微燃烧器

微燃烧器（共4篇）

微燃烧器 篇1

0 引言

随着各种微型化机械装置系统的出现, 研制作为其能量供给的微能源系统 (Power MEMS System) 受到了世界各国的普遍重视。1997年美国麻省理工学院 (MIT) 首次提出了研制硅基微燃烧/透平发动机的设想, 并随后开发出一种能量密度远高于锂电池数十倍, 亚立方厘米体积的微燃烧/透平发动机[1]。与现存的其它微型能源相比, 该发动机具有能量密度高、供电时间长、体积小、无污染等优点, 因而具有较广阔的应用空间[1]。其相关技术的研究受到了各国专家的普遍关注。

研制微燃烧/透平发动机首先需要充分掌握微尺度燃烧机理, 研制微燃烧器。有关研究表明[1], 当常规尺度的燃烧器缩小为数十立方厘米甚至数立方厘米时, 火焰燃烧的完全程度、火焰的稳定性均表现出与常规尺度不同的燃烧特性。

目前研究微燃烧器燃烧特性的方法大都采用数值计算的方法[1,4], 主要原因有两点:1) 微燃烧器尺寸过小, 相关参数、实验数据的测量非常困难;2) 当前使用的实验设备不能较好地胜任微尺度下相关数据的测量。

从查阅的相关文献来看[1,2,4,5,6,7,8], 以MIT研制的硅基六晶片微燃烧器为研究对象, 研究其燃烧特性的现在只有美国和新加坡的两所大学, 并且只有新加坡的大学进行了三维微尺度燃烧特性的研究。

这些微燃烧器设计上的重要特性和影响参数还未能充分掌握, 在开发具有燃烧效率、操作弹性、稳定性等综合良好特性的微小燃烧器方面, 还有许多尚未突破的关键问题, 并且由于微尺度燃烧器尚处于探索阶段, 再加上具有浓厚的军事背景, 相关的数据报道较少[3], 因而对其燃烧性能的研究具有非常重要的意义。

1 微燃烧器二维模型的建立

根据相关数据资料, 我们以流体动力学仿真软件FLUENT的前置模块Gambit为平台, 采用线框建模法, 构建了微燃烧器的二维模型 (由于着重究燃烧器内部的燃烧性能, 因而这里不考虑氢气/空气的预混情况) 如图1所示。

2 微燃烧器燃烧计算过程

当燃烧器的尺度缩小至数十立方厘米甚至数立方厘米时, 其内部混合物的流动状况基本上处于层流状态, 此时燃烧器的稳定性、燃烧效率以及热损失等方面均表现出不同于常规尺度的特殊现象[1]。本文在研究微燃烧器燃烧特性时, 主要考虑了以下主要因素:

2.1 网格划分

为了得到精确的计算结果, 需要根据混合气体的实际流动、燃烧状况, 对整个计算区域进行网格划分。整个计算区域由两大部分组成:混合气体流动、燃烧区域 (如图2 (a) ) ;燃烧器和流体的热交换区域 (即燃烧器的内外墙壁, 如图2 (b) ) 。基于Gambit平台, 我们选择合理的网格格式完成了整个区域的网格划分, 共生成单元76 397个, 如图2 (c) 所示。产生的网格被成功地导入到FLUENT中, 因而可被用来后续的模拟计算。

2.2 计算模型

氢气/空气混合物经过流动混合后, 在燃烧室内总共进行了19步可逆的基元化学反应。此时燃烧器和周围环境及介质之间存在着一定程度的热交换, 对燃烧器的燃烧效率、内部火焰的稳定性影响较大。主要涉及的热交换有:燃烧器外墙壁与周围环境之间的传导、对流和辐射;燃烧器内墙壁与混合气体之间的热传递等。描述上述物理过程的数学方程有:质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程和组分质量守恒方程, 其通用形式为[9]

将式 (1) 展开得:

式中:ф为变通量, 可以代表μ、ν、ω、Τ等求解变量;Γ为广义扩散系数;S为广义源项。式 (1) 中各项依次为瞬态项、对流项、扩散项和源项。同时, 对于特定的方程, ф、Γ和S分别具有相应的特定形式。

由于微尺度下的热传递状况不同于常规尺度下的热传递状况, 所以在进行微燃烧器燃烧特性数值计算时, 我们着重考虑了以下方程[10]:

1) 单位体积的热传导方程:

式中:k为燃烧器墙壁材料 (这里指单晶硅) 的热传导系数;q觶v为传入燃烧器墙壁中的热量;c为硅的比热容。

2) 对流传热方程:

式中:h为硅的传热系数;Ts为燃烧器墙壁的温度;T∞为混合流体 (这里是指氢气/空气) 的温度。

3) 辐射传热方程:

式中:ε为辐射常数, 0≤ε≤1;T∞为燃烧器外围空间的温度;σ为Stefan-Boltzma常数, 其值等于5.67×10-8W/ (m2·K4) 。

因此在整个计算过程中, 可以将微燃烧器看成是一个由传导-对流-辐射组成的热传递系统进行处理。

2.3 气相反应机理

当氢气/空气混合气体在燃烧器内部混合、流动、燃烧时, 必须考虑其详细的气相化学反应机理, 如表1所示[1,4,10]。该机理总共进行了19步可逆的基元化学反应, 涉及的组分包括:H2、O2、H、HO2、OH、O、H2O、H2O2和M。

