燃烧影响

燃烧影响（精选十篇）

燃烧影响 篇1

内燃机的燃烧是一个强瞬变的过程,对于直喷柴油机而言,燃油喷射参数会直接决定燃料混合气的形成和燃烧效果的好坏,从而影响到柴油机的工作性能和排放。由于发动机测试燃烧过程的复杂和局限性,导致企图通过实际测试而得到一个清晰明确的缸内燃烧过程存在着很大的困难。随着计算机技术和数值模拟理论的不断发展,以数值模拟进行的虚拟试验越来越成为发动机研究的一个有力工具。本文使用CFD(computal fluid dynamics)软件Star-CD对具有偏心ω燃烧室的2135柴油机在分别使用了两个不同喷嘴位置的燃烧过程进行数值模拟,并对二者进行对比分析,得出不同燃油喷嘴位置对燃烧温度等的影响。

1数学模型的选用简介

1.1气体流动模型

缸内流动过程是一个瞬变的湍流过程。Star-CD中使用的湍流模型主要是k-ε模型的多种变形,它们都包含了对于湍动能k和湍能耗散率ε的输运方程,本文采用标准k-ε湍流模型,它适用于可压缩和非可压缩的高雷诺数的完全湍流[2,3,4],其系数如表1所示。标准k-ε湍流模型湍能方程为

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(1)

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其中undefined (2)

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(4)

湍流耗散率方程

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式中,t为时间;xi为笛卡儿坐标;ui～xi为方向的绝对速度分量;undefined为相对于坐标系y方向的相对速度;p为表压,p=ps-ρ0gmxm,ps为静压力,ρ0为参考密度(常数),gm为重力分量,xm为坐标值;ρ为流体密度;τij为流体应力张量分量;sm为流体质量原项;si为流体动量原项分量;undefined为张量因子。

1.2燃油喷雾模型

本文对燃油雾化过程采用Huh雾化模型[5]。

1.2.1 液滴形成模型

基于Huh模型的假定是:喷雾雾化时的燃油惯性和在喷嘴处产生的内在湍流压力,即当射流脱离喷孔时产生的紊乱使射流表面形成了初始扰动;而这些扰动达到一个特定值时它们就会呈指数级增长,最终这些扰动产生的作用使射流表面形成液滴并从其表面分离出去。

1.2.2 液滴破碎模型

采用Reitz/Diwakar模型[6,7]。由该模型可知,在气动力作用下的粒子破碎模型有Bag破碎和脱模破碎:Bag破碎中粒子周围不均衡压力场导致粒子向低压区域扩展,当液滴表面张力被克服时粒子就会破裂;脱模破碎中液体从粒子的表面上被剥离下来。粒子破碎则在两者之间选择一个进行,本文选择Bag破碎。

1.2.3 液滴撞壁模型

采用Bai撞壁模型[8]。粒子撞壁是一个随机过程,为了反映撞击过程的随机性,用一个随机程序来确定某些液滴撞壁后的数量。这就使由一级粒子撞壁产生的二级粒子具有了一个大小和速度的分布。

1.3Shell自燃模型

点火模型选用Shell自燃模型,其需要以下几个参数:燃料辛烷值、切断温度Tc(K)和温度梯度DT1。选择燃料的辛烷值为70;切断温度为1 100 K;温度梯度为106 K/s。

1.4燃烧模型

燃烧过程采用LATCT燃烧模型(laminar -and-turbulent characteristic-time combustion model)[9,10,11]。柴油包含多种化学成分,在燃烧过程中有多个化学反应,经合理简化,本文使用同柴油分子量相近的化学物C12H26来代替柴油进行化学反应,将其的一些化学性质(如化学生成热、分子粘性等)改为柴油的数据。为简化计算量,在满足工程要求的前提下,本文燃烧化学反应使用的是单步总反应

C12H26 + 18.5O2→ 12CO2 + 13H2O (6)

2计算初始条件和边界设定

本文对具有螺旋进气道和偏心ω燃烧室的2135柴油机进行计算,缸径为135 mm,行程为140 mm,标定转速为2 200 r/min,直径为0.35 mm的喷孔4个,喷嘴伸出缸头底面的纵向距离为1 mm。

计算从进气冲程上止点前20 °CA开始(进气门开启),终止于膨胀冲程下止点前46 °CA(排气门开启),定义进气门开启时的角度为-20 °CA。喷油时刻为压缩冲程上止点前20 °CA,喷油持续角为26 °CA。进气道壁面边界采用定温边界,温度定为450 K;气缸顶和活塞顶边界采用定温边界,温度定为750 K。进气口采用压力边界。计算进气压力为0.15 MPa时的进气过程和压缩过程,同时再分别计算如图1所示的燃油喷嘴在两个位置的喷油过程和燃烧过程。

3计算结果及分析

对于图1中两种喷嘴位置变化的情况而言,喷油前的过程基本一致,故本文着重分析喷油开始后缸内的数据。在气缸内选择了4个点进行数据采集分析,其分布及编号见图2。

由图2可见:4个点都位于燃烧室的边缘,并相对于4个喷射方向分别顺时针偏转10°。4个点的纵向位置分别位于距缸顶5 mm的截面内,几个点的位置均位于燃烧的中心区域,对其分析可得到燃烧信息。图3～图7为4个点在两种情况下计算数据的对比图。

由图3可知:两种情况在A点处的温度曲线较为相似,在347～385 °CA之间两者的温度都在3 000 K附近波动,相差不多。但根据计算结果可以看出:喷嘴位于接近燃烧室正上方时A点附近区域的温度较为平均,其高温燃烧区域范围明显大于喷嘴位于气缸中心时的情况,见图4,可见经过A点所在位置(见图中标示)的油注燃烧质量前者要优于后者。

由图5可知:燃烧初始阶段喷嘴位于接近燃烧室正上方时B点的温度一直高于喷嘴位于气缸中心时B点的温度,在347～380 °CA之间时前者的温度在2 500～3 200 K范围内并且60%在3 050～3 200 K之间,后者此时间段内温度在1 700～2 600 K之间波动;随着燃烧进行到382 °CA时,后者的温度则高于前者。由计算结果分析:喷嘴位于气缸中心时通过B点位置的油注燃烧中心发生了偏移,并未通过B点,因此在初始时后者B点温度会低于前者,随着燃烧的进行,缸内进气形成的涡流推动通过C点位置的油注燃烧区域转动至B点,从而使B点温度升高;而前者中通过C点位置的油注燃烧较为迅速,在通过B点时燃烧已接近结束,并不会明显提高B点的温度,虽然在410 °CA左右有小波动,但并不能使前者B点温度高于后者。因涡流的继续推动,火焰团使后者从382 °CA至410 °CA一直保持高于前者的温度。

由图6可知:燃烧初始阶段喷嘴位于接近燃烧室正上方时C点的温度要高于喷嘴位于气缸中心时的温度,且前者在一个较高温度状态持续的时间较长,在350～385 °CA为2 800～3 450 K,其中70%区域温度处于3 000～3 450 K。可以看出:前者的高温燃烧区域非常集中,这样将有利于燃烧效果和热功输出,而后者高温区域的大小只有前者高温区域的50%;随着燃烧的进行,在C点处两者的温度变化曲线表现出很好的相似性。初始时前者C点的温度高于后者是因为前者喷嘴位置距离C点较近,即前者燃烧区域先到达C点, 从而使温度高于后者;随着喷油过程的继续,后者燃烧区域到达C点时同样将C点的温度提高;随着进气涡流的推动,两者燃烧区域都会离开C点,因此C点位置两者的温度都开始降低。随着燃烧的进行,进气涡流推动其它的燃烧区域再次通过C点,从而使C点温度再次升高,因此两者在400 °CA附近都会形成第2个峰值, 温度为2 100 K。所不同的是, 喷嘴位于接近燃烧室正上方时温度的提高是因为指向C点的油注所分裂出来的一部分燃油形成的高温燃烧区域的影响;而喷嘴位于气缸中心时温度提高则是因为进气涡流推动D点处的燃烧区域转动至C点位置。

