié)。綜合考慮生物質(zhì)熱燃?xì)獾耐耆紵c焦油脫除效率的提升，當(dāng)量比應(yīng)在0.8附近區(qū)域內(nèi)選擇。研究結(jié)果證實(shí)了生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)直燃技術(shù)的脫焦優(yōu)勢(shì)。

生物質(zhì)熱燃?xì)?；多孔介質(zhì)；數(shù)值模擬；直燃；焦油

0 引 言

經(jīng)熱解或氣化獲得的生物質(zhì)燃?xì)馐侵匾纳镔|(zhì)能源之一。生物質(zhì)燃?xì)庠趦?nèi)燃機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)、鍋爐及斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)等裝置中，通過(guò)燃燒方式轉(zhuǎn)化為電能或熱能。生物質(zhì)氣化發(fā)電與供熱技術(shù)在緩解秸稈焚燒、改善環(huán)境、推動(dòng)農(nóng)村用能結(jié)構(gòu)調(diào)整方面具有獨(dú)特優(yōu)勢(shì)[1-3]，是助力實(shí)現(xiàn)我國(guó)碳中和與碳達(dá)峰目標(biāo)的重要力量。

然而，焦油的處理一直是制約生物質(zhì)燃?xì)饫玫钠款i問(wèn)題[4-6]。目前，解決該問(wèn)題的有效途徑之一是生物質(zhì)熱燃?xì)庵比技夹g(shù)，即含有焦油的高溫生物質(zhì)氣不經(jīng)過(guò)凈化直接燃燒。熱燃?xì)庵比级嗖捎脗鹘y(tǒng)燃燒方式，燃燒過(guò)程火焰不穩(wěn)定，溫度難以控制，因此易造成焦油脫除效率低、無(wú)法燃盡的問(wèn)題[7-9]，煙氣中殘存焦油與顆粒物在后續(xù)降溫過(guò)程中結(jié)核并形成PM2.5，污染大氣[10-13]。為此，亟待尋找新的燃燒技術(shù)以提高焦油燃燒脫除效率，控制排放[14-17]。

目前，分級(jí)燃燒、耦合燃燒、無(wú)焰燃燒、富氧燃燒、煙氣循環(huán)燃燒以及多孔介質(zhì)燃燒等技術(shù)已日趨成熟[18-19]。其中，作為新型燃燒方式的多孔介質(zhì)燃燒技術(shù)，在拓展低熱值生物質(zhì)氣化燃?xì)庳毴紭O限、提高燃燒效率、降低污染物排放等方面具有明顯優(yōu)勢(shì)[20-21]。根據(jù)多孔介質(zhì)燃燒理論，彌散性火焰、超焓燃燒溫度以及高效傳熱可有效拓寬高溫區(qū)域，延長(zhǎng)焦油停留時(shí)間，達(dá)到提高焦油脫除效率的目的。但現(xiàn)有的研究主要集中在多孔介質(zhì)燃燒火焰?zhèn)鞑シ€(wěn)定性方面，而針對(duì)生物質(zhì)熱燃?xì)庵比继岣呓褂娃D(zhuǎn)化率方面的研究甚少，相關(guān)燃燒機(jī)理與排放特征尚不明確。為此，本文將建立生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)直燃過(guò)程數(shù)值模型，揭示直燃機(jī)理，考察燃燒工況對(duì)焦油燃燒脫除與排放特性的影響規(guī)律，探索生物質(zhì)熱燃?xì)庵比济摻沟目刂品椒ā?/p>

