可燃性纳米材料

2024-09-05

可燃性纳米材料（精选8篇）

可燃性纳米材料篇1

0 引言

随着我国经济的快速发展,外形美观及功能齐全的建筑物(如办公楼、沿街饭馆、酒吧等)大量出现,同时为营造一种独特的氛围,此类建筑大都需要室内装修。按照我国建筑内部装修设计防火规范的规定,单层或多层民用建筑中,饭店、旅馆的客房不设中央空调系统时,顶棚的防火等级应为A级,墙面、地面、隔断的防火等级至少为B1级,固定家具、装饰织物的防火等级应为B2级;其他的饭店、旅馆的顶棚、墙面的防火等级应为B1级,地面、隔断、固定家具、装饰织物的防火等级应为B2级。其中,A级装修材料代表不燃性材料,B1代表难燃性,B2代表可燃性,B3代表易燃性[1]。说明该规定对顶棚材料的防火性能要求最高,其次是墙面,这是因为顶棚和墙面的可燃材料极容易导致火势快速蔓延,扩大火灾范围,甚至导致轰燃。实际上很多店面为降低装修成本,采用可燃甚至是易燃材料进行室内装修,导致火灾隐患长期存在, 一旦火灾发生,火势迅速发展、难以控制,造成极大的人员伤亡和财产损失[2]。对室内可燃装修材料燃烧性能研究主要有:公安部消防局总工程师杜兰萍对ISO 9705标准房间内的可燃装修材料进行了全尺寸的实验研究,报道了全表面装修、上半部装修、下半部装修三种情况对室内轰燃的影响[3,4];中国科学技术大学火灾科学国家重点实验室的张和平教授通过在房间的墙壁和顶棚铺设不同厚度的胶合板,对胶合板室内火灾行为进行了研究[5,6]。由于实验研究有其局限性,大尺度的火灾实验不容易进行,且实验周期长、所需费用高、危险性大。随着计算机技术的提升和相关软件的开发,对火灾的数值模拟逐渐发展起来,弥补了实验研究的不足,并应用于实际的工程中[7]。

本文根据可燃装修材料的燃烧图痕的现场数据,通过建立模型、网格划分和初始边界条件的设定,对火灾现场图痕的数值进行重构。通过分析可燃材料的热释放速率、燃料消耗速率,以及氧气、一氧化碳、二氧化碳浓度随时间的变化规律,给出温度场与火灾后燃烧图痕之间的关联,为室内可燃装修材料的耐高温性提供有价值的信息。

1 数值模型概述

火灾动力学模拟软件 (Fire Dynamic Simulator, FDS)程序是美国国家标准技术研究所建筑火灾研究室NIST于2000年2月份公布的一个火灾动力学场模拟软件,该软件经过不断的改进更新,目前已发展到第五个版本FDS5[8]。FDS适用于求解低速、热驱动、伴随有物质和热量输运的流场流动。流体动力学控制方程组由质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程、理想气体状态方程组成[9]。

连续性方程(质量守恒方程)

$\frac{\partial ρ}{\partial t} + \nabla \cdot ρ u = {\dot{m}}^{‴}_{b}$ (1)

动量守恒方程(牛顿第二定律)

$\frac{\partial ρ u}{\partial t} + \nabla \cdot ρ u u + \nabla p = ρ g + f_{b} + \nabla \cdot τ_{i j}$ (2)

能量守恒方程(热力学第一定律)

$\frac{\partial}{\partial t} (ρ h_{s}) + \nabla ρ h_{s} u = \frac{D ρ}{D t} + {\dot{q}}^{‴}_{b} {\dot{q}}^{‴}_{b} - \nabla \cdot {\dot{q}}^{″}_{b} + ε$ (3)

理想气体状态方程

$p = \frac{ρ R Τ}{\bar{W}}$ (4)

其中,ρ是密度,u=(u,v,w)代表三个速度分量,T代表温度,p代表压力。

FDS包含大涡模拟(Large Eddy Simulation)和直接数值模拟(Direct Numerical Simulation)两个模型。直接数值模拟直接求解Navier-Stokes来计算流体流动,所得计算结果精度高。由于实际火灾中的流动是三维非稳态、多尺度的,直接数值模拟要捕捉到最小尺度的流动就需要划分的网格足够细小,带来的计算代价是目前计算机水平所不能承受的。大涡模拟采用滤波函数将流场分为大尺度和小尺度两部分,对于大尺度(大于计算网格尺寸)的流动直接求解,而小尺度的流动假设为各向同性并通过模型求解,因此,大涡模拟可以划分相对粗糙的网格,在保证计算精度的同时极大的节省计算时间,提高计算效率。

2 火灾背景

以实际发生在合肥市某饭店的火灾为例:路人发现饭店向外冒烟即报警,合肥市消防部门接到报警调派一个中队赶赴现场,经过破拆进入饭店后未发现明火,只有淡淡烟气,过火面积50m2,烧毁顶棚、餐桌椅等物品,火灾中一人死亡。

起火的饭店由两间房(107、108)组成,中间未进行分隔,东西长13m,南北长16m,高3m。室内摆放多张竹制桌椅(如图1所示),起火原因是灶具桌子下面的电源线短路,引燃灶具周围可燃物造成的。灶具桌子附近的墙面用可燃竹席做装修材料,室内屋顶亦全部用同种可燃竹席进行装修。消防部门对火灾发生后的现象进行勘验,发现108门面的竹席顶棚全部烧毁,北部大部分竹席顶棚烧成灰烬,而南部竹席顶棚燃烧较轻,107门面顶棚及墙面竹席基本完好。

3 模型建立及网格划分

鉴于对实际火灾场景进行测量分析,对火灾前的室内场景进行复原,建立模型如图1所示。室内可燃物主要包括灶具桌子,墙壁上的可燃竹席装修材料,吊顶的竹席装修材料以及竹制桌椅。

根据现场勘验的结果,火源设置在108室西北角的灶具桌子上,火源热功率为80Kw。

合理的网格划分在提高计算效率的同时也是取得合理准确计算结果的先决条件。本文采用均匀网格划分,分别采用0.08m×0.08m×0.08m、0.1m×0.1m×0.1m、0.15m×0.15m×0.15m三种网格做独立性测试,选用0.1m×0.1m×0.1m的计算结果。

该起火灾中主要可燃物是竹席,FDS数据库中的材料FABRIC与其特性参数相接近,因此采用FABRIC代替竹席。整个计算区域初始温度取为室温,压力为一个大气压。在整个模拟计算过程中,107和108室的大门一直处于关闭状态,室内外通过楼梯上方小的通气口进行气体交换。

4 结果分析与讨论

通过合理的建模和网格划分,在保证计算结果精度的情况,本文主要对以下内容进行了分析。

4.1 热释放速率分析

热释放速率是指单位时间内燃料燃烧释放的热量,它是火灾研究中的一个重要参数,可以表征火灾的发展过程和火灾的尺度、规模[10]。本次火灾的热释放速率随时间的变化如图2所示,从中我们可以看出火灾过程可以分为A、B、C和D共4个阶段。其中A阶段为火灾发展初期,B阶段为快速增长期,C阶段为充分发展和轰然期,D阶段为火灾熄灭期。

大量的研究表明,火灾发展初期热释放速率基本满足t2规律增长。对A、B阶段数据进行拟合可以得到其热释放速率随时间变化的公式分别为:

Q1=0.0046t2 (5)

Q2=12.070t2 (6)

对照标准火灾发展曲线,可以看出A阶段为慢速增长火,这是因为刚开始火灾处于阴燃阶段,燃烧范围小,释放的热量少,此时火灾不容易被发现。B阶段是超快速发展火,火灾由刚开始的阴燃转为明火燃烧,引燃了灶具旁边的墙面装饰竹席,并通过壁面蔓延至顶棚。随着火灾的发展,在C阶段发生轰然达到热释放速率的峰值。然后由于室内的氧气被大量消耗掉,燃烧由刚开始的燃料控制型转为通风控制型[11],并逐渐熄灭。

4.2 气体组分浓度分析

据相关统计表明,在火灾中绝大部分人员死亡是由于吸入过多的烟颗粒和有毒有害气体所致。如本次火灾中,消防官兵破门进入着火店铺时,饭店内未见一丝明火,只有淡淡烟气。死者的鼻孔里有大量的炭黑物质,几乎将鼻孔堵塞。

图3、4分别给出了人员死亡的位置1m高处氧气、二氧化碳、一氧化碳浓度随时间的变化。与热释放速率和燃料燃烧速率相对应,气体组分的浓度也经历着相同的趋势。在前300s,各个组分浓度变化很小,300s到400s之间,组分浓度呈线性改变,420s左右达到峰值。在火灾的快速发展阶段,燃料和氧气同时大量消耗,而房间门处于关闭状态,火灾烟气及有毒有害气体在房间内迅速填充,外面的氧气进不来,过低的氧气浓度导致了燃烧速率由上升转为下降,燃料的不充分燃烧也增大了一氧化碳有毒气体的释放,这是导致人员死亡的主要原因。

