外喷雾系统（共7篇）
外喷雾系统 篇1
摘要：综掘机作为一种集截割、装载、运输、行走、喷雾为一体的机械设备, 具有速度快、效率高、操作维修方便和安全可靠的特点。综掘机主要应用于井下掘进巷道的施工, 它工作时截割头产生的粉尘是掘进工作面主要的尘源, 而综掘机自有的喷雾降尘系统效果差, 严重的制约了综掘机的截割效率, 同时综掘机截割时产生的粉尘使作业环境恶化, 极大的威胁着煤矿生产安全和工人身体健康。如何降低综掘机截割时产生的粉尘, 有效发挥综掘机效率、改善作业环境成为当前急待解决的问题。
关键词：掘进机,降尘,喷雾系统,改进
1 综掘机应用参数表
以石壕煤矿N1631北回风巷使用的EBZ-132CZ型掘进为例, 机身9.53m×2.8m×1.55m, 接地比压0.13MPa, 装机功率214.k KW, 可掘断面21.5m2, 适应倾角±180, 截割电机132k W (132/7k KW-4/8P隔爆, 双速切换, 水冷方式) , 设计巷道断面为梯形 (上宽3.1m、下宽4.1m, 高2.5m) , 主采层煤厚平均0.9m, 倾角8°下山掘进, 巷道底板为砂质泥岩, 其中上部0.25m为粘土岩, 下部含细质粉沙岩。
2 分析综掘机喷雾降尘系统存在的问题
综掘机原有喷雾系统采用内外喷雾综合降尘, 内喷雾系统由地面供水, 经过综掘机伸缩部外筒、特殊密封、截割头轴, 最后通过截割头上的内喷雾齿座到达内喷雾喷嘴, 形成内喷雾;外喷雾水源由地面供水, 分别经油冷却器和截割电机冷却器后, 到达外喷雾喷嘴, 形成外喷雾, 外喷雾分为侧喷雾和环形喷雾。如图1所示。
1-进水;2-油冷却器;3-电机冷却器;4-侧喷;5-环喷;6-内喷
目前, 从井下综掘机的使用情况来看, 主要存在的问题:一是内喷雾系统不能正常工作;二是受巷道地质条件影响, 水量不能过大;三是受综掘机油冷却器和截割电机设计耐压限制, 喷雾水压不能过大。
2.1 内喷雾系统
内喷雾降尘效果较好, 但受巷道岩石性质和本身结构影响, 一般在巷道开掘200m-300m之后, 内喷雾即告失败, 而国内目前还没有一家单位能解决此技术性难题。经现场分析, 内喷雾系统存在以下缺点:
(1) 内喷雾系统故障点多;
(2) 内喷雾系统旋转水密封不好, 易漏水;
(3) 内喷雾齿座中水道加工复杂;
(4) 内喷雾喷嘴孔径小, 在井下水源不洁、粉尘大的情况下, 极易堵塞。
2.2 地质条件
石壕煤矿综掘巷道大部分用于6#、7#煤层掘进施工, 综掘机需要截割1m左右的泥岩及30cm左右泥质灰岩。截割过程中如水量过小, 不能起到降尘效果, 截割过程中如增大喷雾水量, 虽能起到降尘的作用, 但喷雾水遇到吸水性较强的泥岩, 截割时间产生的粉尘粘结在截割头、刮板运输机溜槽上, 出现了制约生产的现象:
(1) 在截割岩石时, 产生的粉尘粘结在截割头上, 形成一个大泥团, 无法进行正常的截割;
(2) 底板积水, 截割的矸石装载效果差, 且导致综掘机行走困难;
(3) 第一运输机溜槽被岩尘粘结, 运行困难, 极易造成第一运输机卡阻。
2.3 喷雾系统压力
综掘机设定的喷雾水压力为2MPa左右, 由于压力不足, 使外喷雾不能直接作用于喷雾对象。如人为的增加喷雾水的压力, 容易导致综掘机油冷却器和电机冷却器被水击穿, 致使综掘机邮箱和电机内部进水, 损坏整个液压系统原件和切割电机。因此在受地质影响的条件下控制水量, 且喷雾水的压力又不能满足现场需要的前提下, 导致喷雾效果差。
注:油冷却器和截割电机设计耐压限制最高不得超过3MPa。
3 综掘机喷雾降尘系统研究
根据现场实际存在问题分析, 决定从三方面入手:一是对喷雾系统管路做适当调整;二是增加喷雾水的压力;三是根据使用效果对喷嘴进行改进。
3.1 改进外喷雾系统管路布置
由于受到综掘机油冷却器和截割电机设计耐压限制最高不得超过3MPa, 而综掘机喷雾系统设定的喷雾水压力为2MPa, 因此将喷雾水的增压点设置在冷却器与喷嘴之间, 既解决了冷却水的压力不得超过3MPa限制, 又使喷雾水的压力满足了降尘要求。而增压不能增水, 所以根据现场实践, 选取压风为喷雾水的增压动力来源, 保证外喷雾系统供水对水压的要求。综掘机的内喷雾系统旋转水密封不好, 且易堵塞喷嘴, 因此在改进过程中将内喷雾系统取消, 只采用外喷雾。如图2所示。
1-进水;2-进风;3-闸门;4-油冷却器;5-电机冷却器;6-三通;7-喷嘴
外喷雾系统将原综掘机上的侧喷雾取消, 直接采用四组喷嘴配合环形喷雾对截割进行降尘处理。外喷雾供水一路由地面来水→经油冷却器→经三通加压→截割部下方两个喷嘴;另一路由地面来水→经截割电机冷却器→经三通加压→截割部下方两个喷嘴和环形喷雾。
而对外喷雾的管路将原来的原装管更改成普通钢编管, 各管接头采用快速接头的形式, 方便了井下的维修、更换。同时也降低了维修成本。 (同等长度的原装管价格是钢编管的3倍。)
3.2 改进喷嘴结构
在对外喷雾加入压风后, 根据现场使用情况, 原来的喷嘴孔径较小, 不能满足喷雾需求, 而目前使用的大多数喷嘴为以下几种喷嘴, 平射型、漩涡型、内冲型。经过反复试验, 图3是在使用过程中经过改进, 使用效果较好的一种喷嘴, 在经过现场使用, 其雾化质量好, 喷射范围大, 耗水量小, 尺寸小, 不易堵塞和拆装方便。
4 综掘机气动降尘装置使用效果
根据预定方案实施后, 试验证明, 改进后的综掘机气动喷雾装置在降尘效果上比原来的喷雾效果提高了一倍以上, 并且由于综掘机气动喷雾的使用, 降低了综掘机截齿的消耗量, 为企业生产经营节约了成本。
4.1 使用前后效果比较
我矿自2009年5月在N1631回风巷掘进碛头改进喷雾系统后, 经过2个多月多的运行效果表明, 该装置运行正常, 能实现掘进碛头喷雾降尘的功能。目前我矿推广应用气动喷雾系统至各个综掘碛头。
根据现场采用测尘仪分别对我矿几个使用气动喷雾的掘进工作面进行检测, 使用气动喷雾后的含尘量比未使用的含尘量降低了50%以上。
4.2 产生的经济效益
综掘机气动喷雾装置使用以后, 喷雾水不但起到了降尘的作用, 而且对截齿起到了的冷却作用, 同时由于压力高, 使喷雾水对综掘机的截齿和截齿座结合处产生冲击作用, 减少了截齿和截齿座结合处煤矸的积存, 使综掘机截割头旋叶上的截齿能转动灵活、均匀磨损, 大大增加了截齿的使用寿命。以N1631北回风5月使用气动喷雾装置前后截齿消耗为例, 未使用气动喷雾装置前的截齿消耗为0.25颗/米。而使用气动喷雾装置后, 截齿的消耗降到0.16颗/米。以此计算, 仅一个综掘碛头因改进喷雾系统每年能为矿节约截齿消耗费用尽30000余元。
4.3 改善了作业环境
气动喷雾装置使用后, 使巷道的粉尘大幅度的下降, 现场操作员工的可视度大大增加。未使用气动喷雾装置前, 综掘机主辅司机基本上无法看清楚截割头的运转轨迹, 因此截割时, 只能凭操作经验截割, 停机待灰尘吹散后, 观察清楚截割情况后再掘进, 尤其是在采用架厢支护的掘进巷道, 容易割垮金属支架, 发生安全事故。而使用气动喷雾装置后, 综掘机主辅司机的能视度增加, 能看清楚截割头的截割轨迹, 中途不需要停机, 增加了截割效率。并且随着作业环境的改善, 降低了员工职业病的获病率, 形成现在越来越多的员工愿意学习综掘机操作, 解决了以前综掘机司机人员不足的状况。
5 结论
通过对综掘机的外喷雾系统在生产过程中存在问题的探索和研究, 对其进行了改进, 使综合机械化掘进工作面地粉尘降低了50%以上, 外喷雾水系统的故障率几乎为零, 通过在石壕煤矿各个综掘碛头使用以来, 大大提高了机器作业的喷雾除尘效果, 更利于安全生产和提高生产能力, 极大地减小了对操作工人的健康威胁, 同时减少了经济损失, 每年因改进喷雾系统能为矿节约截齿消耗费用尽120000余元, 随着此项技术的推广将为综合机械化掘进和安全生产带来巨大的经济效应。
外喷雾系统 篇2
掘进机喷雾系统是针对掘进工作面粉尘而设计的,这些粉尘分布在整个掘进工作面,加重机器损耗,模糊驾驶人员的视线,增加了井下作业的危险性[1]。当粉尘浓度超标时,还会发生爆炸事故,严重威胁着掘进工作的安全进行[2],因此研究掘进机喷雾系统对解决掘进工作面的粉尘问题,实现安全生产,保护人员健康、提高经济效益至关重要[3]。
喷雾系统采用内外喷雾联合使用的方式[4]。内喷雾系统是由截割头中的喷嘴对截齿进行近距离喷雾,主要用于降尘、冷却和消除摩擦而来的火花,虽能起到主要的降尘作用,但使用寿命短,喷嘴易堵塞,实际应用效果较差。外喷雾系统则利用在喷雾架中的喷嘴进行辅助降尘,降尘效果较差。故喷雾系统整体降尘效果并不理想,使掘进机整机效率、机器效能的发挥都受到了一定的影响。