与文献[4]不同的地方是, 我们考虑混合气体化学反应机理时, 没有借助其它额外程序, 而是根据混合物的实际化学反应情况, 利用流体动力学软件FLUENT自带的CHEMKIN程序, 自己编写CHEMKIN MECHANISM文件, 然后导入FLUENT中进行计算的。

表1中:A是化学反应的温度指数;B是反应的频率;E是反应的活化能。

3 计算结果与讨论

3.1 初始条件的设置

依照文献[1]、[4], 本文设置了如下的初始条件:

1) 氢气/空气的当量比为0.5;2) 氢气/空气的流量为0.2 g/s;3) 燃烧器墙壁的材料为硅, 热辐射系数为0.85, 导热系数为149 W/ (m·K) ;外墙壁热传递系数分别取为50 W/ (m2·K) 、150 W/ (m2·K) 、250 W/ (m2·K) ;4) 燃烧器外围空间的温度为300 K;气体进入燃烧器时的温度也为300 K。

3.2 结果分析

1) 从图3可以清楚地看出:混合气体在进入燃烧室后, 其流动速度明显减慢。这是因为, 当混合气体邻近燃烧室时, 燃烧室入口处的火焰稳定器开始对其点火燃烧, 混合气体在燃烧室内进行了多步骤的可逆基元化学反应, 产生了许多中间产物, 在微小尺度的燃烧区域中, 这些产物的分子扩散到壁面的距离被缩短, 造成单位时间内的分子与壁面的碰撞频率增加, 因而延缓了混合气体的流动速度。

2) 从图4、图5可以看出, 随着燃烧器外墙壁热传递系数的增大, 整个燃烧器的燃烧效率、出口温度以及外墙壁的温度均出现了降低或下降的趋势, 与文献[4]显示的情形一样 (如表2所示) , 文献[1]没有给出相应的温度场分布图。分析上图, 其主要原因是, 微尺度燃烧器的表面积体积比 (A/V) 较常规尺度燃烧器大很多[1], 当燃烧器的热传递系数增大时, 其相应的表面散热量也变大, 这样燃烧器的热效率降低了。此外, 随着燃烧器与外界的热交换加大, 整个燃烧器的温度将下降, 因而延缓了混合燃料的化学反应速度, 增加了其反应需要的时间, 所以, 当外墙壁热传递系数增大, 燃烧器燃烧效率下降是必然的趋势。

3) 图6的温度场分布状况与文献[4]给出的结果较为相似 (如图7所示) , 都在燃烧器外墙壁热传递系数为50 W/ (m2·K) 时, 其微细通道内发生了回燃。同时, 图6显示的排出气体温度值、燃烧器外墙壁的温度值与表2给出的数据基本接近, 因而可以认为, 本文采用的方法是正确的, 所计算的结果是可信的。至于本文给出的其余计算结果, 文献[4]没有相应的温度场分布图。

比较图6、图7可以看出, 这两个温度场分布图存在一定的差别, 我们认为, 这主要是由于在燃烧器几何建模时, 缺少细微的结构参数造成的 (如压缩机叶片和涡轮转子的相应几何参数) , 这些参数对混合气体的流动状况影响较大, 进而影响了混合气体在燃烧室中的燃烧效率[4]。对于图6发生的回燃现象, 我们认为其主要原因是:当燃烧器外墙壁的热传递系数降低到一定数值时, 整个燃烧器与外界的热交换将大大减少, 导致燃烧器的墙壁温度较高, 这样来流的氢气/空气混合物就可能被急剧加热, 超过其着火点温度 (858 K[4]) , 在微细通道内发生了燃烧。此外, 我们还可以看到, 混合气体发生回燃时, 微细通道墙壁的温度达到甚至超过了1200 K, 这对整个燃烧器的结构危害极大, 因为当硅材料承受到的温度超过900 K时, 其屈服强度将大大降低, 发生软化, 出现蠕变失效[1,2,4,5,6,7], 因此这种现象应该避免。

5 结论

本文以美国麻省理工学院研制的硅基六晶片微燃烧器为研究对象, 在考虑氢气/空气的流体动力学特性、传热学特性以及其详细化学反应机理的基础上, 采用二维CFD数值模拟的方法, 研究其外墙壁热损失状况对微燃烧器燃烧特性的影响程度, 结果表明:

1) 利用二维CFD数值计算的方法研究微尺度燃烧器的燃烧特性, 得到的计算结果非常直观, 与国外相关结果较为吻合。

2) 适当减少燃烧器与外界的热交换状况有利于提高燃烧器的燃烧效率, 但燃烧器的热传递系数过小, 其内部容易发生回燃现象, 对整个燃烧器的结构危害极大, 所以选择合理的壁墙热传递系数, 对优化微燃烧器的燃烧特性非常重要。

3) 在目前测量设备、实验手段十分有限的情况下, 采用数值计算的方法研究微尺度燃烧特性, 能够获得实验设备无法得到的数据资料, 这一方面对我们了解微尺度燃烧器的燃烧特性、稳燃机理、燃烧效率提供了帮助, 另一方面可以交互地对整个燃烧器的运行参数进行调整和优化, 提高了工作效率, 降低了开发成本。

