燃烧试验装置

2024-05-22

燃烧试验装置（精选七篇）

燃烧试验装置篇1

关键词：电缆,光缆,燃烧性能,FIPEC试验

国外阻燃电缆的燃烧性能检验技术起步较早且发展迅速, 从最开始的单根电缆火焰垂直蔓延试验发展到成束电缆火焰垂直蔓延试验, 从单一的阻燃性能试验发展到阻燃性能、烟密度等多项性能试验, 从测试单独的多性能试验发展到可以同时测出多项燃烧性能的综合评价试验方法。目前国外对电缆检测最先进的试验方法有两种:一是采用水平燃烧方式 (prEN 50289、UL 910) 对阻燃电缆和光缆进行综合燃烧特性检测;二是采用垂直燃烧的方式 (prEN 50399) 对阻燃电缆和光缆进行综合燃烧特性检测。

国内阻燃电缆的燃烧性能检验技术开始于20世纪90年代, 落后于国外。我国是国际电工委员会 (IEC) 成员, 所有电缆标准都等效采用IEC标准。目前, 我国对电线电缆燃烧性能试验方法规定最为完整的是公安部行业标准GA 306.1～ 2- 2007《阻燃及耐火电缆: 塑料绝缘阻燃及耐火电缆分级要求》。该标准涵盖了其他13个相关的国家标准和行业标准, 涉及电线电缆的外护层 (包括绝缘层和护套层) 的理化性能、导体的外观和电性能、电线电缆的阻燃和耐火性能、烟密度以及烟气毒性等性能的检验及指标要求。但这些标准和试验方法均不能对电缆在受火条件下的热释放速率、热释放总量、烟气速率、烟气总量、燃烧增长速率等参数进行定量的测定, 而这些参数是消防工程师对建筑物火灾危险性评价以及性能化防火设计最为重要的数据。

目前, IEC已向各成员国推荐了欧盟标准prEN 50399《电缆及光缆在火灾条件下的常规试验方法-电缆及光缆在火焰传播试验中的热释放和产烟特性测试》作为阻燃电缆检测的试验方法, 该试验方法可以同时测出电缆或光缆燃烧性能的热释放和产烟特性等综合性能。

目前正在编制的强制性国家标准《电缆及光缆燃烧性能分级》将主要依据FIPEC试验装置及试验方法进行验证试验。

1 FIPEC试验装置对电缆及光缆燃烧性能的检测

1.1 FIPEC试验装置

FIPEC (Fire Performance of Electric Cables) 试验装置依据标准prEN 50399-2007, 主要在EN 50266-1《着火条件下电缆的通用实验方法, 垂直安装的成股电线和电缆的垂直火焰扩散的试验, 第一部分:装置》的基础上建立的, 同时增加了热释放和产烟特性测试设备。图1为试验装置简图, 该装置主要由燃烧室、空气供给系统、标准梯、点火源、探头和传感器管道段、烟密度光学测试系统 (见图2) 、气体分析仪 (见图3) 、数据采集和软件处理系统、计算机控制系统、燃烧气体控制系统 (见图4) 和抽风系统等部分组成。

试验装置可以测量以下参数:耗氧量、二氧化碳生成量、管道中的体积流量、烟密度。

试验每3 s对上述参数进行至少1次数据采集。计算材料热释放时每30 s取一次平均值, 计算材料产烟时, 每60 s取一次平均值。取平均值主要是为了减少不同点处测量产生的变化。

通过上述测量数据, 可以计算电缆或光缆的燃烧性能数据:热释放速率、热释放总量、燃烧增长速率指数、产烟速率、产烟总量。

1.2 FIPEC试验方法及其过程

试验方法主要描述成束电缆的中等规模火灾试验。试验时电缆安装在垂直钢梯上, 用规定的点火源点火, 以此来评价电缆的燃烧行为, 直接得出电缆的燃烧性能。试验描述了沿电缆梯火焰传播的危险性, 同时通过热释放速率的测试, 描述火灾起火源对相邻区域的潜在影响, 通过烟密度测试描述起火房间及周围区域能见度降低所带来的危险。

1.2.1 试样的制备

试验对试样根数的确定主要依据电缆直径的大小, 见表1。每根电缆最小长度为3.5 m。

1.2.2 试样安装

电缆将安装在标准梯的前面, 电缆的最低位置将低于喷灯下边缘约50 cm。每根电缆试样段应使用金属线 (钢线或铜线) 分别固定在钢梯的各个横档上。试样的安装方式由电缆的外径确定, 见表2。

1.2.3 校准试验

采用标准氮气 (99.999%) 、标气CO2对气体分析仪进行校准, 然后用EN 50266-1规定的点火源进行10 min燃烧校准。

在每个试验日, 首先应对氧气分析仪进行调零和跨度调节, 跨度应不超过由校准气体所确定的范围的0.04%, 且表述为VO2/Vair%。分析仪对干燥室内空气的输出应为 (20.95±0.01) %。

其次, 应对CO2分析仪进行调零和跨度调节。跨度不应超过由校准气体确定VCO2/Vair范围的0.1%。该分析仪对氮气 (不含CO2) 的输出应为 (0.00±0.02) %。

最后, 根据当天测试程序采用的热量等级 (Scenario1为20.5 kW, Scenario2为30 kW) 进行20 min的校准试验, 前5 min是无火源的基线校准, 接着在20.5 kW或30 kW时做一个至少10 min的燃烧校准, 最后是停止供火后的5 min校准。点火前5 min内烟密度的漂移值应小于1%、氧含量的漂移值应小于0.02%、HRR的漂移值应小于2 kW;在整个校准期内, 烟密度初值和终值的偏差应等于或小于透光率值的1%, 氧含量初值和终值的差值应小于0.02%, HRR初值和终值的差值应小于2 kW;在10 min燃烧校准的最后5 min内, HRR平均值应在设定值的±5%以内。

1.2.4 正式试验

试验主要通过20 min的试验过程来进行评估。性能参数包括:热释放、产烟量、燃烧增长速率指数、火焰蔓延程度及燃烧滴落物的情况。

部分参数测量可通过软件处理系统自动进行, 其他的则可通过卡尺和目测法得出。排烟管道配有用以测量温度、光衰减、O2 和 CO2 的摩尔分数以及管道中引起压力差的气流的传感器。这些数据能自动记录并用以计算管道内的体积流速、热释放速率、热释放总量、产烟速率、产烟总量以及燃烧增长速率指数。火焰蔓延程度及燃烧滴落物的情况可采用卡尺和目测法进行测量。

2 FIPEC试验方法与我国现行标准比较

(1) 在测试装置上的比较。

现行标准对电缆及光缆燃烧性能检测主要依据GB/T 18380《电缆和光缆火焰条件下的燃烧试验》、GB/T 17650《取自电缆或光缆的材料燃烧时释出气体的试验方法》和GB/T 17651《电缆或光缆在特定条件下燃烧的烟密度测定》, 涉及不同装置。而FIPEC试验装置是在EN 50266-1即GB/T 18380.31的基础上建立的, 但同时增加了热释放、产烟特性以及气体分析测试设备, 为一整套装置, 技术更加先进, 测试更加精确、灵敏度更好。

(2) 在可测试技术指标上的比较。

现行标准对电缆及光缆燃烧性能的阻燃性能只测试炭化高度, 对烟密度的检测也只测试其最小透光率, 而FIPEC试验方法对电缆或光缆燃烧性能的测试数据详实, 且数据间相互关联, 不仅可测出阻燃性能的炭化高度, 还可测出电缆或光缆在受火条件下的热释放速率、热释放总量以及燃烧增长速率指数等重要参数, 对烟密度可测出其产烟速率和产烟总量, 测试结果更接近实际火灾的燃烧情况, 这有利于对电缆及光缆的燃烧性能进行分级。FIPEC试验法具有更加综合性的评价, 测试更加精确, 对燃烧性能等级的评价更加广泛。

(3) 燃烧室内空气源的流量和点火源的比较。

GB/T 18380.3中规定空气源的流量为5 000 L/min, 点火源为20.5 kW。FIPEC有两种测试方式, 称为场景1和场景2。场景1稍微严格一些, 点火源为20.5 kW, 但气流增加到8 000 L/min;而场景2要严格得多, 点火源增加到30 kW, 同时气流增加到8 000 L/min, 同时在绑扎试样的标准梯后面还增加了不可燃烧的背板。