由图7可知:在燃烧的初始阶段喷嘴位于接近燃烧室正上方时D点处的温度先是在347 °CA附近有一高峰T=3 000 K;随之有明显下降,在360 °CA处T=1 250 K;然后又是急剧升高,在365～380 °CA温度保持在3 050～3 250 K。由计算结果分析可知,指向D点的燃油喷注在开始以后发生了一个分裂过程,先是有一小部分燃烧区域经过D点,使其温度升高(347 °CA处);随着进气涡流的推动,这个区域离开D点,而使D点温度下降(360 °CA处);然后是同一个油注的大部分燃油区域再次经过D点,使其温度再次升高(365～380 °CA)。当喷嘴位于气缸中心时指向D点的喷注由于距离D点较远,初始时燃烧区域并没有影响到D点温度,因此D点温度在开始时保持较低值。同样是进气涡流的推动,燃烧区域向D点运动。值得注意的是,指向D点的喷注有一部分在撞壁后粘附在壁面上形成了一段贴壁燃烧区域,这使得D点的温度在360 °CA附近时段内仍处在低温区域内,只上升了很小的幅度。随着燃烧区域的运动,当指向D点的喷注所形成的大面积燃烧区域通过D点位置时,D点温度急剧升高(370～385 °CA之间)。随着燃烧的进行,进气涡流推动燃烧区域继续移动,当其离开D点时,D点温度有了一个急剧降低(385～390 °CA)。当A点附近的燃烧区域移动到D点附近时(395～410 °CA)D点温度仍有个小幅度的升高。而在喷嘴接近于燃烧室正上方时A点附近的燃烧较为迅速充分,其移动到D点时已基本燃烧完全,并不会引起D点温度的明显升高。

在分析了4点的燃烧情况后,将4点的数据进行平均后得到如图8所示的比较曲线。

由图8可知:喷嘴位于接近燃烧室正上方时的高温燃烧区域比较集中,且持续时间长,在2 800～3 050 K之间持续了347～382 °CA共25 °CA的时间。这表明燃烧过程比较集中,有利于能量的积聚,提高系统的做功能力,同时还可以使燃烧反应进行充分,改善排放效果。而喷嘴位于气缸中心时高温区域分散,且温度也稍低于前者,这说明后者的喷嘴位置与燃烧区域匹配不够合理,使燃烧不集中从而导致高温区能量的积聚不紧凑因而难以有高能量的释放。

气缸内的平均压力和平均温度变化见图9、图10。

由图9可知:当喷嘴位于接近燃烧室正上方时燃烧过程中的平均温度明显要高于喷嘴位于气缸中心时平均温度,平均的最高温度TA=1 900 K,TB=1 780 K,即前者的燃烧更加迅速充分,燃烧能量的释放比较集中;由图10可见:燃烧过程中前者缸内的平均表压一直高于后者,由此可以得到前者在消耗等量燃料的情况下可以得到更多的有用功。前者缸内最高平均表压(10.7 MPa)与后者最高平均表压(10.3 MPa)之间的差值为0.413 MPa,即前者的最大做功能力要超出后者4个大气压。

4结论

(1)

喷嘴位于接近燃烧室正上方可以明显提高燃烧温度,导致单位时间内的放热量升高,使燃烧过程更加集中,并可有效降低碳烟的生成,有利于改善系统的排放效果。

(2)

将喷嘴置于燃烧室正上方有效地提高了缸内燃烧压力,增加了单位做功量,进而提升了能源利用率和内燃机效率。所以对于具有偏心ω燃烧室的柴油机系统将喷嘴置于燃烧室的正上方可以很好地提高燃烧温度,并提高燃烧效率。

(3)

数值模拟的结果与生产厂经长久试验而确定采用的将喷嘴位于接近燃烧室正上方的效果一致。

摘要：使用CFD软件Star-CD对具有偏心ω燃烧室柴油机的两种不同喷嘴位置的燃烧过程进行数值模拟,一种是接近于燃烧室的正上方,另一种是位于气缸的中心位置。经计算分析得到:当喷嘴接近于燃烧室正上方时内燃机燃烧效果要优于喷嘴位于气缸中心时的情况,燃烧过程比较集中,能量的释放比较迅速充分;前者的工作温度也高于后者,前者的缸内压力在燃烧开始后一直高于后者,等量燃油的总释放热量要高于后者,同时前者的最高燃烧压力要超过后者4个大气压力,即前者的做功能力预测要高于后者。

关键词：内燃机,柴油机燃烧,数值模拟,喷嘴,偏心

参考文献

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[3] Rodi W. Influence of buoyancy and rotation on equations for the turbulent length scale[C]. Proc. 2nd Symp. on Turbulent Shear Flows,1979,10:37-42

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[10] Patterson M A, Kong S C, Hampson G J, et al. Modeling the effects of fuel injection characteristics on diesel engine soot and NOx emissions[C]. SAE 940523.

燃烧影响 篇2

燃烧室升压梯度对固体推进剂裂纹燃烧与扩展影响的研究

建立了描述固体推进剂裂纹燃烧与扩展过程的`数学模型。通过实验和理论计算研究了燃烧室升压梯度对固体推进剂裂纹燃烧与扩展的影响。结果表明，燃烧室升压梯度对裂纹腔内对流燃烧流场、以及裂纹的开裂时间和开裂方式都有很大影响。实验结果和理论计算结果的一致及理论计算的双向耦合性质，说明了本文建立的计算模型能够正确描述固体推进剂裂纹的燃烧与扩展过程。

作 者：原渭兰 沈伟 YUAN Wei-lan SHEN Wei  作者单位：海军航空工程学院机械工程系, 刊 名：航空动力学报  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER 年，卷(期)： 16(2) 分类号：V512 V435+.12 关键词：固体火箭推进剂   推进剂燃烧   裂纹扩展   数学模型  

燃烧影响 篇3

【关键词】四角切向燃烧锅炉；直流燃烧器切圆燃烧方式；四角切向燃烧器锅炉燃烧器射流开启角度

1.四角切圆燃烧的主要特点及其原理

①四角射流着火后相交，相互点燃，使煤粉着火稳定。

②由于四股射流在炉膛内相交后强烈旋转，湍流的热量、质量和动量交换十分强烈，故能加速着火后燃料的燃尽程度。

③四角切圆射流有强烈的湍流扩散和良好的炉内空气动力结构，炉膛充满系数较好，炉内热负荷均匀。

④切圆燃烧时每角均由多个一、二次风喷嘴所组成，负荷变化时调节灵活，对煤种适应性强，控制和调节手段也较多。

⑤炉膛结构简单，便于大容量锅炉的布置。

⑥便于实现分段送风、分段燃烧，从而抑制N0X的排放。

2.燃烧器的负荷分配及投停方式

原理及注意事项：

（1）一般是将投入运行的主燃烧器负荷尽量分配均匀，即将各燃烧器的风量和给粉量调整一致。但有时为了调整燃烧中心，改变火焰的偏斜现象，避免结渣，调节过热汽温分布或提高运行经济性等原因，常有意识地改变各燃烧器之间的风粉分配比。

（2）对于四角布置的直流燃烧器，为了减少火焰偏斜，避免结渣，当风道及喷口布置以至气流射程不对称时，将一侧或两侧的风粉量降低运行也有可能有些效果。

（3）改变四角布置燃烧器给粉量或二次风量也是调整燃烧中心，改善气粉混合及增加燃烧效果的常用措施：例如有所谓“正塔形”送风（即上二次风小，下二次风大）或“反塔形”送风（即上二次风大，下二次风小）等配风方式。

（4）当进行这类调整时，判断调整措施的好坏，除了燃烧的稳定性，炉膛出口烟温及炉内的温度分布和燃烧经济性之外，还应注意炉膛两侧的燃烧产物（RO2，飞灰可燃物，炉渣沉淀物等）是否均衡，以及锅内过程方面的均匀性（如过热汽温分布，汽包两侧炉水浓度及水位等）。

（5）有些锅炉四角布置的直流燃烧器喷嘴是可以摆动的，它对调节燃烧中心的位置，改变汽温和煤粉燃烧的完善程度是相当起作用的。一般在保证正常汽温的条件下，多尽量增加其下倾角，以取得较高的燃烧经济性，但需注意冷灰斗不应因温度过高而产生结渣。

（6）为考察对所有燃烧器供粉的均匀性，可以从各一次风管等速抽取煤粉样，比较其样品的相对重。

（7）为保持燃烧器一、二、三次风的出口风速，有时要停一部分燃烧器，在低负荷运行时尤属必要。

（8）制粉系统为直吹系统时，与备用磨煤机或检修中的磨煤机相连的燃烧器也必然要停掉。除了被迫停用的情况外，在正常工况下，或在低负荷运行时，停哪个为好，需要通过试验分析来确定。燃烧器的投停对锅炉运行更较甚于燃烧器负荷分配。

3.四角切圆燃烧的气流偏斜

采用四角燃烧方式的锅炉，运行中容易发生气流偏斜而导致火焰贴墙，引起结渣以及燃烧不稳定现象。、邻角气流的撞击是气流偏斜的主要原因：射流自燃烧器喷口射出后，由于受到上游邻角气流的直接撞击，撞击点愈接近喷口，射流偏斜就愈大，撞击动量愈大，气流偏斜就愈严重。射流两侧“补气”条件的影响射流自喷口射出后仍然保持着高速流动，射流两侧的烟气被卷吸着一道前进，射流两侧的压力就随着降低。这时，炉膛其它地方的烟气就纷纷赶来补充，这种现象称为“补气”。如果射流两侧的补气条件不同，就会在射流两侧形成压差。向火面的一侧受到邻角气流的撞击，补气充裕，压力较高；而背火面的一侧补气条件差，压力较低。