1 生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)燃燒數(shù)值模擬

1.1 固相顆粒堆積多孔介質(zhì)模型

利用ANSYS-Fluent軟件建立了圖1所示的含焦生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)燃燒模型。三維多孔堆積床直徑為20 mm，燃燒器總長(zhǎng)度為240 mm，堆積區(qū)長(zhǎng)度為180 mm。考慮氣體在固體顆?？p隙間流速變化以及氣體繞顆粒湍流特征對(duì)氣固間傳熱與燃燒反應(yīng)的影響，本文建立固相實(shí)體顆粒模型。但為了提高仿真運(yùn)算效率，模型不考慮多孔介質(zhì)孔隙結(jié)構(gòu)的隨機(jī)性變化，因此采用有序堆積方式。顆粒半徑為3 mm，層間顆粒角度交錯(cuò)，孔隙率為48%，顆粒球材質(zhì)為Al2O3。模擬中顆粒間隙區(qū)域采用局部加密的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以獲得高精確仿真結(jié)構(gòu)，固體顆粒以及燃?xì)馊肟诤蜔煔獬隹趨^(qū)則使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以此彌補(bǔ)加密網(wǎng)格運(yùn)算緩慢的缺點(diǎn)。在流體域靠近燃燒器壁面和顆粒壁面附近設(shè)置邊界層。多孔介質(zhì)燃燒器網(wǎng)格由546 057個(gè)單元構(gòu)成。

圖1 多孔介質(zhì)燃燒反應(yīng)器模型

1.2 含焦生物質(zhì)熱燃?xì)忸A(yù)混燃燒模型

組分為CO、CO2、H2、H2O、CH4、N2以及少量O2的生物質(zhì)熱燃?xì)馀c空氣（O2與N2體積比為1∶4）預(yù)混后進(jìn)入反應(yīng)區(qū)燃燒，預(yù)混燃燒過(guò)程由Finite-Rate/Eddy-Dissipation模型控制，表1所示為燃燒過(guò)程涉及的化學(xué)反應(yīng)，其編號(hào)為R1 ～ R3，有限反應(yīng)的反應(yīng)速率r用阿倫尼烏斯公式表示為：

式中：r為指前因子；r為溫度指數(shù)；r為反應(yīng)活化能；為氣體常數(shù)；、分別為反應(yīng)物A、B的速率指數(shù)。

表1 生物質(zhì)氣化燃?xì)庵饕紵磻?yīng)方程列表[22-25]

1.3 直燃過(guò)程中焦油反應(yīng)模型

焦油是一種可冷凝烴類物質(zhì)的混合物，其組分復(fù)雜，可分析到的成分已有上百種，主要是苯的衍生物與多環(huán)芳烴，本文選取三種含量在5%以上的組分作為焦油模型化合物，分別是苯、萘和苯酚。

針對(duì)焦油燃燒過(guò)程化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)，本文將焦油燃燒脫除過(guò)程分為兩種途徑。一是焦油熱裂解?氧化反應(yīng)途徑，表2所列R4 ～ R6為焦油熱裂解反應(yīng)，主要是焦油?；镌谌紵^(guò)程高溫作用下發(fā)生的熱分解反應(yīng)，然后生物質(zhì)燃?xì)庵械腃O與焦油熱裂解生成的CO通過(guò)燃燒反應(yīng)R1消耗，如果燃燒過(guò)程不充分，將導(dǎo)致CO有毒氣體的排放；二是焦油直接氧化反應(yīng)途徑，表2所列R7 ～ R9為焦油直接與O2發(fā)生劇烈的氧化反應(yīng)轉(zhuǎn)化為CO和H2O。

表2 焦油組分熱裂解反應(yīng)方程列表[26-27]

1.4 控制方程與邊界條件

1.4.1 控制方程

連續(xù)性方程、動(dòng)量控制方程、能量控制方程以及組分輸運(yùn)方程等控制方程的建立保證了生物質(zhì)氣化反應(yīng)區(qū)中質(zhì)量、動(dòng)量、能量與組分質(zhì)量中各物理量的守恒。由于生物質(zhì)氣化燃?xì)鉃槎嘟M分氣體，采用species transport模型。與此同時(shí)，固相顆粒為惰性，不存在氣固相間質(zhì)量傳遞，組分輸運(yùn)的連續(xù)性方程為：

式中：Y為組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；R為化學(xué)反應(yīng)生成組分的凈速率，其數(shù)值由有限反應(yīng)的速率與渦流耗散速率二者中的最小值決定；J表示由于濃度和溫度梯度而產(chǎn)生的組分?jǐn)U散通量，與湍流施密特?cái)?shù)有關(guān)。

