作者：杜健昌
生物质燃烧是我国农村的传统用能方式，随着农村供暖以及农产品干燥用能需求的不断增长，生物质燃烧具有巨大的应用潜力。在生物质燃烧时，具有一定含水率的生物质颗粒(约150 mm)往往直接喂入高温燃烧的炉膛中。有时颗粒外部已经开始燃烧，内部的水分还会不断蒸发而干燥，此时物料表面温度(300—500℃)远高于一般干燥工艺的温度。这种高温条件下的干燥普遍存在于生物质能应用（燃烧、阴燃等）、垃圾焚烧、食品高温加工及化工等行业。
文献中对这种高温条件下干燥过程的计算分析主要采用以下4种模型：①温度一含水率模型，即把物质内部的含水率表达为温度的代数式。2扩散蒸发模型，用扩散控制方程描述水分的蒸发过程，同时考虑了冷莲作用。3Arrhenius方程模型，把干燥过程看作多相反应，用Ar-theniuj方程描述。4面反应模型，假设干燥前锋是一个薄层，传递到该层的热量全部用来蒸发水分．薄层温度保持在100℃左右。上述4种模型中，面反应模型在数学表达及数据处理上相对简单，是较为常用的模型。
目前，在计算模型的实验验证方面，高温条件下干燥实验多以生物质为原料，干燥和热解、燃烧等耦合，不利于分析单纯干燥模型的准确性；而仅涉及干燥的实验，温度多在200℃以下，和高温环境差别较大。
由于生物质在高温条件下的单纯干燥实验难以实现，为了探索高温条件下湿物料内部的干燥过程特性，为生物质燃烧、垃圾焚烧过程提供借鉴，本文设计了可在高温条件下进行干燥并监测物料内部特性的试验装置，以石英砂为物料，对不同含水率和粒径的石英砂床层进行干燥试验，并将试验结果与面反应模型进行对比。
1试验
1.1试验装置
试验装置主要由加热盘、料桶、保温层、热电偶及电子秤构成，其原理如图1所示。加热盘是由套有小陶瓷管的电热丝盘成，并固定在不锈钢筛网上，有足够的空隙保证物料中蒸发出来的水蒸气逸出，加热盘配有温度控制系统，可对其底部控温。料桶内壁附1 cm厚石棉布及玻璃纤维布，外壁附5 cm厚岩棉，这种结构可以减少热量通过桶壁散失，使床层径向温度尽量均匀[2]~[l8]。温度由K型热电偶及OMB –DAQP-56型数据采集卡采集，采集频率设为0.1 Hz。6个热电偶沿直径安放在料桶底部（横向间隔3 cm），测温点距加热盘的
设计距离分别为0.5，1.5，2.5，3.5，4.5，5.5 cm，由于制造及安装等造成的误差，实际距离为0.8，1.5，2.5，3.6，4.5，5.3 cm。物料质量由奥豪斯EP3001电子天平（量程35 kg，精度0.1 g）及相应软件以相同频率与温度数据同步采集。
将湿石英砂填充在圆柱形料桶(内径
=26 cm，高H=15 cm)内，将加热盘升温至设定温度(400℃)后置于料桶上方，热量从加热盘向下传递，物料内水分受热蒸发，透过加热盘向上逸出并通过实验室通风系统排出。这种干燥方式和实际高温条件的干燥（湿生物质燃烧、食品加工等）中，热量由外向内传递，水分由内向外散失的过程一致。
从加热盘置于物料上方开始记录试验数据，至距离加热盘最远处的热电偶升温至100℃时停止。需要注意的是，此时温度检测区以下的石英砂床层中仍含有水分。
1.2试验方案
本试验选取高温下性质稳定的石英砂为试验物料。不同粒径石英砂表面吸附能力不同，粒径越大表面吸附能力越小。预试验表明，粒径大于380（40目）的石英砂最大表面吸附水量过低，不利于研究多种不同含水率的情况二因此，本实验选取粒径小于380u m的3种规格：40~60，80~100，120~140目(250~380，150～180，109~120um)的石英砂进行试验。
由于干燥过程中物料内部水分向上、下同时扩散，至远离加热盘一端时发生冷凝。预试验表明，石英砂床层含水率过高时．远离加热盘一端会由于上述冷凝作用形成饱和区．水分能够沿热电偶安装间隙等向下渗流，使干燥速率检测结果不准确。另外，堆积石英砂为非吸湿性多孔材料，含水率过低时很容易散失水分，难以配制成稳定的含水率工况。因此，通过大量预试验，本文选择含水率上限为13%，下限为3%，并取上述两个含水率的中间值(8%)为第3个试验点。对上述两因素、三水平共9种工况进行了完全试验，试验汇总如表1所示。
1.3含水率配制
堆积石英砂为非吸湿性多孔物料，在常温常压下含水率为零，可直接加入去离子水配制成不同含水率工况。配制方法：①称取一定量绝干石英砂及相应质量去离子水，放入足够空间的不锈钢桶中进行充分搅拌。②密封不锈钢桶并静置2h。③取桶内3个不同位置处的石英砂．用奥豪斯MB45快速水分分析仪测其含水率二重复上述步骤②，③，直至3个位置处的含水率绝对差小于1% -预试验发现，粒径越小，含水率越低，需要重复上述操作的次数越多。
2结果与分析
2.1干燥过程特点
2.1.1物料内部温度变化