摘要：以美国麻省理工学院 (MIT) 研制的硅基六晶片微燃烧器为研究对象, 研究其外墙壁热损失状况对该燃烧器燃烧特性的影响程度。采用考虑了基元反应动力学机理燃烧程序的二维CFD数值分析方法, 研究在微燃烧器入口处氢气/空气当量比、流量不变的情况下, 其外墙壁热损失状况对燃烧器燃烧特性的影响程度。整个计算过程包括混合气体的流动路径、燃烧器的内部区域以及其墙壁面;同时在计算过程中也考虑了混合气体的流体动力学特性、传热学特性和详细的基元反应机理。计算结果表明, 燃烧器外墙壁的热传递状况不但影响燃烧器的燃烧性能, 还对整个燃烧器的结构寿命影响较大。随着外墙壁热传递状况的改善, 如从150 W/ (m2·K) 增大到250 W/ (m2·K) , 燃烧器排出气体的温度、燃烧性能均出现降低或下降的趋势, 但外墙壁的热传递系数过小, 如50 W/ (m2·K) 时, 燃烧器的微细通道内将发生回燃。结果表明, 利用二维CFD数值模拟的方法研究微尺度燃烧器燃烧特性可行, 与国外实际测量结果较为相近, 为今后微型燃气轮机燃烧器的研制及改进提供了一定的参考依据。

关键词：热损失,微燃烧器外墙壁,燃烧特性,计算流体动力学 (CFD)

参考文献

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[3]JIN S H, MENG W, Kurichi K.Numerical simulation of the combustion of hydrogen-air mixture in micro-scaled chambers Part II CFD analysis for a micro-combustor[J].Chemical Engineering Science, 2005, 60 (13) :3507-3515.

[4]SPADACCINI C M.Combustion systems for power-MEMS applications[D].Massachusetts, US:Massachusetts Institute of Technology, 2004.

[5]PHILIPPON B.Design of a film cooled MEMS micro turbine[D].Massachusetts, US:Massachusetts Institute of Technology, 2001.

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[8]王福军.计算流体动力学分析-CFD软件原理与应用[M].北京:清华大学出版社, 2004.

[9]CHEN Kuoshen.Materials characterization and structural design of ceramic micro turbomachinery[D].Massachusetts, US:Massachusetts Institute of Technology, 1999.

[10]TIEN J H, STALKER R J.Release of Chemical Energy by Combustion in a Supersonic mixing layer of hydrogen and air[J].Combustion and Flame, 130 (2002) :329-348.

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微燃烧器 篇2

1 改造原理和设计原则及具体方案

1.1 微油点火及稳燃燃烧工作原理

微油点火及稳燃燃烧工作原理是:先利用压缩空气的高速射流将燃料油直接击碎,雾化成超细油滴进行燃烧,可将柴油雾化液雾颗粒度达到SMD≤30μm,且液雾尺寸分布均匀,使燃油在极短的时间内蒸发气化。然后油枪在正常燃烧过程中直接燃烧油气,从而大大提高燃烧效率及火焰温度,火焰中心温度高达1 500～2 000℃,可作为高温火核在煤粉燃烧器内进行直接点燃煤粉燃烧,从而实现电站锅炉启动、停止以及低负荷稳燃[1]。

1.2 改造的设计原则

本次改造设计包括4部分内容,即微油燃烧器的设计、自控系统与锅炉炉膛安全监控系统(FSSS)、分散控制系统(DCS)接口设计、微油点火装置辅助系统的设计及运行方式说明。由于江苏国信扬州发电有限公司使用的是低NOX排放的LNASB型燃烧器,因此,在满足点火及稳燃的前提下,从设计的角度坚持各项改造内容对燃烧器的性能和锅炉的性能影响最小的原则。同时在满足点火的前提下,各部分系统的设计最大限度地利用原机组的现有资源,一方面减少工程投资,另一方面使系统简化,减少未来的运行、检修维护量。

1.3 改造的具体方案

将原有最下层标高处后墙5支燃烧器的启动油枪去掉,用气化小油枪代替,布置在中心风管内,并从原来燃烧器一次粉管垂直段向气化小油枪燃烧器引来煤粉,同时布置百叶窗分离和执行机构,这些装置供气化小油枪点火时用,正常投运燃烧器后可以关闭。

从二次风箱向气化小油枪燃烧器引入冷却风,以降低点火时气化小油枪燃烧器的壁温,并提供喷口的冷却内膜风,点火结束后,该装置可以关闭。在气化小油枪燃烧器中布置煤粉浓缩装置和分级燃烧筒,实现煤粉的浓缩分级燃烧,不影响原来燃烧器的性能,改造如图1所示。

2 改造的现场实施与调试优化

2.1 改造现场实施过程

(1)2008年3月,由承包商根据电厂原始资料和运行数据,进行燃烧器及现场设计并制造。

(2)2008年4月,微油系统油管路安装完毕,于4月23日进行微油油管路水压试验,试验压力为2.5 MPa,经查漏处理后,600 s内管道压力下降小于0.1 MPa/min,试验合格。

(3)2008年4月,燃烧器及设备到货,并于4月26日安装、调试结束。其中包括燃烧器本体、油系统、压缩空气系统、助燃风系统、一次风加热系统及热控系统的安装,进行了设备单体调试、油管路水压试验及吹扫、助燃风标定、逻辑联锁保护静态试验。

(4)2008年4月27,28日分别进行了微油试点火工作,根据试点火情况对微油燃烧设备进行了部分改进,同时确定了正式点火启动时的相关参数。

(5)2008年5月1日03:10时开始正式进行4号炉冷炉微油点火启动,至5月2日06:30时机组负荷240 MW撤出微油枪运行,整个启动期间气化微油点火系统较好的完成了机组冷炉启动、升负荷等各阶段任务。整个启动过程微油枪共运行27.3 h。

2.2 改造现场调试优化[2]