4.3 火源处的燃烧图痕

燃烧图痕是火灾时由于烟、热和火焰的综合作用形成的剥落或烟熏痕迹。它是火灾调查人员判定起火原因、火灾蔓延方向和蔓延路径的一个重要依据。在该起火灾调查中,灶具附近的墙壁上形成了图5所示的燃烧图痕,燃烧图痕清晰可见,图痕的最低点就是火源的位置。火灾中的热烟气在浮力驱动下向上运动,碰撞墙壁后一部分热烟气粘附在墙壁表面形成燃烧图痕,燃烧图痕的形成与温度密切相关[12]。图6给出了火源附近墙壁的在300-330s的平均温度分布。墙壁上的温度图和燃烧图痕形状吻合很好,在温度等值线图中,靠近燃烧图痕中间位置处温度最高,而燃烧图痕边缘处温度最低。

5 结论

通过用火灾动力学模拟软件FDS对该起室内可燃装修材料火灾的数值模拟,本文得到以下几点结论:

(1)由于火源热功率小,开始阶段火灾处于阴燃阶段,释放热量小,视为火灾扑救的最佳时期,但火灾不易察觉。随着明火的出现,易燃的竹制装修材料快速燃烧,火灾发展迅猛,很难控制。

(2)通过对热释放速率曲线的拟合分析发现,封闭空间内火灾经历了4个阶段,其中初始和快速增长阶段的t2火源系数为0.0046和12.07,是典型的慢速增长火和超快速增长火。经过充分燃烧和轰然后,由于室内氧气有限,燃烧由燃料控制型转为通风控制型,火灾进入衰退阶段。

(3)火灾中易燃装修材料不仅加速火势的快速蔓延,还会释放大量的有毒有害气体如一氧化碳,由于通风受限的影响,燃料燃烧不完全,一氧化碳的生成量急剧上升,这是本次火灾中人员死亡的主要原因。

(4)燃烧图痕对火灾调查有着重要意义,本文模拟的灶具附近温度场等值线分布和实际该位置处的燃烧图痕吻合很好,因此,可以通过温度场的分析来帮助火灾调查人员寻找起火位置和火灾蔓延路径。

摘要：为研究室内可燃装修材料的耐高温及燃烧特性,该文用火灾动力学模拟软件Fire DynamicSimulator(FDS)对火灾实际场景的温度场进行数值模拟分析。对热释放速率曲线进行拟合分析,发现火灾发展初期是由一个慢速增长火和一个超快速增长火两个阶段组成。比较温度场的模拟结果与实际场景的燃烧图痕,得出火场温度的快速升高源于可燃材料的热释放速率和燃料消耗速率快速增加。同时分析了火场中一氧化碳、二氧化碳等有害气体的浓度与燃烧温度场的变化规律,为选择合适的室内装饰材料提供有效的数值参考。

关键词：可燃装饰材料,温度场,数值模拟

参考文献

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[3]杜兰萍,马一太,刘圣春.标准房间火灾轰燃特性的实验研究[J].热科学与技术,2006,5(1):69-74DU Lan-ping,MA Yi-tai,LIU Sheng-chun.Experimentalresearch on f ire flashover characteristics in standard room[J].Journal of Thermal Science and Technology,2006,5(1):69-74

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[12]John D.Dehaan.KIRK’S FIRE Investigation[M].北京:化学工业出版社,2006

可燃性纳米材料篇2

联合整治办：

根据东营区四部门制定的《开展公众聚集场所易燃可燃装修材料消防安全专项整治工作方案》通知要求，文体局高度重视，并专门召开了会议，制定了相应的整治方案，结合自身工作职责，扎实开展了对各类人员密集场所的消防安全整治活动，在第一阶段整治活动中文体局采取联合执法和自身部门执法的措施在全区范围内进行“地毯式”排查整治，共检查单位88个，其中网吧56家，娱乐场所25家，游艺场所5家，放映场所2家，共出动车辆20车次，执法人员100人次。通过以上工作，进一步落实了各项安全制度和措施，彻底消除火灾隐患，确保人民生命财产安全，创造了和谐稳定的消防安全环境。

东营区文化体育局二OO九年三月二十四日关于开展公众聚集场所易燃可燃装修材料消防安全专项整治活动第二阶段的工作情况

联合整治办：

根据东营区四部门制定的《开展公众聚集场所易燃可燃装修材料消防安全专项整治工作方案》通知要求，文体局在第二阶段整治活动中文体局采取联合执法和自身部门执法的措施在全区范围内进行全面排查整治，共检查单位111个，其中网吧75个，娱乐场所33个，游艺场所4个，放映场所2个，共出动车辆29车次，执法人员180人次。通过以上工作，进一步落实了各项安全制度和措施，彻底消除火灾隐患，确保人民生命财产安全，创造了和谐稳定的消防安全环境。

东营区文化体育局二OO九年四月十一日

区文体局关于开展公众聚集场所易燃可燃装修材料消防安全专项整治活动的工作总结

根据东营区四部门制定的《开展公众聚集场所易燃可燃装修材料消防安全专项整治工作方案》通知要求，文体局高度重视，并专门召开了会议，制定了相应的整治方案，明确本次活动整治的范围和重点内容，安排了整治的具体工作措施，活动中结合自身工作职责，扎实开展了对各类人员密集场所的消防安全整治活动，在整治活动中采取联合执法和自身部门执法的措施在全区围内进行全面排查整治，共检查单位231个，其中网吧165个，娱乐场所56个，游艺场所7个，放映场所3个，共出动车辆60车次，执法人员400人次。

在具体工作中：一是通过召开会议和学习讨论使文化市场稽查人员进一步明确了本次专项整治的范围和重点内容及专项整治的工作措施，做到思路清、任务明。二是按照要求并结合自身职责分工，对辖区内公共聚集场所经营许可证办理情况进行了集中清理检查，建立了数据台帐，做到了底数清，情况明。三是采取联合执法和部门自身执法措施集中时间对辖区内的人员聚集场所进行了检查，对排查出的火灾隐患和消防安全违法行为，责令单位要立即整改，不能立即整改的及时督促单位落实整改方案、整改责任、整改措施、整改时间和整改资金，制定应急预案，对单位难以自行完成整改的进行挂牌督办，确保按期消除隐患。对排查的每处公众聚集场所均要如实记载检查人员的姓名、检查时间、检查发现的问题和提出的整改意见，并存档备查。四是在履行各自职责的同时，及时加强沟通协调，通力协作配合，建立信息通报制度，对有关问题及时沟通，有针对性的采取加强和改进工作措施，形成执法合力。五是在严格依法整治的同时，强化服务意识，按照理性、平和、文明、规范执法的要求，积极为存在问题的业主、单位制定切实可行、经济合理的整改方案和措施，最大限度的实现监督执法的法律效果与社会效果的有机统一。六是在检查现场中对业主及从业人员进行消防安全教育，要求他们切实提高安全意识，从以人为本的高度出发，切实保护消费者的安全，对消防部门安全验收后的消防设施，不能擅自重新装修，同时，要求加强建立完善安全制度，落实安全管理责任，专人负责，强化对员工的安全知识培训，提高自防自救、引导疏散能力，要建立完善应急预案，一旦发生危险，要立即启动广播、电脑屏幕等设备通知消费者，并有专人报警、专人督守安全通道、专人引导顾客、专人使用灭火设备，把损失降到最低。

通过检查，执法人员发现总体情况良好，业主的安全防范意识也逐渐增强，但也存在着一定安全的隐患，如：为追求隔音效果墙面采用了一些不符合消防要求的隔音材料，吊顶上面存在着乱拉电线的现象等，对以上问题及时要求进行了整改。通过以上工作，进一步落实了各项安全制度和措施，彻底消除火灾隐患，确保人民生命财产安全，创造了和谐稳定的消防安全环境。

可燃性纳米材料篇3

目前建筑能耗约占我国全社会总能耗的28%，预计到2020年建筑能耗将占总能耗的30%～40%，成为全社会第一能耗大户[1]。因此，建筑节能将是贯彻落实节能减排基本国策中起关键性、决定性作用的重要环节。