由于不采用Fluent“體積平均”的多孔介質(zhì)模型，多孔介質(zhì)區(qū)為非連續(xù)固體顆粒堆積而成，因此動(dòng)量方程無(wú)須設(shè)置源項(xiàng)，因此其Navier-Stokes方程為：

生物質(zhì)燃?xì)饨M分輸運(yùn)的能量方程為：

1.4.2 邊界條件

入口邊界處生物質(zhì)氣化燃?xì)馀c空氣根據(jù)當(dāng)量比按一定比例預(yù)混，為使研究涵蓋貧燃至富燃寬范圍生物質(zhì)氣燃燒排放情況，選定當(dāng)量比變化范圍為0.4 ～ 1.3。燃?xì)獾慕M分與熱值如表3所示。入口邊界為速度入口：0.2m/s、0.5m/s、0.8m/s；初始溫度為650K；假設(shè)壁面絕熱。求解過(guò)程采用非耦合求解算法，依次求解連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程和組分輸運(yùn)方程；能量方程殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為1.0×10?6，其他方程設(shè)為1.0×10?4。入口處苯、萘和苯酚三種焦油?；镔|(zhì)量濃度總占比為0.1%。

表3 模型入口邊界處生物質(zhì)氣化燃?xì)庵饕M分濃度與熱值

2 結(jié)果與討論

2.1 生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)燃燒試驗(yàn)與模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)燃燒試驗(yàn)。如圖2a所示，生物質(zhì)熱燃?xì)庥傻練ぴ蠠峤鈿饣a(chǎn)生，生物質(zhì)熱燃?xì)鉁囟葹?80 ～ 710 K，其組分與熱值如表4所示。由冷凝稱重法獲得熱燃?xì)庵薪褂秃繛?7.6 ～ 30.8 g/Nm3，質(zhì)量濃度占比0.08% ～ 0.15%。為保證結(jié)果的可比性，多孔介質(zhì)燃燒仿真邊界條件的入口焦油含量、燃?xì)鉁囟取⑷細(xì)饨M分等參量均與試驗(yàn)保持一致。

圖2 （a）生物質(zhì)熱燃?xì)馍裳b置；（b）多孔介質(zhì)燃燒試驗(yàn)

如圖2b所示，進(jìn)行生物質(zhì)熱燃?xì)馊紵囼?yàn)，多孔介質(zhì)采用氧化鋁陶瓷球顆粒堆積形成，并對(duì)燃燒過(guò)程溫度進(jìn)行測(cè)量，獲得燃燒當(dāng)量對(duì)燃燒溫度的影響規(guī)律如圖3所示。圖4為仿真燃燒最高溫度隨當(dāng)量比的變化規(guī)律。對(duì)比圖3和圖4可知，仿真獲得的最高燃燒溫度隨燃燒當(dāng)量比的變化規(guī)律與試驗(yàn)規(guī)律一致，燃燒溫度均在化學(xué)當(dāng)量比附近出現(xiàn)峰值且處于貧燃區(qū)一側(cè)，表明本模型所列化學(xué)反應(yīng)模型符合試驗(yàn)工況中的反應(yīng)體系，驗(yàn)證了仿真的可靠性。同時(shí)還注意到，仿真的最高溫度高于試驗(yàn)過(guò)程的溫度，該結(jié)果由兩個(gè)原因造成，一是本模型為降低運(yùn)算過(guò)程復(fù)雜程度，壁面邊界設(shè)置為絕熱，無(wú)熱量損失，因而溫度高；另一方面試驗(yàn)過(guò)程僅進(jìn)行單點(diǎn)溫度測(cè)量，并不能準(zhǔn)確獲得燃燒過(guò)程的最高溫度，導(dǎo)致溫度數(shù)據(jù)低于仿真獲得的最高溫度數(shù)據(jù)。

