试验燃烧物论文

试验燃烧物论文（精选10篇）

试验燃烧物论文 篇1

火灾试验是开展火灾科学研究和消防工程系统性能评价的有效手段,而进行实体火灾试验首先要解决的问题是试验燃烧物的选择和试验模型的构建。针对可燃液体火灾,可选择实际的可燃液体采用标准化的池火模型开展试验。对于固体可燃物火灾,一般采用实际物品或标准木垛作为试验燃烧物。然而,由于实际物品的种类繁多且材料和结构差别很大,往往造成火灾试验数据缺乏通用性、可比性和重现性;此外,随着经济的快速发展,建筑内可燃物的种类越来越复杂,标准木垛作为火灾试验燃烧物也存在很大的局限性。因此,有必要开展火灾试验用燃烧物标准化方面的研究,建立规范化的、燃烧性能稳定的燃烧物用于构建火灾试验模型。

笔者制备了两种典型的火灾试验用标准燃烧物,利用实体房间火热释放测试装置对选定的燃烧物开展燃烧特性试验,研究分析标准燃烧物的燃烧性能。

1 标准燃烧物的制备

火灾试验用标准燃烧物的制备应考虑如下因素:

(1)燃烧特性应稳定、重复性较好;

(2)组成材料应具有较好的代表性和普遍性,且简单易得;

(3)内部结构应相对复杂,适当增加灭火难度;

(4)作为构建火灾模型最小单元,应便于摆放组合。

为便于分级组合,笔者初步选定200、800 MJ/m2为两种标准燃烧物所代表的火灾载荷密度值,通过标准燃烧物的码放叠加来满足不同场所火灾载荷密度的规定。基于火灾载荷密度以及可燃物的材料组成,选定采用纸箱、纸隔板和塑料杯组成的塑料杯组合体标准燃烧物,代表的火灾载荷密度约为800 MJ/m2;选定采用纸箱、纸隔板和纸杯组成的纸杯组合体标准燃烧物,代表的火灾载荷密度约为200 MJ/m2。塑料杯组合体标准燃烧物是在瓦楞纸箱中放置聚苯乙烯塑料杯,瓦楞纸箱尺寸为500 mm×500 mm×500 mm,塑料杯排列5层,每层25只塑料杯,纸箱中用以隔离塑料杯的纸隔板的厚度为4 mm,其中塑料总重3.75 kg,占总质量的55%,纸箱及纸隔板含水率不超过8%,理论火灾载荷为194 MJ。纸杯组合体标准燃烧物是在瓦楞纸箱中放置全木浆纸杯,其中纸杯总重1.25 kg,占总重30%,理论火灾载荷密度为59 MJ。两种标准燃烧物内部均为类似“蜂窝”结构,一定程度上增加灭火的难度。

图1、图2为选定的塑料杯组合体标准燃烧物和纸杯组合体标准燃烧物的实物图,表1为两种标准燃烧物所用材料的基本性能指标。

2.1 试验装置

为研究分析标准燃烧物的燃烧性能,采用实体房间火热释放测试装置测定热释放速率、燃烧总热值等指标,设备如图3所示。设备主要包括主点火器和辅助点火器、框架、集烟罩、收集器、有导流片的管道、测试管段(包括样品气体取样器、用于测试流量的双向检测器和热电偶以及烟雾测试通道)燃烧器气体控制部分、白光烟雾测试系统气体分析系统(包括顺磁性氧气分析仪,红外二氧化碳分仪(0～10%)、一氧化碳分析仪(0～1%)、灰分过滤、气体冷阱、干燥柱、泵、废物校整、烟雾测试控制器等)、数据采集单元和分析软件。

2.2 试验方法

为减小风速等环境因素对燃烧物燃烧特性的影响,燃烧试验在实体房间火热释放测试装置中的试验房间中进行,试验房间的尺寸和要求符合GB/T 25207-2010《火灾试验 表面制品的实体房间火试验方法》中的规定,如图3所示。

引火源为4个钢制燃料罐,其内径为80 mm,高度为100 mm。燃料罐放在金属支架上,上沿距地面400 mm。燃料罐内先加入400 mL水,再加入10 mL正庚烷,燃料罐中心分别位于试样底边四角正下方,燃料罐上沿距试样下表面15 mm。添加燃料后应在1 min内开始试验。

试验前,将试样置于如图4所示的支架上,使试样下表面距地415 mm。试验引火源、试样的布置如图5所示。开启所有的记录和测量仪器,采集数据2 min后,在10 s内将燃料罐全部引燃。试验过程中,随着火势的发展适当调整风机的排烟量,以使集烟罩收集到所有的燃烧产物。当燃烧热释放速率低于试样燃烧热释放速率峰值的5%,且持续时间超过30 s时,停止采集数据,终止试验。试验过程如图6、图7所示。

3 试验结果及数据分析

按GB/T 15000.3-2008《标准样品工作导则(3)标准样品 定值的一般原则和统计方法》的规定,在总数分别为1 000个的两种典型的标准燃烧物样品中,分别随机抽取20个开展燃烧特性试验。由于引火源热释放速率为10 kW,故以热释放速率达到10 kW时作为燃烧增长的起点,热释放速率(RHR)曲线如图8、图9所示。

依据RHR曲线,计算得到每个标准燃烧物的总热

值;采用火灾对RHR曲线进行拟合,计算得到火灾增长速率值。试验结果如表2、表3所示。

数据分析如下:

(1)从图8、图9可以看出,两种标准燃烧物各次试验热释放速率曲线分布趋向一致,特别是在火灾增长阶段(t≤300 s)的一致性更加明显;

(2)从表2可以看出,塑料杯组合体标准燃烧物实测平均燃烧总热值为157.8 MJ,总热值标准差为11.0 MJ,火灾增长速率标准差为0.000 624,离散系数为6.97%和8.63%,小于燃烧试验的经验离散系数20%,表明该燃烧物燃烧性能稳定、重现性较好。

(3)纸杯组合体标准燃烧物实测平均燃烧总热值为51.1 MJ,总热值标准差为6.54 MJ,火灾增长速率标准差为0.000 114,离散系数分别为12.8%和7.14%,小于经验离散系数,也表明该燃烧物燃烧性能稳定、重现性较好;其中总热值的离散系数与塑料杯组合体标准燃烧物相比较大,主要是由于纸杯组合体标准燃烧物在明火熄灭后,阴燃的时间较长,各次试验终止采集数据的时间存在一定的差异,因而造成纸杯组合体标准燃烧物的总热值偏差相对较大。

(4)塑料杯组合体标准燃烧物和纸杯组合体标准燃烧物的平均火灾载荷与理论火灾载荷的偏差为18.5%和13.4%,理论火灾载荷是各组成材料在理想燃烧条件下利用氧弹法测定计算而得的,由于实测时的试验方法及燃烧条件的差异,造成实测值与理论值存在一定的偏差也是允许的。通过实测值计算,塑料杯组合体标准燃烧

物和纸杯组合体标准燃烧物所代表的火灾载荷密度分别为631.2、204.4 MJ/m2。

(5)按t2火拟合得火灾增长速率α,在规定试验条件下,塑料杯组合体标准燃烧物的平均值为0.007 23,介于慢速火(α=0.002 77)与中速火(α=0.011 1)之间,靠近中速火;纸杯组合体标准燃烧物的平均值为0.001 6,属于慢速火。

4 结论与展望

塑料杯组合体标准燃烧物可近似代表火灾载荷约为157.8 MJ,接近中速火,纸杯组合体标准燃烧物可近似代表火灾载荷约为51.1 MJ的慢速火。

在火灾试验用燃烧物标准化方面进行了探索性研究,为今后通过标准可燃物的不同组合及摆放形式,构建不同火灾增长速率和火灾载荷密度的火灾试验模型奠定了物质基础。但由于实际可燃物的多样性、火灾的复杂性以及引火源的影响等,要建立与实际火灾相对应的试验模型,还需要在标准燃烧物与实际可燃物之间的对应关系、摆放形式以及引火方式对火灾增长的影响等方面作进一步研究。

摘要：基于典型场所的火灾载荷密度及可燃物,制备了典型的塑料杯组合体和纸杯组合体标准燃烧物,开展两种标准燃烧物的燃烧特性试验研究。结果表明,两种典型的标准燃烧物的燃烧性能稳定,总热值、火灾增长速率数据偏差较小,实验的重现性良好;在一定条件下,塑料杯组合体标准燃烧物可近似代表火灾载荷约为157.8 MJ的近中速火,纸杯组合体标准燃烧物可近似代表火灾载荷约为51.1MJ的慢速火。

关键词：火灾试验,标准燃烧物,热释放速率,燃烧特性

参考文献

[1]宋波,李毅,刘欣,等.高架仓库实体火灾的试验研究[J].消防科学与技术,2009,28(4):155-157.

[2]郭子东,吴立志,岳海玲.商业建筑火灾荷载调查与统计分析研究[J].灾害学,2010,25(2):97-102.

[3]王中翔.商业建筑火灾荷载调查和统计分析[J].武警学院学报,2009,25(4):57-60.

[4]吕杰,王茂靓,杨立中.朝天门地区商品批发市场火灾荷载调查[J].消防科学与技术,2012,31(3):289-292.

[5]王金平,朱江.常用建筑材料及家具的热值及其火灾荷载密度的确定[J].建筑科学,2009,25(5):70-72.

[6]陆松伦,孙强.建筑物火灾荷载密度的确定方法和应用[J].安徽建筑工业学院学报,2005,13(6):20-22.