相似理论研究的日趋成熟,在力学、化工学、空气动力学、采矿学等领域已被广泛使用。Zhang M,Vardcharragosad P,L.F A H.[5]应用相似理论分析早期瞬变气流;Holtslag M C等[6]用相似理论描述近海大气条件;Vlasov M N等[7]基于相似理论确定涡流扩散系数及其上限;张驰等[8]介绍相似理论中在时间上的意义,为相似理论在流体学和运动相似学中的应用打下良好基础;黄宸武[9]基于相似理论对风力机气动性能预测表达了观点,釆用相似理论的量纲和方程分析法推导出了风力机气动相似准则;杨瑞刚等[10]基于相似理论对大型桥式起重机结构安全评价进行了试验,得到了新的验证方法;韩彤[11]对输电塔结构进行实验推导出其相似准则与模型参数计算方法。
本文从喷雾系统参数对喷雾降尘效率影响方面入手,采用相似理论的新方法对纵轴式掘进机喷雾降尘系统参数的研究,以达到优化喷雾降尘系统的目的。
1 相似理论
相似理论是一种将某种现象的规律应用到与之相似现象上的学说,贝特朗、费捷尔曼、基尔皮契夫等人根据被研究对象与模型之间有物理相似的特点,先后推导出相似第一、第二、第三定理,发现并完善了相似理论,被广泛应用于建立模型试验、反映和研究真实物理样机的特性、建立功能样机等方面[12]。
相似准则是相似理论的核心内容,准确推导出相似准则是完成相似理论模型设计的前提,对其导出有相似转换法、因次分析法、矩阵法等方法。相似转换法需要所研究的问题能建立出完善的数学方程和给出具体的单值条件,而现实工作情况复杂多变,外界因素干扰众多使其有一定的局限性;因次分析法对需要赋值的未知数给出以不同的值就有不同的解,导致在令值时会有很大的盲目性,给问题的解决带来困难。矩阵法是在因次分析法的基础上利用矩阵式来求准则的方法,克服了前两种方法的弊端。故采用了矩阵法对喷雾降尘系统相似准则进行了导出,具体步骤如下:
1)列出影响系统的主要参数函数式。
2)写出π项式。
3)列因次量表。
4)列出各个参数所对应指数间的代数方程式。
5)列矩阵,按各参数指数间的代数方程式来求矩阵中各参数值,并填入矩阵表中。
6)按矩阵表写出准则。
量纲分析法建立在量纲齐次方程的基础上,对所研究对象进行分析,得出已知的物理量,并对相关物理量纲进行考察,可明确各参数之间的内在关系,掌握所研究对象的规律,用于解决相似准则求解问题。
2 喷雾系统参数相似优化设计
2.1 确定设计变量和性能参数
相似准则是相似模型设计的基本准则,运用量纲分析法求相似准则着重研究喷嘴的布置方式、数量、出口直径、雾化角度、喷雾作用区长度、压力、雾粒直径、速度以及浓度对降尘效率的影响[13],喷雾降尘系统参数优化设计所需的设计变量及掘进性能评价参数如表1所示。
2.2 相似准则的导出
喷雾降尘系统由影响其降尘效率的主要参数之间的关系式表示,其参数准则方程为:
从而可得π项式:
通过对参数变量和性能变量的量纲分析,确定质量(M)、时间(T)和长度(L)为3个基本量纲[14],即各主要参数可表示为MaLbTc,幂指数a、b、c称为量纲指数。为方便量纲和物理量的分析,相似模型采用质量纲系[MLT]来计算,由式(3)、(4)可列出喷雾降尘系统各物理量的质量纲系统矩阵,如表2所示。
由质量纲系统矩阵的量纲关系得出各参数间的指数方程式:
对质量纲系统矩阵进行分析,共有9个有关的物理参量,基本量有[M]、[L]和[T]3个,据π定理可知相似准则数为π=n-k=9-3=6个,其中喷嘴数量N、喷嘴布置方式P和喷嘴雾化角度与质量纲系无关,故可计算出3个相似准则,6个独立项式。
根据力量纲分析理论,列出π矩阵,如表3所示。由矩阵表3可以得出6个相似准则:
相似准则方程可以写成:
2.3 相似比的确定
通过相似准则得出相似判断条件,令P为原型,m为模型,根据式(6)得:
利用相似判定条件对各物理参量的相似比进行定义:
在喷雾降尘系统中,计算式都是在以D、F、v为基本参数的条件下进行的,所以利用D、F、v3个参数的相似比来表达其他设计变量的相似比[15],如λD=λF等,通过相似条件和式(6)~(9)可求得模型各相似比,如表4所示,此将用于参数相似优化设计中新模型变量值的确定。
2.4 相似模型参数建立
选用某型纵轴式掘进机喷雾降尘系统为研究对象,参照影响因素的分析,以相似模型具有实用性为原则,选取合理喷雾压力相似比为λF=1.333,喷嘴出口直径相似比为λD=0.751。在喷嘴雾化角度不变、数量固定、布置方式不变的情况下,利用仿真得到原系统与相似系统的平均雾粒速度,进而求得雾粒速度的相似比。同理可得雾粒直径、雾粒浓度、喷雾作用区长度的相似比,对表2中的相似比关系进行验证,即对相似理论参数优化设计方法进行验证。原系统与相似系统仿真参数设定如表5所示。
3 相似优化模型的仿真验证
3.1 模型建立与网格划分
喷嘴模型用pro/e建立后导入GAMBIT中进行网格划分[16]。用GAMBIT建立掘进巷道模型,对喷嘴模型在巷道中的位置进行确定后将两者导到一起。如图1所示,划分四面体网格,断面为梯形。
3.2 仿真应用数学模型及耦合求解过程
喷雾降尘是尘粒与液滴相撞得到的结果,当巷道通风后,就是流动的空气与液滴相撞形成了喷雾流场[17],假设将巷道里的气体视为连续相,液滴视为离散相,其耦合过程利用欧拉-拉格朗日模型中的离散相模型对连续和离散相相耦合模型进行计算,实现对喷雾系统的仿真。利用目前最为通用的欧拉-拉格朗日耦合算法,在欧拉坐标系下采用N-S方程描述气体介质的运动,采用拉格朗日离散液滴模型的方法描述喷雾液滴的运动[18]。
掘进机巷道的空气流动采用湍流流动数学模型进行计算仿真,其属于受限贴附射流,由射流区与回流区组成,RNGk-ε双方程模型计算仿真要比标准方程效果好[19],其所用控制方程计算公式如下:
1)连续性方程
式中:ρ为流体的密度,取空气密度为1.29;u1v1w为是微元体在坐标轴上的速度分量,设定入口速度为0.1;Sm为质量守恒的广义源项,对于连续性方程取为0。
2)N-S方程
式中:p为微元体所受压力,设定为标准大气压,101 325;μeff粘度系数,空气粘度系数为6.2;Su,Sv,Sw为动能守恒的广义源项,取为压力值在3个坐标轴上的分量。
3)RNGk-ε湍流模型双方程
式中:C1ε、C2ε为经验常数,取1.44和1.92;αk、αε分别为湍动能和耗散率对应的Prandtl数,取1.0和1.3。
离散相模型的运动轨迹是由拉格朗日参考坐标系下的离散相颗粒的运动方程积分得到的,由颗粒的自身惯性和其所受力的平衡得出颗粒在笛卡尔坐标系下x方向的运动方程为:
式中:vp为颗粒的速度,1.5;v为空气流的速度,0.1;gx为重力加速度在x轴上的分量,10;ρp为颗粒的密度,即为水的密度取1;ρ为空气流的密度,1.29;fx为其他作用力,取为自身重力;fD(v-vp)为单位颗粒质量受到的阻力。
式中:μ为连续相粘性系数,6.2;dP为颗粒的直径,100;Rep为相对颗粒雷诺数;CD为阻力系数,取为0.05。
颗粒主要受力就是连续相流体的阻力还有其自身的重力,其余作用在颗粒上的力一般可以忽略不计。
对于耦合求解过程,在连续相仿真计算迭代收敛后进行离散相的仿真计算,将耦合模型设定为相间耦合。对于连续相要使用稳定计算,离散相则采用非稳定计算。在FLUENT中利用DPM模型对两相相耦合的情况进行求解。
3.3 边界条件设定及初始条件选取
在FLUENT里对系统进行仿真计算,以巷道坐标系为基准,设定喷嘴位置,做相应的初始条件选取以及边界条件设置[20]。
1)连续相边界条件
进口边界条件设置为速度入口0.1 m/s,使其与巷道空气速度相差不大;出口边界条件设置为标准大气压;壁面边界条件设置为无滑移固体,而后以标准壁面函数法设定近壁面边界条件。
2)离散相边界条件
设定边界条件为“escape”;壁面设为“trap”,地面设为“reflect”。
3)雾化模型
雾化喷射模型采用压力旋流,介质为纯净水,设置射流正方向为z轴正向,单个喷嘴粒子数为15,喷嘴口径为1.5 mm,入口压力为3 MPa,流量为0.3 kg/s。
3.4 仿真结果分析与相似比关系验证