(4) 在样品制备方面的比较。

目前我国对电缆及光缆的阻燃性能和烟密度的检测涉及两个不同标准, 各标准中对样品的制备均不同, 如阻燃性能, 样品数量依据非金属材料的体积进行计算, 试验时所需的样品数量较多。而FIPEC试验方法的样品数量依据电缆的直径进行计算, 试验时所需样品数量相对较少。

通过以上比较可以得出:FIPEC试验装置更加先进、测试数据更加精确, 且可以定量测出电缆在受火条件下的热释放、产烟特性以及火焰蔓延程度等综合性能, 这些参数的测定可以更好地区分不同电缆的燃烧性能, 对电缆燃烧性能等级的评价更加广泛。

3 结束语

阻燃电缆及光缆除具有良好的阻燃特性外, 还需具有热释放小、发烟量小、毒性小等特性。因此对阻燃电缆及光缆的检测技术就提出了更高的要求。FIPEC试验方法可以同时测出电缆及光缆燃烧性能的火焰蔓延程度、热释放以及产烟特性等。

目前, 我国强制性国家标准《电缆及光缆燃烧性能分级》主要依据FIPEC试验装置检测电缆及光缆的燃烧性能数据设定电缆及光缆燃烧性能分级判据, 该分级标准的建立对规范我国电缆及光缆的生产、销售, 提高我国电缆及光缆的质量水平, 减少因电缆或光缆引起的火灾等将起到至关重要的作用。

参考文献

[1]EN14390, 火灾试验-表面材料的全尺寸参考测试[S].

[2]ISO 5660, Reaction-to-fire tests:Heat release, smoke produc-tion and mass loss rate-Part 1:Heat release (cone calori metermethod) [S].

[3]GB/T18380, 《电缆和光缆在火焰条件下的燃烧试验》[S].

[4]prEN50399, 《电缆及光缆在火灾条件下的常规试验方法-电缆及光缆在火焰传播试验中的热释放和产烟特性测试》[S].

微燃烧装置流量控制实验研究篇2

目前, 微机电设备正引起越来越多的学者的关注[1,2], 1989年在美国盐湖城会议上, 首次提出MEMS概念:Micro-Electro-Mechanical Systems, 即微机电系统, 这是指特征尺度在1 μm～1 mm之间集电子、机械于一身的器件[3]。微燃烧的研究是制造微机电设备的基础, 而微燃料的精确连续供给又是微燃烧能稳定进行的关键。微流体系统的流量在nL/min～L/min量级, 由于尺寸微小, 可以减少系统的无效体积, 降低能耗, 提高响应速度[4]。微型燃烧系统的特征长度很小, 其流动、传热和燃烧具有的特性, 与大尺寸的燃烧系统有许多不同。一般将大于1 mm的尺度称为宏观尺度, 1 μm～1 mm的尺度称为微尺度。微流体研究的特征尺度目前一般在微尺度量级[5]。

微型动力源领域的研究在微型机械设备制造技术最近取得发展的基础上进行的, 微发动机、如微涡轮发动机、微转子发动机、微火箭发动机等是微动力机电系统的核心装置, 其共同特征是利用碳氢燃料, 在一个微型的燃烧器中燃烧释放热量。氢气和烃类燃料的能量密度大约是当前最好的锂化学电池的10～100倍, 因此使用电池的电子设备如蜂窝电话、照相机、手机、笔记本电脑等, 如果用微发动机驱动, 将可以极大地提高使用效率。而且采用碳氢燃料的微动力装置还具有成本低廉、电压稳定的优点。微发电机将广泛应用于工业、农业、环境保护、交通运输、医疗卫生、国防科技等各行各业的电子器件中, 还可以作为微型汽车、微型飞机、微型泵等微型机械的动力。

在前期进行的液体乙醇微尺度扩散燃烧实验中[6,7,8,9,10], 我们采用医用微量注射泵作为微量液体乙醇燃料的驱动设备。实验中, 发现用微量注射泵供给微量液体乙醇时, 存在燃料供应不连续的问题, 而燃料供应不连续使得火焰的燃烧不够稳定, 对进行微尺度扩散火焰的研究带来很大的麻烦。基于对微量注射泵工作机理的认识, 以及对微量液体乙醇燃料供给和微燃烧特性的研究, 对微量注射泵进行了简单的改进, 取得了较好的效果。

1 微燃烧实验装置与微量注射泵

1.1 微燃烧实验装置

实验在小型燃烧试验台上进行, 试验台系统如图1所示。选用无水乙醇作为燃料, 20 ℃时无水乙醇的物理性质如表1所示。通过微量注射泵供给无水乙醇并控制流量, 注射泵的量程为1 μL/h～63 mL/h, 允许误差为<1%。用陶瓷管作燃烧器, 陶瓷管规格如表2所示。固定陶瓷管的支架材料为黄铜。用体视显微镜观察火焰, 采用“体视显微镜→数字摄像头→计算机”的方式取像, 数字摄像头的型号为ProgRes C12plus Camera。通过Origin绘图软件辅助测量火焰化学反应区边界, 首先确定可见光火焰边缘位置的相对值, 再通过已知的陶瓷管外径按比例换算出可见光火焰高度和宽度值。

1.2 微量注射泵的结构和工作原理

1.2.1 微量注射泵的工作原理

微量注射泵由步进电机及其驱动器、丝杆和支架等构成, 具有往复移动的丝杆、螺母, 因此也称为丝杆泵。螺母与注射器的活塞相连, 注射器里盛放液体燃料。工作时, 单片机系统发出控制脉冲使步进电机旋转, 而步进电机带动丝杆将旋转运动变成直线运动, 推动注射器的活塞进行注射输送液体, 把注射器中的液体燃料输出。通过设定螺杆的旋转速度, 就可调整其对注射器针栓的推进速度, 从而调整所给的液体燃料。结构如图2所示[11]。

1.2.2 步进电机的工作原理

步进电机[12]是一种将电脉冲转化为角位移的执行机构。当步进驱动器接收到一个脉冲信号, 它就驱动步进电机按设定的方向转动一个固定的角度 (称为“步距角”) 。它的旋转是以固定的角度一步一步运行的。可以通过控制脉冲个数来控制角位移量, 从而达到准确定位的目的;同时可以通过控制脉冲频率来控制电机转动的速度和加速度, 从而达到调速的目的。步进电机的角位移量与脉冲数成正比, 它的转速与脉冲频率 (f) 成正比, 如两相步进电机设定为半步的情况下 (电机转一圈400个脉冲) :n=60f/200 (r/min) 。

2 微量注射泵控制流量存在的问题及改进

2.1 微量注射泵控制流量的问题

根据微量注射泵的工作原理, 每次人工设定一个燃料流速, 微量注射泵会根据注射器内径的大小, 自动计算出步进电机在单位时间内应该走的角位移。而步进电机每步走的角位移即步距角是确定的, 故单片机系统会根据步进电机需要走的角位移来确定单位时间内发送给步进电机的脉冲个数。因此, 步进电机和注射器内径不变时, 人工设置的燃料流速越小, 则步进电机在单位时间内收到的脉冲个数会越少, 即步进电机在单位时间内走的步数也会越少, 造成燃料流量的供给相对不连续。在做液体乙醇微尺度火焰燃烧实验中, 火焰稳定燃烧的液体乙醇流速范围大致为0.8～2.5 ml/h, 流速是很低的, 因此, 微量注射泵的液体燃料供给脉动比较明显, 造成火焰燃烧的不稳定。在对火焰进行拍摄过程中, 我们发现火焰发生周期性的脉动现象, 用数字摄像头连续对火焰进行拍照, 但连续拍出的火焰照片中, 火焰高度偏差比较大, 这对研究微尺度火焰的特性带来了很大的困难。

而根据市场调查, 目前国产微量注射泵价格为几千至一万多元不等, 进口价格为二至五万元。由于步进电机具有快速启停、精确步进 (无积累误差) 以及能直接接收数字量等优点, 而且它的步距角和转速受环境影响小, 仅与脉冲频率有关, 目前市场上的微量注射泵都是采用步进电机进行驱动的。因此, 在原微量注射泵的基础上, 基于微燃烧火焰的特点, 对微量注射泵进行简单的改进以满足实验的需要具有重要的意义。

2.2 微量注射泵装置的改进

2.2.1 采用小内径的注射器

根据微量注射泵中步进电机的工作原理, 对于人工设定的液体乙醇燃料流速, 为使微量注射泵的液体乙醇供给更连续, 我们采取换用更小内径注射器的方法, 通过对比注射器更换前、后, 数字摄像头在短时间拍出的一系列火焰照片, 来检验该方法是否有效。该对比实验下, 使用的陶瓷管内径为1 mm, 微量注射泵的流量控制为1.5 ml/h。