这样，射流两侧就形成了压力差，在压力差的作用下，射流被迫向炉墙偏斜，甚至迫使气流贴墙，引起结渣。燃烧器的高宽比（hr/b）对射流弯曲变形影响较大，燃烧器的高宽比值愈大，射流形状愈宽而薄，其“刚性”就愈差，因而，射流愈容易弯曲变形。

在大容量锅炉上，由于燃煤量显著增大，燃烧器的喷口通流面积也相应增大，所以喷口数量必然增多，为了避免气流变形和减小燃烧器区域水冷壁的热负荷，将燃烧器沿高度方向拉长，并把喷口沿高度分成2～3组，每组的高宽比不超过6，相邻两组喷口间留有空档，空档相当于一个压力平衡孔，用来平衡射流两侧的压力，防止射流向压力低的一侧弯曲变形。当燃烧器多层布置时对旋涡直径的影响较大，上层气流不断的被卷吸到下层气流中，加上气流受热膨胀的影响，使气流容积流量增大，旋涡直径相应增大，一般可使实际切圆直径膨胀到假想切圆直径的7～8倍。

4.气流偏斜问题

射流偏斜产生的原因及其危害：

四角布置的直流燃烧器，由于射流与假想的切圆相切，使射流轴线与两边炉墙的夹角不等，常常是一边大，一边小，如下图所示。射流两边同时卷吸烟气，在其周围形成负压区，炉膛中的烟气则不断地向负压区补充。如果两侧的补气条件不同，一侧的压力将大于另一侧的压力，使射流向一侧偏斜，这就是射流产生偏斜的原因。射流偏斜的危害是：当射流偏斜严重时，会形成射流贴墙，导致炉墙结渣和水冷壁磨损。

5.邻角气流的横向推力

横向推力的大小与炉内气流的旋转强度，即炉膛四角射流的旋转动量矩有关，其中二次风射流的动量矩是起主要作用的。二次风动量及其旋转半径愈大，中心旋转强度愈大，横向推力亦愈大，致使一次风射流的偏转加剧。

生物质直燃气化炉燃烧影响因素研究 篇4

关键词：生物质,直燃气化炉,燃烧特性

直燃气化炉使用时, 柴草在炉膛里直接燃烧, 通过合理配风, 伴有气化的成分, 因此有人称之为“半气化炉”或“准气化炉”, 其最大优点是没有焦油产生[1]。到目前为止, 全国农村推广应用的户用炉具约有50万台[2], 并且这个趋势还在不断发展。然而直燃气化炉从2000年开始发展, 起步相对较晚, 技术还不够成熟。其中燃烧技术的发展是关键因素, 所以对炉具燃烧影响因素的研究是直燃气化炉技术发展的必经之路。

1 生物质燃料燃烧过程[3,4]

1.1 在空气氛围中供氧充足时, 生物质燃料的燃烧过程

(1) 在热源作用下, 生物质燃料中的水分被逐渐蒸发逸出生物质表面。

(2) 之后生物质表层燃料颗粒中有机质开始热分解, 在其过程中有一部分被称为挥发分的低分子量气态物质分解析出。

(3) 局部表面达到一定浓度的挥发分遇到适量空气并达到一定温度, 便开始局部的着火燃烧。

(4) 继而火面渐渐扩大, 同时也有其他局部表面不断着火, 在这种火焰温度的影响下, 加快了燃料中纤维素的热分解过程, 并产生大量挥发性物质, 出现第一个反应速度峰值。

(5) 之后纤维素的热分解速度下降, 而挥发分物质仍能保持燃烧火焰, 木质素由于高温碳化并通过氧化作用开始表面着火, 生成辉光炙热火焰, 以较慢的燃烧速度燃烧, 此时出现两种燃烧状态并存现象, 直到燃料中的挥发分物质分解完毕, 气相火焰熄灭。

(6) 接下来燃料中的木质素已全部碳化, 表面生成光辉炙热的火焰, 燃烧反应速度加快, 并出现第二次反应速度峰值, 然后燃烧速度变慢, 表面炙热火焰由红变暗, 逐渐消失。

1.2 在缺氧条件下, 生物质燃料燃烧过程

(1) 与上述供氧充足时燃烧过程一样, 生物质燃料中的水分子受热首先蒸发汽化。

(2) 之后生物质在缺氧条件下受热分解, 随着温度的升高, 燃料中的各种物质相继析出, 虽达到着火点, 但由于缺氧而不出现大的气相火焰, 其热分解速率相应低于燃料有氧燃烧过程中的热分解速率。

(3) 最后生物质燃料进人碳化阶段, 随着深层挥发分物质向外层的扩散, 形成疏松的多孔性物质, 并且由于燃料处在缺氧环境下, 碳化物质无法氧化燃烧, 所以碳化过程持续时间较长, 直到周围温度慢慢降低, 最后熄灭结束整个过程。

2 生物质直燃气化炉燃烧影响因素

2.1 生物质燃料的特性

燃料的物理特性不仅影响燃烧指标, 而且也决定燃烧炉具的选择。本文研究的生物质为植物生物质, 在生物质燃料中, 可燃部分主要由纤维素、半纤维素和木质素组成。燃烧时纤维素和半纤维素首先释放出挥发分物质, 木质素最后转变为碳。

2.1.1 燃料的工业成分比重

生物质燃料中挥发分高, 固定碳低。由于生物质的这种物理特性, 在燃烧过程中当燃料温度上升到150℃左右时, 生物质内便有大量挥发分析出, 所以在生物质燃料的利用上就多含有气化技术成分。一般挥发分比重越大, 挥发分析出就越多, 燃料燃烧初期就越旺盛, 固定碳比例越大, 在燃料后期, 热值就会越高, 燃烧所持续的时间也越久。但是挥发分中除了气体产物外, 还包括焦油和合成水分。当这些成分高时, 则会相应减弱燃烧效果。几种重要生物质燃料的工业分析列于表1。

2.1.2 生物质燃料的活化能

燃料的活化能表示燃料的反应能力。活化能的概念是根据分子运动理论提出的, 由于燃料的多数反应都是双分子反应, 双分子反应的首要条件是两种分子必须相互接触, 相互碰撞。但并不是每一个分子的每一次碰撞都能起到作用, 而是只有活化分子的碰撞才有作用。要使具有平均能量的分子的碰撞也起作用, 必须使他们转变为活化分子, 这一转变所需的最低能量称为活化能, 用E表示。当选定一种生物质燃料为研究目标后, 就意味着这种燃料能进行燃烧的最低活化能E确定了, 只有提供大于这个值的能量才能使它燃烧。

2.1.3 生物质燃料的物料粒度大小、总表面积及其含水量

反应过程中, 物料粒径越小, 其总表面积越大, 热交换和扩散过程就进行得越彻底, 挥发份析出更均匀, 使整个燃烧和气化过程进行得越激烈和越完全[5] (900℃下颗粒尺寸对燃烧速率的影响见表2) 。并且物料粒径小, 其热阻力也小, 炉具内的温度分布也就越均匀, 燃烧气化效果好。

水分的影响主要体现在两个方面:一方面蒸发需要消耗燃烧反应所放出的热量;另一方面, 由于水是一种气化剂, 能与C发生水煤气反应生成H2和CO, 进而提高气化气的热值。为了气体收集的方便, 采用气化炉进行实验, 其中气化炉为石河子大学制作的户用型上吸式气化炉进行试验, 气化温度为500℃时, 得出表3数据。

从表3可以看出, 果皮气化生成的CH4高达51.75%, 而树枝的仅为28.36%;CO2的变化也很大;甲烷气体也不尽相同, 但由于加入反应的水非常少, 可以认为甲烷生成主要是从热解得到的;热解过程中生成的H2含量都比较高, 而两种物质气化反应生成的H2的含量都少于20%, 这可能是由于生成H2与O2反应生成水分而蒸发;从生成的可燃气 (仅指CO、CH4、H2) 比例来看, 果皮的大于树枝, 并且果皮的效果好于树枝。

2.2 生物质燃烧过程的操作条件

2.2.1 反应温度

温度对化学反应的影响十分显著。随着反应温度的升高, 分子运动的平均动能增加, 活化分子的数目大大增加, 有效碰撞频率和次数增多, 因而反应速度加快。对于活化能愈大的燃料, 提高反应系统的温度, 就能愈加显著地提高反应速度。反应温度提高, 使得生物质热解产物的产率增加, 同时温度升高促进焦油的裂解, 生成小分子可燃性气体。在实际燃烧过程中, 燃烧效果的好坏通常是用燃烧速度来衡量的。化学反应速度与燃料性质及温度的关系为