[7]GB/T25207-2010,火灾试验表面制品的实体房间火试验方法[S].

[8]GB/T15000.3-2008,标准样品工作导则(3)标准样品定值的一般原则和统计方法[S].

试验燃烧物论文 篇2

燃用低热值燃料燃烧室试验

对采用低热值气体燃料燃烧的某型发动机燃烧审进行试验研究,并对该燃烧室进行改进设计.通过降低主燃区燃气速度和对燃料气进行预热以提高燃烧效率,通过对火焰筒头部及喷嘴进行改进以提高燃烧室出口温度,通过在火焰筒掺混段加掺混管来优化温度场.试验研究表明:改进后的燃烧室其燃烧效率和出口温度优于原型燃烧室.

作 者：何敏 杨灵 冯大强 钟华贵 屈成泽 HE Min Yang Ling Feng Da-qiang ZHONG Hua-gui Qu Cheng-ze  作者单位：何敏,HE Min(南京航空航天大学能源与动力学院,南京,210016;中国燃气涡轮研究院,江油,621703)

杨灵,冯大强,钟华贵,屈成泽,Yang Ling,Feng Da-qiang,ZHONG Hua-gui,Qu Cheng-ze(中国燃气涡轮研究院,江油,621703)

刊 名：航空动力学报  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER 年，卷(期)： 24(3) 分类号：V231.2 关键词：试验研究   低热值   燃烧室  

试验燃烧物论文 篇3

关键词：天然气；发动机；瞬态工况；燃烧；台架试验

中图分类号：TK411 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2016）02-0064-06

随着经济社会和汽车工业的蓬勃发展，我国面临的能源和环境问题愈来愈严重.我国原油对外依存度高，能源供应面临严峻挑战.同时，由于汽车保有量的持续剧增，我国当前已成为CO2排放第一大国，这将导致我国承担CO2减排义务的压力不断增大.此外，内燃机产生的有害气体排放量，占全球有害气体排放总量的50%以上，不仅对人体健康造成直接危害，还会对自然环境产生破坏作用[1].

发展清洁、高效的汽车发动机代用燃料是缓解我国当前能源危机与环境污染问题的一条直接、有效的途径[2].天然气因其资源丰富、价格低廉、污染低、辛烷值高等特点，一直被认为是具有很好发展前景的汽车代用燃料.许多大中城市都把发展天然气公交车作为治理大气污染的重要举措之一[3].

天然气作为发动机燃料带来的主要问题是功率下降.通常，点燃式发动机改用天然气后，功率会下降20%～25%，而压燃式发动机会下降10%～15%，这将引起发动机动力性能的恶化[4]，进而使其热功转换效率有所降低.因此，恢复天然气发动机的动力性能、改善其热效率，是实现天然气发动机推广和应用的重要途径.虽然目前已有许多学者开展了天然气发动机的性能研究[5]，例如采用增压、提高压缩比来恢复其动力性能，但对于低速工况，受限于涡轮增压系统的工作特性，增压压力无法达到理想值，因此导致低速下天然气发动机的扭矩不能达到满意值.此外，对于天然气发动机的瞬态工作过程，尤其是燃烧特征参数的变化规律研究甚少.为此，本文以提升重型LNG发动机低速扭矩为目的，采用额外补气来提升低速时的进气压力，并且研究由于进气压力波动引起的燃烧特征参数的变化规律，为研究天然气发动机的瞬态性能提供基础数据.

1LNG发动机瞬态过程试验

汽车在道路工况行驶时，60%～80%的时间处于过渡工况，在过渡工况时前后进气压力的波动引起循环进气量有非常大的变化.进气压力波动，瞬时空燃比，尤其是点火提前角控制不准等因素，会影响发动机瞬态过程的工作性能.因此，研究瞬态燃烧过程参数的内在联系及其相互影响，对于改善发动机的实际性能具有重要意义[6-7].

本文的研究对象为一台由重型柴油机改装的气道喷射LNG发动机，额定功率转速为2 200 r/min，其主要参数见表1.由于该发动机在低速时增压压力相对较低而导致爬坡工况时扭矩不够.为了解决这一问题，在爬坡工况时由备用的压缩空气瓶向进气系统（中冷器后）额外“补气”，相当于额外增压的效果，等效于提升了进气系统的增压压力（由于天然气的辛烷值较高，可以采用更高的增压压力），从而使低速扭矩得到提升.方案示意图如图1所示.

选定目标转速为1 200 r/min，目标增压压力（补气后）0.2 MPa为研究工况点.补气后，由于改变了压气机的实际工作点，使压气机工作时有轻微的“喘振”，从而导致进气系统的压力不稳定（产生波动）.虽然发动机目标转速为定值，实际上由于进气压力等参数的波动，导致发动机的运行参数具有明显的循环差异性（随着循环产生波动），这样就使LNG发动机的实际工作循环为瞬变状态.为了研究实际过程（瞬态过程）LNG发动机缸内燃烧过程参数的变化情况，基于AVL试验台架以及瞬态缸压传感器、氧传感器、进气压力传感器等，对该发动机的瞬态工作过程进行连续测试.其中，测试时各种传感器布置方式如图2所示.发动机的氧传感器位于涡轮出口，Lambda仪位于涡轮出口下游.

将测得的每循环瞬态缸压曲线与瞬时气缸容积变化率进行积分（瞬时气缸容积由测得的曲轴转角位置和已知的发动机设计参数如缸径、行程、连杆长度等计算得到），得到活塞的瞬时做功量；对换气过程和整个循环过程积分可分别得到泵气功与循环指示功[8].对实测缸压曲线进行二次处理，通过联立求解缸内的质量守恒、能量守恒以及气体状态方程可以计算得出缸内的瞬时放热率和各种表征缸内燃烧状态的参数，如燃烧始点位置、50%燃烧点位置、10%～90%燃烧持续期、最高爆发压力、最大压力升高率等[9].

2发动机性能评价参数

3瞬态过程试验结果及分析

3.1动力性能参数随循环数的变化

图3所示为LNG发动机在低速工况（目标转速为1 200 r/min）“补气后”转速随循环数的变化.可以看到，转速在目标值1 200 r/min附近有轻微的波动，这是由于进气压力等参数的波动引起的.图4给出了LNG发动机高压循环IMEP随循环的变化.由图可见，相比于转速，高压循环IMEP的波动幅度更为明显，并且从大约第90个循环后，高压循环IMEP开始下降，然后趋于一个稳定值.从稳态研究结果可知，高压循环IMEP主要受充气效率、过量空气系数以及燃烧过程参数（如点火提前角、燃烧持续期、50%燃烧点位置等）影响.为了分析高压循环IMEP的变化原因，图5给出了LNG发动机的进气平均压力随循环数的变化关系.可以看到，在1 200 r/min转速下，采用“补气”后进气压力变化范围为0.193～0.201 MPa，在第30个循环附近有一个较大幅度的波动，之后波动幅度很小，总体趋势是进气压力随循环稍稍下降.进气压力下降导致每循环进入缸内的燃气空气混合气减少，这是引起高压循环IMEP下降的一个重要因素.图6给出了过量空气系数随循环数的变化关系.由于在第30个循环进气压力突然下降，相应地过量空气系数也出现轻微下降，这表明前后循环之间天然气（LNG）的喷射量基本上不变.之后，过量空气系数随循环数变化基本保持平稳.综合图4， 图5和图6可知，进气压力和过量空气系数的变化幅度极其微小，但是高压循环IMEP随循环却变化较大.由此可见，高压循环IMEP的下降还受缸内燃烧过程（具体体现在燃烧特征参数的变化）的影响.

循环数

图7给出了转速1 200 r/min、进气压力0.193～0.201 MPa时LNG发动机的PMEP随循环数的变化关系.从图中可以看到，在第45个循环附近，PMEP开始下降，之后虽然PMEP波动幅度较大，但基本上在一个恒定值附近波动（没有明显的上升或下降趋势）.由图5可知，虽然进气平均压力随循环数有轻微的下降，但是PMEP没有上升反而下降.这是因为在瞬变状态下PMEP的主要影响因素是进气压力波动而不是进气平均压力，此外RGF的影响也不容忽视.高压循环IMEP和PMEP随循环数的变化规律，直接决定了NMEP随循环数的变化趋势（如图8所示）.由于PMEP有一个明显的下降趋势，因此在一定程度上减缓了NMEP随循环数的下降程度.

3.2燃烧特征参数随循环数的变化

图9所示为转速1 200 r/min、进气压力0.193～0.201 MPa时LNG发动机的10%～90%燃烧持续期随循环数的变化关系.可以看到，10%～90%燃烧持续期随循环数产生明显波动.特别是从第115个循环开始，10%～ 90%燃烧持续期急剧上升，大约从30oCA上升到45oCA.10%～90%燃烧持续期的上升，是高压循环IMEP出现下降的又一个重要原因.

Heywood[10]指出，缸内残余废气对层流火焰速度的影响远甚于空气过量的稀释.文献[8]指出，仅约0.18 mol份额的残余废气就能使层流火焰速度减半.据此可知，该LNG发动机燃烧持续期的增加很大可能是归咎于缸内残余废气系数（RGF）的上升.从前期研究可知，缸内残余废气的存在可以在一定程度上降低PMEP，这也可以解释图7中PMEP随循环数出现下降趋势的原因.由于很难对瞬态缸内RGF进行实时检测，故难以获得随循环数变化的缸内RGF，该问题还有待进一步深入研究.