将原来内径d为20 mm的注射器换成内径d为10 mm的注射器, 由于d减小了一半, 微量注射泵要供给相同的流量, 步进电机在单位时间需要走的角位移量增加, 即收到的脉冲数增加, 步进电机在单位时间走的步数也增加, 使流量供给更加连续。通过计算可知, 对微量注射泵供给相同流量的液体乙醇, d减小一半, 步进驱动器接收的脉动数增加为原来的4倍, 步进电机在单位时间走的步数也增加为原来的4倍。经过实验验证, 注射器内径减小后, 火焰燃烧的比原来稳定, 通过数字摄像头在短时间拍出的一系列火焰照片中, 火焰的高、宽度比原来接近。在此基础上, 换用内径d为5 mm的注射器, 效果更显著, 拍出一系列火焰照片, 火焰的高、宽基本相等, 此时火焰的尺寸大致为高2.7 mm, 宽2.8 mm, 即火焰的脉动相当微小。实验结果显示采用更小内径注射器的方法可以达到使微量注射泵的液体乙醇微流量供给更连续的目的。3种内径的注射器下所拍摄的火焰照片如图3所示。

2.2.2 其他改进方法

其他可以改进微量注射泵供给微量液体燃料连续性的方法有:减小脉冲频率、对步进电机进行细分控制等。

(1) 减小脉冲频率

文献[13]对步进电机驱动器进行变频控制, 在加速启动阶段通过逐步提高驱动脉冲的频率, 使步进电机以一个恒定的加速度加速运动到所需要的速度;在恒速运行阶段保持最高驱动脉冲频率不变;在减速停止阶段, 驱动脉冲由最高频率逐步降低, 直到电机运行到所设定位置。在整个运动过程中, 通过控制总脉冲个数N来控制步进电机运动。达到了预期控制的效果与功能, 并且系统成本较小。

对于给微尺度燃烧供给微量液体燃料的微量注射泵, 由于火焰稳定燃烧的液体乙醇流速范围大致在0.8～2.5 ml/h这样的低速范围内, 所以应该保持驱动脉冲在低频率, 降低步进电机的推动速度, 从而提高燃料供给的连续性, 减小微尺度火焰的脉动。

(2) 步进电机的细分控制

步进电机的细分控制的基本原理就是将电机绕组中的电流细分, 由常规的矩形波供电改为阶梯波供电, 此时绕组中的电流将按一定的阶梯顺序上升和下降, 从而将步进电机的每一粗步 (自然步) 进行细分, 得到更小的步距角, 提高系统的分辨率。由于电机绕组时间常数Ts存在, 细分电流不能采用一般的调压变流方式来得到, 但采用脉宽调制 (PWM) 方式则可实现所需要的电流变化。细分控制中采用双峰曲线电流波形, 细分部距角更加均匀, 力矩平稳, 实现了低速平滑运行, 消除了电机的震荡。随着细分数m的增加, 可使步进电机由一般的步进运行变为“连续”运行。细分数m的大小, 决定步距角大小与定位精度, 但随着m的增加, 其能达到的最高转速将降。因此, 系统中采用变化的m, 也就是在用于位置伺服时, 细分数m可以跟踪速度的变化要求, 即采用低细分数完成速度趋近, 采用高细分数实现启动加速与位置趋近[14]。

对于给微尺度燃烧供给微量液体燃料的微量注射泵, 对步进电机进行细分控制, 减小步进电机的步距角, 增加单位时间内步进电机的步数, 必然会提高燃料供给的连续性, 减小微尺度火焰的脉动。

(3) 装置改进后的效果

对装置进行改进后, 由于燃料供应更连续, 使得微火焰的脉动减小。一方面, 拍摄下来的每组火焰照片的结构尺寸会基本一致, 便于进行微尺度火焰结构尺寸的准确测量;另一方面, 火焰的脉动有时会造成喷火、火焰吹熄现象, 减小火焰脉动可以减少由于脉动造成的燃料燃烧不完全而造成的燃料浪费, 节省能源, 还可以使火焰燃烧更稳定。

3 结语

本文针对进行液体乙醇微尺度扩散火焰实验时, 用微量注射泵供给微量燃料不连续而造成微尺度火焰脉动的问题, 综合考虑微尺度火焰稳定燃烧的流量范围和步进电机的工作原理特点, 采取减小注射器内径的方法, 使得微量注射泵给微燃烧装置供应燃料更连续, 大大减小了微火焰的脉动。并提出了还可以通过减小脉冲频率和对步进电机进行细分控制来实现微量注射泵连续供应微量液体燃料的目的。

摘要：基于燃烧的微/小能源系统具有传统电池不可比拟的能量密度, 正成为微能源/动力系统的研究热点。文章分析讨论了做液体乙醇微尺度扩散火焰实验时, 用微量注射泵供给微量液体乙醇燃料不连续而造成微尺度火焰脉动的问题。对微量注射泵进行了简单的改进, 改进后, 燃料供给相对连续, 微火焰的脉动很小, 为进行微燃烧的实验研究提供了更好的实验条件。

燃烧试验装置篇3

传统柴油机燃料在压缩行程的上止点附近被直接喷入缸内,燃料与空气的混合时间很短,缸内存在混合气分布不均匀的浓区或稀区,这意味着燃油将在不同的空燃比下燃烧。为了能够同时减少发动机氮氧化物(NOx)和颗粒物(PM)排放,降低对后处理器的依赖,研究者们提出了新的燃烧理念,通过延长混合气的滞燃期、促进燃油与空气的混合和降低燃烧温度来实现的低温均质燃烧(low temperature combustion,LTC)。而实现缸内预混燃烧,燃空预混合期是一个关键因素,需要在燃烧前提供足够长的预混过程,以使燃油在燃烧前与空气充分混合,即长的滞燃期和快的混合速率,是一种同时降低柴油机碳烟和NOx排放的重要手段。不同的实现方式产生了不同的低温燃烧模式,如均质充量压燃(homogeneous charge compression ignition,HCCI)[1,2,3]、预混充量压燃(premixed charge compression ignition,PCCI)[4,5]、分层充量压燃[6]、MK(modulated kinetics)燃烧系统[7,8]、可控自燃(controlled auto ignition,CAI)等。随着这些模式的不断发展和扩展且相互交叠,它们之间的差别已变得越来越小。从预混合程度而言,实现低温燃烧的喷油策略一般采用单次喷射[9,10]和多次喷射[11,12]。文献[3]提出了开放的预混燃烧(premixed compression ignition,PCI)系统,采用早喷策略实现预混稀燃。文献[7,8]采用晚喷燃烧模式,通过将喷油正时推迟至上止点后,同时采用高EGR率,延长了滞燃期,实现了柴油机的预混合压燃PCCI。文献[14,15]采用多脉冲喷射策略和BUMP燃烧室,实现了预混稀薄扩散燃烧,开发了一种新的燃烧系统,即MULINBUMP(multi-injection and BUMP combustion chamber),基于可变增压技术和可变进气门晚关技术的高密度-低温燃烧概念,实现了全负荷高效清洁燃烧,为燃烧过程路径控制提供了新的技术途径。

本文中在一台轻载涡轮增压柴油机上采用不同的喷油正时和喷油压力结合高EGR率,研究实现低温预混合燃烧及其特性,分析不同低温预混合燃烧模式的燃烧放热、排放特性和经济性,影响控制混合期与滞燃期的因素等,以及喷油正时、喷油压力、负荷等对这些特性的影响规律,研究在轻载车用柴油机上实现低温预混合燃烧模式的特征规律。

1 试验装置与试验方案

试验用机为四缸涡轮增压、电控高压共轨柴油机。表1为柴油机的主要技术参数。试验台架系统装置如图1所示。发动机采用BOSCH电控高压共轨喷射系统,可以根据需要灵活调节喷油始点、喷射压力和喷油持续期等。采用加热型氢火焰离子化分析仪(heated flame ionization detector,HFID)测量HC排放,不分光红外分析仪(non-dispersive infrared red,NDIR)测量CO排放,化学发光分析仪(heated chemi-luminescent detector,HCLD)测量NO排放,碳烟排放采用消光式烟度计(AVL DISMOKE)测量。