式中k0———相当于单位浓度中, 反应物质分子间的碰撞频率及有效碰撞次数的系数;

E———反应活化能;

R———通用气体常数;

T———反应温度;

k———反应速度常数 (浓度不变) 。

阿累尼乌斯定律说明了燃料本身的“活性”与反应温度对化学反应速度的影响关系。当燃料确定后, 对700℃, 800℃, 900℃温度下的同一燃料进行气化反应并对比。当温度越高时, 热分解, 碳的燃烧, 碳-水蒸气气化速度都随着温度的升高而加快。如表4所示。

2.2.2 滞留时间

滞留时间在生物质的热解反应中分固相滞留时间和气相滞留时间。固相滞留时间尚没有明确的定义, 气相滞留时间指生物质热解产物中气相产物在热解反应器中的停留时间。进一步研究表明, 热解经历两步独立的反应过程。第一步是固相反应, 即高分子聚合脱水反应, 这一步的反应速率非常快;第二步反应是气相反应, 或气相与碳的反应, 包括裂解、重整和变换等。裂解和重整反应在热解的气相反应中占有相当重要的地位。温度与滞留时间是决定气相反应程度的主要因素。滞留时间对气相反应的影响很大, 尤其是在短的滞留时间情况下延长滞留时间, 热触产生的气相物质量有明显增加, 当达到一个值后, 便不会有更大变化。

2.3 燃烧设备结构

生物质直燃气化炉技术的发展其核心还是在炉子上, 生物质直燃气化炉目前多使用在秸秆成型燃料燃烧气化方面, 也有直接燃烧秸秆的直燃炉, 二者略有差别, 主要是燃烧室和气化室的外形和尺寸方面有差别, 总体结构是一致的。其结构包括下部的燃烧室、上部的二次气化燃烧室和炉壁水套, 也有的炉型不分下部和上部, 即燃烧室和气化室成为一个整体, 此外, 还有一些直燃炉没有安装水套, 或者设计了进风道在气化室壁和炉体外壁之间, 这样可以对吸入的空气进行预热, 从而提高燃烧反应温度。

总之, 这种炉型的主要特点是, 它不需要使用风机强行供风, 而是采用烟囱的抽力使炉外空气直接进入燃烧室内进行供氧, 当燃料在燃烧室内燃烧时, 会产生未完全燃烧的固体碳颗粒以及来不及反应的挥发分, 从燃烧室出来的来完全燃烧的固体碳颗粒, 经过气化燃烧室时, 能够被气化, 当在炉口遇到氧气后, 会继续燃烧, 从而使燃料的燃烧更加完全, 烟气的排放减少, 燃烧热效率得到提高。另外, 这种炉型在燃烧和气化过程中一直保持高温, 并且直接在炉顶上方燃烧, 所以不会有焦油产生。

以下是一种燃烧秸秆成型燃料的直燃气化炉总体结构, 如图1所示。

(1) 生物质燃料本身的理化特性直接影响它的燃烧指标。不同物种的生物质秸秆, 甚至不同地域生长的同一种物种的生物质秸秆在理化特性上也有很大差别, 其中水分、灰分、挥发分及固定碳的百分比都有很大的差别。这些差别也决定着生物质燃料的活化能高低, 从而影响燃烧指标。这也为针对特定的生物质燃料设计炉具提供指导依据。

(2) 通常情况下, 物料粒径越小, 其总表面积和含有的水分越大, 热交换和扩散过程就进行得越激烈, 使整个燃烧和气化过程进行得越激烈和越完全, 生成的可燃气也就越多。

(3) 反应温度对燃烧反应速度的影响十分显著。当温度越高时, 热分解, 碳的燃烧, 碳-水蒸气气化速度都随着温度的升高而加快。同时反应温度提高, 也使得生物质热解气化产物的产率增加, 原因是温度升高能促进焦油的裂解, 生成小分子可燃性气体。

1.燃烧室2.二次气化室3.气化室壁4.热水出口5.烟囱6.水套7.气化室导熟层8.气化室保温层9.化室炉壁10.烧室炉壁11.炉门12.灰室

3 结论

(4) 滞留时间对气相反应的影响很大, 尤其是在短的滞留时间情况下延长滞留时间, 热触产生的气相物质量有明显增加, 当达到某一值后, 便不会有更大变化。

(5) 生物质直燃气化炉目前多使用在秸秆成型燃料的燃烧气化方面, 也有直接燃烧秸秆的直燃炉, 二者略有差别, 主要是燃烧室和气化室的外形和尺寸方面有差别, 总体结构是一致的。

参考文献

[1]郝芳洲.积极推广户用型高效低排放炉具[J].节能与环保, 2007 (5) , 10-11.

[2]郝芳洲.发展中的我国生物质成型燃料及其炉具产业[J].新能源产业, 2009 (8) , 5-7.

[3]文军伟, 王佐民, 于晓军等.生物质型煤燃烧机理分析和燃烧速度试验研究[J].煤炭加工, 1998, 21 (4) :52-57.

[4]江淑琴.生物质燃料的燃烧与热解特性[J].太阳能学报, 1995, 16 (1) :40-48.

[5]魏敦崧, 李芳芹, 李连民.生物质固定床气化试验研究[J], 同济大学学报, 2006, 34 (2) :254-259.

燃烧影响 篇5

利用燃烧残渣中活性铝含量分析、真空爆热特性和发动机试验手段,研究了高能推进剂中主要组分对推进剂燃烧效率的.影响.实验结果表明,增塑剂的种类和含量是影响燃烧效率的主要因素,AP含量及固体组分的粒度级配也有明显的影响.BSFΦ75发动机试车结果表明,铝粉粒度级配的改变,可以使高能推进剂比冲效率由0.88提高到0.92.

作 者：王世英 钱勖 WANG Shi-ying QIAN Xu  作者单位：中国航天科技集团公司四院四十二所,湖北襄樊,441003 刊 名：固体火箭技术  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF SOLID ROCKET TECHNOLOGY 年，卷(期)：2000 23(2) 分类号：V512 关键词：高能推进剂   燃烧效率   比冲  

★ 含消焰剂硝胺推进剂燃烧性能的调节

★ 运动跳高能增高吗？

★ 《激素调节》教案

★ 《调节愤怒》教案设计

★ 神经调节教案

燃烧影响 篇6

关键词：改性KNDX推进剂 添加剂 燃烧性能

引言

硝酸钾-葡萄糖复合推进剂（KNDX）是由硝酸钾（KN）和葡萄糖（DX）为主要原料制成的推进剂。因为其原料价廉易得、制作简单方便、贮存安全稳定，并且有较完备的推进剂性能参数可用于内弹道模拟和火箭设计，所以被广泛应用。然而KNDX推进剂比冲不高，可以通过添加少量添加剂来有效调节该推进剂的燃烧性能。针对这种情况，本文通过实验测试并分析了各种添加剂和添加比例对KNDX推进剂燃烧性能的影响。

1.实验

KNDX推进剂样品的制备：将硝酸钾和葡萄糖固体分别粉碎并过筛，按质量比65：35称取硝酸钾和葡萄糖，并混合均匀，再次过筛，用变色硅胶干燥推进剂，并密封保存。

常压下推进剂燃烧实验：将碳酸钙和9种添加剂分别添加3%和5%在KNDX推进剂中制成20种改性KNDX推进剂（其中添加碳酸钙的2种为对照组）。将20种改性KNDX推进剂和未改性的KNDX推进剂分别燃烧，测试其燃速、温度、燃面和残渣量等数据。

一定压强下推进剂燃烧实验：将草酸亚铁、二茂铁和镁粉3种添加剂分别添加1%、2%、3%、4%和5%在KNDX推进剂中制成15种改性KNDX推进剂。将15种改性KNDX推进剂和未改性KNDX推进剂装入自行设计的燃烧装置中，模拟发动机工作时推进剂的燃烧情况，测试其燃速、温度和比冲等性能数据。

2.结果与讨论

（1）添加剂种类对KNDX推进剂燃烧性能的影响。结果表明，添加二茂铁、镁粉、草酸亚铁、乙酸铅、升华硫、氧化铁和氧化铜可以有效地改善推进剂燃烧性能，使推进剂在燃烧时温度更高、燃速更快、残渣更少；添加铝粉和碳粉对KNDX推进剂的燃烧无明显改变；添加碳酸钙会降低推进剂的燃烧性能。添加不同种类的添加剂，性能改善的情况也不同，燃速调节剂（例如草酸盐、二茂铁和铅、铜的氧化物及其盐）主要提高推进剂的燃速，金属可燃剂（例如镁粉、铝粉等）主要提高推进剂的燃温和比冲。