将设定好边界条件的模型进行迭代仿真直至收敛,得到喷雾降尘雾粒轨迹图以及雾粒直径、浓度和速度等,而后将数据导入Tecplot中,进行数据分析及后处理。以到喷嘴外界面1 m距离的截面上的雾粒为研究对象,对在原系统喷雾压力3 MPa,喷嘴出口直径1.5mm和相似系统喷雾压力为4 MPa,喷嘴出口直径1.125mm下该截面中的雾粒速度进行统计,得原系统与相似系统的速度相似比,整体雾粒的平均速度。统计对比如图2所示。
由图2(a)、(b)求得原系统与相似系统的速度平均值分别为1.41、1.854,得λv=1.315。可知在增大喷雾压力,减小喷嘴口径时,雾粒速度增加,随着喷雾压力的增加,粉尘微粒与雾粒的碰撞次数增加,使喷雾效率得以增加。
巷道的湿度直接由雾粒的浓度来反映,直接影响着喷雾降尘效率,针对雾粒的浓度分布情况,在仿真过程中获得了比较直观的浓度分布图,原喷雾系统与相似系统的浓度对比图如图3(a)、(b)所示。
图3(a)、(b)雾粒浓度的分布状况显示了粒子的运动轨迹,原系统与相似系统雾粒的平均浓度分别为4.87×10-2、6.65×10-2kg/m3,得浓度相似比为λp=1.366,而利用图3中相似比关系求得浓度相似比是λp=1.367,很好地验证了相似比关系的正确性,也说明了相似系统比之原系统喷雾粒子的浓度有明显的增大,喷雾效率有了明显的提高。
直径与作用区长度相似比的验证具有一定的相关性,利用距离喷嘴外边界一定距离某处截面的雾粒直径来分析,针对雾粒直径,以距离为1 m的截面的雾粒直径进行统计说明,统计结果对比图如图4。
由对比分析可求得原系统与相似系统1 m截面处的粒子平均直径分别为121.525、91.285μm,得直径相似比为λd=0.751 2,与λD几乎相等,进一步证明了相似比关系。由于雾粒直径是随着喷雾压力的增加而减小、喷嘴出口直径的减小而减小,最终结果粒子直径的减小说明喷雾效率的提升,体现了参数的优化效果。
作用区长度相似比的验证是一个双向的验证,由于作用区长度与出口直径的相似比相等,取原系统1 m与相似系统0.75 m处截面粒子直径大小进行统计,统计折线对比图如图5所示。
由图5可看出,两系统粒子直径几近相同,说明其起作用程度大体相同,此相似比关系正确。
4 结论
1)运用相似理论进行喷雾系统的设计提高了掘进机的喷雾效果,为掘进及其他设备喷雾系统的优化提供了全新的方法。
2)运用FLUENT仿真验证相似理论参数优化所得相似比关系,克服了传统方法计算难度、计算量大的缺点,并且从多因素入手,比传统的单因素仿真研究更全面。
摘要：以某型纵轴式掘进机的喷雾系统为工程对象,研究系统的关键技术参数,运用量纲分析法推导出系统的相似准则得到相似比关系构建相似优化数学模型,利用Pro/E、GAMBIT工具箱、FLUENT进行建模、系统网格划分及仿真至迭代收敛,得到相似优化设计前后喷雾系统的相关实验数据与图形,最后在Tecplot中实现数据的后处理。通过仿真分析,验证了基于相似参数优化设计的喷雾系统模型的可行性,为掘进机喷雾系统的参数优化提供了一个新的思路和方法。
外喷雾系统 篇3
相对于进气道喷射的汽油机而言,缸内直喷汽油机具有燃油经济性好、响应快、空燃比控制精确、排放低等优点,这主要得益于先进的燃油喷射系统[1,2]。旋流压力喷油器作为直喷汽油机的第一代喷油系统,其燃油耗在部分载荷稀燃当量比燃烧的条件下相比进气道喷射汽油机降低20%,但是对HC和NOx排放并无明显的改善作用。这是因为该喷油器形成的喷雾对于背压的变化非常敏感,随背压升高而明显变小的喷雾锥角影响了喷雾的雾化效果。而喷射初期形成的高速大粒径油滴也会对排放造成负面影响[3]。
目前,研究人员关注于一种配合喷雾导向式燃烧系统使用的由压电晶体控制的外开轴针式喷油器。文献[4]研究表明:该喷油器能够达到更高的喷射压力(高达20 MPa),实现每循环喷油量的精准控制,但最主要的是其能够快速形成适合点火的混合气。文献[5]表明:该外开式喷油器形成的圆锥状喷雾并非连续的,而是由很多细小油线组成的。喷射过程中油线结构及油线数量始终稳定,并且在喷嘴内无空化现象的条件下仍能观察到油线结构。文献[3,6]表明:液体动力、表面张力及空气动力的综合作用是油线结构产生的主要原因;此外,采用PDA对油嘴喷口附近油线的粒径特征进行研究,发现油线结构对雾化有明显的促进作用,随着轴向距离z从2.5 mm增至10.0 mm,油线中心的粒子索特平均直径(sauter mean diameter,SMD)从40 μm减至20 μm。文献[7]对多边界条件下该喷油器的喷雾轴向贯穿距及径向展开宽度的发展趋势作了大量总结。文献[8]表明:在该喷油器的喷雾外侧靠近油嘴的位置会形成一个大尺度的气体涡流。文献[9]研究表明:这种圆锥状喷雾无论在何种条件下均能保持非常稳定的喷雾锥角,此特性保证了喷雾外侧的大尺度的气体涡流始终能够在火花塞附近形成适于点火的均质混合气。文献[10]根据PIV测得的结果计算分析了边界条件变化对这种圆锥状喷雾的空气掺混质量流率的影响。
目前外开轴针式喷油器的喷雾特性被认为是下一代直喷汽油机开发过程中必须掌握的核心之一,而相关研究仍主要集中在喷雾的可视化测量方面,虽然对粒子的SMD进行了测量[3,6],但是研究对象主要是针对油线结构,并非是宏观的喷雾。实际上,喷雾的粒子特性对于外开轴针式喷油器甚至对于喷雾导向式燃烧系统的开发都至关重要,而掌握粒子速度和直径在喷射过程中随时间的变化规律更是实现良好雾化和混合气精确控制的前提条件。基于此背景,本文中采用时间分割法[11,12]对PDPA测量得到的直喷汽油机外开式喷油器的喷雾场粒子信息进行了充分的分析和研究。
1 试验设备及方法
整套试验系统由定容弹、燃油喷射系统、信号控制系统、PDPA测量系统4部分组成。图1为试验系统的布置示意图。
1.1 PDPA系统
试验采用的相位多普勒测量系统(phase doppler particle analyzer,PDPA)主要由激光发射器、光学信号接收器和数据处理器3部分组成。光学信号接收器的轴线与激光焦点在同一水平面,与激光发射器的轴线呈30°夹角。氩离子激光器(Spectra-Physics 2017, 总功率5 W)通过光纤与PDPA的发射器相连,2束波长为514.5 nm的激光透过石英玻璃在容弹内部油嘴下方的测量区形成一个椭球形测量空间(最大直径为0.33 mm,长度13.2 mm)。
图2为试验中PDPA系统所有测量点分布图。将油嘴轴线方向定义为z轴方向,将油嘴出口平面定义为z=0的坐标平面,3个测量点分别设在z=8、16、24 mm。同时,考虑到圆锥状喷雾结构的对称性,为缩短试验测量周期,以x轴正方向上测定点的粒子数据来分析喷雾径向方向的粒子特性。在3个z轴坐标点,测量点从x=-2 mm开始,以2 mm为间隔分别到x=26、32、38 mm结束。系统设定每个测点的取样数量为64 000个,测量时间窗为4 ms。该系统空间坐标定位误差为±0.1 mm,速度和粒径的测量误差均为±2%,粒子球形容忍度为10%,即球形相似度为90%。
1.2 定容弹
针对PDPA系统的光路特征,试验采用特制的定容弹(图3),3个直径为100 mm、厚度为22 mm的石英玻璃中,有2个石英玻璃的轴线夹角为30°。试验只针对喷油器本身对喷雾雾化特性的影响,不考虑蒸发带来的影响,因此定容弹内的环境温度设在(23±1)℃。为保证试验结果的准确性和科学性,容弹具有换气功能。在常压工况下,0.3 MPa空气以20 NL/min(NL/min为20℃、一个标准大气压条件下每分钟的标准体积流量)进入容弹,平均速度约为0.05 m/s。在1.1 MPa高背压(pb)试验条件下,高压氮气以40 NL/min进入容弹,平均速度低于0.01 m/s[13]。
1.3 燃油喷射系统及信号控制系统
图4为外开式喷油嘴的几何结构。试验采用2个喷油器分别具有94°和98°轴针座锥角θ。独立的信号生成器将脉宽为1.5 ms的喷油方波TTL信号(喷油持续期为1.5 ms)送到ECU,相邻2次喷射时间间隔设为1 s。计算机通过USB-CAN转换器与12 V直流电源、信号同步器一起连接到ECU上。试验中,采用自编程软件将针阀的实际最大开度h分别控制在57%LMAX(22.8 μm)和87%LMAX(34.8 μm),轴针设计最大开度LMAX为40 μm。轴针从开始抬起到完全打开的时间为200 μs。供油系统为喷油器提供2种喷射压力pinj(10 MPa和20 MPa)。试验燃料为正庚烷(n-heptane)[14]。
1.4 时间分割法