(1)2008年4月27,28日分别进行了微油试点火工作,在第一次试点火过程中,微油燃烧器着火不是太好。经共同分析确认主要原因在于一次风套筒上的开孔(100×100两侧各一个),使得在内二次风和一次风气流间存在一股较强的夹层风,夹层风为直流且通流面积大,延迟了二次风气流与一次风气流的混合,造成燃烧器出口气流的旋转、卷吸和回流作用非常小,无法有效引燃一次风气流外层的煤粉。鉴于以上分析,采取封堵原燃烧器一次风套筒上的开孔,以消除夹层风的影响,同时增加二次风旋流强度,在第二次试点火时,燃烧效果明显好转。

(2)在第二次试点火的基础上,4号炉于5月1日正式开始冷炉启动,在启动过程中观察发现:当加大二次风后不太能有效地加强燃烧,炉膛出口烟温反而会下降,而增加一次风流量后却能有效地提高炉膛出口烟温。在微油点火投粉初期,在提高煤量的过程中,应适当提高一次风量以补充氧量的需要,同时应适当提高B层二次风量(开度约15%),并保持二次风总风量在900 t/h,以取得较好的引燃效果。

2.3 改造现场调试后性能分析

2.3.1 启动过程中升温、升压速率

2008年5月1日4号机组C修后进行冷态启动,调节油压1.0 MPa,助燃风风压1.1 kPa,压缩空气压力0.15 MPa,二次风量60 t/h。在确认微油枪点火正常后启动B磨煤机,启动时初始给煤量为8 t/h,一次风量为53 t/h,煤粉点燃后,根据就地着火情况及锅炉升温、升压速率逐步增加B磨给煤量,同时根据煤粉着火情况调节一、二次风量。启动初期控制贮水箱温升小于1.1℃/min,但后期升温、升压速率不够,经过将B磨给煤量加到30 t/h时,升温、升压速率达到1.5℃/min,满足了锅炉冷炉启动初期的升温、升压要求。

总体而言,气化微油点火支持下的升温、升压率能满足运行规程的要求:在升压开始阶段,分离器出口温度在100℃以下时,控制升温率≤1.1℃/min;在汽轮机冲转前,分离器出口升温率≤1.5℃/min,汽水分离器和贮水箱金属内壁温升率≤5℃/min,内外壁温差≤25℃。

2.3.2 启动过程中的煤粉燃烧效率

通过跟踪取样数据,分析了利用微油点火技术启动过程中的煤粉燃烧效率。

从分析数据可以看出,4号炉冷炉点火煤粉燃烧情况较好,冷态点火初期,在B磨给煤量为24.8t/h,但是飞灰可燃物也仅14.8%,煤粉燃烧效率达87.53%;随着煤量的继续增加和炉膛热负荷的增强,煤粉燃烬情况也逐步好转,当机组负荷280 MW,B磨给煤量为44.9 t/h时,飞灰可燃物为14.18%,煤粉燃烧效率达88.14%;机组负荷620 MW,B磨给煤量为46.1 t/h时,飞灰可燃物为3.83%,煤粉燃烧效率达97.14%。

3 改造的经济效益分析

4号锅炉C修结束后,成功应用气化微油点火技术实现了冷炉启动,节省了大量的燃油,创造了良好的经济效益。

从2008年5月1日03:10时4号炉气化微油点火技术正式点火启动,至5月2日06:30时机组负荷升至240 MW撤出所有油枪,整个启动过程气化微油点火系统累计投运27.3 h,用去燃油9.89 t,整个启动过程共用燃油35.24 t(其中大油枪用油为25.35 t)。

按照正常启动使用大油枪进行经济效益对比,结果见表1。

注:关于费用计算,微油启动期间多用煤量478.66 t;油价按7 800元/t计;煤价按900元/t计。

从表1可见,4号炉C修冷态启动中微油点火系统共运行27.3 h,节约燃油223.59-25.35-9.89=188.35(t),微油节油率188.35/(223.59-25.35)=95.01%,整体节油率达188.35/223.59=84.24%,共计节省燃料费用96.12万元,取得了显著的经济效益[3]。

4 改造的评价

4.1 燃烧器微油点火改造要注意的主要问题

(1)气化微油系统的油管路一定要使用不锈钢管,同时由于气化微油枪油路通道孔径很小,原燃油系统中的大颗粒杂质有可能堵塞油枪,故在气化微油燃油系统进油管上需安装燃油过滤器。

(2)气化微油点火改造热工逻辑中,一定要增加“微油模式”手动按钮,用于锅炉启停或运行中选择是否采用微油逻辑还是常规逻辑来对锅炉进行安全保护。

4.2 燃烧器微油点火改造效果

(1)利用气化微油点火技术冷炉启动,锅炉的升温、升压速率能满足锅炉启动时升温升压曲线要求,锅炉的升温、升压能控制在正常范围内。

(2)气化微油燃烧器点火投煤后,煤粉能顺利点燃,火焰明亮。随着给煤量的增加,燃烧器喷口火焰温度始终保持在1 000℃以上,燃烧稳定,燃烧器长期运行壁温正常、不结焦。同时撤出微油枪时微油燃烧器作为主燃烧器运行时,锅炉监视参数正常,且能满足锅炉带满负荷的要求。

(3)冷炉启动过程中初期煤粉燃烬率较好,飞灰可燃物为14.8%,煤粉燃烧效率为87.53%,整个过程中不会发生尾部烟道二次燃烧等异常情况。

(4)燃烧器微油点火改造后,整个冷态启动过程用油35.24 t,节约燃油188.35 t,微油节油率达95%,整体节油率达84%,节油效果明显,约两次冷态启动即可收回全部投资,能取得显著的经济效益,可为企业节能减排作出突出贡献。

参考文献

[1]范从振.锅炉原理[M].北京:水利电力出版社,1986.