表2为试验方案。高负荷工况下,受缸内最高压力升高率的限制,喷油正时(start of injection,SOI)不能早于上止点前曲轴转角为20°,最晚的SOI是上止点前曲轴转角为-5°,这主要是燃烧稳定性的限制。试验中同一运行工况时喷油持续期和喷射压力保持不变,从而保持转速和循环喷油量基本不变,各运转工况下以获得最佳燃油经济性为调整策略,所有运行工况保证冷却水温、进气温度一致。滞燃期通过CA10(累计放热量达到10%对应的曲轴转角)与喷油始点的差值计算得到;预混燃烧期定义为燃烧始点到瞬时放热率曲线两个峰值间谷点所对应的曲轴转角间隔。

2 试验结果

2.1 低温预混合燃烧的燃烧放热分析

图2为0.43MPa和0.86MPa时早喷(上止点后曲轴转角为-18°)、晚喷(上止点后曲轴转角为5°)和常规喷射正时(上止点后曲轴转角为-3°)三种较有代表性的缸压和放热率的变化情况。由图2可见,中、低负荷下,早喷预混模式的预混合燃烧很明显,大部分热量都是在预混合燃烧下释放的;但当负荷提高时,即使采用早喷方式,扩散燃烧也显著大于预混合燃烧,滞燃期相应缩短,不利于油气的混合。两种负荷下预混燃烧放热峰值均高于常规喷射正时,有利于获得良好的指示效率。在常规喷油正时,由于滞燃期很短,预混过程明显减少,放热主要是通过扩散燃烧过程,虽然燃烧相位也接近于上止点,但是放热率峰值相对并不高。

上止点后喷射(上止点前曲轴转角为-5°)的晚喷预混模式,混合过程是在活塞下行的膨胀行程进行,容积膨胀效应和缸壁对流散热量增大的因素已占主导作用,燃烧相位总体推迟,导致缸内压力和温度进一步降低,减弱了着火反应的活化条件,此时会有很长的滞燃期,使得油气混合更加均匀而且很稀薄。这种晚喷燃烧模式属于预混合化燃烧,尤其是在低负荷下基本上没有扩散燃烧部分,缸内最高燃烧压力值与早喷油燃烧方式相比下降约为33%;在高负荷下,虽然扩散燃烧比例增加,预混合燃烧比例有所降低,但依然高于早喷和常规燃烧模式的预混合燃烧比例。如图2所示,晚喷预混合燃烧模式的放热峰值显著高于常规喷射和早喷射,这一点在低负荷时尤为明显,主要是因为预混合燃烧模式为化学反应动力学控制的燃烧,一旦开始着火,全预混燃烧十分迅速,导致燃烧速率和放热率较高;但是,也不能过于推迟喷射,这会导致燃烧始点波动加剧,由于膨胀引起局部冷区燃烧猝熄,导致局部失火,加剧IMEP的波动,使得燃烧相位控制变得更复杂。

图3为不同喷油正时下滞燃期、燃烧持续期随喷油始点的变化。由图3可见,无论早喷或是晚喷预混燃烧模式,都具有比常规喷射正时燃烧模式更长的滞燃期。早喷预混模式的滞燃期处在压力和温度迅速升高的压缩过程中,更加有效地促进了燃料的雾化与蒸发过程,滞燃期内可燃混合气的形成快速且数量充分,因而整个燃烧过程依然以预混燃烧为主。而当喷油正时从上止点后曲轴转角为-3°逐渐向后推迟进入晚喷预混模式时,混合过程是在膨胀行程进行,相对于早喷预混模式而言,是处于温度逐渐降低状态下的预混合,滞燃期增大更加明显,预混合燃烧增多,燃烧持续期呈现明显减小。在上止点后曲轴转角为-8°~-3°常规喷油正时下,滞燃期最短。这是因为着火时刻发生在燃油喷射完成之前或刚刚结束附近,预混燃烧很短,燃烧主要是以非均匀的扩散燃烧为主。

由于EGR能降低混合气中氧浓度和燃烧温度,使燃烧速度降低,无论是早喷或是晚喷喷油正时模式,采用EGR条件下均延长了预混合期和滞燃期,有利于形成较为稀薄的预混合气,延缓燃烧。各喷油正时下燃烧持续期都比无EGR时的长,由于低负荷工况下喷油量少,喷雾液滴碰壁附着量很少,绝大部分燃料以空间混合为主,在燃烧前已基本完成充分的全预混,形成较为稀薄的可燃混合气,因而滞燃期延长。而随着负荷增大,循环喷油量增大,不足以使全部燃油完成预混合,在各喷射正时下滞燃期均减小。高负荷工况下,趋向于单阶段扩散燃烧,已非预混燃烧模式为主,因此滞燃期缩短,燃烧持效期相比于在低负荷时有较大的增加。

2.2 低温预混合燃烧模式的排放与经济性

图4为排放随着喷油正时和EGR率的变化。由图4可见,当采用早喷预混方式时,随着喷油始点的提前,虽然以预混燃烧模式为主,但是燃烧过程主要发生在压缩行程,处于高温状态下时间较长,因此NOx排放升高,并且在上止点前曲轴转角为18°时达到最大值。在晚喷预混燃烧模式下,虽然具有长的滞燃期,但燃烧相位远离上止点,并处于膨胀行程,燃烧温度逐渐降低,因而NOx排放逐渐降低。无论是早喷还是晚喷预混模式,都能获得长预混合期,因而缸内可燃混合气分布更加均匀,减少了易于诱发碳烟生成的缸内浓混合气团,抑制了碳烟的生成率;反观上止点后曲轴转角为-8°~-3°的常规喷油正时,无论高或低负荷下,由于以扩散燃烧为主,相比早喷或晚喷预混模式,具有更高的碳烟排放。

由图4还可见,随着推迟喷油正时直至上止点后曲轴转角为-3°以后,NOx排放基本不再降低。采用高EGR率后,缸内混合气变稀薄化,燃烧相比于无EGR时不那么剧烈,NOx排放在各种工况下均显著降低,此条件下采用EGR对NOx排放的降低程度强于调节喷油正时的影响。由此可知,晚喷虽然可以促进混合气混合的均匀化,但是并不能有效地降低缸内燃烧温度,仅有均匀化没有低温化无法有效降低NOx排放。缸内部分预混结合高EGR率的燃烧模式,兼具低温和预混燃烧特征,可以同时降低NOx和碳烟排放。在高负荷时,NOx和碳烟排放与低负荷时的趋势相同,但是由于喷油量增多,缸内燃烧温度增加,导致NOx排放增加,同时燃空当量比分布不均匀程度增大,导致碳烟排放比中低负荷时增大。

由图4还可见,低负荷晚喷预混燃烧模式下CO和HC排放急剧增大,主要是由于膨胀行程中长的燃烧持续期导致燃烧后期缸内温度降低,并引起局部冷区燃烧猝熄或局部失火,这种燃烧模式虽然兼具低温和预混燃烧特征,但燃烧不充分是CO和HC排放增大的重要因素。特别是在有EGR条件下,燃烧空间中有大量的缺氧、低温区,造成反应物在燃烧区停留时间短,HC和CO排放大幅增加。但在高负荷时,缸内燃烧温度高于低负荷,尤其是在上止点附近,因此即使在晚喷射时,也不会因为处在膨胀过程而使CO和HC排放显著增加。

图5为燃油耗值、燃烧相位和热效率随着喷油始点的变化关系。由图5可见,早喷预混燃烧模式时具有较好的燃油经济性,喷油始点为上止点后曲轴转角-12.5°附近时,燃烧相位CA50(燃烧50%累计放热量时的曲轴转角)靠近上止点。CA50是表征柴油机燃烧状态的重要参数,其值对指示效率有非常显著的影响,CA50靠近上止点时发动机的热效率最高。喷油正时提前时,发动机热效率增大,表明燃烧主要在燃烧凹坑内进行,散热损失减少,高温高压促进了HC和CO进一步氧化;晚喷预混燃烧时,虽然NOx排放和碳烟排放得到改善,但是发动机的燃油消耗率增大显著,晚喷模式的热效率比早喷模式的更低一些,一个主要原因是晚喷模式的燃烧相位更加远离上止点,等容度明显降低。前文所述表明:喷油推迟较晚时的低温燃烧和稀薄的混合气易于导致燃烧不完全,引起HC和CO排放显著增加,由于HC和CO进一步氧化反应并释放大量热能的过程被阻止,导致燃烧效率的降低[16]。所以,不能仅为降低排放而牺牲效率,依然要结合EGR率、高压喷射、进气中冷和多次喷射等先进技术来共同降低排放,实现理想的低温预混合燃烧。

2.3 喷油压力对低温预混合燃烧特性的影响

喷油压力对柴油机的油气混合过程有很大的影响,提高喷射压力促进了燃料雾化、蒸发与油气混合,同时卷吸更多的空气进入喷雾核心[17],缩短喷油持续期,油气混合程度提升,这对于以缸内部分预混燃烧为主的燃烧模式至关重要。本文中进行了喷油压力分别为100、120、140MPa时,不同喷油正时的对比试验。