由于PDPA选择的测量点位置不同,一次喷射过程中不同阶段的粒子数据率并不相同,如果绝大部分数据中来自于喷射结束后的阶段,那么得出的粒子平均直径和速度就会偏向于喷射结束后的情况,因此也就无法掌握喷射过程中的粒子特征变化情况。为了细化研究结果,掌握一次喷射过程的不同阶段粒子在某个空间位置上所具有的速度及直径特性,文献[11,12]提出时间分割法的概念。时间分割法以瞬态的粒子速度结果为基础,具体定义(图5)为:在粒子速度分布图中确定粒子速度的最大值VMAX;将1/2VMAX直线与虚线所示的粒子速度分布轮廓线的交点的时间坐标定义为t0.5;将t0.5时间长度三等分,将前两段1/3t0.5的时间长度分别定义为喷雾的前段(F段)和中段(C段);将2/3 t0.5时间长度定义为喷雾后段(R段);将之后的部分定义为喷雾尾段(T段)。
2 试验结果分析
2.1 燃油喷射率及每循环喷油量
试验采用试验室专用的电子控制供油系统与EM12喷油规律测试仪对喷油器的燃油喷射率及每循环喷油量随时间及边界条件的变化规律进行了研究。虽然在使用PDPA的试验中仅采用了2种喷射压力和轴针升程条件,但是为了清楚了解燃油喷射率及每循环喷油量随喷射压力或轴针升程变化的发展规律,在该试验中增加了新的边界条件。
图6为4种轴针升程条件下(一次喷射过程中轴针的最大开度),98°轴针座锥角的喷油器的燃油体积喷射率曲线。试验采用的喷射压力为20 MPa,背压为1.1 MPa,喷油持续期1.5 ms。从试验结果来看,轴针升程的增加使相同时间点的燃油喷射率增加,但4种轴针升程条件下得到的燃油喷射率曲线形状几乎相同。唯一有所区别的是,在喷射初期随着针阀完全开启,燃油喷射率会出现一个峰值,而随着轴针升程的增加,该峰值与稳定后的燃油喷射率之间的差距会愈加明显。
图7为采用98°轴针座锥角喷油器得到的4种喷射压力条件下每循环燃油喷射量与轴针升程的关系曲线。试验在0.1 MPa大气压力条件下进行,取样数量为300次喷射。从试验结果来看,每循环喷油量随轴针升程的增加呈近似线性增加的趋势,这种趋势并不受到喷射压力变化的影响,原因是压电晶体对轴针升程的精确控制保证了不同轴针升程条件下喷射率曲线的形状几乎无明显变化。此外,在相同升程条件下,随着喷射压力等间隔(5 MPa幅度)增长,每循环喷射量曲线之间的差距逐渐减小。研究[14]表明:喷孔内部复杂的气液两相变化对实际流通面积的影响是喷射压力升高后,其对每循环喷油量的影响逐渐减小的原因。
2.2 背压对粒子特性的影响
研究[13,14]表明:与喷射压力、喷雾锥角及轴针升程相比,背压变化对于喷雾宏观和微观特性的影响更加明显。本文中首先着重分析背压对于喷雾场粒子特性的影响。图8为PDPA系统在2种背压条件下1个测量点p(20,0,16)上获得的粒子直径和速度的瞬态结果。试验采用的喷射压力为10 MPa,喷油器的轴针座锥角为94°,轴针升程为57%LMAX。
由图8可见,随着背压从0.1 MPa增至1.1 MPa,喷雾到达这个空间点所花费的时间变长,从约0.5 ms变为1.0 ms(包括系统延迟)。背压的增加也使粒子速度明显降低,大气压力条件下,喷射过程中粒子的最高速度约为80 m/s,但在1.1 MPa背压条件下,粒子的速度在±10 m/s范围内。从粒径结果来看,高背压条件下的粒子直径表现出明显高于常压条件的趋势,但这并不意味着高背压条件会抑制喷雾的雾化。不考虑气流运动等因素的影响,单独从背压增加的影响来看,喷雾体积减小使喷雾场内里的粒子数密度增加,这在一定程度上抑制了粒子的进一步细化。但问题的真正原因是常压条件下环境气体对喷雾的反作用力较弱,表面波的增长较慢,在喷雾近场剥落的大多是直径较小的粒子[15]。而PDPA系统对于粒子的球形相似度要求较高,对于形状不规则的大粒径油滴,系统并不会将其视为有效数据记录下来。
图9为94°轴针座锥角对应的喷雾在z=16 mm坐标位置沿x轴方向粒子的平均速度及SMD分布特征。试验的喷射压力为10 MPa,轴针升程为57%LMAX。研究[13,14]表明:随着背压从0.1 MPa增至1.1 MPa,这种外开式喷油器形成的空心圆锥状喷雾结构会变成实心的圆锥结构,喷雾体积明显减小;此外,在油嘴附近会形成2个大尺度的气体涡流。而背压的变化对于气体涡流的影响在很大程度上决定了z=16 mm时径向方向上粒子的平均速度及SMD的变化特征。在喷油结束后(TASOI=2.6 ms),喷雾场内的粒子速度特性主要是受气流运动影响。由图9可见,在常压条件下,与喷雾外侧的粒子速度相比,燃油喷射在喷雾内部轴线附近的粒子运动速度更高。在pb=1.1 MPa条件下,喷雾内部的气流速度也大于外侧的气流运动速度,但是与常压条件下的结果相比,粒子在相同径向位置上的速度方向则完全相反,这主要是受大尺度气体涡流出现的位置影响[13]。从粒子SMD结果来看,常压条件下喷雾路径上的粒子SMD要明显大于两侧,且常压条件下粒子SMD要小于1.1 MPa背压条件下的粒子SMD,原因如上文所述,常压条件下测量区域内燃油主要以连续液体形式存在,剥落的多是小粒径油滴。
图10为与图9相同试验条件下获得的粒子速度和粒子直径的标准差分布结果。由图10可见,在常压条件下,喷雾路径上的粒子速度和粒径的标准差都要高于两侧。这是由于高背压条件下粒子的速度明显减小,因此在径向上粒子的速度标准差要明显小于常压条件下的结果。在高背压条件下,油气掺混得更加充分,燃油射流在空气动力作用下被分解成直径大小分布范围较大的粒子,因此与常压条件相比,其粒子的直径标准差明显较高,特别是喷雾内侧靠近轴线的位置,单位空间内粒子数密度较高,使得轴线附近的粒子直径标准差非常大。这样的特征也会导致粒子SMD和算数平均直径(arithmetic mean diameter,AMD)结果出现明显差距,具体内容在下文中进行详细叙述。
文献[10]提出了针对此类喷油器的空心圆锥状喷雾的空气掺混质量流率计算公式。
式中,z为油嘴的轴向坐标;undefined为空气掺混质量流率;ρg和ρl分别为液体和气体密度;z0为初次雾化的长度,其长度主要根据可视化结果来确定[14];af和an为经验常数,本文中根据之前采用PIV对外开式喷油器的喷雾速度场进行测量得到的试验结果[13]分别将其确定为2.6和5.8。
图11为背压变化对空气掺混质量流率的影响(pinj=5 MPa,TASOI=1 ms)。由图11可见,随着背压从0.1 MPa增至1.1 MPa,空气的掺混质量流率不断增加,而油气掺混作用加强会明显促进燃油射流的分裂及大粒径油滴的细化。因此,这一结果为上文中关于高背压条件下粒子SMD偏大的分析提供了科学依据。
图12为采用时间分割法得到的98°轴针座锥角的粒子在不同试验条件下的速度特性结果。对比图12(a)和图12(d)的结果发现,背压从0.1 MPa增至1.1 MPa时对喷雾场内的粒子速度具有明显影响。在大气压力条件下,喷雾前端(F段)粒子具有较高的速度,但受到的空气阻力也相对较大,因此其最大速度略低于喷雾中段(C段)的粒子。随着轴针开始落座,由于失去了后面燃油的推动,喷雾后段(R段)的粒子在空气阻力的影响下速度明显降低。对于喷雾尾段(T段)的粒子,其速度主要受气流运动的影响,在定容弹条件下,喷雾场内粒子的速度几乎为零。
此外,由于空气阻力较小,3种喷雾贯穿距条件下(即3个z轴坐标位置)粒子平均速度的最大值几乎相同。在1.1 MPa高背压条件下,较大的空气阻力使燃油在喷雾后便迅速分裂成细小的油滴,这些油滴进一步与周围气体发生动量交换,使自身速度很快降低,即使是F段和C段,粒子在径向上的平均速度最大值也不超过20 m/s。
图13为采用时间分割法处理获得的不同试验条件下98°轴针座锥角的粒子平均直径分布特征。由图13(a)可见,喷雾的前端(F段和C段)粒子具有较大的粒径(AMD和SMD),其中F段的粒子与空气接触得更多,其粒径要略小于C段。相比之下,随着喷油过程结束,在与空气充分接触之后R段和T段的粒子直径明显减小。T段粒子的AMD和SMD分别稳定在10 μm和20 μm左右。由于粒子直径较大的分布范围导致了同一个测量点上的AMD和SMD存在差异。可以看到,喷雾路径上的粒子平均直径要大于两侧的粒子直径,而较大的粒径标准差也使AMD和SMD的结果相差很大。比较图13(a)和图13(d)可见,高背压条件下,整个喷射过程中4个阶段的粒子平均直径均明显大于常压条件下的粒子直径。T段粒子的AMD和SMD分别稳定在20 μm和40 μm左右。上文已经给出了造成这种现象的原因,在此不赘述。