圖3 試驗(yàn)過(guò)程中多孔介質(zhì)燃燒溫度與當(dāng)量比的關(guān)系

圖4 仿真燃燒最高溫度隨當(dāng)量比的變化規(guī)律

表4 生物質(zhì)氣化燃?xì)鉄嶂导敖M分的試驗(yàn)測(cè)量值

2.2 生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)直燃特性分析

2.2.1 溫度分布特征

溫度分布是表征生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)直燃過(guò)程的重要因素。為此，對(duì)燃燒過(guò)程溫度分布與最高溫度隨操作參數(shù)的變化規(guī)律進(jìn)行了研究。燃?xì)馊肟谒俣葘?duì)燃燒器的燃燒溫度、火焰位置具有較大影響。根據(jù)火焰?zhèn)鞑ダ碚摚肟诹魉賳我蛩氐脑黾訉⑼苿?dòng)火焰鋒面向下游移動(dòng)，明顯地，當(dāng)量比為定值0.6時(shí)，圖5a所示含焦生物質(zhì)多孔介質(zhì)內(nèi)燃燒火焰隨入口速度改變而向下游移動(dòng)的趨勢(shì)符合這一基本規(guī)律。圖6表明當(dāng)量比一定，入口速度的增加，燃燒強(qiáng)度提升，火焰區(qū)最高溫度顯著提高。圖5b則表明僅改變當(dāng)量比并未明顯改變火焰鋒面的位置，而圖4所示燃燒最高溫度卻隨當(dāng)量比的改變呈先上升后下降的趨勢(shì)，并在化學(xué)當(dāng)量比處達(dá)到峰值，成為貧燃和富燃的分水嶺。該結(jié)果與文獻(xiàn)[6,20]中的燃燒試驗(yàn)溫度變化趨勢(shì)相吻合，進(jìn)一步驗(yàn)證了本文模型的正確性。流速為0.2m/s時(shí)，火焰鋒面并未在多孔介質(zhì)區(qū)，易產(chǎn)生回火，應(yīng)避免選取此入口速度。

圖6 當(dāng)量比為0.8條件下燃燒過(guò)程最高溫度隨入口氣體流速的變化規(guī)律

2.2.2 傳熱特性

多孔介質(zhì)燃燒過(guò)程傳熱涉及氣固間對(duì)流換熱、固固間導(dǎo)熱、輻射傳熱等復(fù)雜過(guò)程。本文采用固相顆粒模型，因而能夠反映氣體在固體顆?？p隙間湍流特征與繞流流速的變化，有利于分析氣固間的對(duì)流換熱機(jī)制。以當(dāng)量比0.8、入口速度1m/s為例，燃?xì)馀c固體顆粒之間存在明顯溫度差（見圖7）。火焰鋒面的前沿，固體溫度高于氣體溫度，固體向氣體傳熱，對(duì)輸運(yùn)中的含焦生物質(zhì)熱燃?xì)馄鸬搅祟A(yù)熱保溫作用，使得熱燃?xì)庵薪褂捅３謿鈶B(tài)不至于凝結(jié)?；鹧鎱^(qū)氣體燃燒放熱，氣體溫度高于固體溫度，則轉(zhuǎn)變?yōu)橛蓺怏w向固體傳熱。在火焰區(qū)后沿，由于火焰后沿氣體溫度仍高于固體，然而沒(méi)有反應(yīng)熱的補(bǔ)充，因此氣體與固體經(jīng)過(guò)對(duì)流傳熱，溫度差逐漸減小。同樣的轉(zhuǎn)變規(guī)律由熱流密度分布圖也可以獲得，如圖8所示，存在一個(gè)熱流密度正負(fù)值轉(zhuǎn)折區(qū)，轉(zhuǎn)折區(qū)左邊熱流密度為正值，表示熱流方向由固體傳向氣體，即為火焰鋒面前沿。轉(zhuǎn)折區(qū)內(nèi)熱流密度正負(fù)皆有，為火焰燃燒區(qū)，而在轉(zhuǎn)折區(qū)右側(cè)，熱流密度則由負(fù)值逐漸提高至零，即在火焰后沿，熱量首先由氣體傳向固體，氣固間溫差逐漸減小，當(dāng)二者溫度相同時(shí)熱量傳遞終止。