如图6和图7所示,平均有效压力0.43MPa、25%EGR工况下增大喷油压力,供油速率提高,加快并改善了油气混合质量,滞燃期相应缩短,燃烧速率升高而引起燃烧始点提前,这种现象在晚喷预混燃烧时更加明显,着火滞燃期缩短,放热率随之提高。由此可知,除了采用EGR率方式外,还可以通过改变燃油喷射压力来调节燃烧始点和燃烧速率;随着喷油正时逐渐提前,这些燃烧特征参数的改变逐渐减小,放热状态的差异减小。在上止点后曲轴转角为-18°喷油始点时,燃烧压力和放热率峰值显著增大,燃烧始点几乎没有变化,因此早喷预混模式下尽管提高燃油喷射压力促进了燃空混合,但对充量混合持续时间几乎没有影响,对充量预混合效果的影响作用不明显,对燃烧始点的调节作用也有限。

图8为不同喷油压力和喷油正时下最大压力升高率的变化。由图8可见,平均有效压力0.43MPa下,在喷油压力100MPa以上进一步提高喷射压力,油气混合得到加强,燃烧过程中预混合燃烧的比例增加,燃烧速率加大,会使缸内最大压力升高率迅速上升,造成燃烧噪声恶化。尤其是采用早喷预混方式时,预混阶段集中放热更加明显,虽然可以将CA50控制在上止点附近,有利于提高燃料的热效率,但此时最大压升率升高,导致缸内工作粗暴,不利于发动机的可靠工作,甚至带来危险,这对发动机结构的机械强度提出了更高的要求。而采用晚喷预混合燃烧模式时,由于燃烧主要发生在膨胀行程,最大压升率基本没有变化。

图9为不同喷油压力下排放的变化。由图9可见,平均有效压力0.43MPa、25%EGR工况下,对于早喷预混模式,当喷油压力增加时,燃油空气混合的加强,预混合燃烧比例进一步增加,燃烧更加充分,缸内温度增加,导致NOx排放增加。对于碳烟排放,不论采用早喷或晚喷预混合燃烧模式,提高喷射压力改善混合气均匀性,总体上可以降低碳烟排放,但影响作用随着喷油逐渐提前而变得并不敏感,这与图7中滞燃期随着喷油提前并没有增大是相关联的。提高喷油压力同时增加EGR率,可以改善NOx与碳烟排放的折中关系,但对于传统燃烧方式(喷射定时为上止点后曲轴转角-8°~-3°),仅仅采用高压喷射就可明显降低碳烟排放。

由图9还可见,不论采用早喷或是晚喷预混合燃烧模式,提高喷油压力后,改善了油气混合及促进燃烧,有利于CO和HC的氧化,均会降低CO和HC排放。提高喷射压力对CO和HC排放影响的总体规律是一致的,但早喷预混合燃烧对CO和HC排放的影响不明显,晚喷预混模式虽然燃烧期内缸内温度相对较低,易于引起局部冷区燃烧猝熄或局部失火。但如前所述,提高喷油压力所获得的改善油气混合、缩短滞燃期、燃烧充分的有利条件,对降低CO和HC排放的作用变得更加重要,促进了CO和HC的氧化,因此该工况下CO和HC的排放降低。

图10为不同喷油始点下喷油压力对发动机效率和燃油耗的影响。由图10可见,平均有效压力0.43MPa、25%EGR工况下增大喷油压力虽然有助于改善燃烧,但是燃油泵耗功相应增大,降低了发动机的热效率,每种喷射压力下均存在最低燃油耗率对应的喷油始点。由此可知,喷油始点与喷射压力的相互依存关系中存在一个最佳喷油状态。所以,对这种低温预混燃烧模式而言,单纯增大喷油压力并不能获得性能的全面提高。

3 结论

(1)中低负荷时,早喷或晚喷预混模式结合高EGR率,滞燃期增大,均具有长预混合期,以预混燃烧为主,扩散燃烧过程很短,兼具预混燃烧和低温燃烧的特征,但高负荷下扩散燃烧比例增大。

(2)无论是早喷或是晚喷预混模式,均有利于形成均匀且较为稀薄的预混合气,碳烟排放显著降低。早喷预混模式处于压缩行程,燃烧温度较高,NOx排放增大;晚喷预混模式则获得NOx和碳烟排放同时降低,但喷油推迟较晚时引起HC和CO排放显著增加,并引起燃油消耗率增大。

(3)在晚喷预混模式下,改变喷油压力可调节燃烧始点和燃烧速率。但在早喷预混模式下提高喷油压力对燃烧始点和燃烧速率的调节作用不明显。

(4)增加喷油压力可以同时改善烟度、CO和HC排放,但是NOx排放略有增大,从改善发动机的排放和经济性来看,单纯提高喷油压力对发动机性能的改善是有限的。

摘要：在一台电控高压共轨涡轮增压柴油机上研究了低温预混合燃烧模式对柴油机燃烧及排放的影响。采用早喷或晚喷预混方式,结合高废气再循环(EGR)率实现低温预混合燃烧,并研究了喷油正时、EGR、喷油压力和负荷率变化对预混燃烧模式的放热规律、排放特性和经济性的影响。研究结果表明:长的燃空预混合期是实现缸内预混燃烧的一个关键因素,中低负荷时,无论是早喷或晚喷预混模式,均具有长预混合期,短的扩散燃烧过程,兼具预混燃烧和低温燃烧的特征,高负荷下扩散燃烧比例增大;晚喷预混燃烧模式下,碳烟和氮氧化物(NOx)排放同时获得降低,但低温燃烧和稀薄的混合气易导致燃烧不完全,喷油推迟较晚时引起HC和CO排放显著增加,并导致燃油消耗率增大;增加喷油压力可以同时改善碳烟、CO和HC排放,但是NOx排放增加,单纯提高喷射压力并不能获得性能的全面提高。

制氢装置转化炉燃烧控制系统的实现篇4

转化炉是制氢装置中转化反应的反应器, 属于装置的心脏设备。工艺上要求在保证设备安全的前提下, 尽可能地提高反应温度, 以达到提高转化率的目的, 并尽可能实现经济燃烧。转化炉配有大量强力引风烧嘴。通过燃烧来自变压吸附单元的所有吹扫气供热, 并补充燃料提供剩余的热量。燃烧过程中空气量要与燃气量保持一定的比例。空气量低, 不能保证完全燃烧, 必须确保燃料的流量绝不超过给定的空气流量所允许的数值。空气量偏大, 会带走大量热量, 达不到最大的燃烧热效率。特别是在升降负荷的过程中, 空/燃比值控制特别重要。

由于空气流动管道特性和燃料流动管道特性的差异, 空气流量的变化速度低于燃料气流量变化速度, 不容易保证燃料气在动态情况下的合理燃烧。存在问题的主要原因有: (1) 随着温度的升高, 炉膛燃气、空气及吹扫气的体积会相应的增加, 炉膛压力会随之增高, 进而影响炉温升高[1]; (2) 吹扫气、补充燃料气的压力变化, 会导致燃气总流量发生波动, 进而使空/燃比难以稳定在最佳比值[2]。

由于以前的计算机水平较低, 燃烧控制都是基于仪表调节回路的基本控制方式, 作为独立的控制单元, 控制效果不甚理想。随着DCS控制系统的迅猛发展, 氧分析仪和热值分析仪等特种仪表的投入, 使转化炉复杂过程的计算机控制得以实现。

2 温度前馈-串级控制

制氢装置转化炉出口温度是反映转化率主要指标之一。整个系统是以转化炉出口温度为主被控变量, 以燃料气为操纵变量, 构成主闭环反馈控制系统回路;但输入端热量变化引起转化炉出口温度变化有明显延迟, 因此将炉膛温度作为副被控变量实现串级控制可以提高反应速度。为克服原料流量波动对温度的直接影响, 以原料气流量为前馈信号, 从而构成前馈-串级控制系统[3]。