2.3 轴针升程及喷射压力对粒子特性的影响
比较图12(a)和图12(b)可见,喷射过程中轴针最大升程的增加并未对粒子的速度产生明显影响。在大气压力条件下,轴针升程的增加并不能够对空气反作用力及表面波扰动产生明显影响,因此在喷雾近场的粒子速度并未出现明显变化。由图13相应结果来看,轴针升程的增加使喷射过程中喷雾前端的粒子直径有所增大,但是随着喷油过程结束,粒子的平均直径持续稳定在10 μm和20 μm左右。
比较图12(c)和图12(d)可见,即使在1.1 MPa高背压环境下,喷射压力从10 MPa增至20 MPa仍能使喷雾路径上的粒子速度小幅提高。特别是在R段,20 MPa喷射压力条件下,z=24 mm位置处喷雾中的粒子速度仍然很高。比较图13(c)和图13(d)可见,喷射压力的增加对喷雾的雾化也有帮助。在4个阶段中,20 MPa喷射压力对应的粒子SMD和AMD结果均略小于10 MPa喷射压力对应的结果。T段作为喷油结束后的时间段,其粒子特性最能够反应点火时刻的混合气特征,从粒子平均直径来看,喷射压力的升高使粒子的平均直径减小10%以上。
2.4 轴针座锥角对粒子特性的影响
图14为喷射压力10 MPa、背压0.1 MPa、轴针升程57% LMAX条件下,轴针座锥角对粒子速度和直径的影响。比较图14(a)和图14(b)可见,94°与98°轴针座锥角之间的4°角度差距并没有对F段和C段的粒子速度最大值产生明显影响,仅改变了粒子最大速度出现的位置。98°轴针座锥角对应的喷雾径向展开范围更大,z轴3个测量位置上的粒子最大速度都比较靠近外侧。而正是这一特征使R段2个油嘴的粒子速度特性出现区别。与可视化和PIV结果证明的情况一致[13,14],高背压使喷雾体积明显减小,然而喷雾场内的大尺度涡流的半径却未因为背压的升高而减小,这使得在R段94°轴针座锥角的喷雾内部靠近油嘴的位置(z=8 mm)出现明显的气体回流,而这个回流的速度明显要大于粒子的正向速度。在T段,2个喷油器的喷雾场粒子速度全部为零,油滴粒子处于悬浮状态。
比较图14(c)和图14(d)可见,F段2种轴针座锥角对应的AMD结果差距不大,但是与98°轴针座锥角对应的喷雾相比,94°轴针座锥角的喷雾在喷油器轴线附近的粒子SMD更高,C段也是如此。从C段到R段,2种轴针座锥角的喷雾在z=16、24 mm位置上的SMD明显减小,但在喷雾轴线附近,94°轴针座锥角的喷雾粒子SMD仍然较大。在T段,喷油结束后,粒子速度降为零,2种轴针座锥角的粒子AMD没有明显区别,但是94°轴针座锥角的喷雾粒子SMD要略高。
3 结论
(1) 压电晶体对轴针运动的精确控制使不同轴针升程条件下燃油喷射率曲线形状几乎相同,每循环喷油量与轴针升程呈近似线性的增长关系。
(2) 背压从0.1 MPa升至1.1 MPa使喷雾场内的粒子速度明显降低,而空气掺混质量流率的增加使粒子的直径分布范围增加,粒径的标准差变大。
(3) 采用时间分割法对背压增加产生的影响进行分析并发现,背压增加使燃油雾化速度加快,粒径分布范围加大;同时,无论是喷雾前端还是喷雾尾部,粒子平均速度的最大值不超过20 m/s。常压条件下,喷油结束后,粒子AMD和SMD稳定在10 μm和20 μm左右。1.1 MPa高背压条件下,粒子AMD和SMD分别为20 μm和40 μm左右。
(4) 喷射过程中轴针最大升程对于大气压力条件下喷雾近场的粒子速度及直径无明显影响。而喷射压力从10 MPa增至20 MPa可以使粒子速度增加,同时也使喷油结束后(T段)喷雾场内的粒子AMD和SMD减小。
水喷雾灭火系统探讨 篇4
1.1 系统概述
水喷雾灭火系统是在自动喷水灭火系统的基础上发展起来的, 利用水雾喷头在一定水压下将水流分解成细小水雾滴进行灭火或防护冷却的一种固定式灭火系统。
在适用范围内, 水喷雾灭火系统具有投资小、操作方便、安全环保的特点。
1.2 灭火机理
水喷雾灭火系统的灭火机理主要为表面冷却、窒息、冲击乳化和稀释。从水雾喷头喷出的雾状水滴, 粒径细小, 表面积很大, 遇火后迅速汽化, 带走大量的热量, 使燃烧表面温度迅速降到燃点以下, 使燃烧体达到冷却目的;当雾状水喷射到燃烧区遇热汽化后, 形成比原体积大1700倍的水蒸汽, 包围和覆盖在火焰周围, 因燃烧体周围的氧浓度降低, 使燃烧因缺氧而熄灭;对于不溶于水的可燃液体, 雾状水冲击到液体表面并与其混合, 形成不燃性的乳状液体层, 从而使燃烧中断;对于水溶性液体火灾, 由于雾状水能与水溶性液体很好溶合, 使可燃烧性浓度降低, 降低燃烧速度而熄灭。
1.3 系统组成
水喷雾灭火系统的组成与雨淋自动灭火系统相似, 主要由水源、供水设备、供水管道、雨淋阀组、过滤器和水喷雾喷头组成。
1.4 适用范围
水喷雾灭火系统可用于扑救固体火灾、闪点高于60℃的液体火灾和电气火灾。也可用于可燃气体和甲、乙、丙类液体的生产、储存装置或装卸设施的防护冷却, 但不得用于扑救遇水发生化学反应造成燃烧、爆炸的火灾和水雾对保护对象造成严重破坏的火灾。
过去水喷雾灭火系统主要用于石化、交通和电力部门的消防系统中, 随着大型民用建筑的发展, 水喷雾灭火系统在民用建筑消防系统中的应用成为可能, 在《高层民用建筑设计防火规范》 (GB50045-95) 1997年修订版中, 第7.6.6.条明确规定, 高层建筑内的可燃油油浸电力变压器室、充可燃油的高压电容器和多油开关室、自备发电机房和燃油、燃气锅炉房应设水喷雾灭火系统。
2 水喷雾灭火系统组件
2.1 水喷雾喷头
水雾喷头的选型应符合下列要求:扑救电气火灾应选用离心雾化型水雾喷头;腐蚀性环境应选用防腐型水雾喷头;粉尘场所设置的水雾喷头应有防尘罩。
2..2雨淋阀组
雨淋阀组的功能应符合下列要求:接通或关断水喷雾灭火系统的供水;接收电控信号可电动开启雨淋阀。接收传动管信号可液动或气动开启雨淋阀;具有手动应急操作阀;显示雨淋阀启、闭状态;驱动水力警铃;监测供水压力;电磁阀前应设过滤器。
雨淋阀组应设在环境温度不低于4℃, 并有排水设施的室内, 其安装位置宜靠近保护对象并在便于操作的地点。
雨淋阀前的管道应设置过滤器, 当水雾喷头无滤网时, 雨淋阀后的管道亦应设过滤器。过滤器滤网应采用耐腐蚀金属材料, 滤网的孔径应为4.0～4.7目/cm^2。雨淋阀后的管道上不应设置其他用水设施;应设泄水阀、排污口。
2.3 水源、供水设备及管道
水喷雾灭火系统的用水可由市政给水管网、工厂消防给水管网、消防水池或天然水源供给, 并应确保用水量。水喷雾灭火系统的给水水压和水量未能满足系统要求时, 可参照自动喷水灭火系统规范设置水泵和消防水池。
水喷雾灭火系统的响应时间, 当用于灭火时不应大于45s;当用于液化气生产、储存装置或装卸设施防护冷却时, 不应大于60s;用于其他设施防护冷却时, 不应大于300s。
水喷雾灭火系统的取水设施应采取防止被杂物堵塞的措施, 严寒和寒冷地区的水喷雾灭火系统的给水设施应采取防冻措施。
参照自动喷水灭火系统规范中管道的要求, 水喷雾灭火系统的供水管道最大工作压力≤1.20MPa, 管道材质应采用内外壁热镀锌钢管, 按管道直径采用相应的螺纹及沟槽或法兰等连接方式。
2.4 操作与控制
水喷雾灭火系统应设有自动控制、手动控制和应急操作三种控制方式。当响应时间大于60s时, 可采用手动控制和应急操作两种控制方式。
火灾探测与报警应按现行的国家标准《火灾自动报警系统设计规范》的有关规定执行。火灾探测器可采用缆式线型定温火灾探测器、空气管式感温火灾探测器或闭式喷头。当采用闭式喷头时, 应采用传动管传输火灾信号。传动管的长度不宜大于300m, 公称直径宜为15～25mm。传动管上闭式喷头之间的距离不宜大于2.5m。
当保护对象的保护面积较大或保护对象的数量较多时, 水喷雾灭火系统宜设置多台雨淋阀, 并利用雨淋阀控制同时喷雾的水雾喷头的数量。
保护液化气储罐的水喷雾灭火系统的控制, 除应能启动直接受火罐的雨淋阀外, 尚应能启动距离直接受火罐1.5倍罐径范围内邻近罐的雨淋阀。
分段保护皮带输送机的水喷雾灭火系统, 除应能启动起火区段的雨淋阀外, 尚应能启动起火区段下游相邻区段的雨淋阀, 并应能同时切断皮带输送机的电源。
水喷雾灭火系统的控制设备应具有下列功能:选择控制方式;重复显示保护对象状态;监控消防水泵启、停状态;监控雨淋阀自、闭状态;监控主、备用电源自动切换。
3 水力计算
3.1 系统的设计流量