（2）添加比例对KNDX推进剂燃烧性能的影响。本文测试了不同添加比例的草酸亚铁、二茂铁和镁粉的改性KNDX推进剂的燃烧性能。实验结果表明，同一种添加剂的添加比例对KNDX推进剂燃烧性能影响较大。

（3）草酸亚铁对KNDX推进剂燃烧性能的影响。KNDX推进剂的性能随草酸亚铁添加比例的不同而有不同程度的改变，实验数据见表1。结果表明，添加1%时，发动机模拟装置性能取得最大改善，随着草酸亚铁添加比例的增加，发动机平均推力、最大推力和推进剂比冲都有下降的趋势。添加1%草酸亚铁的推进剂线性燃速增加了70%以上，在燃烧时质量流量更加稳定，但后期仍有轻微喘燃现象。添加1%草酸亚铁的KNDX推进剂燃烧温度明显升高，喷管出口处的气体温度从未改性的420℃上升到了620℃。

（4）二茂铁对KNDX推进剂燃烧性能的影响。实验数据见表2。结果表明：在常压下添加二茂铁对KNDX推进剂产生了良好的燃速调节效果，但在模拟发动机工作的较高压强下，添加二茂铁的效果并不理想，有明显的喘燃现象。发动机模拟装置的各项性能随二茂铁添加比例的增加而有所改善，在所测的5种添加比例中，添加5%的KNDX推进剂取得了最好的效果，但相对于其他添加剂仍不理想。添加5%二茂铁后，推进剂线性燃速增加了60%以上，发动机推力和推进剂比冲都随着二茂铁添加比例的增加有相对较大的改善。

（5）镁粉对KNDX推进剂燃烧性能的影响。实验数据见表3。结果表明：改性KNDX推进剂各方面的性能都随着镁粉添加比例的增加而稳步提高。在1%-5%的添加比例范围内，镁粉的添加比例越大，对KNDX推进剂的改善效果就越明显。当添加5%镁粉后，发动机质量流量和推力明显稳定，几乎没有喘燃现象，线性燃速增加了一倍多。因为镁粉燃烧放热量大，能量输出高[1]，推进剂燃烧温度和亮度有了大幅度的提高，所以添加镁粉可以为火箭发动机提供闪亮的尾焰。但随着燃气温度的增高，所需防热层也越厚[2]，在本文实验中，发动机模拟装置的燃烧室会因高温而受损。

3.结论

（1）不同的添加剂和不同的添加比例对KNDX推进剂燃烧性能有较大影响，并与燃烧环境压强的大小有关。

（2）在常压开放环境下，添加比例为3%或5%的添加剂对KNDX推进剂的改善效果为：二茂铁>镁粉>草酸亚铁>乙酸铅>升华硫>氧化铁>氧化铜>铝粉>碳粉>不添加>碳酸钙。二茂铁、镁粉和草酸亚铁对KNDX推进剂燃速、温度、燃面和残渣量有较大改善。

（3）在发动机模拟装置工作的一定压强下，添加剂对KNDX推进剂的改善效果为：5%镁粉>1%草酸亚铁>5%二茂铁>不添加。

参考文献：

[1] 潘功配.高等烟火学[M].哈尔滨工程大学出版社，2007.63-64

[2] 方兰，冯祖钺，付全如，等.探空火箭设计[M].宇航出版社，1993.298-299

[3] 陆殿林，樊学忠，孙玉坤，等.XXLDB推进剂燃烧性能研究[J].火炸药学报，2001，（4）：50-51

（本文作者为江苏省南菁高级中学在读学生，业余火箭爱好者）

EGR对生物柴油燃烧的影响研究 篇7

我国的能源资源约为世界总量的10%, 人均能源资源占有量仅为世界的40%[1], 随着能源需求量与日俱增, 研究开发新型能源及可再生能源已经迫在眉睫。生物柴油具有清洁、安全和可再生三大优点, 是柴油的理想替代燃料, 急需进一步研究以获得生物柴油推广所需的技术。

CFD耦合化学动力学能有效地模拟发动机缸内燃烧过程及预测排放物生成, 缩短发动机开发周期[2,3,4]。Jessica L.Brakora等人[5]通过简化MB (丁酸甲酯) 机理结合正庚烷骨架机理得到ERC-bio机理, 并应用KIVA3V程序耦合CHEMKIN-II验证了机理的可行性。Junfeng Yang等人[6]通过建立CFD耦合化学动力学机理模型, 研究了菜籽油和石化柴油燃烧和排放特性, 分析了引进20%~30%EGR降低NOx的排放效果。

我们应用AVL FIRE耦合化学动力学软件CHEMKIN, 以桑迪亚光学研究柴油机 (SCORE) 为样机进行建模, 将Jessica L.Brakora等人[5]提出的ERC-bio机理和Golovitchev提出的碳烟生成机理[7]耦合起来作为生物柴油的燃烧机理, 进行模拟研究, 主要研究了EGR对生物柴油燃烧的影响。

1 计算模型

1.1 生物柴油替代燃料及反应机理

生物柴油燃烧需要庞大的机理来描述它们的氧化过程, 目前尚未有详细的生物柴油机理, 必须用相对简单且能反映生物柴油燃烧特性的替代燃料机理。当前, 国内外较多的使用丁酸甲酯 (MB) 作为生物柴油的替代燃料进行模拟计算研究[8,9], 因为MB与生物柴油的RC (=O) OCH3化学结构相似。但由于生物柴油和MB的氧含量和分子量不同, 而这些特征会影响着火和内能[10], 由威斯康星大学Jessica L.Brakora等人[5]提出的ERC-bio机理用1 mol MB和2 mol正庚烷的混合物替代生物柴油, 组合燃料的最终氧含量约为11%, 估计低热值为39 MJ/kg, 与生物柴油的含氧量和低热值接近。由于ERC-bio机理中没有碳烟的生成机理, 我们扩展了ERC-bio机理, 将Golovitchev提出的碳烟生成机理[7]与ERC-bio机理耦合起来, 得到一个新的机理, 该机理包括84种组分和307步反应。

1.2 模型建立

为了节省计算时间, 我们只模拟整个燃烧室的1/6。采用κ-ε湍流模型、Wave破碎模型、Multi-component蒸发模型和Han-Reits Model壁面传热模型。SCORE发动机的参数见表1, 模拟运行条件见表2。选用径向尺寸为3 mm的网格 (上止点位置时包含6 409个单元) 模拟发动机进气门关闭 (153℃A BTDC) 到排气门打开 (116℃A ATDC) 过程中缸内的燃烧情况。计算中, 1, 1.2, 1.6 MPa负荷的喷油量分别为0.103 5, 0.129 4, 0.181 1 g, 喷油持续期分别为10.5, 13, 18℃A。

1.3 模型标定

图1给出了模拟结果与实验数据对比情况, 可见, 模拟结果与实验数据基本吻合。模拟放热率出现一个尖峰, 峰值较大, 而试验放热率峰值较小。这主要是因为模拟放热率仅描述了化学能的释放而没有考虑壁面热量传递作用等因素影响。此外, 试验数据通常是平缓的, 这会降低试验测量峰值的量级和增加预混燃烧尖峰的宽度[11]。

2 EGR的影响

我们知道, EGR技术是降低柴油机NOx排放最有效和最便捷的方法之一。我们选择8个不同的EGR率 (0%, 10%, 15%, 20%, 25%, 35%, 45%和55%) 进行研究, 即EGR0, EGR10, EGR15, EGR20, EGR25, EGR35, EGR45和EGR55, 同时假设EGR已被冷却到和进气同样的温度, 且进气压力不变。EGR率定义如下:

式中, EGR为EGR率, m r为循环废气质量, m总为缸内气体总质量。EGR的成分为EGR率为0%时, 生物柴油燃烧产生的废气的成分。

2.1 EGR对燃烧的影响

图2给出了EGR对生物柴油燃烧燃油消耗率和扭矩的影响, 由图可知, 当量比为0.43时, EGR率由0增加到55%, 生物柴油燃油消耗率保持在260.9 g/ (k W·h) , 扭矩由144.3 N·m下降到143.9 N·m。当量比为0.60时, 随着EGR率增加, 燃油消耗率上升, 扭矩下降;生物柴油燃油消耗率最大上升21%, 扭矩最大下降16.2%。由此可见, 在高当量比 (>0.6) 时, EGR对生物柴油燃烧的影响程度变大, 尤其在高EGR率时, 这主要是由于生物柴油含11%的氧, 改善燃烧。