图10所示为转速1 200 r/min、进气压力0.193～ 0.201 MPa时50%燃烧点位置随循环数的变化.由图可见，50%燃烧点位置随循环数没有明显的上升或下降趋势，但是波动幅度比较大，变化范围约为5°CA.与此同时，图11给出了最高爆发压力随循环数的变化规律.可以看到，该LNG发动机在低转速下最高爆发压力随循环数出现较大波动，变化范围接近2.0 MPa（相对变化达到±10%）.对比图10和图11可以发现，最高爆发压力与50%燃烧点位置有很好的对应关系，即：50%燃烧点位置的峰值对应着最高爆发压力的谷值（例如第46，56，99个循环），反之则相反（例如第90，122，144个循环）.从稳态燃烧过程研究结果可知，50%燃烧点位置是衡量燃烧放热率曲线相位的一个重要参数，50%燃烧点位置越小，表明燃烧越靠近上止点，从而导致最高爆发压力越大[11].反之，50%燃烧点位置越远离上止点，最高爆发压力越小.从这点来看，瞬态过程遵循的规律与稳态过程是一致的.最高爆发压力的剧烈波动，主要是由LNG发动机工作循环过程中50%燃烧点的不稳定引起的.与此同时，给出了最高压力升高率的瞬态变化历程曲线，如图12所示.与最高爆发压力一样，最高压力升高率也随循环数剧烈波动，其变化范围大约为0.15 MPa/deg.对照图11和图12可以发现，最高爆发压力和最高压力升高率的变化规律是一致的，即二者的峰值（例如第120，132，144个循环）和谷值（例如第46，56，99个循环）同时出现.

循环数

从图13所示的燃烧始点随循环数的变化关系可知，在发动机实际工作循环过程中，燃烧始点很难固定在一个稳定值，而是随工作循环产生较大波动，变化范围在0～6oCA（个别最大值达7oCA）.燃烧始点取决于点火提前角和燃烧初始条件（过量空气系数和RGF等）.前者决定了缸内的点火时刻，后者反映了混合气的滞燃期.燃烧始点随循环数的波动，直接决定了50%燃烧点位置的变化.对比图10和图13可知，50%燃烧点位置和燃烧始点位置随循环数的变化趋势一致，即前者的峰值对应后者的峰值（例如第44个循环，第99个循环，第105个循环），反之则相反（例如第90个循环，第122个循环，第144个循环）.由此可见，燃烧始点随LNG发动机工作循环出现较大波动，是引起50%燃烧点位置、最高爆发压力、最高压力升高率等燃烧特征参数波动的重要原因.实现对发动机燃烧始点的精准控制，是优化瞬态燃烧做功循环过程、尤其是减少循环变动的关键.

4结论

通过对LNG发动机瞬态过程进行试验研究，展示了LNG发动机在低速（1 200 r/min）、增压（0.193～0.201 MPa）时各种燃烧特征参数随循环数的变化规律，为下一步的深入研究提供了基础数据.

1） 在转速1 200 r/min， 进气压力0.193～0.201 MPa时，该LNG发动机的10%～90%燃烧持续期变化范围为30～45oCA.10%～90%燃烧持续期的上升，是导致该LNG发动机IMEP（以及NMEP）下降的重要原因之一.

2） 50%燃烧点位置变化范围约为5oCA，它同时影响最高压力升高率和最高爆发压力.50%燃烧点位置越靠近上止点，最高压力升高率和最高爆发压力越大.最高爆发压力变化范围接近2.0 MPa，最高压力升高率也随着循环数剧烈波动，其变化范围大约为0.15 MPa/ oCA.

3） 通过对该LNG发动机瞬态过程燃烧特征参数分析发现，引起该机循环波动的一个重要原因是进气压力的轻微波动导致燃烧始点的较大波动.实现对燃烧始点的精准控制，是减小燃烧循环变动量、保证发动机性能稳定的关键.

参考文献

[1]MENKIEL B， DONKERBROEK A， UITZ R， et al. Combustion and soot processes of diesel and rapeseed methyl ester in an optical diesel engine[J]. Fuel， 2014， 118： 406-415.

[2]付建勤， 刘敬平， 邓帮林， 等. 余热气化甲醇燃料对内燃机性能的影响[J]. 湖南大学学报：自然科学版， 2014， 41（3）： 31-36.

FU Jian-qin， LIU Jing-ping， DENG Bang-lin， et al. Effects of waste heat evaporating methanol fuel on internal combustion engine performances[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2014， 41（3）： 31-36.（In Chinese）

[3]邹博文， 李静波， 罗福强， 等. LNG发动机功率恢复模拟研究[J]. 小型内燃机与摩托车， 2010， 39（1）： 72-74.

ZOU Bo-wen， LI Jing-bo， LUO Fu-qiang， et al. A simulation study on the power recovery for LNG engine[J]. Small Internal Engine and Motorcycle， 2010， 39（1）： 72-74. （In Chinese）

[4]卓斌. 天然气发动机燃烧特征与功率恢复[J]. 车用发动机， 1999（1）： 11-17.

ZHUO Bin. Combustion characteristics and power recovery of natural gas engine[J]. Vehicle Engine， 1999（1）： 11-17. （In Chinese）

[5]李兴虎， 张有才， 周大森， 等. 492QC发动机燃用天然气的实验研究[J]. 北京工业大学学报， 2000， 26（4）： 117-120.

LI Xing-hu， ZHANG You-cai， ZHOU Da-sen， et al. An experimental research for compression natural gas on a 492QC engine[J]. Journal of Beijing Polytechnic University， 2000， 26（4）： 117-120. （In Chinese）

[6]LIU J P， KLEEBERG H， TOMAZIC D. A model for on-line monitoring of in-cylinder residual gas fraction （RGF） and mass flowrate in gasoline engines[R]. No.2006-01-0656 （Transaction）. Washington， DC： SAE International， 2006.

[7]RAKOPOULOS C D， GIAKOUMIS E G. Review of thermodynamic diesel engine simulations under transient operating conditions[R]. No.2006-01-0884. Washington， DC： SAE International， 2006.

[8]MARSHALL S P， TAYLOR S， STONE CR， et al. Laminar burning velocity measurements of liquid fuels at elevated pressures and temperatures with combustion residuals[J]. Combustion and Flame， 2011， 158： 1920-1932.

[9]刘敬平， 赵智超， 唐琦军， 等. 一种内燃机瞬变过程状态与性能参数的准确检测方法[J]. 内燃机学报， 2014， 32（1）： 64-71.

LIU Jing-ping， ZHAO Zhi-chao， TANG Qi-jun， et al. A diagnostic and analysis method for process and performance parameters of IC engines under transient operation conditions[J]. Transactions of CSICE， 2014， 32（1）： 64-71. （In Chinese）

[10]HEYWOOD J B. Internal combustion engine fundamentals [M]. New York： McGRaw-Hill Inc， 1988：390-410.

[11]刘敬平， 付建勤， 唐琦军， 等. 自然吸气式汽油机热功转换效率影响因素的共性规律[J]. 燃烧科学与技术， 2014， 20（3）： 208-215.

建筑实体燃烧试验 篇4

NIST的消防工程师说, 该实体试验研究将为提高灭火技战术提供指导。实验选用木质框架砖外墙的建筑, 内部配有沙发、椅子、床和其他装饰。每栋建筑都安装了约100个感应器, 用以测量温度、热流量、毒性气体浓度等参数。建筑内部、前部、后部还安装了照相机, 监测和记录环境变化。

试验目的是展现火灾的动态变化。近年来, 家庭中的日常使用物品发生了巨大变化, 塑料和其他合成材料代替了天然材料, 成为家具的主要成分。

试验燃烧物论文 篇5

摘要：模拟燃烧石油焦的.CFB锅炉的燃烧工况,并利用智能测硫仪进行测定,研究了不同石灰石的物理化学特性对燃烧石油焦的CFB锅炉脱硫效果的影响.研究表明.钙硫比越大脱硫效果越好;燃烧温度(850～900℃)对脱硫效率基本没有影响;石灰石粒度与脱硫效果成反比;不同产地的石灰石脱硫效果不同.作 者：周文台 高胜斌 王恩禄 ZHOU Wen-tai GAO Sheng-bin WANG En-lu 作者单位：周文台,高胜斌,ZHOU Wen-tai,GAO Sheng-bin(上海发电设备成套设计研究院,上海,40)

王恩禄,WANG En-lu(上海交通大学,热能工程研究所,上海,200240)

试验燃烧物论文 篇6

迄今为止,国际上已经公布了许多直喷式柴油机燃烧系统,这些燃烧系统都各具特色,如:丰田公司的稀薄预混合燃烧系统(UNIBUS燃烧系统)、日产公司的低温预混合燃烧系统(MK燃烧系统)、预混合压燃(PCI)燃烧系统及超高压小孔径燃烧系统等[1,2,3,4]。而传统柴油机油束具有以下缺点[3,5,6]:(1)油束中心区域燃油浓度大,容易生成碳烟。而在油束外层区域形成理想配比的混合气,产生高浓度的NOx;(2)燃油喷到已燃区域,与火焰的相互作用会生成大量碳烟;(3)喷束尖端与周围空气的冲突使喷束尖端的动量降低,混合扩散强度也随之降低,导致依靠周围气体来稀释燃烧气体的混合能力下降,高温气体滞留在喷束尖端附近,在此区域生成大量的NOx。