⑴水雾喷头的流量应按下式计算:
式中:
q———水雾喷头的流量 (L/s) ;
P———水雾喷头的工作压力 (MPa) ;水雾喷头的工作压力, 当用于灭火时不应小于0.35MPa;用于防护冷却时不应小于0.2MPa。
K———水雾喷头的流量系数, 取值由生产厂家提供。
⑵保护对象的水雾喷头的计算数量应按下式计算:N=s·W/q
式中:
N———保护对象的水雾喷头的计算数量;
S———保护对象的保护面积 (m^2)
W———保护对象的设计喷雾强度 (L/min.m^2)
⑶系统的计算流量应按下式计算:
Qj=1/60∑qi (i=1, n)
式中:
Qj———系统的计算流量 (L/s)
n———系统启动后同时喷雾的水雾喷头数量;
qi———水雾喷头的实际流量 (L/min) , 应按水雾喷头的实际工作压力Pi (MPa) 计算。
⑷当采用雨淋阀控制同时喷雾的水雾喷头数量时, 水喷雾灭火系统的计算流量应按系统中同时喷雾的水雾喷头的最大用水量确定。
系统的设计流量应按下式计算:
Q=K·Qj
式中:
Q———系统的设计流量 (L/s) ;
K———安全系数, 应取1.05～1.10。
3.2 管道水力计算
⑴管道的沿程水头损失应按下式计算:
i=0.00107V^2/Dj^1.3
式中:
i———管道的沿程水头损失 (MPa/m) ;
V———管道内水的流速 (m/s) , 宜取v≤5m/s;
Dj———管道的计算内径 (m)
⑵管道的局部水头损失宜采用当量长度法计算按管道沿程水头损失的20%～30%计算。
⑶雨淋阀的局部水头损失应按下式计算:
hr=BRQ^2
式中:
hr———雨淋阀的局部水头损失 (MPa) ;
BR—雨淋阀的比阻值;取值由生产厂提供;
Q———雨淋阀的流量 (L/s) 。
⑷系统管道入口或消防水泵的计算压力应按下式计算:
H=∑h+h0+Z/100
式中:
H———系统管道人口或消防水泵的计算压力 (MPa) ;
∑h———系统管道沿程水头损失与局部水头损失之和 (MPa) ;
h0———最不利点水雾喷头的实际工作压力 (MPa) ;
Z———最不利点水雾喷头与系统管道入口或消防水池最低水位之间的高程差, 当系统管道入口或消防水池最低水位高于最不利点水雾喷头时, Z应取负值 (m) 。
4 系统的应用要点
水喷雾灭火系统实际上是一个局部喷雾保护系统, 喷雾喷头是要布置在被保护物的周围, 使水雾包围覆盖容易发生火灾或需冷却的设备或装置。因此喷头的布置及有关的设计 (计算) 是水喷雾灭火系统应用中的非常重要和关键的问题。
4.1 水雾喷头布置
合理地布置水雾喷头, 是保证系统有效工作的重要措施, 也是系统设计中的一个相当重要的环节。
⑴当保护对象为油浸式电力变压器时, 水雾喷头布置应符合下列规定:水雾喷头应布置在变压器的周围, 不宜布置在变压器顶部;保护变压器顶部的水雾不应直接喷向高压套管;
水雾喷头之间的水平距离与垂直距离应满足水雾锥相交的要求;油枕、冷却器、集油坑应设水雾喷头保护。
⑵当保护对象为可燃气体和甲乙丙类液体储罐时水雾喷头与储罐外壁之间的距离不应大于0.7m。当保护对象为球罐时, 水雾喷头布置尚应符合下列规定:水雾喷头的喷口应面向球心;水雾锥沿纬线方向应相交, 沿经线方向应相接;当球罐的容积等于或大于1000m3时, 水雾锥沿纬线方向应相交, 沿经线方向宜相接, 但赤道以上环管之间的距离不应大于3.6m;无防护层的球罐钢支柱和罐体液位计、阀门等处应设水雾喷头保护。
⑶当保护对象为电缆时, 喷雾应完全包围电缆。
⑷当保护对象为输送机皮带时, 喷雾应完全包围输送机的机头、机尾和上、下行皮带。
⑸水雾喷头、管道与电气设备带电 (裸露) 部分的安全净距应符合有关标准的规定。遵循电压越高距离越大的原则。
⑹水雾喷头与保护对象之间的距离不得大于水雾喷头的有效射程。实际位置应在施工安装过程中进行调整, 包括高度和喷头的角度的调整。
⑺水雾喷头的平面布置方式可为矩形或菱形。当按矩形布置时, 水雾喷头之间的距离不应大于1.4倍水雾喷头的水雾锥底圆半径;当按菱形布置时, 水雾喷头之间的距离不应大于1.7倍水雾喷头的水雾锥底圆半径。水雾锥底圆半径应按下式计算:
式中:
R———水雾锥底圆半径 (m) ;
B———水雾喷头的喷口与保护对象之间的距离 (m) ;
θ———水雾喷头的雾化角 (0) ;
θ的取值范围为30、45、60、90、120。
4.2 水喷雾喷头有关的设计 (计算)
保护对象的水喷雾喷头数量应根据设计喷雾强度、保护面积和水雾喷头特性按规范计算确定。其布置应使水雾直接喷射和覆盖保护对象, 当不能满足要求时应增加水雾喷头的数量。
⑴设计喷雾强度和持续喷雾时间不应小于表1的规定:
⑵保护面积:采用水喷雾灭火系统的保护对象, 其保护面积应按其外表面面积确定, 并应符合下列规定:
当保护对象外形不规则时, 应按包容保护对象的规则形体的外表面面积确定;
变压器的保护面积除应按扣除底面面积以外的变压器外表面面积确定外, 尚应包括油枕、冷却器的外表面面积和集油坑的投影面积;
分层敷设的电缆的保护面积应按整体包容的最小规则形体的外表面面积确定。
可燃气体和甲、乙、丙类液体的灌装间、装卸台、泵房、压缩机房等的保护面积应按使用面积确定。
输送机皮带的保护面积应按上行皮带的上表面面积确定。
开口容器的保护面积应按液面面积确定。
⑶水雾喷头特性:水雾喷头按其进口最低水压, 可分为中速水雾喷头和高速水雾喷头。中速喷头的压力为0.15～0.5MPa, 水滴粒径为0.4～0.8mm, 一般用于暴露防护冷却;高速喷头的压力为0.25～0.8MPa, 水滴粒径为0.3～0.4mm, 一般用于灭火和控火。
4.3 水雾喷头的工作压力
水雾喷头的工作压力, 当用于灭火时不应小于0.35MPa, 用于防护冷却时不应小于0.2MPa。
当管网最不利点水雾喷头的喷雾强度满足设计喷雾强度时, 上游管网沿线水雾喷头的工作压力呈现越往上游越高的趋势, 为使水雾喷头的喷雾强度趋于平均, 需要在水雾喷头连接支管上设置减压装置, 并通过水力计算确定减压装置节流孔径。从而达到理想的灭火效果。减压装置应满足以下要求: (1) 管道采用减压孔板时宜采用圆缺型孔板。减压孔板的圆缺孔应位于管道底部, 减压孔板前水平直管段的长度不应小于该段管道公称直径的两倍。 (2) 管道采用节流管时, 节流管内水的流速不应大于20m/s, 长度不宜小于1.0m, 其公称直径宜按规定确定。
5 总结
我们只要根据灭火对象, 在水喷雾灭火系统适用范围内通过合理设计和施工现场调整的方法, 扬长避短, 是能够充分发挥水喷雾灭火系统的技术和经济效益, 实现投资小、操作方便、安全环保的灭火设施。
摘要：水喷雾灭火系统是利用水雾喷头在一定水压下将水流分解成细小水雾滴进行灭火或防护冷却的一种固定式灭火系统, 具有投资小、操作方便、安全环保的特点。
关键词：水喷雾灭火系统,水力计算,系统的应用要点
参考文献
增湿塔喷雾系统的改进 篇5
1 增湿塔喷雾系统技改前状况
1.1 主要工作参数
增湿塔高39m，直径9.5m。工况风量90万m3/h，进口温度310～350℃，大部分时间在320℃左右，设计出口温度(生料磨停机时)130℃。
设计采用20支进口高压回流喷枪RDL80进行喷雾，喷枪工作压力(参照塔顶压力表)为3.3MPa左右。采用2台上海产高压水泵，每台功率110kW, 水量调节采用塔底回水调节阀进行调节。
1.2 运行中存在的问题
1)增湿塔的实际出口温度第一年为140℃，第三年提高至185℃，已不能满足工艺要求，特别是生料磨停机时，由于烟气温度降不下来，电除尘器根本无法达标，如果强行降温至160℃以下，则塔底粉料成泥浆，无法进行正常生产。
2)水泵在整个生产运行过程中一直满负荷运行，因为采用回水量调节，动力消耗高。更为严重的是由于水泵高压力(410m扬程)出口，原设计的2台泵为一用一备，由于水泵回漏严重，需再备2台水泵，变成3用1备，造成运行成本的大幅提高。
3)当需要频繁闭启喷枪时，回流喷枪存在滴水现象，严重时产生塔底结块现象，必须经常清理塔底，否则拉链机无法工作。
4)喷枪内部的最小通径很小(约1.2mm)。喷嘴极易堵塞，需每班定时清洁喷头。同时对水质的要求很高，需配置专门的水处理设备。
5)回流喷枪工作压力在3.3MPa以上，管路、法兰及部分阀门很容易发生破裂、泄漏等，其中高压电磁阀损坏数量最多，仅2003年更换该阀的配件费用高达18万元。