外墙外保温是房屋建筑节能工程中的重要环节之一，而实现外墙外保温的基本保障是轻质保温材料。迄今为止，国内外墙外保温中的保温层80%是可燃性有机保温材料(主要指发泡聚苯乙烯和硬泡聚氨酯)。这类有机保温材料最致命的弱点是易燃烧，而且燃烧时会释放有毒气体，给消防安全带来巨大隐患。2009年底公安部、住房和城乡建设部联合签发了公通字[2009]46号文件《民用建筑外保温系统及外墙装饰防火暂行规定》，明令禁止聚苯泡沫板等可燃性保温材料在外墙外保温施工工程中的使用。在这种形势下，无机不燃性轻质保温材料迅速成为建筑节能工程中替代聚苯板类有机可燃性保温材料的期待材料。与此同时，其制备和应用技术的研究也迅速成为外墙外保温材料领域的热点研究课题。

水泥基不燃性轻质保温材料(以下简称NFFC材料)，又称发泡水泥保温板，是一种以硅酸盐水泥为主要原料，密度小于300 kg/m3的泡沫混凝土，是一种新型外墙外保温材料。作者就这种材料的制备方法开展了实验室研究，同时就各项工艺参数对制备过程和材料性能的影响进行了试验研究和分析。

1 试验

1.1 原材料

P·O42.5水泥(PC)、化学发泡剂(FA)、聚羧酸高效减水剂(SP)、聚丙烯纤维(PF)、苯丙乳液(BE)、有机硅憎水剂(WP)，均为市售;促凝剂(NA)，主要成分NaAlO2、早强剂(MC)，主要成分MgCl2，均为实验室自制。

1.2 试验方法

1.2.1 NFFC材料制备工艺

NFFC材料的制备采用化学发泡法，其工艺过程如图1所示。

1.2.2 材料性能测试方法

（1）干密度

按照GB/T 5486—2008《无机硬质绝热制品试验方法》，取边长为100 mm、养护龄期为28 d的立方体试样，置入电热鼓风干燥箱内，缓慢升温至(110±5)℃，烘干至恒定质量，然后移至干燥器中冷却至室温。恒定质量的判定依据为恒温3 h,2次称量试件质量的变化率小于0.2%。称量试件自然状态下的质量M0，保留5位有效数字，计算样品的干密度。

(2）吸水率

按照JG/T 041—2011《复合发泡水泥板外墙外保温系统应用技术规程》规定的方法进行测试。随机抽取3块样品，在中心部位切取边长为150 mm、厚度为30 mm的试样3块。首先将试件在(70±5)℃下烘干至恒定质量，放入干燥器，并冷却至室温，称量烘干后的试件质量G0，精确至0.1 g;再测量每块试件3个不同方向的几何尺寸，计算试件的体积V;然后将试件完全浸入水温为(20±3)℃，底部有格栅的水箱中，浸泡3h。取出试件后立即放在拧干水分的毛巾上吸水10 min，再用海绵吸取每个试件表面的水分，每次吸水前要用力挤出海绵中的水。待试件各表面残留水分吸干后，立即称量试件的质量Gs，精确至0.1 g。以3个试件的测定结果的算术平均值作为材料的吸水率测试结果。

(3）导热系数

参照GB/T 10294—2008《绝热材料稳态热阻及有关特性的测定防护热板法》，利用DRH-III导热系数测试仪(护热平板法)进行测试。样品为边长200 mm、厚度20 mm的正方形板块。在试样到达预定养护龄期3 d前，将试件放入电热鼓风干燥箱中，在(105±5)℃下连续烘干3 d，然后立即将试件取出，放入干燥器中冷却至室温，进行导热系数测定。

(4）抗压强度

按照GB/T 5486—2008进行测试，取边长为100 mm的立方体试块，置于标准养护箱内养护至规定龄期。先测量试样尺寸，精确至1 mm，并计算试样的受压面积，再采用液压式万能试验机以(10±1)mm/min的速度连续而均匀地对试样进行加荷，直至破坏，记录破坏荷载P1，精确至10 N。计算样品的抗压强度，精确至0.01 MPa。

2 试验结果与讨论

2.1 NFFC材料制备方法和工艺条件的研究

2.1.1 NFFC材料制备条件的建立

NFFC材料的制备主要是通过化学发泡与水泥的凝固、硬化作用来实现。由于气泡的高能量和不稳定性特点，要求在制备过程中气泡的产生与水泥的凝固和硬化速度合理匹配，要求水泥浆必须具备快凝和快硬的特性，尤其是对于密度小于300 kg/m3的NFFC材料。这就是早期的NFFC材料为什么采用硫铝酸盐水泥作为胶凝材料的根本原因所在。但是，硫铝酸盐水泥作为一种低碱性水泥，在长期使用过程中存在耐久性问题。因此，本文试图用硅酸盐水泥全面替代硫铝酸盐水泥制备NFFC材料。与硫铝酸盐水泥相比，普通硅酸盐水泥的凝结时间和硬化速度要慢得多。因此，必须加快其凝固和硬化速度，同时解决快速凝固与料浆流动性之间的矛盾。基于上述分析，重点就促凝剂、早强剂和减水剂3个参数对NFFC材料的浇注成型情况进行了试验，以摸索成型的基本条件。试验结果见表1。

由表1可以看出，固定水泥用量、水灰比、减水剂、发泡剂的用量，当早强剂掺量为1.8%、促凝剂掺量为1.0%时，泡沫混凝土浇注成功;当早强剂的掺量降为1.1%时，泡沫混凝土料浆硬化速度跟不上，发生塌模;当早强剂掺量为2.1%时，发泡浇注体出现冒泡现象，泡沫稳定性欠佳，导致塌模。另一方面，当促凝剂掺量为0.7%时，制得的料浆凝结硬化速度延迟，试样最终塌模;当促凝剂掺量为1.2%时，料浆凝结速度过快，不能很好地与发泡速度匹配，试样最终塌模。根据浇注成型情况可以确立基体成型的基本条件：早强剂掺量1.2%～2.0%、促凝剂掺量0.8%～1.1%。

2.1.2 制备条件的优化

在上述制备条件基础上进一步就早强剂和促凝剂的适宜掺量进行优化试验。

(1）早强剂掺量的优化。

固定促凝剂NA掺量为1.0%，水灰比0.54，减水剂掺量0.5%，水泥用量300 g，在1.2%～2.0%内间隔0.2%改变配合比中早强剂的掺量，就NFFC材料的浇注情况和硬化体的性能进行跟踪试验，以便找出早强剂MC的最佳掺量。试验结果见图2。

由图2可以看出，掺量较低时NFFC硬化体试样的抗压强度随早强剂掺量增加而提高，但当早强剂掺量超过1.8%时，硬化体的抗压强度开始下降;另一方面，早强剂掺量小于1.2%时，因为凝固后的料浆不能及时硬化，浇注体试样比较容易塌模，因此，确定早强剂最佳掺量为1.8%。

(2）促凝剂掺量的优化。

固定早强剂MC掺量为1.8%，水灰比0.54，减水剂掺量0.5%，水泥用量300 g，在0.7%～1.1%范围内间隔0.1%改变配合比中促凝剂的掺量，就NFFC材料的浇注情况和硬化体的性能进行跟踪试验，以便进一步确定促凝剂NA的最佳掺量。试验结果见表2。

由表2可以看出，当促凝剂掺量在0.8%～1.1%时，无论从料浆流动性或发泡浇注体的稳定性来看，都比较有利，并且，促凝剂的掺量对硬化体抗压强度的影响较小。但是，当促凝剂掺量继续降低至0.7%时，因为料浆凝固时间滞后，发泡浇注体发生塌模。综合考虑促凝剂掺量对料浆流动性和硬化体强度的影响，确定促凝剂的最佳掺量为0.8%。

综上所述，初步确定NFFC材料的最佳制备基本条件为PC 300 g,MC 1.8%,NA 1.0%,SP 0.5～0.6%,FA 5.3%,W/C 0.54,该材料的性能如表3所示。

从表3及试验过程可看出，该材料的抗压强度、导热系数性能已基本满足外墙外保温的使用要求。但吸水率偏高，表面有起粉现象，有待于进一步改善。

2.2 NFFC材料的改性研究

2.2.1 整体性改善

针对NFFC材料表面起粉的现象，作者尝试采用纤维增强的方法改善其韧性和整体性[2,3]，并对添加了聚丙烯纤维硬化体样品表面起粉的现象和抗压强度进行了试验，结果见图3。

从图3及试验过程可以看出，随着纤维的掺入，NFFC材料的整体性显著改善，表面起粉现象明显减少，而且，在0.6%～1.6%掺量范围内随着纤维掺量增加样品整体性的改善效果提高;同时，随着纤维掺量的增加样品的抗压强度显著提高。但是，过量的纤维掺加引起硬化体强度降低。因此，纤维的适宜掺量为0.8%～1.0%。

2.2.2 耐水性改善

针对NFFC材料吸水率偏高的问题，作者采取了添加憎水剂和乳液的方法对其进行改性。憎水剂主要通过对水分的吸附或排斥作用实现对水分移动的阻止，而乳液则是通过固化成膜从而形成物理阻断作用来实现对水分移动的阻止[4,5]。