综上所述,本文设计了一种基于喷束壁面引导、分层技术和空间分散思想的直喷式柴油机“双壁面射流”燃烧系统。所谓“双壁面射流”技术,就是在燃烧室壁面周向上设有导向凸弧和小台阶,多孔喷油器喷出的液态油束撞击到燃烧室壁面上,经壁面上导向凸弧和小台阶的反射,形成分层壁面射流,简称“双壁面射流”,如图1所示。“双壁面射流”燃烧系统优势的具体表现[7]为:反射后的油束同时分布在挤流区和凹坑区,并向周围区域扩散,使油气混合更趋近于均质化与稀薄化;在有限的滞燃期内能形成更多的可燃混合气,产生多个着火点,能实现快速混合和快速燃烧;采用空间分散的方式避免了液态油束喷射到已燃区域形成大量的碳烟,而且油束碰壁反射后形成分层结构,上下两层之间能辐射吸收热量;“双壁面射流”燃烧系统通过壁面反射后的油束液滴较细,易于气化和快速混合。

1试验装置与方法

本文进行了直喷式柴油机“双壁面射流”燃烧系统燃烧与排放的试验研究。所有的试验过程都是在发动机台架上进行。原机的结构参数如表1中所示,试验过程中主要采用的试验设备和仪器有:启东DW250电涡流测功机,FGA-4100汽车排气分析仪,FBY-3波许烟度计,AVL Indiset 620燃烧分析仪等。为了进行“双壁面射流”燃烧系统的试验研究,在原机的基础上进行改造,重新设计了燃烧室形状(图1),将几何压缩比ε降低到16.5,重新设计喷油器的喷孔结构分布,使用6孔、孔径为0.21 mm、喷孔夹角为158°的多孔喷油器,简记为6-21-158。进气涡流比与喷油压力在本文中保持不变,与原机相同。本文主要研究了原机与“双壁面射流”柴油机在低速1 400 r/min、中等转速2 100 r/min和标定转速3 000 r/min的燃烧特性与排放性能,通过对比体现了双壁面射流燃烧系统在柴油机上应用的可行性。

2试验结果与讨论

2.1原机与“双壁面射流”柴油机燃烧特性分析

在测功机定转速、定扭矩的模式下,保持发动机的动力性不变,比较了原机与“双壁面射流”柴油机的燃烧特性。

图2为原机与“双壁面射流”柴油机在低速、中速与标定转速最大负荷的示功图对比。其中,原机12 °CA表示原机的静态供油提前角为12 °CA;双壁面射流12 °CA、14 °CA分别表示双壁面射流柴油机的静态供油提前角分别为12 °CA和14 °CA。从图2中可以看出,无论低速、中速还是标定转速“双壁面射流”柴油机的缸压峰值和纯压缩压力都低于原机,这主要是由于“双壁面射流”柴油机的压缩比低于原机的压缩比。从图2中还可以看出,“双壁面射流”柴油机的着火点向后推迟。随着“双壁面射流”柴油机喷油时刻的提前,缸压峰值有所增加,这主要是由于预混合燃烧比例增加所引起的。随着转速的增加,“双壁面射流”柴油机着火点向后推迟,这主要是两方面的因素共同作用的结果:转速增加,导致单位时间内曲轴转过的角度增加,使着火点向后推迟;转速增加,使进气量增多,导致压缩终了时刻的温度升高,着火点提前。综合两方面的因素,第一种因素占主导作用。

图3为原机与“双壁面射流”柴油机在低速、中速与标定转速最大负荷的瞬时放热率dQ/dφ对比。从图3中可以看出,“双壁面射流”柴油机燃烧相位向后推迟,并且原机与“双壁面射流”柴油机的放热率曲线在中、高速呈单峰趋势,原机与“双壁面射流”柴油机的扩散燃烧部分提前,在预混合燃烧没有结束前扩散燃烧已经开始,说明这两种柴油机都能实现快速燃烧。放热率的峰值随着转速的增加呈降低的趋势,这主要是因为转速增加后预混合燃烧量减少造成的。

图4～图6分别为原机与“双壁面射流”柴油机的缸内平均温度T、累计放热量Q和压力升高比dp/dφ的对比。从图5中累计放热量曲线可以看出,原机在30 °CA ATDC放热量已基本结束,而“双壁面射流”柴油机在30 °CA ATDC后仍然继续放热,所以导致图4中燃烧后期缸内平均温度高于原机。图6中原机与“双壁面射流”柴油机的压力升高比峰值相差不大。

2.2原机与“双壁面射流”柴油机累计放热率分析

图7为原机与“双壁面射流”柴油机累计放热率所对应的曲轴转角位置对比。其中,θ0、θ10、θ30、θ50、θ70、θ90分别表示累计放热率为0、10 %、30 %、50 %、70 %、90 %时所对应的曲轴转角。θ90～θ0可作为燃烧持续期来考虑。

从图7中可以得出:(1)在低速与中速时,原机与“双壁面射流”柴油机的着火点随负荷增加而提前,这是因为随负荷的增加,进气量增加,压缩终了时的温度升高;另外,负荷增加后气缸内的残余废气温度也随之升高,使着火点提前。在高速时,原机与“双壁面射流”柴油机着火点随负荷变化不大;(2)对于“双壁面射流”柴油机,随着喷油时刻的提前,低速时燃烧后期的燃烧速率变得缓慢,这是因为喷油提前,油束在气缸中所受到的阻力减弱,增加了油束的贯穿度,导致油束碰壁后在燃烧室壁面上形成的油膜量增多,低速时气缸内的气流运动减弱,油膜不能立刻蒸发参与燃烧,使燃烧后期的燃烧持续期变长。而高速时,随着气流运动速率的加快,加速了油膜的蒸发,燃烧速率有所改善;(3)通过原机与“双壁面射流”柴油机燃烧速率的对比可以看出,由于原机的压缩比较大,属于快速燃烧系统,而“双壁面射流”柴油机的压缩比较低,在燃烧初期与原机一样具有较高的燃烧速率。随着活塞的下移,“双壁面射流”柴油机的燃烧室容积大于原机燃烧室,并且着火点向后推迟,使燃烧温度和燃烧速率降低,尤其在θ70～θ90燃烧阶段,燃烧速率相对于原机变得缓慢。另外,负荷增大后,随着喷油持续期变长和喷油量的增加,壁面上生成的油膜量也增加,壁面油膜不能吸收足够的热量迅速蒸发。

2.3原机与“双壁面射流”柴油机燃烧特性参数对比

本文中所指的燃烧参数包括燃烧始点、滞燃期、缸压峰值、放热率峰值、缸内燃烧温度峰值及所对应的曲轴转角、放热率的重心、指示热效率等。图8～图12为原机与“双壁面射流”柴油机2 100 r/min负荷特性的燃烧参数对比。

图8为燃烧始点的比较。燃烧始点的定义为:瞬时放热率由负值变为正值时所对应的曲轴转角。从图8中可以看出,“双壁面射流”柴油机由于压缩比的降低,压缩终了时的燃烧温度低于原机,燃烧始点向后推迟。随着负荷的增加,进气量的增加,“双壁面射流”柴油机与原机燃烧始点都提前,而且“双壁面射流”柴油机着火滞后的时间缩短。

图9为滞燃期的比较。图9a中滞燃期定义为:从喷油始点到燃烧始点曲轴所转过的角度,即:燃烧始点所对应的曲轴转角与喷油始点所对应的曲轴转角的差值。图9b中滞燃期定义为:从喷油始点到燃料被消耗总质量的5 %(MBF5 %)时曲轴转过的角度,即:MBF5 %所对应的曲轴转角与喷油始点所对应的曲轴转角的差值。由于“双壁面射流”柴油机燃烧始点向后推迟,所以滞燃期要长于原机。随着喷油时刻的提前,“双壁面射流”柴油机的滞燃期略微延长。

图10为缸压峰值、放热率峰值、缸内平均温度峰值及所对应的曲轴转角的对比。从图10中可以看出,采用低压缩比的“双壁面射流”柴油机各负荷的压力峰值都低于原机,随着喷油时刻的提前,滞燃期延长,预混合燃烧量增加,缸内压力峰值有所增加。瞬时放热率峰值主要取决于预混合燃烧量的多少,随着“双壁面射流”柴油机低负荷滞燃期的延长,瞬时放热率峰值高于原机,高负荷时,由于滞燃期相差不大,“双壁面射流”柴油机放热率峰值与原机没有太大差别。在相同的喷射时刻时,“双壁面射流”柴油机的缸内平均燃烧温度低于原机,随着喷射时刻的提前,缸内平均燃烧温度升高,与原机相同。

随着负荷的增加,喷油量增多,燃烧持续期变长,缸压、放热率和缸内平均温度峰值都向后推迟。低负荷属于预混合燃烧,能实现快速燃烧;但是中等负荷伴随着扩散燃烧,预混合燃烧量减少,放热率的峰值为预混合燃烧的峰值,所以中等负荷放热率峰值的出现要早于低负荷;高负荷放热率峰值为扩散燃烧的峰值,随着燃烧的持续进行,出现的较晚。同一负荷下,瞬时放热率最早达到峰值,其次是缸压,最后是缸内平均温度。在上止点附近,活塞的运动速率很低,燃烧室的体积变化率很小,即使放热率已经降低,但是随着燃烧的继续进行,缸压还是继续升高,缸内平均温度也升高。随着活塞的继续下行,燃烧室的容积加大,缸压达到峰值后降低,但是燃烧仍继续进行,热量损失较少,缸内工质的燃烧温度继续升高直至达到峰值。