6)喷雾系统的调节采用人工手动现场控制回流水量，造成系统工艺参数变化时调节不及时，有时温度过高，有时轻微湿底。
7)水泵噪声非常大，多台水泵同时工作时，噪声达130dB以上，人在泵房时，难以忍受。
8)喷枪使用寿命较短，通常只有1年左右。
2 增湿塔喷雾系统技改后状况
2.1 双流体喷雾系统工作原理
根据烟气温度的变化自动调节喷枪的喷水量，保证增湿塔出口温度维持在适当的温度范围内。工作时，冷却水自水源水箱经过过滤器过滤后由变频水泵升压并调节到一定的压力和流量，经出口管路送到喷枪，在压缩空气的作用下雾化，产生非常细小的雾化颗粒 (Dmax约为200～320μm) ，水雾在高温烟气中迅速蒸发，吸收烟气的大量热量，使烟气温度迅速降低并维持在一定温度范围内。当出口测温元件检测到烟气温度超过温度设定值范围时，在控制器的控制下，变频水泵自动调节转速，增大供水压力和流量，使喷水量增大，从而使烟气温度降低到指定范围内。
2.2 双喷雾系统的特点
1)双流体喷枪没有回流，所有的水量全部喷入烟气中，通过变频水泵来控制喷雾量的大小。
2)进口的水气压力在0.3～0.5MPa，低压力下，金属材料几乎不磨损，喷口不增大，喷枪使用寿命长，且雾化可保持长期稳定。
3)水泵和阀门等是低压等级，功率低、噪声低，这样故障率极低，几乎没有维护费用和停产的风险。
4)低压力下的大流量，喷头喷口可以增大，对水质的要求低，喷头不会堵塞。
2.3 系统配置
系统由喷枪、水路系统、气路系统和电气控制系统组成。
供水系统由过滤单元、水泵单元、流量检测单元、溢流装置和相关的压力开关、压力表等组成，负责按系统需要向喷枪供水。
供气系统由气体手动压力调节阀、电磁控制阀和压力检测元件等组成。按要求向喷枪提供一定量和压力的压缩空气，用于冷却水的微细雾化。
电气控制系统由温度检测部分和控制器PLC两部分构成。
2.4 技改后的效果
1)雾化效果好。
2)塔底很少出现湿底、结块等现象。
3)出增湿塔烟气温度明显降低且稳定：出口烟气温度在生料磨停机时基本能稳定在130～150℃;开机时为保证烘干生料热量需要，能稳定在220℃左右。
4)运行费用低。 (1) 改造前，每年水泵运行电费约63.4万元，改造后，只有32.7万元，比原来节省30.7万元。 (2) 改造前，每年的实际备件、维护及停工损失费用约为25.6万元, 改造后, 其费用不足1万元, 大大降低了其配件消耗。
3 结论
喷雾冷却系统的模糊控制器设计 篇6
近年来, 工业生产过程使用大量切削液, 使得处理切削液的费用占到了零件总加工成本的14%~17%, 切削液还会直接污染车间环境、危害工人健康。本系统利用压缩气体和液体作为冷却介质, 解决了切削液的污染问题, 在提倡绿色环保的今天, 推广喷雾冷却系统具有重要的现实意义。
1 冷却系统整体设计
喷雾实验装置总体结构如图1所示。温度控制器可以根据建工需要事先设置相关需控制的温度, 再由温度传感器采集相关加工工件的温度, 将温度传输给温度控制器, 温度控制器将设置温度和采集温度进行比较, 根据模糊控制规则, 由温度控制器输出相应的控制量分别对气体流量和液体流量进行相应配比, 气体和液体在雾化喷头处进行混合喷出。模糊控制器的优点是不需要对相关的控制环节有太精确的把控, 在整个过程中可以实时根据温度传感器的信号来改变相应的输出变量, 使得工件可以在一个稳定的加工环境中进行加工, 既提高了加工的精度, 也解决了加工过程中温度变化引起的应力集中温度问题。同时使用的冷却介质都是无污染的气体和液体, 也解决了切削液的处理问题。
2 硬件设计
整个系统设计的重点是温度控制的实现。该控制器设计了键盘输入, 可以通过键盘输入加工过程中需要的恒定温度并显示, 加工过程中由温度传感器 (热电偶) 来进行工件温度的实时采集, 并由A/D转化成数字信号交由单片机处理;单片机将采集信号和输入信号进行对比, 再结合模糊控制规则, 将偏差值和偏差变化量进行量化、模糊化, 经过推理得出所需要的输出变量;D/A的作用是将输出的变量转换成模拟控制量, 再经由触发电路和功率调节装置进行相应的放大, 去控制气体和液体比例电磁阀的输出。该系统还设置了环境温度的采集, 主要作用是进行相应的温度补偿, 让该系统可以适应更多的环境。温度控制器系统设计框图如图2所示。
3 模糊温度控制器算法设计
模糊控制不局限于系统输入和输出量是对应的确切的数学关系, 它的设计可以利用设计者的经验来描述输入和输出, 同时在过程之中可以根据控制规则改变输入和输出的关系, 令整个系统达到最优化。这也使得模糊控制器的设计不能用数学来解析模型。控制器算法的设计主要分为4个步骤:模糊控制器结构的确定、相关参数的模糊化处理、模糊规则的建立、最终输出量的反模糊化输出。
3.1 模糊控制器结构确定
模糊控制的结构主要根据系统的设计要求来确定, 这也是模糊控制器的灵活之处。采集温度和输入温度的对比得到偏差信号E, 再根据前后偏差信号的对比可以得出偏差变化量EC。根据两个值确定该系统可以采用二维模糊控制器结构。
3.2 系统参数模糊化处理
根据温度控制器根据设计要求, 偏差e基本论域初设为[-12, 12], 由于升温速率不快, 偏差变化ec基本论域为[-12, 12];模糊论域参考Mamdani模糊控制理论, 模糊论域E和EC统一设为[-6, 6], U设为[-6, 6];量化因子为Ke=6/12=1/2, Kec=6/12=1/2。模糊论域E、EC、U分别具有一定的变化范围, 将该变化范围分别定义为模糊集上的论域, 可以定义为13个等级:
3.3 模糊规则建立
根据模糊控制系统的建立方法, 采用语言描述的形式, 输出及输入的模糊子集的描述分别为:
根据模糊规则可以将偏差E和EC分成两头大、中间小, 考虑温度偏差大时可以快速逼近设定值, 偏差较小时可以使控制效果变得精确、细腻;同时采用三角形和梯形函数, 便于离线计算。输出U采用Z型和S型函数, 使得输出数据过渡变得平滑。
3.4 模糊控制规则表确定
确定模糊控制规则表时只需要调整相关参数, 使得系统输出响应的动静态性能达到最佳即可, 这也是模糊控制的特点之一, 可以由设计人员根据经验得出。根据系统输出相应关系, 利用偏差和偏差变化趋势调节, 可推出控制过程的所有控制规则如表1所示。
3.5 输出量的反模糊化
采用Mamdani模糊控制方法来设计本文的模糊温度控制器, 确定了它的量化因子、模糊规则、隶属函数、比例因子等相关参数, 通过模糊推理, 最终计算出相应的输出量, 得出模糊温度控制器最终的输入、输出关系表 (表2) 。
4模糊温度控制器的软件设计
系统软件设计主要包括6个模块:单片机系统初始化模块、所需温度的输入模块、加工工件的温度采集模块、相关温度值的处理模块、环境温度采集模块和模糊控制算法模块。6个模块整合在一起的系统流程如图3所示。
5 结语
本文运用模糊控制作为控制方式, 以单片机作为核心控制芯片, 设计了模糊温度控制器。通过MATLAB/Simulink平台对模糊控制系统的稳定性进行了分析, 也验证了模糊规则设计的实用性与合理性。
参考文献
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水田宽幅喷雾机变量控制系统研究 篇7
水稻生长过程中病虫草害发生较为频繁, 除杂草和防治病虫害对确保水稻高产作用显著。但是长期以来我国水稻植保作业基本以背负式喷雾喷粉机、小型动力喷雾机为主, 喷药效率低下, 人员劳动强度大, 且农药有效利用率仅为20%～40%, 远低于发达国家 (60%～70%) 。大量流失的农药不仅造成了巨大浪费, 还严重污染了土壤和环境。
发达国家较早开展了高效、精确施药技术和装备的研究, CASE, Dick-John等跨国公司都有自己的成熟产品线。国内黑龙江、新疆等农场也曾陆续引进了部分设备, 其主要问题是成本高昂, 难以大面积推广应用。国内相关研究起步较晚, 目前从事研制生产的主要有中国农业机械化科学研究院等单位, 但其产品缺乏变量控制作业系统, 尚不具备变量喷施功能。其他如中国农业大学、江苏大学等单位也采用进口设备开展了变量控制原理和技术等方面的探索[1,2], 为研究开发具有我国自主知识产权的宽幅喷雾作业变量控制系统提供了技术储备, 但是这些系统和技术尚不成熟, 无法进行实际应用。