(1）憎水剂对耐水性的改善作用

在基础配合比中掺入适量有机硅憎水剂和0.8%聚丙烯纤维，进行发泡浇注试验，同时进行硬化体样品的吸水率和抗压强度试验，结果如图4和图5所示。

由图4可以看出，少量憎水剂的引入立即引起硬化体样品吸水率的大幅度降低。基体样品的吸水率为38%，而添加0.1%～0.3%憎水剂后的硬化体样品的吸水率迅速降低至8%以下，意味着NFFC材料的耐水性大大改善。从图5可以看出，过多憎水剂的引入对硬化体强度产生副作用，因此，憎水剂的适宜掺量确定为0.1%～0.2%。

(2）乳液对耐水性的改善作用

在基础配比中掺入适量苯丙乳液和0.8%聚丙烯纤维，进行发泡浇注试验，同时进行硬化体样品的吸水率和抗压强度的试验，结果如图6和图7所示。

由图6和图7可以看出，随着苯丙乳液掺量的增加，试样吸水率明显降低。当掺量为0.3%～0.4%时，吸水率降至8%～9%，且此时试样抗压强度最大。当掺量继续增加时，吸水率呈提高趋势，抗压强度呈下降趋势。因此，苯丙乳液的最佳掺量为0.3%～0.4%。

综上所述，试验最终确定NFFC材料的最佳制备条件如表4所示。

根据表4制得NFFC材料的性能获得很大的改善，其干密度290 kg/m3、28 d抗压强度1.1 MPa、吸水率6.11%、导热系数0.07 W/(m·K)。各项性能完全满足外墙外保温使用要求，且优于市场上同类产品，NFFC作为一种新型保温材料完全可以在外墙外保温体系中推广应用。

3 结语

(1)通过合理匹配促凝剂和早强剂以及其它混凝土外加剂，完全可以用硅酸盐水泥替代硫铝酸盐水泥制备密度低于300 kg/m3的超低密度泡沫混凝土，可使泡沫混凝土制品的耐久性大大改善。

(2)NFFC材料的最佳制备条件为：早强剂掺量1.8%、促凝剂掺量0.8%、聚丙烯纤维掺量0.8%～1.0%、有机硅憎水剂掺量0.1%～0.2%、丙苯乳液掺量0.3%～0.4%。由此条件制得NFFC材料的干密度为290 kg/m3,28 d抗压强度可达1.1MPa，吸水率6.11%，导热系数0.07 W/(m·K)。

参考文献

[1]吴宏雄.建筑节能大有可为[N].福建日报,2010-07-15(002).

[2]张爱玲.聚丙烯纤维增强混凝土性能的分析与应用[J].工程建设与设计,2011(4):170-175.

[3]李汝海.掺加聚丙烯纤维改善混凝土性能的研究[J].交通标准化,2008(8):208-210.

[4]冯晶.有机硅憎水剂在建筑上的应用[J].四川建材,2006(3):7-8.

可燃性纳米材料篇4

1 可燃性气体爆炸的实验研究

1.1 可燃性气体爆炸极限的实验研究

有关可燃性气体爆炸极限的研究,国外进行得比较早。最早提出测定气体与可燃蒸气爆炸极限的是美国矿山局的Coward及Jone发表的《气体和蒸气燃烧范围》的报告,其中介绍了一种测定气体爆炸极限的装置,此装置常被后人作为试验的标准装置使用[1]。1965年美国矿山局的Zabetakis发表了《可燃性气体及蒸气的可燃特性》一文[2],指出Coward使用的装置所存在的问题,并设计了采用电火花点火、直径5 cm、长125~150 cm的垂直玻璃管,利用传播法进行常压下气体爆炸极限的测定。此后,日本、前苏联等一些国家也在美国矿山局装置的基础上进行改进并制作了一些装置[3],这些装置的特点是:爆炸容器为管状,采用电火花点火,能广泛进行气体爆炸极限的测试,但不适于研究气体的爆炸特性(爆炸压力和压力上升速率)。

国内的一些研究机构也对可燃性气体爆炸特性的测定做了大量研究[3]。公安部天津消防研究所设计了一套采用交流电火花点火、容积为1 m3的圆柱形硬质玻璃爆炸反应器,宋景文等用其测试并制定了单元气体的国家爆炸极限指标。沈阳消防研究所设计了一套采用电容电火花点火、容积为300 cm3的有机玻璃爆炸反应器,采用预混式配气方式,测定航空煤油最小点火能。天津大学田贯三等人[4]设计了采用电极放电点火、长1 400 mm、内径60 mm、底部装有泄压塞的硬质玻璃爆炸反应器,用于测定可燃性环保制冷剂的爆炸极限。西安交通大学鞠飙等人[5]设计了一套精度较高的可对温度在10~80 ℃、压力在0.1~1 MPa内的可燃气体的爆炸极限测定的爆炸反应器,用于测定可燃性环保制冷剂的爆炸极限。黄超等人[6]利用容积为20 L的等圆柱形不锈钢爆炸容器对烷烃在高温条件下的爆炸极限进行了测定,得出了爆炸上下限与温度之间的定性关系。华北工学院张景林等人利用设计的实验装置[3],对液化石油气、甲醇裂解气等进行抑爆技术的研究,测定了一些可燃性气体的爆炸特性参数和可燃性气体最大试验安全间隙等。谭迎新等人对可燃气体爆炸特性参数的测定方法进行了研究[3],测定了几种可燃气体的爆炸极限和最小点火能数据。丁锁根等人[7]研究了合成氨工艺气的爆炸极限、爆炸特性参数以及支链爆炸的影响因素等。浙江师范大学胡耀元为测定氮肥工业多元爆炸性混合气体设计了一套精度较高的实验系统[8],研究混合气体的浓度爆炸极限、爆炸形态与波形及其影响因素。

1.2 安全含氧量的实验研究

从可燃气体(蒸气)爆炸研究现状中可以发现,国内外有关影响可燃气体(蒸气)爆炸的安全含氧量的文献颇少,但工业生产中一直将可燃性气体(蒸气)中的含氧量作为重要的控制指标。T. K. Subramaniam和Joseph V. CangelosiE (1989)[9]对可燃性气体—空气混合物用氮气进行稀释,当爆炸上下限会聚到一点,用此时的氧浓度来表示最大安全百分氧浓度,并预测了最大安全百分氧浓度的值。邬烈豪[10]利用柯瓦德爆炸三角形来说明煤矿井下瓦斯爆炸界限与氧含量的关系。万成略、汪莉[11]就焦炉煤气安全含氧量进行了研究,用化学计算法和作图法简便计算理论氧浓度和临界氧浓度,提出焦炉煤气含氧量安全限值接近4%。张增亮等人[12]通过实验研究了煤气和十氢化萘的最大允许氧含量的规律,指出爆炸极限和最大允许氧含量两者从不同角度界定了可燃气体(蒸气)的爆炸范围。谭迎新、傅志远等人[13]分别对十氢化萘在固定浓度下的最小氧含量和人工煤气、液化石油气的临界氧浓度进行了实验测定,并对可燃性气体(蒸气)临界氧浓度的影响因素进行了研究。

2 可燃性气体爆炸的理论研究

2.1 受限空间气体爆炸理论研究

受限空间气体爆炸发展过程较为复杂,建立比较准确的理论模型描述爆炸发展过程是很困难的。由于工程应用的实际需要,研究人员通过各种假设建立了适合于工程应用的爆炸模型,先后提出了等温模型、绝热模型和一般模型[14]。

等温爆炸模型比较简单,但等温爆炸模型假设已燃物和未燃物的温度在爆炸发展过程中保持不变,且在推导过程中,没有考虑压力升高对气体燃烧速度的影响,因此对受限空间气体爆炸压力和压力上升速率的计算比较粗糙,误差较大,该模型只能反映爆炸过程中的压力发展趋势。绝热爆炸模型是在等温爆炸模型的基础上进行改进,考虑了绝热压缩对气体混合物温度和压强的影响以及压力对燃速的影响,其精确度比等温爆炸模型高。J.Lee于1985年通过引进化学反应度λ提出了密闭容器中爆炸发展的一般模型,该模型较为详细地描述了容器内气体爆炸发展过程的3个阶段:点火前容器内初始状态,点火后气体燃烧状况和火焰面达到容器壁面的状况。另外,研究者从等容绝热燃烧模式出发,采用球面火焰假设,在热力学分析的基础上提出了绝热混合模型等多种模型[15]。