2.2 EGR对排放的影响

图3给出了EGR对NOx排放的影响, 由图可知, 无EGR时, 生物柴油的NOx排放比较高, 随EGR率增加, NOx排放量不断下降。EGR率为55%时, 对于当量比为0.43的工况, 生物柴油的NOx排放最大降低了91%;当量比为0.6的工况, 生物柴油的NOx排放最大降低了98.3%, 已接近零排放。图4给出了EGR对NO生成的影响, 生物柴油的NO和NOx排放变化趋势一致;NO2占NOx的比例在3.3%~25.9%范围内, 随EGR率增加, NO2占NOx的比例上升。

图5给出了EGR率对生物柴油燃烧CO生成量的影响, 由图可见, 随着EGR率的增大, 缸内燃烧温度不断降低, 生物柴油燃烧产生的CO质量分数峰值不断增大。当量比为0.6, EGR率高于15%时, 生物柴油燃烧生成的CO在排气门打开时仍未完全氧化成CO 2, 从而产生大量的CO排放。

图6给出了EGR对Soot生成的影响情况, 由图可见, 随着EGR率增加, Soot生成量快速增加。当量比为0.60, EGR率为35%, 45%和55%时, 生物柴油的Soot质量分数分别为0.9×10-6, 1.7×10-6, 2.7×10-6。当量比为0.43, EGR率为35%, 45%和55%时, 生物柴油的Soot质量分数几乎为零。这表明, 随当量比增加, EGR对Soo生成的影响加剧。

3 结论

a.在高当量比 (>0.6) 时, EGR对生物柴油燃烧的影响程度变大, 尤其在高EGR率时, 这主要是由于生物柴油含11%的氧, 改善燃烧。

b.EGR率为55%时, 对于当量比为0.43的工况, 生物柴油的NOx排放降低了91%;当量比为0.6的工况, 生物柴油的NOx排放降低了98.3%, 已接近零排放。

c.随着EGR率增加, Soot生成量快速增加。随当量比增加, EGR对Soot生成的影响加剧。

参考文献

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[7]Golovithev VI, Nordin N, Jarnicki R, Chomiak J.3-D Diesel Spray Simulation Using a New Detailed Chemistry Turbulent Combustion Model[C].SAE paper 2000-011891, 2000.

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[10]Farrell J T, Cernansky N P, Dryer F L, et al.Development of an Experimental Database and Kinetic Models for Surrogate Diesel fuels[C].SAE paper 2007-01-0201, 2007.

锅炉燃烧稳定性影响因素分析探究 篇8

锅炉是我国目前各大企业、电厂生产的一项重要设备, 其运行的高效、稳定将对整个电气企业的安全运行具有非常大的影响。而随着近年来我国科学技术的提升, 锅炉的系统结构也变得越来越复杂, 这就使得锅炉在企业运行过程中经常因为不同因素的影响而使其不能够以稳定的方式开展工作。在锅炉系统中, 其燃烧系统是非常关键的一个组成部分, 该系统内部燃料燃烧情况的良好与否将直接对整个企业锅炉的运行以及企业的经济效益都存在着非常大的影响。

锅炉运行的安全性与否, 其最直接就会表现在燃料燃烧的稳定上, 目前, 我国企业锅炉所使用的煤类型变化较大、且煤质一般来说也较差, 就直接造成了煤粉燃烧不稳定、着火困难等情况, 并使得锅炉的事故出现率得到了极大的增加, 对于我们锅炉的安全运行具有非常大的影响。而在部分电力企业中, 其由于需要对电负荷的峰谷差进行调节, 就很容易使其中很多的锅炉设备都会一直处于高能耗的运行状态中, 因此使锅炉的不稳定性得到了较大的提升。

对此, 就需要我们能够在对锅炉燃烧不稳定情况发生原因进行查找的基础上以更具针对性的方式对其进行解决。

2 对锅炉燃烧稳定性产生影响的因素分析

2.1 煤质变化

煤是锅炉燃烧的最基本物质, 煤质的好坏将对锅炉燃烧的稳定性产生非常大的影响:当煤质变差时, 锅炉中的煤粉气流着火时间相比正常情况来说就会存在一定的推迟, 并因此缩短了煤粉在锅炉中燃烧的时间;而如果煤的灰分较高、热值较低, 就会使炉膛所具有的烟气温度降低, 并随之出现炉膛内燃烧不完全、不稳定的情况, 甚至还会因此而出现熄火情况。

在锅炉所使用的煤中, 其对于锅炉燃烧情况产生影响最大的就是挥发分。如果该值出现了减小的情况, 炉内煤粉气流所具有的初燃温度就会得到提升。而根据上述研究, 我们则可以认识到对于具有挥发分因素的煤来说, 其着火所需条件更高, 即当着火之后所具有的时间也更长。

同时, 由于一部分燃烧的热消耗会施加在水分的过热以及汽化方面, 而正是这部分能源的浪费也会使炉膛中的烟气温度不能够达到我们的期望值。虽然这种情况的存在对于炉膛中燃料的燃烧存在很大的不利情况, 但是煤粉却会因为此过程中水分的析出而使炉膛中的煤呈现出更大的孔隙度, 并使自身所具有的活性得到了增强, 反而更有利于着火。而在两者结合分析看来, 则可以看出煤中所具有水分对于煤燃烧的稳定性存在着积极的作用。再看灰分方面, 灰分含量的大小将会对燃料的着火速度产生一定的影响。同时, 如果两者具有同样的挥发分, 那么当燃料自身灰分比例较高时, 其着火速度就会因此变低。另外, 如果炉膛中灰分较多, 也会使整个炉膛在燃烧过程中所具有的温度降低。之所以出现这种情况, 是因为当炉膛中的灰分温度提升时, 会使其所具有的热量消耗加大, 并因此使炉膛燃烧的温度降低、对燃烧的稳定性产生不利的影响。

2.2 煤粉细度

煤粉细度也会对锅炉的稳定运行产生较大的影响, 更细一步说, 是对于锅炉燃烧所具有的特性存在影响。如果我们运行中所使用的煤粉细度较小, 那么燃烧所具有的物理结构以及燃烧特性就会得到一定的提升, 尤其是对于燃烧所具有的贫煤以及无烟煤来说, 煤粉细度的大小更是会对其产生更大的影响。同时, 对于煤粉着火温度来说, 其也会随着我们所使用煤粉细度的降低而降低, 究其原因, 就是由于煤粉自身粒子体积减小而使燃烧反应的表面积得到增加, 并因此使煤粉颗粒所具有的活化能也随之降低。通过这种方式, 就能够较好的在帮助自身导热阻力降低的前提下使其能够在锅炉中以更快的速度产生反应、并在吸收外界热量之后达到着火条件。而当我们所使用的煤粉颗粒增大时, 其也会对锅炉燃烧的稳定性产生一定不利的影响。

2.3 锅炉负荷

如果锅炉在实际运行中其负荷出现了一定的变化, 就会使炉膛中燃烧器以及平均烟温等也会因此出现一定的变化, 并进一步对锅炉的燃烧稳定性产生一定的影响。如果锅炉整体负荷降低, 那么炉内燃料的消耗量也会减小, 并会使锅炉内水冷壁的吸热量因此降低。但是在这个降低的过程中, 其减少的幅度也很小, 在每公斤燃料方面其所具有的水冷壁的吸热量也会得到一定的提升, 并以此使得燃烧器周围的烟温会随之降低, 并因此会使煤粉气流所具有的燃烧稳定性发生一定的变化。同时, 其负荷也具有一个最低极限值, 当锅炉负荷达到这个最低极限值时, 甚至会使锅炉出现熄火的情况。另外, 对于燃烧稳定性下降这种情况来说, 其根本原因就是在自身负荷下降之后, 在保持锅炉所具有的燃烧条件以及设备等都能够保持恒定之后其对于空气配比失调以及燃料配比失调的抵抗力就会逐渐降低, 并在其额定负荷下所存在的燃烧扰动也不会对整个燃烧过程产生影响。而当我们对其所具有负荷降低之后, 也会燃烧的稳定性会产生一定的扰动。

2.4 煤粉浓度

在锅炉煤粉气流着火以及燃烧特性方面, 煤粉浓度可以说是关键的一项因素, 当煤粉气流出现着火现象之后, 其会对使整个锅炉在燃烧的过程中都会受到影响。而随着锅炉内部煤粉浓度的变化, 也会使锅炉所具有的着火温度以及着火热量得到一定的改变:当炉膛中煤粉浓度加大时, 其中的着火温度就会突然降低, 并在达到一个最低温度点时出现了温度的提升, 即在锅炉实际燃烧的过程中, 存在一个最佳煤粉浓度, 而这个浓度值煤的类型也存在一定的联系, 如果煤所具有的挥发分含量高, 那么该煤粉的浓度值就会随之减小;而当煤粉浓度降低时, 煤粉的着火热量也会随之减小。在这种情况下, 锅炉内部所具有的煤粉气流温度就很容易在热量的引动下升至着火临界点, 并随之出现起火现象, 但是由于煤粉浓度低、且放出热量少, 就会使锅炉内部在燃烧时不能够形成连续的火焰, 所具有的温度也就很低。即当锅炉中煤粉浓度提升时, 其着火所需的热量也会随之提升, 并使其所具有的温度不断接近锅炉供给热量。