原机与“双壁面射流”柴油机瞬时放热率的重心位置对比如图11所示。无论“双壁面射流”柴油机还是原机,随着负荷的增大,喷油持续期与燃烧持续期都增加,放热率的重心向后推迟,即燃烧相位向后推迟。在相同的喷油时刻,由于压缩比的降低,“双壁面射流”柴油机的燃烧相位向后推迟3～4 °CA,将“双壁面射流”柴油机的喷油时刻提前,其燃烧相位有所改善。

原机与“双壁面射流”柴油机指示热效率对比如图12所示。指示热效率分为总指示热效率和净指示热效率。净指示热效率忽略了压气机对换气过程的影响。高负荷“双壁面射流”柴油机的指示热效率略有降低,这是因为压缩比降低后,燃烧室容积增大,负荷增加使燃烧持续期变长,活塞继续下行,能量利用率下降。

2.4不同转速原机与“双壁面射流”柴油机性能对比

图13为1 400、2 100、3 000 r/min时原机与“双壁面射流”柴油机的油耗率、NOx和碳烟排放的对比。从图13中可以看出,低速时“双壁面射流”柴油机的油耗率与原机相差不大,在中速、高速大负荷略高于原机,主要是由于“双壁面射流”柴油机压缩比降低,导致指示热效率降低。

NOx排放主要受氧含量与燃烧最高温度两个因素决定。在低速时,原机气流运动速度降低,混合不均匀,燃烧室的某些空间产生富油区,导致燃烧不充分,降低NOx排放;原机的压缩比较高,燃烧最高温度升高,增加NOx排放。综上所述,原机的NOx排放与“双壁面射流”柴油机相当。在中速与高速,“双壁面射流”柴油机压缩比降低后,着火始点向后推迟,降低了最高燃烧温度,降低NOx排放。“双壁面射流”柴油机的碳烟排放略微增加,主要是由于降低压缩比后,燃烧后期的燃烧速率降低,碳烟的氧化能力受到抑制;随着燃烧的进行,活塞下行,燃烧温度降低,附着在燃烧室侧壁上的油膜不能吸收足够的热量而迅速蒸发,从而产生碳烟。

3结论

(1) 本文设计的基于壁面喷束引导、分层与空间分散思想的“双壁面射流”燃烧系统具有低压缩比概念、快速燃烧的特征。

(2) “双壁面射流”柴油机的缸压峰值低于原机,并且燃烧始点向后推迟。在中高速工况“双壁面射流”柴油机具有单峰放热率趋势。

(3) “双壁面射流”柴油机在θ0～θ70燃烧阶段具有较高的燃烧速率,只是在θ70～θ90燃烧阶段,燃烧速率相对于原机变得缓慢。

(4) “双壁面射流”柴油机的燃烧始点向后推迟,滞燃期要长于原机(对应的曲轴转角)。采用低压缩比的“双壁面射流”柴油机各负荷缸压峰值都低于原机。低负荷滞燃期延长,瞬时放热率峰值高于原机;高负荷时,由于滞燃期相差不大,瞬时放热率差别不明显。在相同的喷射定时条件下,“双壁面射流”柴油机的最高缸内平均温度低于原机;放热率重心向后推迟,即燃烧相位向后推迟3～4 °CA。

(5) 在保持发动机动力性不变的情况下,“双壁面射流”燃烧系统降低了NOx排放,在2 100 r/min全负荷时NOx排放从原机的731×10-6降低到523×10-6,在3 000 r/min全负荷时NOx排放从原机的523×10-6降低到383×10-6;降低了低速烟度,在1 400 r/min全负荷时烟度从原机的3.3 BSU降低到2.1 BSU,中、高速由于碳烟在燃烧后期的氧化能力受到抑制,烟度略有增加。

参考文献

[1]Kimura S,AoKi O,Kitahara Y,et al.Utra-clean combustiontechnology combining a low-temperative and premixed combus-tion concept for meeting future emission standards[C]//SAE2001-01-0200,2001.

[2]Yanagihara H,Sato Y,Mizuta J.A study of DI diesel combus-tion under uniform higher-dispersed mixture formation[C].JSAE Review,1997,(18):247-254.

[3]Iwabuchi Y,Kawai K,Shoji T,et al.Trial of new conceptdiesel combustion system-premixed compression-ignited com-bustion[C]//SAE 1999-01-0185,1999.

[4]Minato A,Tanaka T,Nishimura T.Investigation of premixedlean diesel combustion with ultra high pressure injection[C]//SAE 2005-01-0914,2005.

[5]Merkel S,Eckert P,Wagner U,et al.Investigation of a newinjection strategy for simultaneous soot and NOxreduction in adiesel engine with direct injection[C]//SAE 2008-01-1790,2008.

[6]金子友海,菊田和重,近久武美.关于局部扩散结构对柴油机NOx排放的影响及排放降低方法的研究[J].国外内燃机,2007,39(3):41-45.

液体持续燃烧试验仪的研制 篇7

国际上,根据联合国《关于危险货物运输的建议书》(简称TDG)[1],将易燃液体归为第3类危险品。为了掌握易燃液体的性质,按易燃性将其进行分类,对易燃液体的包装、运输、储存及减少事故等都有极大的作用。持续燃烧性试验是易燃液体分类的重要环节[2]。

世界各国对液体危险品的分类工作都很重视[3],近年来,国内外的仪器生产企业、检测机构和科研机构都在根据TDG研制相应的仪器设备,但这些设备普遍存在体积大,成本高等实际问题。本文以嵌入式单片机为核心,通过采用沙浴加热的方式,设计完成了低成本的小型液体持续燃烧试验仪,其试验温度可调、性能稳定,能够完成液体持续燃烧的相关试验要求。

1 研究现状

根据联合国TDG中的规定,易燃液体是指其闪点在闭杯试验中不高于60.5℃或在开杯试验中不高于65.5℃的液体,但并不是将所有闭杯闪点低于60.5℃的液体都划为易燃液体,TDG中还规定,闭杯闪点高于35℃、不能持续燃烧的液体不被视为易燃液体,即所有的闭杯闪点在35~60.5℃间的液体,为了准确判定其是否属于易燃液体,除了要进行闭杯闪点的试验外,还应该进行液体持续燃烧试验。

液体持续燃烧试验仪即是用于完成易燃液体的区分工作的。河南海克尔仪器仪表有限公司推出了一款能计时报警、显示控制温度的HCR-H006型易燃液体持续燃烧试验仪[4],该仪器整体性较好,但体积较为庞大;吉林宏源科学仪器有限公司也推出了一款采用个人电脑进行操作控制和数据处理的HY024型持续燃烧试验仪,虽然精度较高,但增加了成本,同时也并没有解决体积庞大的问题;美国IDEA SCIENCE公司设计了一款SCTA持续燃烧试验仪,但是进口的设备在价格上不具有优势;天津出入境检验检疫局王利兵等则研制了一款持续燃烧试验仪[5],由于该设备也使用计算机进行操作控制和数据采集,因此,仪器的体积也较为庞大。目前未见小型、高精度的液体持续燃烧试验仪研究。

2 机械系统结构

液体持续燃烧仪由机械系统和电路系统两部分组成。机械系统是实验的平台和载体,承担沙浴加热、测温机构、样品放置等任务;电路系统完成参数的测量、数据分析、温度控制等功能。

TDG中要求,所使用的可燃性试验仪器包括一块铝合金或使用其他导热率高的不锈金属。金属块有一个凹槽并钻有一个小孔用以放置温度计。固定在旋转轴上的一个小型煤气喷嘴装载金属块上,煤气喷嘴的手柄可方便的与煤气喷嘴成任何角度。设计的机械系统装置结构如图1所示。

图中A为温度探头,插入沙浴中进行测温并传递给电路系统,通过单片机控制加热模块实现沙浴温度的稳定。B为样品槽,置于沙浴中,样品槽的质地为不锈钢金属,导热快,耐腐蚀,耐高温,能够迅速使其中的样品温度达到与沙浴温度一致。C为煤气喷嘴,煤气喷嘴固定在旋转轴上,另一端连接丁烷气体,工作时,通过调节丁烷气体的进量来控制煤气喷嘴的火焰大小。E为加热模块,加热模块固定在仪器底座上,单片机,电路板、计时器均集成在仪器内部,通过E的控制面板进行参数设定和控制。

3 电路系统设计

液体持续燃烧仪工作时要求能够实现精度为0.1℃的温度控制要求。为实现这一目标,电路系统需要完成当前温度信号的数据采集、噪声过滤[6]、温控算法实现、信号的存储以及时间、温度的设定等功能。电路系统结构如图2所示。

整个系统的工作是在单片机的统一管理下完成的[7]。控温箱的当前温度经传感器进行采集,并将信号进行放大、整形、滤波等环节的调理后,由AD转换器送交单片机,单片机完成信号分析、存储、温度控制算法运算,决定当前的控制信号大小,并送交PWM控温模块。

PWM控温模块能够对模拟量的连续控制转化为对时间量的连续控制,通过双向可控硅直接控制加热丝工作电流的导通与断开,图3为控制加热丝通断的示意图,占空比随着控制信号的改变对应变化,占空比变小,其等效的加热功率减小,反之变大。

为了保证精度,温度控制算法采用了PID控制[8]。其算法为:

式中,T0为采样周期;e(k),e(k-1)分别为第k次及第k-1次采样偏差值;u(k)为第k次的控制量输出值;KP、K1、KD分别为比例系数、积分常数和微分常数,它们可以采用阻尼振荡法及基于其结果的参数最优自整定而得到。

4 实验研究

对研制的液体持续燃烧仪进行测试实验。根据联合国《关于危险货物运输的建议书试验和标准手册》要求[9],选择部分样品进行持续燃烧试验测试。实验在室内环境下进行,实验时门窗关闭,环境温度26℃,相对湿度58%。测试流程如图4所示。

根据图4进行三次重复试验,每次试验应观察和记录,样品测试结果如表1所示。

试验结果表明:使用该液体持续燃烧仪能够实现对测试工况的模拟,准确实现对温度和时间的精确控制,有效完成对各种不同测试液体的实验和分类,达到设计要求。

5 结束语

本文通过使用单片机技术,从工业应用的实际需求出发,研制了一台液体化学品持续燃烧试验仪,仪器实现了信号的自动采集,并通过PID算法,结合PWM方式完成了精确控温。测试结果显示,该仪器自动化程度较高,可操作性较好,数据重现性较好,能够满足工业现场的需要。

参考文献

[1]联合国.关于危险货物运输的建议书(规章范本)[S].2007,(5).