图2给出了不同工况下湿石英砂床层内的度变化。从图中可以看出，随干燥过程的进行，各测温点的温度都会由室温升高至某一温度，保持这个温度一段时间后继续升高。我们认为保持恒定的这个温度是干燥前锋温度。
测温点处温度从干燥前锋温度再次升至1000C以上时，测温点处石英砂处于绝干状态。物料内部被干燥前锋分为干区和湿区。图2中各二次升温初始时刻是干燥前锋位于测温点深度的时刻。
对比不同工况物料在干燥过程中干燥前锋的温度发现，含水率为3%时干燥前锋温度为70—900C，含水率在8%以上时为90—100℃。此外，观察3种高含水率[图2(c)，(f)，(i)]工况发现，干燥前锋温度并不恒定，而是随着干燥的进行略微下降，粒径越小下降趋势越明显。主要原因是，随着干燥过程的进行，床层测温点处含水率逐渐减小。这与前面低含水率下水分蒸发温度较低这一现象相符，也就是说，实际干燥过程中干燥前锋温度主要与物料含水室有关，随含水率升高，干燥前锋温度从约70℃逐渐接近100 0C。干燥前锋的温度特性和我们以前对主物质粉阴燃实验结果类似。这与多数面反应模型假设不同，面反应模型中，一般
假设干燥前锋温度保持在100℃。
从图2中各热电偶的温度曲线可以看出，干区的温度梯度远比湿区大一个数量级。这说明干区传人湿区的热量，大部分用来在界面蒸发水分。
2.1.2水分蒸发速率
根据试验记录的质量变化数据及物料初始含水量，可以得到床层剩余水分含量及水分蒸发速率随时间的变化情况，如图3所示，其中，床层剩余含水量用相对量（某时刻床层剩余水分量占初始时刻水分量的百分比）表示。图3的水分蒸发速率可以看出，在试验范围内，含水率较高的干燥过程一直处于降速干燥段。含水率较低时，水分蒸发速率很小，但基本维持恒定，可能是由于这种情况下，多孔介质中水蒸气含量少，有利于水分向干区的蒸发和扩散。另外，水蒸气向湿区的扩散和冷凝，也会导致后期湿区含水率增加，抵消干燥前锋向深处移动带来干燥速率减小的趋势。
2.2试验和面反应模型计算结果对比
2.2.1对比方法
在面反应模型中，假设干燥前锋是一个薄层，传递到这里的热量全部用来蒸发水分，薄层温度保持100℃不变一干燥前锋以上为绝干区，以下为含水率未受影响的湿区，随着干燥过程的进行，干燥前锋向下移动，其原理如图4所示。
床层某处(X)升温至100℃（干燥前锋假设温度）时，采用式(1)计算该模型水分蒸发量：
式中：M模型模型为水分蒸发量的计算值，g;X为干燥前锋的位置或热电偶测温点距加热盘距离,cm;A为料桶横截面．Cm2；P为湿石英砂平均堆密度，g/cm3；W为石英砂含水率（湿基），%。
此时电子天平测得的质量损失为M试验（水分蒸发量的试验值）。各工况下，不同测温点到达100℃时的水分蒸发量的试验值如图5所示。将M试验与M模型相除，得到比值Y，Y为1时表示面反应模型计算值与试验数据一致。
2.2.2对比结果
水分蒸发量的面反应模型计算值和试验值对比情况如图6所示，图中横轴为热电偶距加热盘的距离(X)，纵轴为Y，，图中给出了Y值为1的横线以便于比较。从图中可以看出：相同粒径工况下，含水率越小Y值越小且越接近1；相同含水率工况下，粒径越小，Y值越接近1。另外，高含水率(13%)工况下，在干燥初期干燥前锋距加热盘较近时，实际水分蒸发量与模型计算值差别较大，随着干燥前锋下移，二者逐渐接近，这主要由于含水率较高时，水分在物料内部有迁移，面反应模型和实际物理过程差别加大。
上述结果表明，高温条件下的干燥，在含水率低、粒径小的工况下，面反应模型计算的水分蒸发量与试验数据较为吻合。
2.2.3试验和模型差异的原因分析
根据面反应理论，试验结束时，也就是干燥前锋位于加热盘下方5.3 cm处时，理论床层剩余水分含量占床层总含水量的分数为(H-5.3)/H（床层总高H=15 cm）．即65%。从图3中可以看出，含水率越高，试验结束时床层相对剩余含水量越小，最低能达到约20%,远小于面反应模型计算值65 %。主要原因：面反应模型假设干燥过程中干燥前锋下方区域含水率保持不变，而在实际干燥过程中，高含水率物料内部结构类似“液膜区”，干燥前锋下方湿区的水分能够在重力、毛细作用力、粘性力及浓度梯度等作用下向上迁移蒸发，使湿区含水率降低。同时，这种水分迁移作用加速了水分蒸发过程，导致高含水率工况下干燥前期的水分蒸发速率较高，随着床层含水率下降，水分蒸发速率也有所下降。图3中水分蒸发速率随时间的变化特征也验证了这一点。
3结论
本文在温度为400℃下对不同粒径、不同含水率的石英砂进行了干燥试验。试验结果和分析表明：物料内部被干燥前锋分为干区和湿区两部分，湿区的温度梯度远小于干区；在试验范围内，含水率较高的干燥过程一直处于降速干燥段，含水率较低时干燥速率基本维持恒定；干燥前锋温度随物料含水率的升高，从约70 0C逐渐接近1000C，与通常面反应模型的100 0C假设不同；在含水率低、粒径小的工况下，水分蒸发量的面反应模型计算值和试验值较为吻合。