2.5 一次风速

一次风速也是对锅炉燃烧情况具有较大影响的一项因素, 如果锅炉一次风速出现变化, 就会使炉内煤粉气流的着火以及温度水平会因此发生变化, 且会使燃烧稳定性也会因此受到影响。当一次风速加大时, 就会使锅炉内部单位面积内通过的气流量增大, 煤粉的加热速度也会变快, 并在这个过程中使着火距离得到加长。而如果一次风速减小, 则可能会使燃烧器出现堵粉的情况。对此, 就需要我们能够根据锅炉实际情况调整最佳的一次风速。

2.6 二次风速

对于二次风速来说, 我们应当在煤粉起火之后将一次风中所含有的氧气在耗尽后再以分批的方式加入, 并对混入的时间进行严格的控制, 确保新加入的二次风同燃烧煤粉气流融合之后不低于着火温度, 避免出现中途熄火的情况。同时, 在煤粉气流出现着火情况之后, 往往会存在较大的粘度, 这就需要我们要保障二次风的强度, 以此来使两者混合的更加强烈、更加利于燃烧。

3 结束语

总的来说, 锅炉的稳定性将对我们电力企业工作高效、稳定的开展具有非常积极的意义, 需要我们能够对影响燃烧稳定性的因素引起充分的重视。在上文中, 我们对锅炉燃烧稳定性影响因素进行了一定的分析与探究, 而在实际工作开展的过程中, 也需要我们在对不同影响因素科学规划、合理制约的前提下保障锅炉得以更为稳定的燃烧。

参考文献

[1]曾旭华.煤质下降对锅炉安全性和燃烧稳定性的影响及改进措施[J].中国高新技术企业, 2010 (07) :84-85.

[2]蒋海明.基于锅炉内热平衡判断燃烧稳定性的方法[J].云南电力技术, 2011 (02) :40-43.

[3]任正达, 聂万胜, 陈新华.甲烷喷射温度对燃烧稳定性影响规律研究[J].火箭推进, 2013 (04) :36-40.

浅析影响柴油机燃烧的主要因素 篇9

柴油机工作时, 喷入气缸内的燃油并不是立即燃烧, 而是要经过一系列物理和化学的准备过程, 这段时间被称为滞燃期。滞燃期的长短, 不仅与燃油品质有关, 在很大程度上受气缸的热状态影响。若气缸的密封性好, 冷却水温度高, 则气缸压缩终了温度、压力高, 这就加速了燃油的吸热、雾化, 使滞燃期缩短, 柴油机发火迅速, 运转平稳。反之, 当滞燃期增长时, 大量的混合气积聚在气缸中, 一旦发火, 必然会产生爆燃, 导致机件的机械负荷增加, 缩短使用寿命, 影响柴油机的安全可靠运行。所以, 柴油机冷车起动前, 我们需要对柴油机进行暖缸, 目的是为了改善气缸的热状态, 防止爆燃。

为使气缸获得比较良好的热状态, 在管理中, 必须控制冷却水的温度不能过低。适宜的冷却水温度不仅可以改善燃烧质量, 也有利于提高燃油的热效率。同时, 我们还应从设备本身的密封性考虑, 定期检修气阀和活塞环, 使其保持良好的密封性, 确保压缩终了气缸内有足够高压力和温度。

2 每循环供气量的影响

为使每循环喷入气缸的燃油完全燃烧就必须为其供给足够的空气量。从理论计算可得, 为使1 kg燃油完全燃烧, 所需的空气量大约是14.3 kg左右。然而, 在柴油机工作中为使油料充分燃烧, 空燃比必须大于14.3, 目的是使喷入气中缸的油粒周围形成富氧, 以防止油粒因缺氧而裂解或不完全燃烧导致后燃。适宜的空燃比应该是:不使燃烧产物超过烟度极限, 实现完全燃烧。

增压柴油机由于配备了废弃涡轮增压器和增压中冷器装置, 使得每循环的供气量增加, 由于供气密度的增加, 使得压缩终了的压力和温度都得到较大提高, 气缸的热状态得到改善, 从而滞燃期缩短, 柴油机工作也因此而变得平稳。

3 十六烷值的影响

十六烷值是影响燃油燃烧性能的重要指标, 在很大程度上决定着燃油品质的好坏。十六烷值的高低决定了燃油的闪点、粘度以及蒸发性。

高十六烷值的燃油所含芳香烃的量较少, 从分子结构看, 氢碳原子比较大。在燃烧方面, 氢比炭更容易燃烧, 生成产物是水, 不会污染空气。所以高十六烷值的燃油更容易发火燃烧, 滞燃期也短, 这种燃油若在合适的喷油提前角被喷入气缸, 在氧气充足的条件下, 能够充分燃烧, 柴油机工作平稳、噪音小、热效率也高。但过高十六烷值燃油会在缺氧环境下, 引起双向燃烧并发生裂解, 使排气烟度值增大, 造成空气污染。因此, 十六烷值也并非越高越好。

4 供油正时的影响

供油正时正确与否, 直接影响柴油机整机功率的发挥和燃油的热效率。为得到最大的平均指示有效压力, 我们往往把供油正时调整在使做功爆压的峰值发生在上死点后15度左右;合适的供油提前角, 应该把上死点包含在滞燃期内, 使燃烧发生在上死点附近, 并使燃烧的峰值压力不超过气缸材料所限定的允许值。供油提前角太早或太迟, 都将使燃油的滞燃期增加。

当供油提前角过小时, 喷油过程延后因缸内温度压力已开始下降, 而使滞燃期增长, 整个燃烧过程后移, 后燃加剧, 机件的热负荷增加, 排气温度升高, 导致柴油机做功能力降低, 未燃烧的燃油对增压器、废气锅炉加热盘管及整个排气流道造成污染;同时, 由于活塞、活塞环、缸套机件过热, 会破坏气缸壁面上润滑油膜的形成, 严重者会导致柴油机发生拉缸事故。若供油提前角过大, 则缸内还没有达到较高的压缩压力和温度, 则燃油滞燃期增加, 缸内一旦发火燃烧, 会发生剧烈的爆燃, 致使机件的机械负荷增加, 降低了机件的使用寿命机器运行的可靠度降低。因此对喷油泵供油提前角的调整, 必须准确、合适。

5 换气质量的影响

柴油机每循环进入气缸内的新鲜空气越多, 废气扫除的越干净, 则燃油的燃烧就越完全。

影响换气质量的主要因素有:增压压力、排气背压、气阀定时、流道的清洁程度、扫气形式等。所以管理中, 要定期冲洗增压器、清洗进气滤网和废气锅炉, 清理烟道。保持较高的增压压力、较低的排气背压。定期检查气阀定时, 确保定时的准确性。

对于既定的柴油机, 其扫气形式是不变的。直流扫气优越与回流扫气, 为了提高换气质量, 有的扫气口还在垂直和水平方向上带有倾角, 以使气流旋转上升, 提高了换气质量。

6 燃油雾化质量的影响

衡量燃油雾化质量好坏的指标是:雾化细度和均匀度。喷入气缸内燃油的雾化细度和均匀度越高, 越有利于燃油的吸热、汽化, 为燃烧发火创造有利条件, 缩短滞燃期。影响燃油雾化质量的因素有:喷油压力、燃油品质、喷孔直径、喷射背压。当喷射压力过高或过低时, 都将破坏油束与燃烧室的配合形状;喷孔直径变大, 会导致雾化不良;喷射被压升高, 油粒与空气的摩擦增加, 有利于雾化;综上因素在管理中, 要定期检查喷油器的起阀压力和雾化质量, 检查气阀和活塞环的密封性, 检查增压器的工作性能, 确保排气流道畅通, 使燃油良好雾化, 燃烧平稳、完全。经验表明:当针阀偶件喷孔直径增大10%或升程变化20%以上时, 必须及时换新。

7 转速的影响

提高柴油机转速, 可提高压缩终了气缸内的压力和温度, 减少气缸漏气和散热损失, 增强缸内气流扰动, 对雾化吸热有利, 滞燃期缩短, 燃烧充分。但转速升高, 会使滞燃角变大, 供油角延长, 导致后燃。因此, 高速柴油机对使用的燃油品质要求较高。