2.2 开敞空间气体爆炸理论研究

开敞空间气体爆炸已有的理论研究方法包括TNT当量法、TNO多能模型和Kuhl模型[16]。

TNT当量法虽然比较简单,但属经验方法,对气体爆炸场的测算比较粗糙,偏差较大。TNO多能模型是综合蒸气云内部各部分对超压的贡献大小而形成的模型,涵盖了从较弱的爆燃波到剧烈爆炸以致产生爆轰波的情况,概念上较合理,但应用时带有很强的主观性。Kuhl模型忽略了爆炸场的某些条件,简化了场模型,得出开敞空间碳氢化合物可燃气体爆炸场气体动力学参数的计算方法;但未考虑点燃的具体情况、初始火焰加速情况以及冲击波超压作用时间,由于这些对爆炸影响大的因素被忽略,因而不能够准确研究气体爆炸的特性。

3 可燃性气体爆炸的数值模拟

尽管实验研究为分析气体爆炸所产生的破坏效应和威力提供了有用的信息,但实验研究耗资较大,时间周期长,安全性差,所得信息少,而且由于受测试手段的限制,无法测量爆炸场的内部细微过程,而这些都可以通过数值模拟在一定程度上得到弥补。随着计算流体力学和计算机技术的飞速发展,数值模拟方法越来越多地用来求解气体爆炸问题,从开始时模拟无反应无黏性流体的一维流动,发展到今天的一些能够详细模拟带化学反应的多维流动问题的高度复杂的数值模拟方法。

国外的多家研究机构在气体爆炸的数值模拟方面进行了较深入的研究[17]。芬兰核工业研究所在20世纪80年代就开展了三维的气体爆炸数值模拟,并用其实验加以验证,吻合很好。剑桥大学的Naamansen等使用非结构的McNEWT计算流体力学软件对Ibrahim等的实验进行了二维的数值模拟,得到了通过障碍物燃烧从层流转变为湍流的火焰速度压力特性,对爆炸超压的预测与Ibrahim和Masri的实验测定吻合。Taki(1978)和Kailasannath(1986)等人采用二步化学反应模型,粗略计算了爆轰横波结构。 Schoffel(1988)和Lefebvre(1991)等人成功地模拟了完整的爆轰胞格结构。Lefebvre(1993)等人采用反映真实化学反应的基元反应模型,精确地计算了马赫结构和胞格的形成过程。澳大利亚A·R·格林和R·W·尤普福尔德建立了基于燃烧学的瓦斯和煤尘爆炸传播过程的理论框架及计算机数值计算模型。Cortese等人[18]以柱状空间中瓦斯爆炸为研究对象,对瓦斯爆炸状态转捩过程进行了数值模拟,但由于其研究的几何环境与矿井巷道差别很大,不能用来解释矿井瓦斯爆炸、传播过程的变化特征。

国内对可燃性气体爆炸的数值模拟研究也取得了一些进展。北京大学计算数学教研室[19]对地面上一团均匀的半球形高温高压气体产生的激波与气流进行了数值模拟,但没有考虑非理想爆源的有限能量释放速率,认为爆源的能量是瞬时释放的;宁建国教授所领导的课题组[20]采用基于人为燃烧函数法的多流体网格程序对管道内和球形容器内的煤气爆炸进行了二维数值模拟,并对这一过程开创性地进行了可视化研究;彭金华等人[21]用TVD格式对贴地的二维轴对称气云爆炸场进行了数值模拟,但爆源的能量被认为是瞬时释放的;丁云等人[22]采用能量加入的双γ流体模型并简化成一维球对称问题,对非理想爆源产生的爆炸波和爆炸场进行了数值计算,得到了爆炸场参数的分布;徐胜利等人[23]分别用能量波模型和均匀能量释放模型对无约束云雾产生的爆炸场进行了一维数值模拟,得到了爆炸场的控制参数,但研究中没有考虑复杂的燃烧反应和湍流的影响。刘君等人[24]从非定常欧拉方程出发,构造新型的ENO差分格式对爆炸波与物体干扰的流场进行了二维和三维的数值模拟,结果与实验吻合较好;姚海霞等人[25]采用双方程模型和改进的EBU燃烧模型对障碍物诱导的湍流与燃烧耦合作用下的流场进行了模拟,揭示了障碍物、湍流及火焰之间相互加速的正反馈机理,其三维模拟的结果与实验数据吻合较好;张德良、高泰萌、魏德福、胡湘渝等人[26,27,28,29,30]分别采用不同的方法对DDT过程进行了数值模拟计算;陈林顺[31]运用AutoReagas软件对煤矿井下独头巷道中的瓦斯爆炸以及室内煤气泄露后的爆炸进行了数值模拟。居江宁等人[32]不考虑气体黏性,假设冲击波波阵面为平面,对独头巷道掘进工作面瓦斯爆炸的二次冲击过程进行了数值模拟,由于忽略黏性对冲击波传播过程中的阻力损失,不能准确定义,这种模拟结果,只能作为定性分析的基本依据。林柏泉[33]对瓦斯爆炸传播路线上障碍物前后冲击波变化进行数值模拟,考虑气体黏性,但是其采用的数学模型是常压下火焰传播过程的数学模型,其采用的计算程序是基于描述火灾传播过程的Pheonix计算程序,因此对于障碍物存在的条件下,冲击波波阵面前后的强间断情况无法处理,模拟结果存在较大的失真。

综上所述,数值模拟方法综合考虑了点火能量、燃料种类和含量、障碍物及泄放实际情况等在预测气体爆炸时非常重要的影响因素,而这也正是前述的其他理论方法的不足之处。但数值模拟也有一定的局限性,首先是数学模型的准确性,这不是所有问题都能解决的,有不少问题的机理尚未完全清楚,很难有准确的数学模型。其次,数值模拟中对数学方程进行离散化处理时需要对计算中所遇到的稳定性、收敛性等进行分析,这些分析方法大部分对线性方程是有效的,对非线性方程则不是十分有效。最后,数值模拟还受到计算机本身条件的限制,即计算机运行速度和容量的限制。

4 发展方向

开展可燃性气体爆炸方面的实验、理论和数值模拟的研究,对于有效地预防和控制此类事故的发生,降低事故中的人员伤亡和减少财产损失具有重要的指导意义。

但到目前为止,还不能准确地预测实际生产过程中某些可燃气体的爆炸极限,对多元可燃性气体(如煤气、天然气、瓦斯等)爆炸极限的研究更是相对较少,特别是温度、压力、惰性气体含量及点火能量的大小对混合气体的影响规律缺乏系统的研究。虽然在理论上可以估算混合气体的爆炸极限,但与实际情况相距甚远。因此,在今后应当将如下方面作为研究方向:

1) 借助于化学动力学和爆炸力学,进一步研究多元可燃性气体的爆炸机理,尤其要掌握外界因素对爆炸的影响,建立多元可燃性气体爆炸的数学模型和普适性的经验计算式。

2) 测定多元可燃性气体的爆炸极限,研究温度、压力、惰性气体含量及点火能量对爆炸极限的影响和多元可燃性气体的最小点火能。

3) 建立多元可燃性气体爆炸加速过程实验测试系统,研究管道内障碍物面积、数量及阻塞比、点火源强度、湍流度等因素对多元可燃性气体爆炸加速的影响。

4) 加强多元可燃性气体爆炸的数值模拟研究。数值模拟可以克服实验技术上存在的困难,目前关键是解决爆炸传播过程中气体状态参数变化特征和化学反应表达式和数值方程耦合的问题。这些问题的解决从目前来看,还主要依赖实验手段。

可燃性纳米材料篇5

配置

分类

1.按安装法方式分为固定式、移动式及便携式可燃及有毒气体报警器。

2.按检测气体分为可燃气体检测仪、有毒气体检测仪及氧气检测仪。

3.按被测气体采取方式分为扩散式检测仪和泵吸式检测仪。

配置要求

GB50493—2009《石油化工可燃气体和有毒气体检测报警设计规范》中要求, 在生产或使用可燃气体及有毒气体的工艺装置和储运设施 (包括甲类气体和液化烃、甲B、乙A类液体的储罐区、装卸设施、灌装站等) 的区域内, 对可能发生可燃气体和/或有毒气体的泄漏进行监测时, 应设置可燃气体检 (探) 测器和有毒气体检 (探) 测器。具体要求如下:可燃气体或其中含有毒气体泄漏时, 可燃气体浓度可能达到25%LEL (爆炸下限, Lower Explosion Limited) , 但有毒气体不能达到最高容许浓度时, 应设置可燃气体检 (探) 测器;有毒气体或其中含有可燃气体泄漏时, 有毒气体浓度可能达到最高容许浓度, 但可燃气体浓度不能达到25%LEL时, 应设置有毒气体检 (探) 测器;可燃气体与有毒气体同时存在的场所, 可燃气体浓度可能达到25%LEL, 有毒气体的浓度也可能达到最高容许浓度时, 应分别设置可燃气体和有毒气体检 (探) 测器;同一种气体, 既属可燃气体又属有毒气体时, 应只设置有毒气体检 (探) 测器。