圖7 流體與顆粒在燃燒器中心線上的溫度變化規(guī)律

圖8 燃燒器中心線上熱流密度變化規(guī)律

2.2.3 可燃組分燃燒特性分析

生物質(zhì)燃?xì)獠煌耆紵龝?huì)引起CO有毒氣體的排放，圖9所示為O2與CO出口濃度與當(dāng)量比的關(guān)系。明顯地，當(dāng)量比的提高引起O2出口濃度逐漸降低，而CO濃度則先緩慢下降后大幅提升，兩曲線交叉點(diǎn)對(duì)應(yīng)生物質(zhì)燃?xì)馊紵幕瘜W(xué)當(dāng)量比。選取入口速度為0.8m/s、當(dāng)量比減小至0.4，溫度下降，燃燒不充分，造成CO排放增多；隨著當(dāng)量比的提高，燃燒由左側(cè)貧燃區(qū)進(jìn)入右側(cè)富燃區(qū)，O2不足條件下，未燃盡的生物質(zhì)燃?xì)鈴某隹谂懦觯斐蒀O的排放。為減少CO污染，選擇當(dāng)量比應(yīng)盡可能落在貧燃區(qū)。

圖9 出口處CO排放特性與當(dāng)量比的關(guān)系

2.3 焦油燃燒與脫除特性分析

伴隨燃?xì)膺M(jìn)入燃燒器的苯、萘和苯酚三種焦油模型化合物總質(zhì)量濃度占比為0.1%，經(jīng)多孔介質(zhì)燃燒后，出口焦油濃度占比均低于0.04%（見圖10），表明生物質(zhì)熱燃?xì)庠诙嗫捉橘|(zhì)中直燃具有明顯的焦油脫除作用，尤其是在當(dāng)量比較小條件下，焦油實(shí)現(xiàn)了完全脫除。焦油的燃燒是通過(guò)熱裂解?氧化和直接氧化兩種途徑。焦油熱裂解?氧化反應(yīng)速率緩慢，焦油轉(zhuǎn)化率低。直接氧化反應(yīng)速率高，因此焦油燃燒脫除效率主要取決于直接氧化反應(yīng)。以苯C6H6為例分析焦油氧化反應(yīng)動(dòng)力學(xué)速率如圖11所示，氧化反應(yīng)隨當(dāng)量比的提高而降低，這是焦油排放隨當(dāng)量比提高而增加的主要原因。焦油熱裂解反應(yīng)取決于溫度，前述可知燃燒溫度隨當(dāng)量比改變先升高后降低，因此熱裂解反應(yīng)也呈現(xiàn)同樣的趨勢(shì)。氧化反應(yīng)則與燃?xì)庵蠴2濃度密切相關(guān)。

圖10 出口處焦油排放特性與當(dāng)量比的關(guān)系

圖11 焦油氧化和熱解?氧化反應(yīng)動(dòng)力學(xué)速率與當(dāng)量比關(guān)系

由圖10可知，在富燃區(qū)，當(dāng)量比提高，O2濃度降低，O2主要被CO、CH4等組分幾乎消耗殆盡，未有充足余量O2再與焦油發(fā)生氧化反應(yīng)，氧化反應(yīng)速率減小。此時(shí)，燃燒溫度的降低導(dǎo)致了焦油熱裂解反應(yīng)速率的下降，出口焦油濃度上升，焦油轉(zhuǎn)化率下降。因此，當(dāng)量比應(yīng)避免落在富燃區(qū)，以免導(dǎo)致焦油脫除效率的降低。而進(jìn)入貧燃區(qū)后，氧化反應(yīng)速率提升，出口焦油濃度大幅降低，當(dāng)量比在0.4 ～ 0.6區(qū)域時(shí)出口焦油濃度略有上升，這是焦油熱解?氧化反應(yīng)速率降低所致。從操作變量控制焦油轉(zhuǎn)化率角度考慮，當(dāng)量比是決定燃燒過(guò)程各組分濃度與燃燒最高溫度的關(guān)鍵操作量。結(jié)合圖9，綜合考慮生物質(zhì)熱燃?xì)饽軌蛲耆紵c焦油脫除效率，當(dāng)量比應(yīng)在0.8附近區(qū)域選擇，可有效防止CO排放，更重要的是，焦油出口濃度小、轉(zhuǎn)化率高，可實(shí)現(xiàn)生物質(zhì)熱燃?xì)庵苯尤紵摮褂偷哪康摹?/p>