8 压缩比的影响

压缩比增加, 气缸中压缩终了的压力和温度升高, 滞燃期缩短, 有利于燃烧。但压缩比的增大会增加设备机械负荷, 摩擦功耗增加, 同时泄露加剧。合理的压缩比是:采用能满足起动和现有燃料相一致的最低压缩比。

9 结论

这种方法就是将燃油喷射到球形燃烧室的壁面上, 形成薄的油膜, 在强烈的涡流作用下, 形成可燃混合气。由于滞燃期内所蒸发的燃油量比普通燃烧方法要少的多, 所以不会产生爆燃。同时燃油直接喷射到壁面, 可保持较低的温度, 抑制了热裂解反应, 避免了炭烟的形成, 实现了平稳、无烟地燃烧。另外, 压缩涡流和燃烧涡流, 促进了热混合, 不会造成后燃倾向, 使燃油的热效率得到较好发挥。曼恩—M柴油机是燃烧成功的一个典范。

参考文献

燃烧影响 篇10

1 试验对象

1.1 保温材料

试验选取3种硬质聚氨酯泡沫, 分别按照GT 2406.2-2009《塑料用氧指数法测定燃烧行为第2部分:室温试验》和GB 20284-2006《建筑材料或制品的单体燃烧试验》收报告2006对试样进行了氧指数和SBI试验, 保温材料的各性能参数如表1所示。

1.2 外墙薄抹灰保温系统

建筑外墙薄抹灰保温系统是建筑外墙保温节能的主要应用方式, 试验的外墙保温系统以硬质聚氨酯泡沫为保温材料, 按照GB/T 50404-2007《硬泡聚氨酯保温防水工程技术规范》的施工要求, 用水泥砂浆将聚氨酯泡沫粘贴于试验墙体上, 并用螺钉将其固定, 表面铺设玻纤网格布并涂刷5mm厚聚合物水泥砂浆层。外墙保温系统结构形式如图1所示。

2 实体火灾试验

2.1 火灾场景

实体火灾试验以窗口火灾为基础, 主要模拟房间发生火灾, 当火灾发展到一定程度, 在高温火焰的作用下, 门窗玻璃破碎脱落, 房间内热烟气或火焰通过建筑外墙的窗户向外喷射, 对外墙保温系统产生热作用, 促使保温材料在高温下分解燃烧, 同时火焰顺着墙体竖向蔓延, 并对相邻楼层造成火灾隐患, 如图2所示。试验主要测试房间火灾发生轰燃后, 不同构造方式的外墙保温系统的燃烧情况及差异, 保温材料是否被引燃, 火灾能否造成火焰沿着外墙向上传播, 能否造成相邻楼层的房间着火, 能否在火灾条件下产生大面积的垮塌, 对火灾扑救人员构成威胁。

2.2 试验设施

以11层楼的实体建筑为试验场所, 燃烧室设定于2楼房间, 在建筑第2、3、4层外墙上按照实际施工工艺安装保温系统。3、4楼相邻楼层房间作为观察室, 房间外建造一堵附墙, 构成阴角结构。燃烧室开口尺寸为2 000mm×2 000 mm, 内部尺寸为2 300 mm×2 000 mm×1 050mm, 附墙宽度1 500mm。观察房间内部尺寸为3 600mm×3 500mm×5 000mm, 观察房间窗户开口尺寸2 200mm×1 500mm。以木垛作为火源, 木材共280kg。在3、4楼观察房间内模拟办公室场景, 布置了书桌、沙发、坐凳等, 书桌上摆放了书、报纸等可燃物, 窗户由3扇玻璃构成, 试验时开启1扇玻璃, 窗户上挂有窗帘。

试验过程中主要观察记录以下现象:火焰传播的速度和高度;试验后保温材料炭化或损毁的范围;对相邻楼层的影响。

试验过程中以热电偶测试以下不同位置的温度数据, 热电偶的布置示意图如图3所示。在主墙上3楼和4楼窗户下方100mm处的内部热电偶位于保温层的中心处;3楼和4楼观察房间窗口周围的温度;3楼和4楼观察房间内顶棚的温度;距离燃烧室开口上方2.5、5m处保温系统表面温度。

2.3 实体火灾试验数据及记录

2.3.1 试验过程中的现象

试验过程中主要记录火焰传播到不同高度的时间、最大火焰高度、观察室的破坏情况等。三组样品在试验过程中均未出现相邻楼层房间内可燃物被引燃的情况, 样品2外墙表面最大火焰高度最小, 约为4.0m, 样品1火焰高度约4.5m, 样品3火焰高度超过5.0m。

2.3.2 试验中不同位置的温度

试验过程中主要记录了以下不同位置的温度, 以每组试验中的最高温度作为比较。

(1) 燃烧室上方2.5、5.0m墙体表面温度, 如图4、图5所示。

(2) 3楼、4楼窗口下方100mm处保温层内部热电偶温度, 如图6、图7所示。

(3) 3楼、4楼观察房间窗口周围热电偶温度, 如图8、图9所示。

(4) 观察房间内顶棚温度, 如图10、图11所示。

2.3.3 外墙保温系统表面损毁情况

试验后, 拆除保温系统外部抹面砂浆覆盖层, 燃烧室上方的聚氨酯泡沫均出现了部分烧损、脱落、局部炭化后的泡沫垮塌露出墙体的现象;泡沫炭化深度随着墙面高度逐渐递减, 如图12所示。从图12可以看出, 样品1炭化高度约3.0m, 样品2炭化高度约2.5m, 样品3炭化高度约4.0m, 炭化高度:样品2<样品1<样品3。在试验主墙和副墙上, 保温泡沫在厚度方向完全炭化损毁的面积, 样品1约2.5m2, 样品2约2.0m2, 样品3约4.0m2, 炭化范围:样品2<样品1<样品3。

3组实体火灾试验中, 3楼观察房间窗户玻璃部分炸裂, 窗框部分燃烧垮塌, 窗帘在火焰作用下收缩变形, 试验过程中没有引燃3楼室内可燃物;样品1和样品3在试验过程中, 4楼观察房间的玻璃及窗框部分损毁, 样品2的4楼玻璃、窗框及窗帘保持良好。

3 试验结果及分析

硬质聚氨酯外墙保温系统由于表面是一层抹灰砂浆, 在火灾条件下对火焰具有一定的抵制作用, 但是随着火灾规模的增大, 聚氨酯泡沫在火焰的热作用下会分解出可燃气体, 可燃气体被点燃, 产生的火焰又反作用于保温系统。由于聚氨酯是热固性材料, 在火焰作用下首先炭化并在表面形成炭化层, 炭化层具有一定阻燃作用, 但随着火焰的增大, 炭化层会逐渐开裂, 暴露出底层的聚氨酯泡沫, 因此在燃烧室上方火焰直接作用的区域, 聚氨酯保温层在试验过程中燃烧炭化损毁较大, 部分炭化层脱落暴露出基层墙体。聚氨酯炭化层随着墙体高度增加, 炭化深度逐渐减小。由于选取的保温材料燃烧性能不同, 在实体火灾中所表现出的火焰传播、对相邻楼层的影响以及最终的燃烧损毁程度也不相同。

试验所选取的聚氨酯泡沫, 样品1的燃烧性能等级为C级, 样品2为B级, 样品3为D级, 燃烧性能等级为:样品2<样品1<样品3。对比保温系统样品1和样品2, 聚氨酯泡沫为B级的保温系统样品2, 在实体火灾中防火性能明显好于样品1。

对比保温系统样品1和样品3, 由于样品3在试验过程中火焰蔓延高度高于5.0m, 样品1约4.5m, 所以外墙保温系统表面2.5、5.0m处, 样品1的温度小于样品3。但是从相邻楼层窗口周围的温度和顶棚温度可以看出, 样品1的温度大于样品3, 这是由于样品1保温材料厚度为100mm, 样品3厚度为50mm, 在试验过程中, 保温泡沫受热分解的总量样品1可能大于样品3。但是对比样品2和样品3的相邻楼层观察房间内顶棚温度, 样品2的顶棚温度小于样品3。相邻楼层观察房间内顶棚温度也反映了保温材料燃烧过程中释放的热量, 一般认为房间顶棚温度高于200℃, 就容易造成房间内可燃物的燃烧。试验中3组样品均未超过200℃。

样品3由于聚氨酯泡沫燃烧性能为D级, 且泡沫厚度只有50mm, 所以在试验过程中燃烧损毁的面积最大, 3楼窗口下方的聚氨酯泡沫基本完全燃烧, 因此泡沫内部温度明显大于其他两个样品, 而样品1和样品2的聚氨酯泡沫只是表面炭化, 泡沫内部温度很低。

参考文献

[1]GB/T 50404-2007, 硬泡聚氨酯保温防水工程技术规范[S].

[2]GB/T 2406.2-2009, 塑料用氧指数法测定燃烧行为第2部分:室温试验[S].