将温度PID控制回路引入到空燃比值控制中, 得到燃烧控制系统的总结构图, 如图1所示。

图1中, 当PID控制器选为手动时, 指定补充燃料设定值, 进锅炉“定烧”;动态过程稳定后切换到自动, 实现温度前馈-串级双闭环控制。

3 空燃比值控制算法

比值控制是以维持合适的空气、燃烧比值为手段, 达到燃烧时始终维持低过剩空气系数, 从而保证较高的燃烧效率, 同时减少排烟对环境的污染。独山子石化总厂制氢装置转化炉燃烧中的空燃比值控制, 采用双交叉超前滞后限幅比值控制算法。依据工艺要求的炉温指定点火所需补充燃气Q*r, 方便地实现转化炉“定烧”, 经过双闭环交叉限幅控制的一系列功能模块的计算, 使空气量符合最佳燃烧空燃比。该系统还对烟道气的氧含量进行了监测, 根据该信号对空燃比进行调整, 以期获得最佳的燃烧效果。

3.1 空气量远程设定值计算包的设计

空气量远程设定值计算包如图2所示。空气流量计经过中值滤波并进行温压补偿后测得实际空气量Qa, 再根据实际吹扫气流量Qp和补充燃气流量Qr, 得到空气过剩率K。由指定点火所需补充燃气Q*r, 经过max{Q*r, Qr }得到燃气安全阈值Q′r, 再乘上空气/燃气最佳质量配比值Kaf (15.5) , 与燃烧吹扫气所需空气期望值Q*pa相加, 就能计算出充分燃烧燃料所期望的最佳空气总量Q*a。为了避免出现缺氧燃烧, 空气流量控制器FIC1100的设定值不应该低于最佳空气总量Q*a, 需要经过乘法器FY1100B乘以空气过剩率K (1～10可调) 得到完全燃烧可用空气安全阀值Q′a。但是空气量增加过大, 会引起炉膛温度下降。为保证温度稳定, 炉膛温度控制器TIC1025输出将要求增加燃料量, 随之则需要更多的空气量。这样恶性循环以致控制器无法工作。即使空气在最大值, 燃烧也不能够补偿所需的额外热量。为此, 在控制算法中加入了空气超前限幅功能模块, 该模块输出得到空气量上限:

保证了燃气量降至0时, 空气量将超前10%AIRmax[4]。 AIRmax即为空气流量控制器FIC1100的设定值上限。而1.1的修正系数能够将空气超前限幅在10%。由低选比较器FY1100C得到最终的空气流量控制器设定值:FIC1100.RSP =min{Q′a, Q*amax }, 保证了燃烧时始终维持低过剩空气系数。

3.2 燃气量远程设定值计算包的设计

如图3所示。依据控制器FIC1100内部设定值FIC1100.SP以及实际空气过剩率K, 计算出完全燃烧补充燃气可用空气量Qaf与燃气化学配比空气量之比Kar (补充燃气所需空气过剩率) , 经高选器HY1100D选出max{Kar, K}, 获得补充燃气所需空气过剩率安全阈值K′ar。再通过“燃料气期望值”计算模块得到最终的补充燃气流量控制器设定值:FIC1042.RSP=Qaf/ MAX{0.01, Kaf×K′ar};该计算包使得燃料气流量设定必然低于空气过剩安全阈值范围。另外还使用了迟滞器HY1100C可防止因测量可能收到的噪音影响选择器的输出[3]。

3.3 升降负荷动态过程定性分析

假定锅炉处于稳定的初始状态。当定烧值升高, 点火所需补充燃气Q*r升高, 补充燃气空气过剩率Kar降低。而实测的空气量和吹扫气以及补充燃气量不可能突变。故由空气量远程设定值计算包可知经高选器max{Q*r, Qr }后选出的燃气安全阈值Q′r=Q*r;经过一系列计算后, 空气量远程设定值增大。由燃气量远程设定值计算包可知, 经高选器HY1100D选出补充燃气所需空气过剩率安全阈值Kar=K不变。因此FIC1042.RSP不会马上提高。只有FIC1100控制输出使测量空气量增大后, 燃气量随后逐渐增大。空气量过剩率接近1.1时, 输出趋于稳定。

当定烧值降低, 点火所需补充燃气Q*r减小, 补充燃气空气过剩率Kar增大。由燃气量远程设定值计算包可知经高选器HY1100D选出补充燃气所需空气过剩率安全阈值K′ar=Kar增大, 经过一系列计算后, 燃气量远程设定值下降。同时由空气量远程设定值计算包经高选器max{Q*r, Qr }后选出Q′r =Qr不突变, 只有FIC1042控制输出作用使测量燃气量减少后, 空气量逐渐减小。

通过分析, 双交叉限幅比例控制系统, 是通过在加负荷时“先增空气量后增燃气量”, 减负荷时“先减燃气量后减空气量”, 确保负荷增减过程中燃气保持充分燃烧。

4 压力保护控制方案

该制氢装置燃烧控制系统还设计有燃料气烧嘴压力高、低保护控制系统。工艺允许燃料气压力在0.05～0.18 MPa范围内波动。当燃料气阀后压力过高或过低时, 会出现脱火或回火现象[3]。系统采用了选择性控制系统方案。正常为燃气流量调节FIC1042, 与高/低报压力控制器PIC1059A/B分别进行高低比较后, 实现温度-压力选择性控制。从工艺要求来说, 只要燃料气阀后压力超过高限或低限, 都要切换到保护调节系统.进行压力定值调节, 而当压力进入正常范围时又切换到正常调节。但从控制的角度来看, 要从保护调节切换回到正常调节, 不只是看阀后压力是否已正常, 还要看造成阀后压力不正常的工艺因素是否已经消除。否则, 切回到正常调节后, 阀后压力很快又将进入危险区, 于是系统将在正常与保护调节之间频繁切换, 这是不希望的[4]。分析可知, 切换与否应由燃气阀后压力是否正常、燃料气阀前压力是否正常、原料气流量是否正常等几个方面的因素确定。

经分析判断, 综合各种状态信号, 得出正常调节与保护调节二者之间是否切换的逻辑信号, 满足了工艺要求。

5 结束语

独山子大炼油制氢装置应用了CS-3000DCS系统, 实现了“前馈-串级-双交叉限幅比值”燃烧控制系统, 满足了工艺对转化炉的“安全经济燃烧”及“温度控制”的控制要求。但是双交叉限幅比值算法将有可能导致系统动态响应时间延长, 与空气过剩率之间产生矛盾。笔者设想将进一步对这个系统进行改进。因为空气过剩率在1.02～1.10时会达到最佳的燃烧热效率, 可考虑将算法中的空燃比偏置系数乘上1.02～1.10, 组成“变偏置-双闭环限幅比例控制”系统。在升降负荷过程中, 适当调整空气过剩率值, 缩短系统响应时间;系统基本稳定时, 逐渐减小值到1.02～1.10之间, 达到最佳燃烧效果。

参考文献

[1]杨寅华.均热炉复杂过程混合模糊控制器的建立[J].自动化仪表, 2008, 29 (1) :27-29.

[2]江永成, 解永生, 诗福山.锅炉燃烧系统智能控制策略及其在MCGS中的实现方法[J].化工自动化及仪表, 2005, 32 (2) :54-56.

[3]王爱广, 王琦.过程控制技术[M].北京:化学工业出版杜, 2001.

燃烧试验装置篇5

长春轨道客车股份有限公司现有35t/h热水链条锅炉9台、75t/h蒸汽链条锅炉2台。自1996年起, 该公司便陆续开始试用由几个厂家生产的分层给煤燃烧装置, 经十几年的实际应用检验, 总结出一系列的成功经验和失败教训。

1 分层给煤燃烧装置的局限

2000年以前, 该公司使用的燃煤均为块面掺杂比较均匀的原煤, 即颗粒度10mm以下、10～30mm、30～80mm及80mm以上各占有一定比例。当时使用的设备是单辊式分层给煤装置, 能实现分层燃烧功能, 即大块在下、中块在中、面煤在上。初期应用, 当煤质不潮湿与不结冻的情况下, 分层明显、风阻均匀、燃烧透彻, 节能效果显著, 为该公司的节能增效工作做出突出的贡献。

存在不足之处有:当所用燃煤潮湿严重或有冻块的时候, 经常出现燃煤在煤仓内粘棚的现象, 操作人员要不断地用工具敲击、震动煤斗才可将燃煤传输到炉排上。

2000年以后, 随着全国煤炭市场供应环境的变化, 面煤逐渐增多, 该公司原有的分层给煤装置突然失去了节煤效果。究其原因是面煤颗粒度相近, 没有明显的大小之分, 分层装置无法将其实现分层, 节能机理的条件发生了改变。经调研发现, 该公司遇到的问题在整个锅炉市场是一个普遍现象。