3 結(jié) 論

（1）建立含焦油的生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)燃燒模型，采用固相實(shí)體顆粒堆積模型來(lái)模擬多孔介質(zhì)，揭示了燃燒過(guò)程中燃?xì)馀c固體顆粒物的溫度分布特征與熱流密度變化規(guī)律。氣固間溫度差變化與熱流密度的轉(zhuǎn)折表明氣固間熱量傳遞方向發(fā)生改變?；鹧驿h面前沿，固體溫度高于氣體溫度，固體向氣體傳熱，對(duì)輸運(yùn)中的含焦生物質(zhì)熱燃?xì)馄鸬搅祟A(yù)熱保溫作用，使得熱燃?xì)庵薪褂捅３謿鈶B(tài)不至于凝結(jié)。

（2）生物質(zhì)熱燃?xì)庠诙嗫捉橘|(zhì)中直接燃燒后，出口焦油濃度占比均低于0.04%。該結(jié)果驗(yàn)證了生物質(zhì)熱燃?xì)舛嗫捉橘|(zhì)燃燒在焦油脫除方面的優(yōu)勢(shì)。

（3）研究表明當(dāng)量比是影響直燃焦油轉(zhuǎn)化率的重要因素。在富燃區(qū)，當(dāng)量比提高，氧濃度降低，未有充足余量氧再與焦油發(fā)生氧化反應(yīng)，氧化反應(yīng)速率減小。在貧燃區(qū)，氧化反應(yīng)速率提升，焦油轉(zhuǎn)化率大幅提高，同時(shí)當(dāng)量比降低至0.4 ～ 0.6時(shí)，出口焦油濃度略有上升。綜合考慮CO的排放特性，當(dāng)量比應(yīng)在0.8附近區(qū)域選擇。在此區(qū)域內(nèi)，生物質(zhì)熱燃?xì)饽軌蛲耆紵医褂娃D(zhuǎn)化率高。

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Direct Combustion Mechanism of Biomass Hot Gas in Porous Media and Tar Removal Characteristics

YU Kai-lun1, LIU Yu1, TIAN Lin1,2, SONG Jian-zhong1,2, GAO Wen-ran1,2

(1. New Energy Science and Engineering, College of Materials Science and Engineering, Nanjing Forestry University, Nanjing 210037, China; 2. Co-Innovation Center of Efficient Processing and Utilization of Forest Resources, Nanjing Forestry University, Nanjing 210037, China)

In order to study the combustion mechanism of biomass hot gas containing tar in porous media and characteristics of tar combustion and removal, solid particle packing method was adopt to simulate the porous media, the distribution characteristics of temperature, heat flux density and reaction kinetic rate in the reactor during combustion were analyzed, and the significant influence of equivalence ratio on the direct combustion mechanism of biomass hot gas in porous media was revealed. The results showed that the direct oxidation reaction rate was high in the tar combustion and removal process, which determined the low tar outlet concentration and high conversion rate. At the front of the combustion flame, temperature of the solid was higher than the gas, the heat was transferred from solid to gas, which played a preheating and heat preservation role for the biomass hot gas containing tar, so that the tar in the hot gas remained gaseous and did not condense. In consideration of the complete combustion of biomass hot gas and the improvement of tar removal efficiency, the equivalent ratio should be selected in the region around 0.8. The results confirmed the advantages of the direct combustion technology of biomass hot gas porous media.

biomass hot gas; porous medium; numerical simulation; direct combustion; tar

2095-560X（2022）01-0034-08

TK43

A

10.3969/j.issn.2095-560X.2022.01.006

2021-12-01

2021-12-21

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（BK20200794）；南京林業(yè)大學(xué)青年科技創(chuàng)新基金項(xiàng)目（CX2019001）

田 霖，E-mail：tianlinb0905101@foxmail.com

于凱輪（2000-），女，碩士研究生，主要從事生物質(zhì)氣化燃燒過(guò)程數(shù)值模擬方向的研究。

田 霖（1983-），男，博士，講師，主要從事生物質(zhì)氣化多聯(lián)產(chǎn)方向的研究。