[2]岑可法.锅炉燃烧试验研究方法及测量技术[M].北京:水利电力出版社,1987.

微燃烧器 篇3

柴油机燃用甲醇的方法主要有双喷射法、乳化法等。文献[1-2]中采用进气管双喷射法试验研究了甲醇与柴油组合燃烧对排放的影响, 证明甲醇代替部分柴油能降低柴油机排放。文献[3]采用甲醇、柴油乳化法在柴油机上进行试验, 动力性无明显差异, 经济性升高, 排放降低。双喷射法需要更改柴油机进气道, 设计复杂且成本高。采用乳化燃料时柴油机不需改动即可燃用部分甲醇, 但柴油/甲醇混合燃料很容易分层, 储存和燃烧稳定性差。

乳化燃料存在分层的难题, 限制了甲醇柴油的推广使用。而微乳化溶液是热力学稳定体系, 只要体系的化学和物理状态不变, 则其始终是稳定的。文献[4]根据微乳化理论, 制备成功稳定且不分层的微乳化甲醇柴油。本文将微乳化甲醇柴油作为燃料, 在柴油机上进行了燃烧特性试验, 研究了燃烧噪声的变化规律。

内燃机噪声一般分为燃烧噪声、机械噪声和气体动力性噪声, 燃烧噪声是其中的主要部分。由燃烧所引起的气体动力载荷和高频燃烧压力振荡等, 都是直接影响内燃机燃烧噪声的重要因素。评价燃烧噪声的大小通常从气缸压力的时域或频域特性进行分析。时域特性以气缸压力时域曲线为基础, 包括最高气缸压力及其相位、最大气缸压力升高率及其相位、最大气缸压力升高加速度及其相位。频域特性是将各频率下气缸压力的幅值, 通过快速傅里叶变换得到气缸压力的压力级频谱曲线。频谱曲线包含了频率结构和每种频率成分上压力幅值, 通过这些信息, 可以对气体压力所激发的燃烧噪声有更深入的认识, 从而可以从燃烧方式及传递途径上设法对燃烧噪声进行控制[5,6,7,8,9]。

1 试验燃料

试验用微乳化甲醇柴油 (简称甲醇柴油) 由柴油、甲醇、油酸、异丁醇、乙酸乙酯、大豆油组成。把以上各物质按照特定比例混合, 搅拌1~2min, 混合均匀即可得到澄清透明的甲醇柴油。此甲醇柴油保存一年依然澄清透明 (环境温度-5~35℃, 湿度30%~80%) 。为了试验不同比例甲醇柴油对柴油机燃烧噪声的影响, 配制了甲醇质量分数分别为10% (M10) 、13% (M13) 、17% (M17) 的甲醇柴油。试验用甲醇柴油各组分如表1所示。

2 试验装置和方法

2.1 柴油机主要技术参数

试验用4B26柴油机由常柴股份公司生产, 具体技术参数如表2所示。试验时柴油机未做任何改动, 静态供油提前角为12°CA。

2.2 试验方法

试验中采用的燃烧分析仪为奥地利AVL公司生产的Indimodul Xtension燃烧分析仪。

试验测试了不同燃料在不同工况时气缸压力随曲轴转角的变化情况。试验采样间隔为0.1°CA, 根据测量得到的气缸压力时域信息, 进行快速傅里叶变换得到频域信息, 然后以2×10-5Pa为基准压力计算出燃烧噪声1/3倍频程压力级频谱曲线, 再采用A计权网络计算A声级[5,6]。

3 试验结果与分析

3.1 标定工况的燃烧噪声

图1和图2分别为标定工况下柴油机燃用M0、M10、M13、M17时的气缸压力、压力升高率、压力升高加速度和气缸压力级的1/3倍频程频谱曲线。通常气缸压力频谱曲线按照频率分为低频段 (800Hz以下) 、中频段 (1000~3000Hz) 和高频段 (3000Hz以上) [5]。

低频段的燃烧噪声由气缸压力最大值及压力曲线形状决定。由图1可知, 标定工况下M0、M10、M13、M17的气缸压力峰值随着甲醇含量的增加依次降低, 但是相差很小;气缸压力曲线形状基本相同。这两个因素导致M0、M10、M13、M17频谱曲线的低频段基本相同。

中频段的燃烧噪声主要由气缸压力升高率决定。由图1可知, 标定工况下M10、M13、M17的气缸压力升高率峰值比M0分别高15%、23%、48%;峰值相位比M0分别滞后1°CA、1°CA、2°CA, 更接近上止点。这是因为首先甲醇汽化潜热大, 使气缸温度降低, 引起滞燃期延长, 使得滞燃期内喷入缸内的燃油增加, 一旦达到着火温度, 更多的燃油同时燃烧使压力升高率增大;其次甲醇、异丁醇的沸点比柴油低很多, 受热后其先于柴油气化, 甲醇、异丁醇的气化使油滴突然爆裂, 产生“微爆”现象, 形成二次雾化, “微爆”形成更多的均质混合气, 使更多燃油同时燃烧。甲醇柴油压力升高率的提高引起其频谱曲线中频段气缸压力级比M0的高。