2 分行给煤燃烧装置的应用

经过近两个采暖期对分层燃烧技术及链条锅炉燃烧特点的反复琢磨, 该公司会同分层装置生产厂家积极开展研发, 将原有的梳齿式筛分器改造成波峰波谷式筛分器, 将炉排上的布煤方式由原来的表面平整改为表面呈垄状布置的波峰波谷形式 (见图1) , 即分行燃烧。

实现分行燃烧之后, 煤层的上表面积较平面面积增加了30%～40%, 炉拱对煤层表面的辐射传热面积相应增加, 单位时间内有更多的燃煤接受辐射传热。另外, 此种布煤结构, 波谷处风阻低率先引燃, 随着炉排的运动, 峰谷之间的高差逐渐减小至零, 相当于人工在拨弄火床, 燃烧效率明显提高。

分行燃烧克服了分层燃烧只适用块煤的局限, 开辟了燃用面煤的先河。

3 可变形组合式筛分器可适应煤种的变化

分层燃烧适合烧块煤, 分行燃烧适合烧面煤, 可是该公司所用的煤种无法长期固定, 煤质不断变化, 单纯的分层燃烧或分行燃烧都无法满足煤种变化的要求。

经广泛市场调研, 发现沈阳市建功能源技术研究所研制的带有可变形组合式筛分器的给煤装置, 可成功化解这一矛盾。

所谓组合, 就是将实现分层燃烧的梳齿式筛分器与实现分行燃烧的波峰波谷式筛分器巧妙的整合为一体。所谓可变, 就是当所用煤种为块煤居多时, 将筛分器变换为梳齿式;当所用煤种为面煤居多时, 将筛分器变换为波峰波谷式, 适应煤种变化, 燃烧调整手段大大增强。

经对全国煤炭市场发展趋势的分析, 面煤居多将长期占主导地位, 该公司又继续对筛分器加以完善, 建议厂家改波峰波谷式筛分器行与行间距固定不变为可调, 在炉排宽度方向上的不同位置, 块煤多处加大行距 (见图2) , 增加炉排上煤层的自然堆积密度即加大风阻;面煤多处减小行距加大峰谷高差即减小风阻 (见图3) 。通过这些细微的调整, 努力将各处煤层的风阻调整成一致, 实现均匀燃烧、尾部断火线一致的目的。

4 分段燃烧与分层燃烧及分行燃烧配合使用

分段燃烧装置是将控制煤层厚度的闸板, 根据锅炉吨位、炉排宽度分多段布置。该公司35t/h锅炉闸板分成3段, 75t/h的分成了6段。理论上说, 段数越多调整得越精细。

无论实现分层燃烧还是分行燃烧, 或者是分层分行燃烧, 装置均可根据炉排尾部的燃尽情况作针对性调节:跑红火未燃尽之段, 适当减小煤层厚度;早早燃尽之段, 适当加大煤层厚度。

经过如上这些方法适当的调整, 锅炉燃烧基本处于最佳经济状态, 可收到很高的节煤效益。

5 使用分层分行燃烧装置应该注意的问题

(1) 燃煤均匀加水, 特别是面煤居多时, 加水尤为重要。

若煤质太干, 煤粉之间没有附着力, 细粉很容易被引风吸走, 炉排上容易形成漏洞, 使风阻变得不均匀。以该公司的经验, 煤湿度控制在10%～12%时效果最佳。

(2) 增减负荷时, 适当控制鼓、引风量。

以该公司的经验, 含氧量控制在3%～4%为宜, 若鼓引风量过大, 烟速过高, 从烟囱中流失的热量多, 锅炉效率受到明显影响。

(3) 可针对性地实施对皮带落煤口处的技术改造。

软体床垫燃烧性能试验规范概述篇6

关键词：软体床垫,燃烧性能,标准,规范

随着社会的进步及人民生活水平日益提高,人们对建筑室内的美观、豪华、舒适性要求越来越高,其中软体床垫、沙发等软体家具使建筑物火灾风险大幅提升,与人们不断加强的消防安全意识相矛盾。

泡沫材料作为软体床垫的重要组成部分,由于其特殊的材料结构,具有极易燃烧的特点,这就使得软体床垫一旦被引燃,火势发展极为迅速,而且很难彻底扑灭。当火场存在未经阻燃处理的软体床垫时,很容易由小火源发展至轰燃(火灾形成),极大地增加了火灾形成的可能,缩短了生命和财产的抢救时间。美国消费者产品安全委员会(CPSC)的一项研究显示:1999-2002年,美消防部门接到的15 300件家庭失火案中,由于床具和床垫失火而造成的案件占第一位。如果家庭使用了不易燃烧的床垫(尤其是在着火初期),使用者逃生的几率将大大提高,并有效降低床垫失火带来的风险。笔者通过与美国、英国等发达国家在相关领域的标准规范进行对比,使其对我国软体床垫防火领域中标准规范的制定和修订起借鉴作用,缩短与发达国家之间的差距,进而提升我国在相关领域的防灾水平。

1美国软体床垫燃烧性能要求概述

美国是世界上阻燃性技术法规较为健全的国家之一,对于软体床垫拥有一套严格的标准规范。其中有CPSC制定的16 CFR Part 1632(2003)和16 CFR Part1633(2006)强制性规范,要求消费品在进入市场前均须按照CPSC的燃烧性能标准进行测试,只有通过该测试的产品才准许进入市场;对于软体床垫的标准测试方法,在美国受到广泛认可的有美国材料试验学会(ASTM)的ASTM E 1590-2007。同时,加利福尼亚州也有TB 129(1992)、TB 121(1980)、TB 116(1980)和TB 117(2000),美国UL实验室有UL 1895等。

16 CFR Part 1632是关于床垫燃烧性能-香烟法的试验规范,按照规定的方法进行测试,如果在香烟周围任何方向上的炭化长度都不超过50.8 mm,则该单支香烟试验部位属合格。一般要求点燃18支香烟对床垫的6个面都进行测试,只要有一个部位不符合该标准,则该床垫不合格。

16 CFR Part 1633是关于床垫组合燃烧性能-明火法的试验规范,在该规范中床垫暴露于两个“T”型燃烧器(包括水平燃烧器和垂直燃烧器)下,点火源为丙烷气体,点火方式见图1所示,然后在30 min内床垫自由燃烧,测定此过程的热释放速率和热释放量,要求30 min内热释放速率不大于200 kW,前10 min内热释放总量不大于15 MJ。同时符合上述两个要求则该测试试样合格,连续测定3个同一型号的试样都合格,则此型号床垫合格。

ASTM E 1590是专门针对床垫燃烧测试的标准试验方法,利用氧消耗原理,采用丙烷明火“T”型燃烧器作为试验火源,点火方式见图2所示。

通过测量热释放速率、热释放量、烟气释放速率、烟气释放量、质量损失、CO和CO2的产量等试验参数来评价床垫的燃烧性能。该标准对试验样品、试验原理、试验模式、试验设备、试样安放、仪器校准、试验过程、试验方法的精确度等都有一个详细的描述。

TB 129 规定了公共场所中使用的床垫可燃性,其试验方法基本与ASTM E 1590一致,其要求为:在试验前10 min试样质量损失小于1.36 kg,热释放速率小于100 kW;前10 min热释放总量小于25 MJ。

TB 121 规定了高度危险场所使用的床垫的可燃性,采用装有约185 g报纸的金属容器作为火源,置于床垫下方的几何中心点火。要求同时满足:(1)在测试开始的前10 min质量损失不超过10%;(2)床垫正上方规定位置的温度小于260 ℃;(3)在测试期间燃烧室的任何位置CO的体积分数不超过1 000 ×10-6。

TB 116是关于床垫及软体家具的燃烧性能测试方法,与16 CFR Part 1632相似,TB 117是用于软体家具的弹性填充材料阻燃性的测试仪器、程序和要求。

2 英国软体床垫燃烧性能要求概述

英国作为欧盟的重要成员国之一,其很多标准规范都直接被欧盟采纳。对于软体床垫的燃烧性能,其中有BS 7177-2006-床垫、沙发和床底垫抗引燃性规范,相应的试验方法对应BS EN 597-1:1995(床垫和软体床底垫易燃性评价-焖烧香烟)、BS EN 597-2:1995(床垫和软体床底垫易燃性评价-火柴类明火)和BS 6807-2006(用一次和二次火源评价床垫、软体长沙发椅和软体床底垫易燃性的试验方法)。