本文针对我国水稻全程机械化作业对植保机械变量控制系统的迫切需求, 结合宽幅喷杆喷雾机作业时药液低压、流量大等特点, 开发设计了阀控多功能变量喷雾控制系统。该系统具有喷雾流量、作业幅宽和喷杆相对作物冠层高隙自动可调等功能, 并且随载机行进速度在线调整药液流量, 保证均匀喷施, 具有广阔的应用前景。
1 变量喷雾的实现原理及控制方式
1.1 实现原理
变量喷药的关键是实现定点定量作业, 保证单位区域面积内的农药喷施量。由此可知, 变量控制系统的主要任务有两部分:一是根据处方确定当前作业区域的标称喷雾流量;二是根据标称喷雾流量和车辆行进速度, 适时调整喷头的实际流量, 使其与速度协调, 从而满足处方要求。故此, 喷头的总流量公式可由下式得出
式中 q—喷嘴总流量 (L/min) ;
v—行进速度 (km/h) ;
B—工作幅宽 (m) ;
Q—处方指定单位面积喷雾量 (L/hm2) 。
由式 (1) 可知, 单位面积喷雾量一定时, 药液流量是喷药机的行进速度和喷幅的函数, 即Q=f (v, B) 。
目前流量调整主要有3种方式:采用电磁比例压力阀控制喷头入口处压力, 进而控制流量[3,4,5];采用PWM控制高速电磁开关阀的打开与关闭控制流量[6];采用变量泵控制流量等。电磁比例阀成本比较高并且压力的改变会对雾滴的大小和喷雾效果产生很大的影响, 并且缺少适用的耐腐蚀阀组。变量泵的控制实际是通过精确调整液压马达的转速实现的, 同样存在结构复杂和成本高等不足。而PWM方式需要在每只喷头上附加高速开关阀, 并且为间歇控制方式, 如果频率不够高甚至会影响到药液覆盖效果。为此, 本文采用了电动控制阀来控制总流量, 其反应时间和控制精度能达到变量作业要求, 且结构简单、安装方便[7]。
系统的控制原理, 如图1所示。药泵输出的药液经过控制阀→流量计→电动开关阀→压力计→喷头到达作业对象。为了保证喷施量, 主控制器根据处方要求和当前速度值, 依据控制模型计算出对应控制参数, 发送给喷雾控制单元, 喷雾单元驱动电动流量控制阀, 调节流量到期望值。同时, 流量计实时采集实际流量值馈入到喷雾控制器, 形成反馈闭环控制。压力值作为参考和检测使用, 一旦压力异常则发出报警, 必要时停止喷雾作业, 提醒工作人员检查设备。
1.药箱 2.过滤器 3.比例溢流阀 4.电动控制阀 5.流量计6.压力表 7.电磁阀 8.下位机控制 9.主控制器10.显示器和触摸屏 11.药泵 12.喷杆 13.喷头
1.2 流量控制阀的控制方式
流量控制系统的结构框图如图2所示。流量的控制过程为:要输入的流量信号经过喷雾控制器, 输出控制信号给控制阀, 增加或减小阀门开度调节流量, 通过喷头喷洒到农作物上。流量计采集流量值作为反馈信号输入喷雾控制器, 实时调节流量, 使之稳定在规定误差范围内。
控制框图如图3所示, 电动控制阀有执行机构和阀体组成, 总的控制阀可看成一阶延时环节, 其传递函数可用下式表示
其中, Kv为控制阀的总增益;Tv为时间常数。喷头为一阶系统, 传递函数为
2 系统结构设计与实现
为了提供清晰易用的人机操作界面并便于系统开发和扩展, 选用了嵌入式PC104工控计算机作为主控制器, 液晶显示器和触摸屏作为交互终端。工作时系统基于实时GPS定位信息[8], 通过读取GIS处方图或手动输入得到区块施药量信息;由测速传感器得到实时速率, 则可通过式 (1) 计算出流量, 传输给控制阀的控制器, 进而调节流量, 实现均匀喷施。同时, 实现了数据的保存和实时显示。
2.1 设备连接方式及数据解析
本控制系统由若干子系统和大量传感器构成, 且分布距离较远, 故此考虑采用总线结构。目前, 常用的车载总线有:CAN总线和RS485总线等。CAN总线采用多主结构, 各个节点之间都可以相互自由的通信, 并且通信速率高, 有独立标准的协议, 适用于通信速度要求高, 数据量大, 各节点间通信多的场合;但开发成本高, 周期长, 通信协议比较复杂。RS485总线是一主多从结构, 通信协议与RS232兼容, 虽然通信速率相对CAN总线慢, 但易于构建和扩展, 开发成本低, 周期短。基于本文控制系统特点, 选用RS485总线, 组成一个简单的DCS网络。系统的RS485网络框架如图4所示。
主控制器与各个节点的通信是一主多从通信方式, 主机和下位机采用统一的数据包结构进行封装和解析。发送命令数据帧格式为
主机向从机发送的命令分为带数据和不带数据两种, 发送不带数据命令时数据位为空。
具体命令:CHK (检测设备) , QD (启动) , TZ (停止) , ACT (执行) , DAQ (获取数据) 。每个节点都有一个唯一的地址, 接到总线上命令后, 检测地址符是否为本节点地址, 若为本节点地址, 就按命令发出相应数据;没有要求数据, 就在数据位发OK或ERR。如:
主机命令 $01;CHK;*7A+回车//检测设备01是否可用
从机回复 $01;CHK;OK;*7e+回车//回复设备01 可用
主控制器使用windows XP Embeded操作系统, 裁减移植简单, 启动速度快, 并且所有基于windows XP的驱动和程序都可用于在windows XP Embededs上。上位机的应用程序编写采用现有应用广泛的面向对象编程, 如C#, Visual Basic 6.0, Visual C++等。本系统采用Visual Basic 6.0, 各个下位机节点为自主研发的基于单片机的控制子系统, 采用C语言编写, 开发周期短, 可移植性强。显示界面如图5所示。
2.2 行进速度测量
目前, 常用的测速方法主要有雷达测速和GPS测速等方式[8]。雷达测速是通过电磁波的多普勒效应测量发出和接受的电磁波频率不同计算出波源和被测物体之间的相对速度, 应用比较广泛, 测量效果较好, 精度高;但价格昂贵, 安装要求高, 且在水田中低速作业时测量误差较大。GPS可以同时测出地理位置和速度, 但一般的GPS接收机的测速精度不高, 反应时间较长并且信号连续性差。而高精度的GPS接收机和差分接受技术虽可提高测速精度和反应时间, 成本过高。为此, 本系统采用通过测量驱动轮的线速度得出行进速度, 使用时通过光电编码器测出轮子转速, 由下式计算得到行进速度。
式中 v—行进速度 (km/h) ;
n—车轮转速 (r/min) ;
D—车轮直径 (m) 。
2.3 喷杆高度的自适应与喷幅控制
喷头喷出的药液雾锥中间密度大、周边小, 为了保证喷雾效果的基本均匀, 需要使喷出的药液有一定的重叠。重叠过小, 达不到喷雾防治效果, 甚至出现漏喷, 如图6 (a) 所示;重叠过大, 浪费农药, 达不到均匀喷施效果, 如图6 (c) 所示;一般两个相邻喷头的扇形雾面相互重叠1/4左右较好, 如图6 (b) [10]所示。
上述分析表明, 喷杆的高度可调十分必要, 本系统采用超声测距测得喷施高度反馈信息, 据此驱动液压缸调整喷杆的高度位置, 使喷头与水稻冠层距离保持在合理的区间内。
本系统所安装的喷药机喷幅高达25m, 采用了折叠式喷杆结构。系统通过采取在折叠关节点处加装霍尔式位置传感器的方式来检测喷杆臂架折叠收放的状态, 并据此测量喷幅大小, 控制相应喷杆段位的喷头组打开与关闭。
3 仿真实验
忽略干扰, 用Simulink进行仿真[11], 得到系统的单位阶跃响应如图7所示。
图7中1为开环的单位阶跃响应, 2为带有PID控制器的闭环单位阶跃响应。由图7可知, 系统的延时可很大程度的降低, 延时时间小于2s。加上随机噪声干扰后的响应如图8所示。由图8可知, 即使施加了干扰后, 系统也能较好地跟随期望流量的变化而变化。
4 结论
本文研究开发了阀控多功能变量喷雾控制系统, 系统具有喷雾流量在线可调、喷杆相对作物冠层高隙自动可调等功能, 使得喷雾系统能够按照处方要求随载机行进速度在线调整药液流量, 保证喷施效果。基于PC104工控主板和RS-485总线的硬件架构使得系统具有良好的用户界面且开发便捷。实验证明, 该系统工作稳定可靠, 符合使用要求。
摘要：宽幅变量喷雾机是水稻植保作业的重要装备。为此, 提出了以电动控制阀作为变量执行机构, 根据流量传感器和压力传感器的反馈信号建立了闭环控制模型, 从而克服了以往变量控制方式存在的结构复杂、成本高等不足。同时, 利用嵌入式操作系统和PC104工控机, 开发了基于RS485总线的变量作业控制系统软硬件, 试验验证了上述系统的有效性和可行性。
关键词：变量喷雾,控制系统,电动控制阀,PID控制器
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