高频段的燃烧噪声主要由气缸压力升高加速度和压力高频振荡决定。由图1可知, 标定工况下M10、M13、M17的气缸压力升高加速度峰值比M0分别高55%、85%、168%;峰值相位比M0分别滞后1°CA、1°CA、2°CA, 比M0更接近上止点。甲醇的火焰传播速度比柴油高很多, 导致甲醇柴油的压力升高加速度比M0高。火焰在气缸内传播的同时, 也传播冲击性的压力波, 冲击波在燃烧室内多次来回反射形成高频振荡, 由此产生高频噪声, 而压力升高加速度影响压力波, 进而影响高频振荡[9]。甲醇柴油的压力升高加速度的增大, 引起频谱曲线高频段气缸压力级比M0高 (图2) 。

3.2 最大扭矩工况的燃烧噪声

图3和图4分别为最大扭矩工况下柴油机燃用M0、M10、M13、M17时的气缸压力、压力升高率、压力升高加速度和气缸压力级的1/3倍频程频谱曲线。由图3和图4可知, 最大扭矩工况下柴油机燃用甲醇柴油与燃用纯柴油的差别与标定工况基本一致, 只是最大扭矩工况时甲醇柴油的压力升高率、压力升高加速度比标定工况有一定幅度的提高。产生此现象是因为最大扭矩工况转速降低, 油气混合的绝对时间延长, 甲醇、异丁醇有充足的时间吸热气化, “微爆”引起的二次雾化更强烈, 导致油气混合更均匀, 形成火核更多, 着火区域更广, 燃料燃烧速度更高。压力升高率的升高导致频谱曲线中频段的幅值有一定程度的升高。压力升高加速度虽然也升高, 但是由于转速较低, 冲击波在燃烧室内来回反射形成的高频振荡降低, 所以频谱曲线的高频段比标定工况有一定的降低。

3.3 负荷特性的燃烧噪声

图5为3200和2200r/min负荷特性下柴油机燃用M0和甲醇柴油的气缸压力A声级。3200r/min时柴油机燃用M0的气缸压力A声级随负荷增大而升高;2200r/min柴油机燃用M0的气缸压力A声级随负荷增大而升高, 在75%负荷时达到最大值, 然后气缸压力A声级几乎不再升高。M10、M13、M17的气缸压力A声级的负荷特性变化趋势与M0基本一致。甲醇柴油的气缸压力A声级比M0略高, 且随着甲醇含量的增加而升高。产生上述现象的原因主要是燃用甲醇柴油时气缸压力升高率与气缸压力升高加速度都比M0高, 导致气缸压力A声级升高。

3.4 供油提前角对燃烧噪声的影响

供油提前角的变化对柴油机的性能有较大影响, 当4B26柴油机的供油提前角分别为12°CA (ad12) 和10°CA (ad10) 时全负荷输出扭矩如表3所示。对气缸压力A声级的影响结果如图6所示。

由图6可知, 3200r/min、供油提前角为12°CA时, M10的燃烧噪声比M0略高;而供油提前角为10°CA时, M10的燃烧噪声与M0相比有明显提高, 最大增量为1.92dB (A) 。2200r/min、供油提前角为12°CA时, M10的燃烧噪声比M0略高;而供油提前角为10°CA时, M10的燃烧噪声与M0相比有大幅提高, 最大增量为2.06dB (A) 。这些现象主要由以下原因引起:首先供油提前角为10°CA时, 压缩温度比12°CA时高较多, 缸内蓄积的热量较多, 可以瞬时使大量的甲醇、异丁醇气化, 形成较强烈的“微爆”现象, 混合气更多更均匀;其次甲醇较快的火焰传播速度使更多的燃油燃烧;最后此时活塞已经接近上止点, 火焰传播与压力传播的空间较小, 压力波的振荡更加强烈, 使压力升高率、压力升高加速度都提高较多, 因此导致甲醇柴油的压力A声级比纯柴油高较多。

4结论

(1) 甲醇柴油的燃烧噪声与纯柴油相比, 在低频段相差很小, 中频段高出较多, 高频段略高。

(2) 柴油机最大扭矩工况的压力升高加率、压力升高加速度都比标定工况高;最大扭矩工况气缸压力级的中频段幅值比标定工况的高, 高频段幅值比标定工况的低。

(3) 甲醇柴油气缸压力A声级的负荷特性变化趋势与纯柴油基本一致, 气缸压力A声级负荷特性曲线随甲醇含量增加而升高。

(4) 供油提前角为12°CA时, M10气缸压力A声级比M0略高;供油提前角为10°CA时, M10气缸压力A声级比M0高较多。

参考文献

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微燃烧器 篇4

关键词：内燃机,微动力装置,可视化试验,自由活塞,均质压缩燃烧

0概述

微机电系统的迅速发展,使得高能量密度电源装置的需求日益迫切,传统电池能量密度低且供能不连续,已成为微机电系统发展的主要障碍。研究表明,碳氢燃料能量密度高,在微尺度空间内燃烧碳氢燃料的微型动力装置只需要10%的转换效率就能产生比目前最好的电池高6倍的能量密度[1]。基于碳氢燃料燃烧的微型动力系统(Power MEMS)应运而生。