SY 6503-2008《石油天然气工程可燃气体检测报警系统安全技术规范》中规定:可能积聚可燃气体的石油天然气站场和石油天然气储运设施, 应按本标准设置可燃气体检测报警系统;石油天然气工程中的油气计量站、集气站、油气输送管道线路截断阀室、边缘地区无人值守的功能简单的小型石油天然气站场 (除甲A类之外) , 可不设固定式可燃气体报警系统, 但应为巡检人员配置便携式可燃气体检测报警器;按本标准规定设置可燃气体检测报警系统的场所, 应采用固定式可燃气体检测报警器, 并宜适量配置便携式可燃气体检测报警器。

随着安全生产投入的增加, 便携式报警器配置量也在逐年增加。虽然没有相关法规标准对石油石化行业便携式报警器的配置进行具体的要求, 但企业应主动将其管理工作做细做实, 使其发挥最大的安全效益。

选型

报警器的选型应根据检测气体的性质来确定。烃类可燃气体可选用催化燃烧型或红外气体检 (探) 测器;当使用场所的空气中含有能使催化燃烧型检测元件中毒的介质时, 应选用抗毒性催化燃烧型检 (探) 测器;在缺氧或高腐蚀性等场所, 宜选用红外气体检 (探) 测器;氢气检测可选用催化燃烧型、电化学型、热传导型或半导体型检 (探) 测器;检测组分单一的可燃气体, 宜选用热传导型检 (探) 测器;硫化氢、氯气、氨气、丙烯腈气体、一氧化碳气体可选用电化学型或半导体型检 (探) 测器;苯气体可选用半导体型或光致电离型检 (探) 测器。在考虑检测气体的同时, 还应根据可燃气体和有毒气体报警器传感器的特点和寿命进行选型。各种可燃气体和有毒气体探测的性能特点和使用寿命详见表1。

检定和维护

可燃气体和有毒气体报警器在使用中会出现误报警、不报警或者延长报警响应时间等故障, 如果出现上述故障, 那么报警器就行同虚设, 埋下更大的安全隐患。因此固定式报警器的维护单位应强化报警器的日常管理和检定管理。

维护

可燃气体检测报警器的管理应由专人负责, 并要经过专门培训, 负责日常检查和维护, 应对报警器系统进行定期检查, 做好检查记录。《石油天然气工程可燃气体检测报警系统安全技术规范》要求:

1.每周应对报警器自检系统试验1次, 检查指示系统的运行状况。

2.每2周进行1次外观检查, 检查项目包括:连接部位、可动部件、显示部位和控制旋钮, 故障灯, 检测器防爆密封件和紧固件, 检测器部件是否堵塞, 检测器防水罩, 现场报警器。

3.如果是安装在高处的检测器, 检查周期可适当延长, 但应保证正常运行。

以上要求适用于上游的生产企业。

GB50493—2009《石油化工可燃气体和有毒气体检测报警设计规范》中没有对适用于下游的炼化企业可燃气体和有毒气体报警系统的维护工作提出具体要求, 但中国石化出版社出版的《石油化工设备维护检修规程, 第7册仪表》中进行了具体的要求:

1.定期检查指示、报警系统是否正常。

2.每月检查1次零点。

3.每3个月标定1次量程。

4.应经常检查检测器防雨罩, 防止意外进水, 检测元件浸水受潮后, 将影响其性能。

5.检测器的检测元件长期使用, 其灵敏度可能有所下降。在标定量程时, 经调整指示, 若达不到要求, 如此时无其他异常情况, 则说明检测器需要更换新的检测元件。

由于便携式自身的使用特点, 使其使用和维护方面的管理都不如固定式报警器完善, 目前便携式报警器都是分散管理, 不是由专门的个人负责管理, 无法确保仪器规定的充放电时间和调校周期, 致使便携仪的完好率极低。使用时往往按照使用说明进行操作, 发现故障就直接贴上禁用签, 禁止使用。但使用人员很难发现显示数据存在的偏差, 而且便携式报警器往往被用于“动火作业”“受限空间作业”中可燃气体和有毒气体的动态监测, 如果出现显示数据偏差, 那么就不是在减少安全隐患, 而是增加了安全隐患。

检定

JJG693-2004《可燃气体检测报警器检定规程》中规定:非矿井作业环境中使用的便携式和固定式可燃气体检测报警器的检定周期一般不超过1年;仪器经过非正常振动, 或对示值有怀疑时, 以及更换主要元件后, 应随时送检。

笔者在调研中发现, 某企业的2 000多台固定式报警器在每3个月的检定中存在以下问题:声光报警器坏, 变送器坏, 零点漂。具体校验结果汇总见表2。每3个月校正1次, 就会发现2%左右的不合格率, 那么如果是半年或1年才标定1次, 将会有多少报警器处于误差报警或不报警的状态。虽然是很简单的数字, 但确实应引起各企业的重视。

总的说来, 无论是固定式可燃气体报警器还是便携式可燃气体报警器除了国家强制性规定的每年检定1次, 各企业都能完成外, 其他对维护和标定的具体要求就不是每一个企业都能执行了。调研中笔者发现, 目前各企业便携式报警器的配置台数可赶超固定式报警器的台数, 在便携式报警器使用维护制度还不完善的状况下, 便携式报警器配置量的增加是否能真正有效地削减风险, 确实是值得思考的事。

确保可靠性的建议

业内人士一致认为, 不仅要完善现有的可燃气体和有毒气体报警器的维护和标定标准及管理制度, 更要为管理制度的执行创造好的技术条件。

可燃性纳米材料篇6

1 吸收光谱式双波段四探测器原理分析

吸收光谱式双波段四探测器检测可燃气体是对双波段双探测器检测可燃气体方法的改进。

红外光经过可燃性气体时，反映其浓度的透射比τa符合朗伯一比尔(1ambert—beer)定律：

式中Ii是入射光强，Io是出射光强，μ是与可燃性气体浓度有关的吸收系数，L是光线在气体中通过的光程。在混合气体中，各种气体的吸收光谱互相独立，通过对光能透射量的测量，加上已知的光程L，既可得到气体浓度。

吸收光谱式双波段四探测器检测可燃气体原理如图1所示。已知可燃气体一氧化碳吸收红外光波长峰值为4.7μm、甲烷吸收峰值为1.3μm，利用镍铬丝搀入少量稀土元素制成的红外光源。在2～25μm光谱范围内有比较均匀的出射光谱分布;采用的钽酸锂热释电探测器其响应的光谱带宽较宽。故有如下认定成立：1)红外光源中含有待侧可燃气体吸收峰值的波长λ1(测量波长)和可燃气体吸收峰值的带宽外波长λ2(参比波长);2)红外探测器对测量波长λ1和参比波长λ2其的响应度基本相同。

设探测器1、2、3、4的响应度分别为K1、K2、K3、K4，被测气体的透射比为τa，气室的透射比为τ0。光源A与光源B以80Hz频率交替发出红外光，光强分别为IA和IB。

探测器1前置测量波长λ1滤光片，交替的接收光源A反射的和光源B发出的穿过测试室的测量波长λ1探测器1对收光源A和光源B产生的输出电压信号分别为：

探测器2前置参比波长λ2滤光片，交替的接收光源A反射的和光源B发出的穿过测试室的参比波长λ2。由于参比波长λ2在待测气体吸收峰外，探测器2对光源A和光源B产生的输出电压信号分别为：

同理，探测器3前置测量波长λ1滤光片、探测器4前置参比波长λ2滤光片它们对光源A和光源B产生的输出电压信号分别为：

考察(2)、(3)、(4)、(5)式得：

可见透射比τa与光源辐射强度和探测器响应度无关。与双波段双探测器相比这种双波段四探测器更好的减少了环境、光强度和探测灵敏度波动对测量的影响。

算出τa后，由朗伯一比尔 (1ambert—beer) 定律得出可燃性气体的浓度。

2 补偿法微变探测信号放大电路

探测器输出的反应可燃气体浓度的信号是微弱缓慢变化的，在对其采样之前要进行放大和低通滤波，以供A/D转换使用。对滤波部分本文不作赘述，着重讨论对探测器输出的微变信号放大电路。

探测器输出信号u:

UQ是探测器的等效静态工作点，即在一定温度、压力下无探测可燃性气体时的输出，△u是存在探测可燃性气体时探测器输出的微变信号。考虑到探测器输出的微变信号具有直流性质，不能采用电容隔直的方法对其分离，UQ的漂移也可能掩盖微变信号△u，为此笔者采用如图2所示的补偿法放大探测器输出的微变信号。

测试时放两个相同的测试箱：测试箱A、补偿测试箱B。补偿测试箱B的结构与测试箱A结构相同，只是其探测器1, 3前均放置参比波长的窄带虑光片，各探测器信号均为零。测试箱A、补偿测试箱B的静态输出信号UQ相同(如有偏差可以微调.)，其漂移也应相同。运算放大器的输出电压uo:

运算放大器输出uo只与探测器输出的微变信号△u有关：

测试箱A、补偿测试箱B共有8个探测器16种信号输出，可以采用电子开关，由一个放大器实现放大，信号由软件识别。

3 软件滤波、补偿

3.1 去极值移动平滑法软件滤波

在实现对探测器输出的微变信号放大的过程中，虽然有模拟滤波器抑制干扰，但为了更有效地抑制环境变化对测量精度的影响，可在微处理器中采用去极值移动平滑法进行软件滤波。即对探测器输出的微变信号经过A/D转换后的数字量选择一个具有一定宽度的窗口，窗口内有连续的n个采样点数据，n一般取2i+2 (i自然数)。窗口内的数据采取先进先出的原则，第j点的数据值xj为第j个窗口的连续n次采样值去掉最大值Xjmax和Xjmin最小值后的平均值

即：

去极值移动平滑法消除了数据随机的突然变化对测量结果的影响，既能滤除脉冲干扰，又能平滑滤波，提高了测量精度。

3.2 软件对温度与压力的补偿

由于可燃性气体传感器工作时受温度、压力影响较大，因此应采取补偿措施。对温度的补偿采用线性插值的方法：先将标准温度下的可燃性气体准确浓度值存贮在MCU内，将测得的温度结果，按线性插值法确定对应温度值下的可燃气体浓度(为此可采用内置温度传感器的MCU，如MSP430F149)。对压力的补偿：把测得标准压力下的准确可燃性气体浓度，转换为相应的修正系数，按线性插值法确定对应压力值下的可燃性气体浓度。

使用这种补偿方法需要做大量的实验才能测得标准值，同时，在软件设计时，需要开辟大量的存贮单元存贮这些标准浓度数据。为弥补其不足笔者正尝试采用人工神经网络建立更为准确和有效的红外传感器数学模型，将传感器的输出电信号和工作环境温度、压力等参数与可燃性气体浓度，一一对应起来，选择适当的算法，获取足够的样本数据进行网络权值等参数的训练，来消除温度、压力、噪声、电源波动等各种非目标参量的影响，以提高测量精度。

4 结语

基于吸收光谱式双波段四探测器配以软硬件的补偿等措施组成的可燃性气体检测装置，为工矿安全生产中可燃气体浓度的监测与定量分析提供了一种较理想的设备。如文中所述由于钽酸锂热释电探测器响应的光谱带宽较宽，因此，只须更换探测器系统中的窄带测量波长滤光片，即可将该装置用于其它多种气体浓度的测量，具有较好的应用前景。

摘要：吸收光谱式双波段四探测器检测可燃性气体浓度原理;利用补偿法分离探测器输出的微弱、微变信号, 抵消探测电路的工作点漂移;采用去极值软件滤波和对环境因素进行补偿等措施始以减少环境条件变化、探测光强度和探测器响应度不稳定因素等影响, 提高对可燃性气体检测精度。

关键词：吸收光谱,可燃气体,微变信号放大

参考文献

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可燃性纳米材料篇7

1 气体传感器的分类及应用

气体传感器种类繁多, 分类方法目前尚无统一标准。根据气敏特性分类, 主要分为半导体式、固体电解质式、电化学式等几类。

(1) 半导体式气体传感器

自从1962年半导体金属氧化物陶瓷气体传感器问世以来, 半导体气体传感器由于具有灵敏度高、响应时间快等优点, 其产品发展非常迅速, 按检测不同气敏特征量的方式可分为电阻式和非电阻式2种。

电阻式半导体气体传感器主要是指半导体金属氧化物陶瓷气体传感器, 其电阻随着气体含量不同而变化。非电阻式半导体气体传感器MOS二极管式和结型二极管式以及场效应管, 其电流或电压随着气体含量而变化, 主要检测可燃性气体。此类气体传感器的主要优点是灵敏度高, 但制作工艺比较复杂、成本高。

(2) 固体电解质气体传感器

固体电解质气体传感器是一种以离子导体为电解质的化学电池。20世纪70年代开始, 固体电解质气体传感器由于电导率高, 灵敏度和选择性好, 获得了迅速的发展, 目前环保、节能、矿业、汽车工业等各个领域均有应用, 仅次于金属氧化物半导体气体传感器。

(3) 电化学式气体传感器

电化学式气体传感器可分为原电池式, 定电位电解式、电量式, 离子电极式4种类型。原电池式气体传感器通过检测电流来检测气体的浓度。定电位式传感器是通过测量电解时流过的电流来检测气体的浓度, 和原电池式不同的是, 他需要由外界施加特定电压, 他除了能检测CO, NO, NO2, O2, SO2等气体外, 还能检测血液中的氧浓度。电量式气体传感器是通过被测气体与电解质反应产生的电流来检测气体的浓度。离子电极式气体传感器出现得较早, 通过测量离子极化电流来检测气体的浓度。电化学式气体传感器主要的优点是检测气体的灵敏度高, 选择性好。

2 可燃性气体监测报警仪硬件电路设计

(1) 可燃性气体监测报警仪方案设计

可燃性气体监测报警仪是由可燃性气体传感器、信号处理电路、A/D转换电路、ADμC812型单片机、显示电路、设置按键、信号输出电路和应用系统软件等组成。其系统设计框图如图1所示:

ADμC812单片机是美国AD公司推出的一种新型单片机, 他是AD公司多年生产A/D, D/A转换器的经验和成熟的51单片机技术结合在一起的高性能微转换器, 其性价比高, 是一个完全可编程、自校准、高精度, 全集成的12位模拟数据采集系统。系统由模拟多路开关、温度传感器、采样保持电路 (T/H) , 8通道12位单电源逐次逼近ADC, 2个12位DAC, ADC至RAM捕获DMA控制器以及可编程的8位MCU (与51兼容) 等组成, ADμC812单片机数据采集电路自身不需要51单片机内核的过多干预, 设定转换时间标准、基准电压和最小化数字噪声的工作都被自动完成, 达到数据检测与控制的高效性与精确性。

(2) 信号放大电路设计

由于此设计所用的气体传感器是感应可燃性气体浓度的变化, 并将其浓度转化为微弱的电流信号。所以必须采用专用的信号放大电路, 并且对电路的要求非常严格。否则, 将无法精确的检测可燃性气体浓度并进行准确报警。其信号放大电路如图2所示。

这是一款用于三电极可燃性气体传感器的信号放大电路。所用的3个电极分别是:工作电极 (S) 、对电极 (C) 、参考电极 (R) 。从传感器电极端子出来后的电压经过稳压管稳压, 并将此电压作为一个基准, 这就相当于一个“电桥”。当空气中CO的浓度稍有变化便会影响这个“电桥”的变化, 从而传感器就会很快感应到气体浓度的变化, 从传感器出来的信号通过差动放大电路进行放大并输出其浓度值。

(3) 电源部分电路设计

单片机及外围所连接的芯片工作电压要求为是+5 V或+9 V, 这里先将220 V的电压通过交流到直流的转换器转换到+9 V, 再将+9 V的电压通过稳压器稳压到+5 V。然后, 根据单片机和其外围芯片所需进行供电。考虑电源部分的抗干扰的问题, 有必要加上光电隔离, 以防止影响整个仪器的正常工作。其主体电路的原理图如图3所示:

(4) 显示和按键电路设计

可燃性气体监测报警仪的显示电路可采用LED或LCD进行显示, 这里采用串并转换芯片74LS164 与数码管LED进行显示。其中, 串行接口芯片74LS164 为移位寄存器, 分别用6个数字7段的LED静态显示驱动器和接口, 而74LS164 时钟输入的CLK 接低电平有效的片选信号。每次输出待显示数字的7段编码的其中1段编码值, 送8 次可在LED上显示1位数字。其电路连接如图4所示, 此外, 设计中所用的按键电路是通过按键和上拉电阻构成, 如图5所示。

(5) 报警功能电路设计

当可燃性气体浓度达到报警点时, 为了使操作人员不致忽视, 以便及时采取措施, 通常有2种方法:闪光报警, 因为闪动的指示灯更能提醒人们注意;鸣音报警, 发出特定的鸣音, 作用于人的听觉器官, 易于引起和加强警觉。以上这2种报警统称声光报警。其控制电路原理如图6所示。

本设计通过2个红色的LED发光二极管和1个蜂鸣器进行报警。其中2个红色的LED分别代表一级报警和二级报警。输出报警电路是通过对继电器的控制来控制蜂鸣器进行报警。要求继电器的控制电压为5 V, 被控制电压为220 V。