[2]高贫,刘大斌,倪欧琪.危险化学品管理现状及其分类的一般程序[J].2004,33(S1):116-120.

[3]于群利.联合国危险货物和危险化学品分类综述[J].化工标准-计量-质量,2004,(5):70-81.

[4]项署临,周颖红,郭仁宏.易燃液体持续燃烧试验仪[P].中国专利:200820200332,2009-06-03.

[5]王利兵,李宁涛,李晶,吕彦明.危险品持续燃烧试验仪[P].中国专利:00133492,2002-06-12.

[6]王建勇,周晓光,廖启征.一种有效的混合噪声滤波算法[J].信息技术,2005,(11).

[7]余勇.一种基于单片机的PWM控制的温度控制器[J].中国仪器仪表,1999,(6):19-21.

[8]周林,蒋建文,易强,罗眉.PWM控制器的控制方法[J].重庆邮电学院学报,2001,(6):110-113.

皮革及皮革服装燃烧特性试验研究 篇8

对皮革及皮革服装的燃烧特性进行试验,获取皮革及皮革服装燃烧特性参数—热释放速率,CO、CO2等毒性气体以及烟气的产生速率等,为皮革服装商场确定排烟量提供相关参数值。

2 试验准备

2.1 试验仪器

全尺寸火灾试验场所设在公安部天津消防研究所南河试验基地燃烧实验馆。主要试验仪器有:墙角火试验装置(根据ISO 9705《火灾试验表面制品的实体房间火试验方法》建造)、大型量热器和锥形量热计;辅助仪器有服装吊架(如图1所示)、摄像机、秒表、数据采集系统等。

2.2 试验用品

(1)皮革为羊皮,如图2所示。

单张羊皮尺寸约为70 cm×60 cm,质量约125 g。

(2)皮革服装。

由于真实皮革服装价格较高,因此采用羊皮、内衬布料制作成简易皮革服装(如图3所示)。1件简易服装由2张整羊皮及内衬布料制成,总质量为350 g,其中羊皮为250 g,布料为100 g。

2.3 试验工况

(1)点火源拟采用标准引火源(丙烷气体火源,可以连续调节功率获得稳定火源)及打火机直接引燃方式。

(2)墙角火试验工况如表1所示,每个工况考虑2～3次平行试验。吊架位置如图4所示。

3 全尺寸火灾试验

3.1 试验现象

本试验共进行了3次,以试验效果较好的F1试验为例,总结其试验结果如表2及图5所示。

3.2 试验结果

试验的热释放速率及CO、CO2体积分数变化曲线,如图6～图8及表3所示。

4 锥形量热计试验

4.1 试验工况

将羊皮处理成10 cm×10 cm的样品,采用10(1#)、20(2#)、30(3#)、50(4#) kW/m2等4种辐射热通量进行引燃试验。

4.2 试验过程及结果分析

(1)点燃时间。

4组试验的点燃时间见表4所示。

由表3～4可以看出,随着辐射热通量的增加,皮革的点燃时间缩短。

(2)单位面积热释放速率。

图9～图11分别为2#试验、3#试验和4#试验的热释放速率随时间变化曲线。由图可知,随着辐射热通量的增加,皮革的热释放速率峰值出现时间提前。

(3)总释放热量和平均有效燃烧热。

各组试验的总释放热量和平均有效燃烧热结果,见表5所示。在不同的辐射热通量下,单位面积总释放热量相当。随着辐射热通量的增加,皮革的平均有效燃烧热增加。

(4)CO/CO2生成率和平均比减光面积。

燃烧产物的毒性和烟气的减光性也是评价材料火灾危险性的重要参数。4组试验的CO/CO2生成率和平均比减光面积结果,见表6所示。在不同的辐射热通量下,试样的平均CO、CO2生成率相当。随着辐射热通量的增加,皮革的平均比减光面积减小。

4.3 结 论

利用锥形量热计对皮革试样在不同辐射热通量下进行了试验研究,得到了点燃时间、热释放速率、总释放热量、有效燃烧热、CO/CO2生成率和比减光面积等试验数据。通过对试验数据的分析,得出以下结论:

(1)在10 kW/m2辐射热通量下,皮革不会被引燃。

(2)皮革点燃后,会在较短时间内出现热释放速率峰值。随着辐射热通量的增加,皮革的热释放速率峰值出现时间提前。

(3)在不同的辐射热通量下,单位面积总释放热量相当。随着辐射热通量的增加,皮革平均有效燃烧热增加。

(4)在不同的辐射热通量下,试样的平均CO、CO2生成率相当;随着辐射热通量的增加,皮革的平均比减光面积减小。

5 皮革服装商场排烟量计算

根据试验结果计算皮革服装商场内机械排烟系统的排烟量,并与规范规定比较。以试验效果较好的F1试验结果为例进行计算。试验房间的尺寸为8.64(3.6 m×2.4 m) m2,房间内的吊架上悬挂了10件皮衣。试验过程中仪器记录的最大产烟速率为0.47 m2/s。试验房间排烟管道的直径为0.4 m。因此,实际最大产烟速率为0.47 m2/s×0.4 m=0.188 m3/s。由此计算出,单位面积的烟气产生速率为0.188 m3/s×3 600 s/8.64 m2=78.3 m3/(h·m2),该值相比规范规定的单位排烟量60 m3/(h·m2)更为保守。因此,皮革服装商场内机械排烟系统的排烟量可按78 m3/(h·m2)确定。

摘要：对皮革服装的燃烧特性开展皮革服装全尺寸火灾试验和锥型量热计试验,得到皮革服装的热释放速率、CO和CO2的产生速率等燃烧特性参数,并以试验结果为基础计算分析了皮革服装商场的排烟量。结果表明,在10kW/m2的辐射热通量下,皮革不会被引燃;皮革点燃后,会在较短时间内出现热释放速率峰值;在不同的辐射热通量下,单位面积总释放热量相当,平均CO、CO2生成率相当;随着辐射热通量的增加,皮革的平均比减光面积减小;皮革服装商场内机械排烟系统的排烟量可按78m3/(h.m2)确定。

关键词：皮革,燃烧特性,实体火灾试验

参考文献

[1]GB50016-2006,建筑设计防火规范[S].

[2]倪照鹏,路世昌,智会强,等.双层玻璃幕墙全尺寸火灾实验研究[J].火灾科学,2007,16(4):232-242.

[3]ISO 16735:2006,Fire safety engineering-Requirements governing al-gebraic equations-Smoke layers[S].

[4]公安部天津消防研究所.建筑物性能化防火设计技术导则[R].国家十五重点科技攻关项目专题研究报告,2004.

灭火试验用木垛燃烧特性研究 篇9

笔者以常见木垛火燃烧模型试验方法为基础, 试验对比了不同引燃源的热释放速率特征, 依据标准规定的试验方法, 研究了特定木垛在现行引燃方式下的燃烧行为特征和热释放规律, 讨论现行木垛火灾模型应用于灭火产品检测工作的适宜性。以适应不同灭火产品性能考察需求为目的, 突出木垛自身燃烧规律, 探索新的木垛引燃方式, 进行了新型引燃方式下的燃烧试验, 并对两种引燃方式下木垛的燃烧特征进行了对比分析。

1 燃料的热释放特征对比

现行常用灭火设备及药剂检测标准多采用橡胶工业用溶剂油 (120#汽油) 、正庚烷等作为引燃燃料。120#汽油也称工业庚烷, 其主要成分为正庚烷、异庚烷和环庚烷的混合物。为确定不同类别燃料对于木垛的引燃效果是否产生影响, 笔者对120#汽油和正庚烷分别进行了5次空白燃烧试验。试验在满足GB 25207-2010《火灾试验表面制品的实体房间火试验方法》要求的锥形烟气收集器正下方进行, 燃烧烟气由采集系统输送给氧含量分析系统进行分析计算。燃料空白燃烧试验获得的试验结果, 如图1、图2所示。

结合图1、图2, 可以发现如下特点:

(1) 两种燃料均存在明显的引燃、发展、稳定、衰减直至熄灭的发展过程, 燃烧的发展和衰减阶段时间短暂, 二者之间存在一段放热稳定的燃烧持续时间。

(2) 两种燃料在稳定燃烧阶段由于受到外界风速等的影响均存在小幅波动, 但整体趋于稳定, 两种燃料的平均热释放速率峰值和稳定燃烧阶段的热释放速率平均值一致程度很高。