BS 7177适用于英国公共场所的家具及床垫,火源分为0～7级八种火源,分别对应于低度、中度、高度和极高度危险四个防火等级。对于低度危险(家庭使用),要求满足BS EN 597-1和BS EN 597-2;中等危险除了满足BS EN 597-1和BS EN 597-2外,还要满足BS 6807中第二部分的5号火源;高度危险除了满足BS EN 597-1和BS EN 597-2外,还要满足BS 6807中第二部分的7号火源;极高度危险除了满足高度危险的所有要求外,还要满足使用者指定的更高等级的测试。另外,该标准还对其中涉及到的面料、填充材料的燃烧性能进行了规定。

BS EN 597-1是关于焖烧香烟火源的测试,要求在重复的两次试验中都未观察到渐进性焖烧和明火燃烧。渐进性焖烧判定准则:(1)试件呈现逐步加强的燃烧,继续试验将是不安全的;(2)试验期间焖烧直至基本烧尽;(3)试验期间焖烧至其整个厚度;(4)焖烧超过1 h,;(5)最后检查发现在水平方向烧焦超过50 mm。明火燃烧判定准则:由渐进性焖烧引起任何明火出现。

BS EN 597-2是关于火柴类明火火源的测试,火源是一个发热量约等于火柴的丁烷火焰,若在重复的两次试验中都未观察到明火燃烧或渐进性焖烧,则合格。渐进性焖烧判定准则与BS EN 597-1一样,明火燃烧判定准则:(1)试件呈现逐步加强的燃烧,继续试验将是不安全的;(2)试验期间燃烧至基本烧尽;(3)火焰前沿已达到试样的边界极限或烧透整个厚度;(4)燃烧喷嘴移开后明火火焰持续超过120 s。

BS 6807充实了火源的种类,包括2#和3#的丁烷火源和4#、5#、6和7#的木垛火源,火源强度依次增强,其中典型的木垛火源(6#)如图3。其合格性要求为不能出现渐进性焖烧和明火燃烧,不同火源其具体判定准则参数存在一定差别,在此不作详述,参见BS 6807标准原文。另外,此标准还包括考虑床上覆盖物(如被单、枕头等)的二次火源的燃烧性能。

3 国内软体床垫燃烧性能要求概述

目前,国内关于床垫燃烧性能的标准规范只有GB/T 17927-1999和GB 20286-2006附录B,分别是软体家具、弹簧软床垫和沙发的抗引燃特性评定以及暴露在明焰点火源下软垫家具燃烧性能试验方法。

GB/T 17927评价软体家具、弹簧软床垫和沙发在香烟火源条件下的燃烧性能,按照该标准的试验方法试验,如果在连续两次试验中,1 h内或者在香烟燃完其全部长度熄灭之前,没有出现阴燃引燃和有焰燃烧引燃,则试样合格。其中,阴燃引燃包括:(1)试件呈现逐步加强的阴燃特性,继续试验将是不安全的;(2)试验期间阴燃直至其在本质上全部消耗掉;(3)试验期间阴燃至试样末端或离火源起始位置超过50 mm;(4)最后检查发现除向上方向外任一方向烧焦超过100 mm;(5)撤去点火源后试样阴燃时间超过10 min。有焰燃烧引燃包括:(1)试件呈现逐步加强的有焰燃烧特性,继续试验将是不安全的;(2)试验期间有焰燃烧直至其在本质上全部消耗掉;(3)试验期间有焰燃烧至试样末端或离火源起始位置超过50 mm;(4)撤去点火源后试样上有焰燃烧时间超过5 min。

GB 20286的附录B采用的是方形点火器。通过测量燃烧过程中的热释放速率、热释放量、烟浓度、质量损失率等来评价燃烧性能,其中GB 20286-2006对于阻燃1级要求:热释放速率峰值≤150 kW,5 min内释放出的总能量≤30 MJ,最大烟密度≤75%,在GB/T 17927下无有焰燃烧引燃或阴燃引燃;对阻燃2级的要求:热释放速率峰值≤250 kW,5 min内释放出的总能量≤40 MJ,在GB/T 17927下无有焰燃烧引燃或阴燃引燃。

4 标准关键技术要求对比

从上面的比较可以看出,针对软体床垫的燃烧性能各国都有自己的试验标准,不同国家的标准要求存在一定差别,下面对其中几个关键性参数进行比较。

4.1 点火源

火源是试验最为关键的参数之一,火源的大小直接影响到试样火势的发展。不同的标准有不同的火源,表1、表2分别是香烟火源、明火火源要求的比较。

从表1中可以看到,各国对于香烟火源的要求基本相同,主要是因为香烟火源对床垫的阻燃要求比较低,在火源上微小的细节差别对于试验结果影响较小,试样合格与否主要与取决于评判标准。

从表2中发现,对于明火火源,无论在火源形式、火源强度,还是在火源作用时间,各国的差别明显,这主要是因为明火火源差别对试验结果的影响大,为了准确地评价试样的燃烧性能,必须规定试验的每一个细节,这已在长期的试验中得到证实。值得注意的是,在火源作用时间上,我国要求的10 min比美英两国长很多,这就要求床垫的阻燃层要有更好的阻燃性能,以致能经受长时间的外部明火喷击而不会快速地使里层材料着火。

4.2 试样

除16 CFR Part 1633、ASTM E 1590和GB 20286附录B要求采用软垫家具的实体模型或实际使用的床垫外,试样要求为能代表其最终产品的部件或组件。对

于试样数量,16 CFR Part 1633要求3个,GB 20286附录B要求1个,其他标准只要满足标准对于测试位置的要求即可。

4.3 合格性指标

(1)对于抗阴燃特性(香烟火源),除了16 CFR Part 1632要求至少点燃18支(6个面)香烟外,其他一般都是要求两支即可。

(2)除了16 CFR Part 1633、ASTM E 1590和GB 20286附录B对试验结果进行定量化外,其他都是定性评价。美国主要侧重于关注试样的热释放速率和热释放量,进而减少火灾中轰燃的产生,而英国主要侧重于关注火焰传播速率,进而减慢火灾中火焰的蔓延。

(3)所有标准中,只有GB 20286对烟气释放进行了规定(最大烟密度≤75%)。

4.4 适用场所

英国BS 7177通过不同的火源试验涵盖了所有场所,美国CFR Part 1633及1632适合所有市场上流通的床垫,而GB 20286及TB 129仅适合公共场所使用的床垫。

5 结论

(1)对于软体床垫的明火测试,美国、英国都有专门的测试方法标准,有详细的规定说明,对其试验方法的精确度都有研究;但我国目前还未制定此类标准,仅在GB 20286中以附录的形式出现,内容比较简单,缺少对细节的规定,如对燃烧器的定位不明确,对于试验设备和系统参考GA 111-1995,同时也缺少对试验方法精确性的必要描述。因而,我国的软体床垫燃烧性能试验标准有待于进一步完善。

(2)从合格评价来看,英国对火源种类分类最为详细,适合各种不同危险环境。美国要求是进入市场的所有软体床垫满足同一个要求,这样导致对低危险环境下要求级别过高,而对高危险环境下要求级别过低,普适性较差。我国分为阻燃1级和阻燃2级。

(3)从明火火源位置来看,CPCS采用两个“T”型燃烧器,英国的木垛火源也有不同的位置,都有利于对床垫最为薄弱的环节进行评价,更接近实际火灾情况;而我国为一个床垫顶部的方形燃烧器,不利于对床垫的薄弱环节进行评价,难以反映其在真实火灾中的燃烧行为。

(4)美国、英国规定了所有场所的床垫燃烧性能要求,但我国仅对公共场所进行了规定。从近年来火灾形势来看,普通居民楼火灾明显有增多趋势,因而有必要对其燃烧性能进行适当的规定。

参考文献

[1]CPSC 16 CFR Part 1632,Standard for the Flammability ofMattress and Mattress Pads(FF 4-72!Amended)[S].

[2]CPSC 16 CFR Part 1633.Standard for the Flammability(OpenFlame)of Mattress Sets,Final Rule[S].

[3]ASTM E 1590,Standard Test Method for Fire Testing of Mattress[S].

[4]BS 7177,Specification for resistance to ignition of mattresses,divans and bed bases[S].

[5]BS EN 597-1,Furniture-Assessment of the ignitability ofmattresses and upholstered bed Bases-Part 1:Ignition source:smouldering cigarette[S].

[6]BS EN 597-2,Furniture-Assessment of the ignitability ofmattresses and upholstered bed bases-Part 2:Ignition source:matchflame equivalent[S].

[7]BS 6807,Methods of test for assessment of the ignitability ofmattresses,upholstered divans and upholstered bed bases withflaming types of primary and secondary sources of ignition[S].

[8]GB/T 17927,软体家具——弹簧软床垫和沙发抗引燃特性的评定[S].