研究人员设计各种 方案对微 动力系统 进行研究,如密歇根大学开发制作的微型摆式发动机[2], 由日本东北大学与IHI公司合作 研制的世 界上最小的燃机轮机[3],加州大学伯克利分校最早提出的微型三角转子 式发动机 概念[4]等。其中自由 活塞式发动机结构简单,没有曲柄、飞轮等旋 转运动部 件,其活塞运动规律不受机 械部件的 限制,能量转换效率高,近年来备 受关注[5,6]。 自由活塞 式发动机 更适合向 微型化发 展,将均质压 缩燃烧 (homogeneous charge compression ignition,HCCI) 方式[7]与微型自由活塞式发动机相结合,不仅可以解决微燃烧室 壁面的火 焰淬熄问 题,还可以解 决HCCI燃烧的着火控制难题,对微动力机电系统装置的开发具有 重要意义[8]。对微自由 活塞发动 机的研究有:文献[9]建立了零维模型对着火燃烧过 程进行了热力计算与分析[9],但未进行详细的可视化试验研究;国内也对相关 课题进行 了研究,如文献[10],但其发动 机采用了 点燃式燃 烧方式[10]。 本文通过试验方法,利用可视 化平台,结合高速 摄像技术研究微自由活塞动力装置压缩燃烧过程,直接观察与分析燃烧状况与活塞的运动特性,揭示相关参数对微燃烧过程的影响。

1试验装置与试验条件

图1为对置式自由活塞发动机工作原理图。混合气进入气缸内,当活塞接近一侧上止点混合气温度上升到自燃点时,压缩着火实现该侧缸内燃料的燃烧,气体爆发压力推动活塞反向运动,进行膨胀做功;另一侧气缸则进行扫气和后续的压缩行程,待缸内均质气体压缩着火燃烧后将活塞推回。两侧气缸内气体燃料的交替压缩着火,使得自由活塞进行连续的往复运动,再利用直线电机产生电能,实现能量转换。关于微自由活塞发动机的研究,目前还没有成熟的基础理论可以借鉴,现有的研究尚有诸多不足之处,因此开展进一步试验研究和理论分析十分必要。本文针对微自由活塞动力装置单次冲击压缩着火燃烧过程,开展可视化试验,分别对自由活塞质量、自由活塞初速度及微燃烧室几何尺寸等参数对微动力装置压缩着火过程的具体影响进行研究。

试验装置如图2所示。整个试验装置包括:由氮气瓶与气动装置组成的驱动系统,其作用是为自由活塞提供一定的初始速度;由燃料瓶、高压氧气瓶、质量流量计及控制器预混室组成的燃气预混系统,作用为使气体燃料以一定的当量比充入微燃烧室内;高速数码相机与数据采集系统,作用为捕获压缩燃烧过程图片;由高硼硅玻璃加工而成的可视化微燃烧室,为整个试验装置的核心部件。试验过程中,通过氮气瓶调节输出压力,可以使气动装置以不同的冲击压力驱动撞针,撞针冲击自由活塞,活塞获得初速度,压缩混合气体燃料;均质气体在被压缩的过程中,随着体积不断减小,压力和内能增加,达到自燃点时气体燃料燃烧,温度与压力值急剧上升,活塞开始返回,完成气体膨胀过程,单次冲击压缩燃烧过程完成。通过高速数码相机,可以清晰地观察整个燃烧过程,拍摄速度最高可达每秒六万多张。

在试验过程中,甲烷、丙烷和二甲醚三种气体均可作为气体燃料,考虑到二甲醚气体自燃温度比较低,在较小的压缩比下便能实现压缩着火,所以试验过程中选用了二甲醚气体燃料。同时由于当量比较高时,均质气体压缩着火的瞬间压力值会急剧变化, 极易导致可视化微燃烧室破裂,所以试验过程中在保证均质气体能够燃烧的前提下,选择相对较低的当量比值0.2。本文试验条件如表1所示,微燃烧室直径为(3.00±0.002)mm,长度为20~50mm。微加工过程中活塞与微燃烧室内壁面之间必定存在间隙,间隙过大则均质气体在压缩过程中泄漏严重,很难压缩着火,影响压缩燃烧过程。为了减小间隙,提高密封性能,对活塞进行了精加工及电镀处理,使得间隙小于5μm。数码相机的拍摄速度均为每秒40 000帧,单张图片时间间隔为25μs;通过活塞的实际长度与图片中活塞的像素大小,换算出像素与实际长度之间的关系; 通过测量活塞的运动位移,得出活塞的实际位移和速度随时间的变化关系,定量分析在不同工况条件下活塞的运动特性及混合气燃烧特性。

2试验结果与分析

2.1三种典型着火燃烧型式

图3~图5为在不同 的初始条 件下(活塞质量0.83g,长度33.33mm,直径3.00mm,当量化为0.20, 初始温度约300K),微燃烧室内均质气体压缩燃烧过程的三种典型着火燃烧型式:(1)未着火型式;(2)临界着火型式;(3)完全着火燃烧型式。图中t0表示以第一幅图片为起点时间;用T表示时间变量,ms;h为自由活塞与燃烧室底的距离,mm。图3中自由活塞初速度约为18m/s,均质气体未能压缩着火,不发生燃烧现象,气体膨胀过程中由于能量的不断消耗,使得自由活塞返回末速度小于初始度。图4中自由活塞初速度约为20m/s,为混合气临界压缩着火燃烧状态,当活塞压缩到微燃烧室底部时,有微弱火焰产生, 但整个燃烧室未发生剧烈燃烧。由于混合气体已经发生化学反应,部分化学能转换为气体内能,使得自由活塞在返回过程中,动能不断增加,末速度略大于初速度。图5中自由活塞初速度约为23m/s,混合气体完全压缩着火燃烧,燃烧过程越来越剧烈。