(3) 两种燃料的燃烧时间接近, 总放热量几乎持平。

因此, 两种燃料的燃烧放热特性相差无几, 可认定由于燃料不同造成的木垛引燃效果的差异是可以忽略的。

2 油盘火引燃小型木垛燃烧试验

选用正庚烷为后续燃烧试验的引燃燃料, 选择木条截面边长40mm, 长 (450±25) mm, 每层6根, 共4层的木垛 (以下简称“小木垛”) 为燃烧对象, 引燃油盘为0.25m2的方形油盘。以1.6L正庚烷引燃小木垛的燃烧试验结果, 如表1和图3、图4所示。

(1) 由热释放增长曲线可以看出, 引燃油盘被点燃后, 油盘与木垛立即猛烈燃烧, 并迅速释放巨大热量, 热释放速率曲线以几乎直线增长的速率在短短20s左右时间内达到峰值, 随后维持约120s的相对稳定燃烧, 5次试验的热释放速率峰值在其平均值的10%范围内波动。试验约210s时, 由于油盘内的燃料燃尽使整体系统的热释放速率急速下降, 木垛进入自由燃烧阶段。此阶段木垛燃烧过程具有相对平稳, 放热均匀的特点, 热释放速率曲线在210~900s维持了比较稳定的走势, 波动平缓, 热释放规模大约保持在80~100kW范围内。试验900s后, 燃烧进入了衰减阶段, 热释放速率曲线缓慢下降。1 300s后, 少量木条因炭化失去支撑力而脱落导致木垛失去原有形态。

(2) 研究木垛燃烧总热释放量曲线, 自油盘引燃至210s, 燃烧的猛烈发展导致热量释放积累迅速, 总放热量曲线走势陡而急。210s时, 总放热量曲线迎来其发展的首个拐点, 总热释放量由于失去油盘燃料放热的重要支撑而增速明显趋缓, 该阶段木垛燃烧稳定、放热均匀, 因而总放热量曲线表现集中且平缓。试验时间900s左右的曲线第二拐点过后, 总放热量曲线斜率明显产生差别, 单次试验热量积累速度各异。

对采用油盘引燃模式的木垛作为灭火试验用火灾模型的适宜性可得如下结论:

(1) 油盘引燃源能量过大。木垛火灾模型的燃烧过程显著分为油盘引燃和自由燃烧两个阶段, 两者之间界限清晰, 无明显过渡。过大的油盘火焰能量使木垛自身燃烧规律被完全掩盖, 而自由燃烧阶段虽持续足够长时间, 但木垛热释放速率波动较小, 发展轨迹不明显。因此, 两个阶段的木垛燃烧过程均不能明显区分初起、发展、猛烈、下降和熄灭的火灾阶段性发展特征。而当前标准多采用引燃结束后自由燃烧3min时的木垛作为灭火对象, 不能充分满足自动灭火装置或灭火药剂等检测对象的差异化性能考察要求。

(2) 木垛自引燃开始后400s左右失重约40%, 结合1.6L正庚烷自由燃烧火焰持续时间可以看出, 标准中广泛采用的预燃时间6min与其他标准中木垛预燃准备描述采用的失重约40%或引燃结束后自由燃烧3min等时间节点确定的木垛燃烧状态基本相似, 对应的热释放速率约100kW, 属于引燃结束后的木垛自由稳定燃烧阶段。但是, 使用处于同种燃烧阶段, 热释放速率规模也近似相同的燃烧模型考察设计初衷、应用方式完全不同的两类产品性能的做法是否合适, 仍值得商榷。

3 四角点火方式木垛燃烧试验

为能更加充分体现木垛燃烧的阶段化发展特性, 笔者尝试采用小规模火源对木垛进行引燃, 这样, 小火源只在燃烧初期起到引燃作用, 火源热量释放较小, 持续时间较短, 后期木垛完全自主燃烧, 以期获得真实木垛燃烧热释放规律。

经过试验, 确定以木垛四角点火作为试验引燃方式, 引燃源采用内径100mm, 高100mm的圆柱形燃料罐。试验时, 每个燃料罐中先各添加250 mL水, 再加入10mL正庚烷, 进行小木垛四角点火引燃方式燃烧试验, 热释放参数如图5、图6所示。

由图可以看出:

(1) 木垛燃烧热释放速率曲线明显表现为引燃、发展、稳定和衰减阶段。由于引燃源自身热释放规模很小, 持续时间也较短, 因此曲线中并未明显出现由于引燃源猛烈燃烧形成的热释放波峰, 在约400s的燃烧引燃发展阶段热释放速率曲线虽斜率较大, 但走势仍较为平滑。

(2) 燃烧的稳定阶段持续约900s, 此阶段热释放速率曲线波动明显, 幅度较大。这是因为, 四角点火方式引燃的木垛, 虽经历燃烧发展阶段使热释放速率达到一定规模, 但四角点火属于点状火源, 引燃阶段点火源只存在于木垛底部四角, 木垛内部不同位置木条必然存在燃烧发展不均衡的状况, 如底部边缘木条燃烧进程发展必然快于中央, 而下部木条燃烧程度也必然高于上部, 因此木垛组成成分的燃烧不均匀性造成了燃烧热释放速率的波动。此外, 油盘引燃方式的木垛稳定燃烧阶段热释放速率平均值大约处于100kW水平, 而在四角点火方式时也获得了非常接近的木垛稳定燃烧热释放速率值。

(3) 燃烧的衰减阶段热释放速率缓慢下降, 自稳定燃烧阶段逐渐过渡到可见火焰消失进入阴燃状态, 热释放速率峰值由约100kW下降至约30kW, 耗时约800s。燃烧末期受到木垛阴燃特性和单次试验个别木条炭化失去支撑力而掉落的偶然因素影响, 热释放速率会在较长时间内维持较低值, 且各次试验曲线下降速率不尽相同。

(4) 四角点火方式采用的油罐能量很小, 因此不会造成引燃阶段的热量猛增现象, 总放热量走势平滑。5次试验的总放热量平均值约为114kW。

4 结论

(1) 正庚烷和120#汽油在相同尺寸油盘中燃烧的热释放特性近似, 可认定由于燃料的区别造成的同类型木垛引燃效果的区别可以忽略。

(2) 相对于油盘火对于木垛的快速强制引燃效果而言, 采用四角点火方式的木垛燃烧进程阶段性特征更为明显。油盘火引燃木垛在火灾发展阶段热释放速率特性表现为燃料被点燃后的激增和燃料耗尽后的骤减现象, 主要表现为油盘火的猛烈燃烧, 木垛自身燃烧特性完全被掩盖。四角点火方式采用少量燃料对于木垛底部进行引燃, 只在试验初期短时间存在的小规模引燃源给予木垛更加充分的时间和空间使燃烧过程自由发展, 而引燃源燃烧的热释放量则可以忽略不计。

(3) 无论哪种引燃方式下的小木垛稳定燃烧阶段热释放速率平均值水平相当, 但四角点火方式的热释放速率曲线波动明显。对于较大尺寸木垛, 两种引燃方式下木垛稳定燃烧阶段热释放速率平均值是否仍保持较高一致程度还需要进一步研究。

(4) 两种点火方式在有限的试验时间内都无法使木垛燃烧更加完全, 炭化的木条随机掉落后的位置及木材固有的阴燃特性, 是试验末期热释放速率仍长时间维持于一定水平, 且每次试验此阶段曲线走势不尽相同的主要原因。

(5) 四角点火方式的木垛燃烧进程可明显地划分为引燃、发展、稳定和衰减阶段, 就火灾模型所用小木垛而言, 燃料罐被点燃后, 前400s为木垛燃烧热量迅速上升的发展阶段, 适宜于考察自动灭火装置类产品对于初起火灾的反应和抑制效果, 而500~1 300s为木垛燃烧的稳定放热阶段, 热释放峰值也会出现在这一时段, 比较适宜于考察灭火药剂对木垛燃烧的最大扑灭能力。

摘要：采用空白燃烧试验研究常用木垛引燃燃料的自身燃烧热释放规律, 并采用油盘火引燃方式对自动灭火装置检测常用的小木垛进行了燃烧试验, 获取了热释放速率及总放热量特性。以自动灭火装置和灭火药剂的应用特点和工作方式为出发点, 采用四角点火方式对同类型木垛进行了引燃试验, 对比分析两种点火方式所获得的燃烧热释放参数曲线规律和区别的产生原因。采用四角点火方式的木垛燃烧进程阶段性特征更为明显, 适宜于考察自动灭火装置类产品对于初起火灾的反应和抑制效果, 以及考察灭火药剂对木垛燃烧的最大扑灭能力。

关键词：灭火试验,木垛,四角点火,热释放速率,总热释放量

参考文献

[1]陈玉明, 霍然.自由空间木垛火蔓延速率及质量燃烧速率模型[J].上海交通大学学报1998, 32 (1) :68-72.

[2]Yunyong Utiskul.Theoretical and experimental study on fully-developed compartment fires[D].University of Maryland, 2006.

[3]张文超, 潘仁明, 刘玉海, 等.热气溶胶灭火剂扑灭固体木垛火的实验研究[J].火灾科学, 2005, 14 (3) :167-170.

[4]GB/T 25207-2010, 火灾试验表面制品的实体房间火试验方法[S].