(6) 其他电路设计

除了以上所必须的电路外, 还应该与一部分电路相配合才能使ADμC812单片机正常工作。如复位电路、时钟电路、发光二极管驱动电路、下载跳线以及上拉电阻等。

(7) 串行通信电路

串行通信是单片机与PC机进行通讯所必须的环节。ADμC812单片机片内含有1个全双工的串行接口, 在串行通讯中采用RS 232C标准。RS 232C标准的电平采用负逻辑, 规定+ 3～+15 V之间的任意电平为逻辑“0”电平, -3～-15 V之间的任意电平为逻辑“1”电平, 与TTL和CMOS电平不同。在接口电路和计算机接口芯片中大都为TTL或CMOS电平, 所以在通信时, 必须进行电平转换, 以便与RS 232C标准的电平匹配, MAX 232芯片可以完成电平转换。其硬件电路如图7所示。

3 可燃性气体监测报警仪的软件设计

软件设计可采用单片机C语言设计, 总程序设计包括:A/D转换模块设计、显示模块设计、按键设置模块设计等。其流程图如图8所示:

4 结语

可燃性气体监测报警仪虽然用途非常广泛, 但是其精度也受到各方面因素的制约。最主要的是报警仪标定, 这是一项复杂的工作, 直接影响着报警仪的测量精度。如果没有进行精确的标定, 其将直接影响仪器的正常工作。

参考文献

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[2]单成祥.传感器的理论与设计基础及应用[M].北京:国防工业出版社, 1999.

[3]张国雄, 金篆芷.测控电路[M].北京:机械工业出版社, 2003.

[4]何立民.单片机高级教程[M].北京:北京航空航天大学出版社, 1999.

[5]李刚.ADμC8XX系列单片机[M].北京:北京航空航天大学出版社, 2002.

[6]ADμC812-SPECIFICATIONS[EB/OL].http://www.ana-log.com, Analog Devices, Inc.1999.

可燃物质泄漏点火概率研究篇8

1 总点火概率

总点火概率一般包括立即点火概率和延迟点火概率。该数据无法直接得到,一方面可通过事故数据库进行统计分析并结合专家的经验给出建议值;另一方面通过将事故数据库细分为不同的事故场景,寻找一些共性的规律,给出一些典型场景下典型的代表值及公式,以便推导其他情景下的点火概率值[2,3]。由于统计数据是一段时间内事故的真实反映,因此,在不考虑诸多偶然因素,以及不清楚区域内的点火源等情景下据此取值,具有较好的统计学意义上的准确性和参考价值,然而对某工厂特定的场景,确定总的点火概率更多的应该依赖于实际情况。

2 立即点火概率

立即点火,一般是由于可燃物质泄漏时与容器或管道内壁发生摩擦产生足够的能量后发生自燃的现象。因此,在确定立即点火概率时,要考虑的因素主要限定在:物质本身的燃烧特性,例如是否处于燃烧极限浓度范围,闪点高低等;泄漏点温度是否接近自燃点;在多大压力下的泄漏,压力越大,与管壁摩擦所产生的能量越大,立即点火概率值越大。因此,确定立即点火概率较好的方法有以下两种:

方法一:认为立即点火概率取决于物质本身潜在的自燃特性Pai和点火能特性Psd,并提出计算模型[5],具体见式(1):

式中:Pimm,ign——立即点火概率,最大值不超过1;

T——泄漏物质的温度,F;

AIT——泄漏物质自燃点,F;

MIE——泄漏物质最小点火能,mJ;

P——泄漏物质的压力,MPa。

且如果T/AIT<0.9,则Pai=0;T/AIT>1.2,Pai=1。

方法二:根据泄漏点温度与自燃点的对比情况,就不同类型的可燃物质按照不同压力条件下取值[6],建议的立即点火概率最小取值占总点火概率比例如表1所示。该取值是建立在对总点火概率已知的情况下,并且立即点火概率和延迟点火概率之和小于总点火概率时,其差值并入立即点火概率值为宜。该方法参考《爆炸性气体环境用电气设备》(GB 3836.12-2010)对可燃物质分类为:IIA、IIB、IIC。27℃的分界线来源于文献中的暗示[7]:当某一流体在大大高于其自动点火温度(至少高80°F)的一个温度下泄放时,点火概率将显著变化,即发生立即点火。该方法基于经验判断的成分较重。

3 延迟点火概率

延迟点火是可燃物质泄漏后扩散形成足够浓度的蒸气云,直到碰到点火源及足够的点火能量,并在管理和技术控制措施失效的情况下方能发生延迟点火。因此,在研究延迟点火过程中,必然要考虑这些因素的共同作用。虽然,确定延迟点火概率有很多理论模型[4],但由于可燃气体蒸气云域面积随扩散时间的不确定性,点火源参数的复杂性等因素,直接采用理论公式计算显得尤为困难,可做如下简化处理:

式中:Pdelign——延迟点火的概率,最大不超过1;

Kcon——针对点火源的管理及技术控制措施取值因子,可参照表2取值,在未明确说明情况下,定义控制措施为“较好”类型。

式中:为可燃物质燃烧特性对延迟点火概率的贡献因子,可参考公式(3),取值范围限定在0.1～3之间[5]。为泄漏量对延迟点火概率的贡献因子,考虑这个因素是因为泄漏后形成气云是否会在点火源附近聚集到燃烧所需的浓度,流量越大,浓度越大,越有可能发生延迟点火,甚至还使得事态无法控制间接改变的Kcon的取值,可参考公式(4),最大取值不超过2[5]。Ppi为可燃气体蒸气云域内存在的第i个点火源的概率,为第i个点火源点火强度因子,取值如表3所示。n表示气云接触的点火源的数量,默认为处于激活状态。

式中:为可燃物质燃烧特性对延迟点火概率的贡献因子,MIE为泄漏物质最小点火能,mJ。

Mmag=7×exp(0.642×lnQ-5.178)(4)式中:为泄漏量对延迟点火概率的贡献因子,Q为物质泄漏流量,kg/s。

4 应用实例

某工厂平面布置如图1所示,主要物料包括LPG和甲烷等,厂区内存在不同的点火源,最典型的是热加工区和用火区,分别对其两种泄漏场景(孔径等同于25 mm和100 mm情景下的泄漏)进行分析。

假设场景A1:泄漏点处于LPG罐区A处,泄漏处的温度为25℃,压力为0.15 MPa,泄漏的LPG扩散经过一定的时间在地面积聚,最终可覆盖到厂区内各类点火源;

假设场景B1(C1):泄漏点处于生产区B(C)处,泄漏处的温度为1 00℃,压力为0.15MPa,假定泄漏物质甲烷连续泄漏,但由于比重比空气轻,流速过低,扩散后覆盖到点火源(热加工区和用火区)的蒸气云无法达到燃烧所需浓度。

假设场景B2:泄漏点处于生产区B处,泄漏处的温度为100℃,压力为3 MPa,假定泄漏物质甲烷连续泄漏,扩散后覆盖到点火源(热加工区)的蒸气云能够达到燃烧所需浓度,覆盖到点火源(用火区)的蒸气云不能够达到燃烧所需浓度。

假设场景C2:泄漏点处于生产区C处,泄漏处的温度为100℃,压力为3 MPa,假定泄漏物质甲烷连续泄漏,扩散后覆盖到点火源(用火区)的蒸气云能够达到燃烧所需浓度,覆盖到点火源(热加工区)的蒸气云不能够达到燃烧所需浓度。

通过公式(1)、(2)先分别计算不同场景下立即点火概率和延迟点火概率,然后计算总点火概率,其结果汇总如表4所示。

从表4可以看出:1)可燃物质泄漏的立即点火概率与压力呈现正相关性。2)延迟点火概率与多个因素有关,不同场景下其值具有较大的差别,延迟点火概率与泄漏量呈现正相关性,足够浓度的可燃蒸气云覆盖较大强度的点火源,那么其延迟点火概率就会较大。3)总点火概率近似作为该场景下的立即点火概率与延迟点火概率之和,该值能够为开展此工厂的定量风险分析提供参考。

5 结语

确定点火概率对开展定量风险评价具有重要的意义,在确定点火概率值时有基于数据的数据库统计分析和理论模型分析两种思路。沿着这些研究进行综合分析,认为:1)在无法获悉场景的情况下,采用统计分析参考数据取值较为合理。若有较多的场景信息,应充分利用这些信息;2)立即点火概率主要是由可燃物质燃烧特性类型、压力、泄漏点温度等因素决定的。通过综合考虑这些因素来确定更加科学;3)延迟点火概率是由可燃物质燃烧特性、形成的蒸气云域及浓度、蒸气云覆盖点火源的概率、点火源是否被激活及其强度、对点火源采取的控制措施等因素决定的。需要综合考虑这些因素并合理简化来确定其概率。基于上述考虑,对确定不同事故场景的点火概率具有一定的科学性和可操作性。

参考文献

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