不同于传统发动机,自由活塞发动机的活塞在运动过程不受其他机械约束,活塞的运动特性主要受均质气体压力变化影响。由图3~图5中可以看出,不同条件下,微压缩燃烧过程会有很大的变化, 其中活塞初速度决定了活塞的初动能,活塞质量决定了活塞运动时的惯性力,微燃烧室的形状对着火时刻及工作频率等产生影响。试验过程中只改变其中一个变量,其他初始条件相同,具体研究与分析每个参数产生的影响。

2.2自由活塞初速度对压缩比及燃烧过程的影响

自由活塞初速度直接影响微燃烧室内均质气体的压缩程度,从而影响压缩着火燃烧过程。为了研究活塞初速度对微压缩燃烧过程产生的影响,活塞初速度分别取13.33、15.00、20.00、21.67、25.67m/s, 活塞质量为0.83g,微燃烧室长度为33.33mm,其他参数如表1所示。

不同活塞初速度条件下压缩燃烧过程结果如图6和图7所示。图6中,当活塞初速度为13.33m/s和15.00m/s时,由于均质气体没有发生压缩燃烧, 活塞返回的最大末速度比活塞初速度小;当活塞初速度增大到20.00m/s时,活塞压缩接近微燃烧室底部时微燃烧室内均质气体发生着火燃烧,化学反应使得活塞返回末速度大于初速度;随着活塞初速度的不断提高,活塞返回末速度也不断增大。图7中给出了活塞初速度与压缩比(ε)之间的关系。随着初速度的 增大,压缩比不 断增大,当初速度 为20m/s时,压缩比增大到22.22左右,微燃烧室内开始发生压缩着火;随着压缩比的进一步增大,着火时刻也不断提 前,单次压缩 周期从5.70ms下降至2.75ms左右。这间接说明,相同条件下,活塞初速度越大压缩着火时刻越提前,越有利于均质气体压缩着火的发生。从活塞膨胀返回过程中的速度变化曲线可以看出,活塞初速度越大,膨胀返回的速度越大,单次冲程周期短,说明压缩着火过程中瞬间压力值比较大,且混合气体燃烧时间长。通过试验可知, 活塞初速度是影响活塞运动特性的重要因素,直接影响微动力装置的着火时刻与动力输出。

2.3微燃烧室尺寸对压缩比及燃烧过程的影响

在微动力装置的设计过程中,微燃烧室尺寸是重要的选型参数,对直径为3mm不同长度微燃烧室内的压缩燃烧过程进行了试验研究。设定一无量纲参数L/D,其中L为微燃烧长度,D为微燃烧室直径,L/D分别取值9.17、11.11及12.66。图8为不同L/D条件下活塞位移随时间的变化曲线,其中活塞初速度约为20m/s,活塞质量为0.83g,其他条件如表1所示。

从图8中可以得出,随着L/D值的下降,均质气体压缩程度增大,压缩比由18.00增加到23.14。 图8中三幅图片为不同条件下,自由活塞接近微燃烧室底部时 均质气体 的燃烧状 况。 当L/D值为12.66、压缩比为18时,均质气体发生化学反应,但只产生微弱火焰,没有发生燃烧;当L/D值下降到11.11,压缩比增加到19.9时,微燃烧室内混合气压缩着火燃烧;随着L/D值的近一步下降,压缩比增加到23.14,混合气燃烧更加剧烈。

图9为不同L/D值下,压缩比随活塞初速度的变化。从图9上可以看出,压缩比随着活塞初速度的增加而变大,而在相同的活塞初速度条件下,L/D值越大,压缩比越小。这说明在本文的研究范围里, L/D值越小,越有利于均质气体压缩燃烧的发生。

2.4自由活塞质量对压缩比及燃烧过程的影响

图10为不同自由活塞质量条件下,活塞位移随时间的变化规律。其中燃烧室长度约为27.33mm, 活塞初速度约为15.48m/s,活塞质量分别为0.83g、 1.11g及1.38g,其他条件如表1所示。

从图10可以得出,随着活塞质量的增加,单次压缩周期变短。图10中三幅图片为不同活塞质量条件下,活塞压缩至燃烧室底部时的燃烧工况。当活塞质量为0.83g时,压缩比为12.65,活塞运行至底部时没有发生燃烧;活塞质量为1.11g时,压缩比增加至23.56,均质气发 生压缩燃 烧,着火时刻 为2.15ms时刻;当活塞质量增加到1.38g时,压缩比增至35.49,活塞运行至底部时发剧烈燃烧,且着火时刻提前至2.1ms时刻,即在相同条件下,随着活塞质量的增加,压缩比增加,有助于均质气体压缩燃烧的发生,且单次压缩周期缩短,输出频率提高。

2.5压缩比对微燃烧过程的影响

分析不同参数对微压缩燃烧过程的影响可知, 压缩比是决定均质混合气能否压缩着火燃烧的重要参数。根据大量试验结果,得出压缩比与均质混合气压缩燃烧状态的关系,如图11所示。对比分析将压缩比值域划分为三个区域,其中压缩比小于15为压缩未燃区域;压缩比15~18为临界压缩着火区域;压缩比大于18为压缩着火区域。在微自由活塞式动力装置的设计与研究过程中,为了使均质气体能够压缩着火,各种参数的设计应使微自由活塞式动力装置压缩比大于18。

3结论

(1)均质混合气体在微尺度燃烧室里能够压缩着火燃烧,并为微自由活塞动力装置提供动力,实现基于压缩燃烧方式的动力装置微型化。

(2)在其他条件不变的工况下,微燃烧室L/D值(长度/直径)减小及自 由活塞初 速度、质量的增 加,均能使压缩比增大,单次压缩周期减小,有利于均质气体压缩燃烧的进行。