[5]GA 578-2005, 超细干粉灭火剂[S].

[6]黄晓露, 谢元一, 荣建忠, 等.木垛火热释放速率的试验研究[J].消防科学与技术, 2014, 33 (5) :484-486.

[7]杨晓菡.基于ISO9705房间木垛火试验的FDS模拟预测研究[J].消防科学与技术, 2009, 28 (3) :151-155.

[8]董惠.ISO 9705大尺度火灾热释放速率相关实验研究[D].哈尔滨:哈尔滨工程大学, 2007.

[9]许彬, 张永明, 方俊, 等.正庚烷热释放速率测量与研究[J].消防科学与技术, 2006, 25 (3) :304-307.

新型高效沥青阻燃剂燃烧试验分析 篇10

沥青和其它石油馏分一样属于高分子材料,并具有高分子材料的共性,如可燃性、粘弹性等,这就为沥青的阻燃改性的可能性提供了理论依据,从结构和组成上具备阻燃改性的可能性,并制备出了多种沥青阻燃剂[3,4]。但是,市场上有不同种类的沥青阻燃剂,其中以无机类阻燃剂氢氧化铝、氢氧化镁为主,此类阻燃剂虽然价格低廉,但用量都较大(沥青用量的20%)。大掺量的阻燃剂不但会影响到沥青的各项路用性能,而且总体来看价格并不便宜。甘肃路桥建设集团有限公司和兰州交通大学《隧道温拌阻燃改性沥青路面施工技术研究》课题组通过采用硅烷偶联剂对阻燃剂进行表面改性来改善其与沥青的相容性,制备了低掺量高效的沥青阻燃剂[5,6]。在对沥青阻燃剂阻燃性能评价时,考虑到沥青阻燃剂的使用时间不长,我国现行《公路沥青路面施工技术规范》(F40-2004)中缺少沥青阻燃剂及阻燃沥青的评价方法及标准,工程单位在实际使用中无法对其进行合理的检验和选择。而研究领域对其阻燃性能的评价多参考高分子材料的阻燃性测试的标准方法:氧指数试验法、水平及垂直燃烧测定法、锥形(Cone)量热仪法、熔融流淌时间和耐烧穿时间测定法、烟密度试验法、标准火灾房法、烟气毒性法、ASTME-108法等。其中,对沥青路面阻燃性能的评价多采用氧指数试验法。由于氧指数仪的尚未普及,本研究采用了直接燃烧法对研发的阻燃剂的燃烧特性进行了分析。

1 原材料

1.1 沥青

本次实验主要选用了克拉玛依SBS I-C改性沥青,其基本性能指标检测结果见表1。

1.2 新型高效阻燃剂的制备

将氢氧化铝(Al(OH)3、氢氧化镁(Mg(OH)2、聚磷酸铵(APP)三种原材料按一定比例置于剪切机中,剪切5min左右,即形成本实验的中间体,简称为ZFR。根据相似相容原理,当中间体(ZFR)分散于极性很小的沥青中时,因极性的差别,二者相容性很差,从而对阻燃沥青的贮存稳定性和力学性能带来不良影响。因此需对中间体表面进行改性,通过化学或物理的方法使其表面极性接近于沥青而改善其相容性是十分必要的。

目前,表面改性方法很多,有表面活性剂处理、偶联处理以及有机高分子处理等,但最常见、最有效的处理方法还是偶联处理。本研究主要选取钛酸酯偶联剂对中间体进行表面改性,通过实验来确定改性剂的合理用量。并将通过钛酸酯偶联剂改性之后的阻燃改性剂简称为ZFR-Ti。

2 阻燃沥青燃烧性能检测方案

2.1 阻燃沥青燃烧性评价直观方法的选择

方案一:取适量试验沥青,倒入燃烧皿中,称出沥青与燃烧皿的质量,冷却后倒入少量的汽油,引燃,充分燃烧后测出剩余物质与燃烧皿的质量;

方案二;取适量试验沥青,倒入燃烧皿中,称出沥青与燃烧皿的质量,冷却后放置在电热炉上进行加热,充分燃烧后测出剩余物质与燃烧皿的质量。

2.2 阻燃沥青燃烧性评价直观方法的优化

采用以上两种方案进行阻燃沥青燃烧试验,发现它们存在很多缺点:

方案一:该方案易于引燃,但整个燃烧过程只有少量表面沥青可以被点燃,主要燃烧的物质是汽油,汽油燃烧温度不足以引燃沥青,沥青无法充分燃烧;

方案二:该方案燃烧沥青较为充分,但较难引燃,整个试验过程需要加热很长时间,由于用的是电热炉,长期加热无法保证其安全性,可能对试验人员有危险。

经过对上述两种方案的比较,最后综合二者优点,制定了较为安全合理的实验方案:取适量试验沥青,倒入燃烧皿中,称出沥青与燃烧皿的质量,然后放置在电热炉上进行加热,加热到220℃后加入适量汽油,引燃汽油,充分燃烧后测出剩余物质与燃烧皿的质量。

3 阻燃沥青燃烧试验表观分析

严格按照上述方案ZFR-Ti阻燃沥青、ZFR阻燃沥青和克炼SBS I-C改性沥青进行燃烧试验,观察其燃烧过程中的表观状况。

3.1 ZFR-Ti阻燃沥青燃烧

加入少量汽油,加热ZFR-Ti到约220℃时,即可燃烧,观察其燃烧,火焰开始较小,中期火焰较高并发出了大量的黑烟,燃烧时间总计5分12秒。火焰熄灭后,观察剩余物,其表面形成了一层壳状物,约2mm左右的膜,倾倒时发现底面部分沥青未燃烧,能够流淌出来(如图1)。火焰燃烧时边缘火焰高于中间部分。

3.2 ZFR阻燃沥青燃烧

引燃后火焰为较小,后逐渐变大。火焰高度前期较低,后期较高。刚开始燃烧时边缘火焰较旺,后来整体火势差不多。燃烧后倾倒,底部无残余沥青。燃烧后也会产生一层膜,膜厚度约为2mm左右。中部、下部呈气泡状(图2),底层有相当厚的灰烬。

3.3 克炼SBS I-C改性沥青燃烧

大约在200℃时即可以引燃燃烧。燃烧时间较长,为6分45秒。燃烧时火焰较大,从边缘到中央各部分火势均差不多,无较大区别。燃烧过程伴有黑烟,燃烧较为完全,燃烧后产生较厚的薄膜,底部基本无剩余沥青(图3)。

4 试验结果分析

ZFR-Ti阻燃沥青、ZFR阻燃沥青和克炼SBS I-C改性沥青进行燃烧试验前后的质量变化见表1。

从表1试验结果可以看出,阻燃沥青具有一定的阻燃效果,其中由ZFR-Ti阻燃剂制成的ZFR-Ti阻燃沥青的阻燃效应比ZFR阻燃剂好。

(1)从时间上来看,相同质量的原料,ZFR-Ti阻燃沥青燃烧时间最短,说明添加阻燃剂后的沥青可以较有效的抑制沥青的燃烧,缩短燃烧时间对隧道救援有很重要的意义;

(2)从引燃温度上来看,ZFR-Ti阻燃沥青的引燃温度较高,说明阻燃剂的添加降低了沥青整体的燃点,间接提高了沥青材料的安全性;

(3)从烧失量和燃烧后剩余沥青的状态上来看,ZFR-Ti阻燃沥青的烧失量最小,且明显燃烧后残余较大量流质的沥青,说明ZFR-Ti阻燃沥青起到了一定的阻燃效应,使部分沥青无法燃烧;

(4)从燃烧时火焰火势的分布情况来看,ZFR-Ti阻燃沥青在燃烧时中间部分的燃烧受到了部分抑制,降低了火势,在隧道中使用可降低逃生时的难度。

5 结语

(1)在分析了部分文献中阻燃剂燃烧法优缺点的基础上,提出的沥青直接燃烧法可以在一定程度上反映制备的新型高效沥青阻燃剂的燃烧特性。

(2)制备的ZFR-Ti阻燃沥青燃烧时间最短,引燃温度较高,烧失量最小,且明显燃烧后残余较大量流质的沥青,能够在一定程度上抑制阻燃沥青在燃烧时中间部分的燃烧。

(3)添加制备的ZFR-Ti阻燃剂后的沥青可以较有效的抑制沥青的燃烧,缩短燃烧时间对隧道救援有很重要的意义。

(4)由于实验中为了安全起见,使用的沥青的量较少,所以无法较为直观的表现出阻燃剂的抑烟作用。

参考文献

[1]陈辉强,陈仕周.沥青阻燃改性技术研究.公路交通技术,2003(2):19-20

[2]黄志义,吴珂.长大隧道沥青混凝土路面的防火安全性能[J].浙江大学学报(工学版),2007,41(8):1427-1428

[3]郭进存,廖克俭,戴跃.阻燃沥青的研制[J].辽宁石油化工大学学报,2005,25(2):5-8

[4]陈辉强,郝培文.阻燃改性沥青的研发及其混合料性能评价[J].武汉理工大学学报,2008(12):58-62

[5]姜敏,李波,王强.新型高效沥青阻燃剂的制备[J].中国建材科技,2011(4)

[6]岳永和,李波,王强.新型高效阻燃剂对沥青混合料体积指标的影响[J].中国建材科技,2011(4)

[7]杨群,李望瑞.沥青阻燃性能的评价方法与性能研究[J].建筑材料学报,2008,11(4)