燃烧装置（精选7篇）
燃烧装置 篇1
0 前言
随着我国国民经济的快速发展, 电力工业更是迅猛发展, 燃油消耗的激增将对我国能源安全造成日益严重的影响[1]。
到2014 年底, 我国常规油气资源总量丰富, 石油地质资源量达到1085亿吨, 可采资源量268亿吨。天然气地质资源量68万亿立方米, 可采资源量40 万亿立方米。石油和天然气地质资源量均比2007 年评价结果同比大幅增长[2]。
20 世纪80 年代后期, 我国对于燃料的结构有所调整, 燃料结构出现多元化, 燃料中燃气所占比例逐渐增加[3]。
少油点火燃烧器是近几年发展起来的燃烧技术, 通过工程应用实例说明少油点火燃烧器不仅技术成熟, 且能取得可观经济效益[4]。
天然气与轻柴油具有很多相似的方面, 进一步研究少气点火技术迫在眉睫。
1 少气点火装置的结构设计
少气点火装置的结构由气枪、配风盘、稳燃环、燃烧室等组成, 如图1。
本少气点火装置配置了自动点火功能, 采用高压离子点火棒, 通过高电压在间隙电极之间电离空气而产生电火花, 从而引燃天然气。
本少气点火装置配置了自动检测天然气火焰的紫外火检设备。
2 少气点火装置数据分析
2.1 冷态实验
结合少气点火装置的结构进行了冷态实验, 天然气采用压缩空气代替, 天然气燃烧时需氧量采用空气代替, 压头由风机提供;通过系列数据的拟合成不同工况下的曲线。
不通空气, 只通压缩空气, 测得气枪的冷态流量关系:压力10—100KPa, 对应气枪出力60—200Nm3/h, 压力与流量基本成线性关系。不通压缩空气, 只通空气, 测得配风的冷态流量关系:压力1000—5000Pa, 对应配风出力1000—1600Nm3/h, 压力与流量基本成线性关系。根据天然气完全燃烧时需要空气量为体积比1:9.5, 通过对比可以得出本实验范围内空气的补量是完全满足天然气的理论燃烧需要的空气量。
天然气采用10-100KPa压力输送, 空气压力采用1000-5000Pa的压力输送, 天然气的输送压力是空气的10-20 倍, 防止气体燃烧时出现回火现象。
2.2 少气点火装置的热态实验
本实验过程中, 采用丙烷气体代替天然气, 丙烷的物理特性:相对蒸气密度 (空气=1) =1.56;燃烧热=92.13MJ/m3。
通过与天然气的对比, 丙烷的热值是天然气热值的2.52 倍左右。由公式C3H8+5O2=3CO2+4H2O可知, 丙烷1 体积燃烧需要5 体积的氧气, 而空气中的氧气占21%, 这样1 体积丙烷完全燃烧需要25 体积的空气。在小出力的情况下丙烷是能够满足实验条件的。
少气点火装置初次点火时, 丙烷的气量为30Nm3/h, 空气压力为1500Pa, 点火顺利, 气体火焰明亮, 火检能够检测到信号。
通过不同工况调整, 燃烧比较稳定, 没有出现脱火及点不着的现象。由于气枪是利用多孔高压射流将天然气快速通过小孔喷出流速很高, 防止了天然气产生回火现象;稳燃环, 加强了烟气的扰流, 提高了燃烧的稳定性;燃烧室提供了气体燃烧空间, 由于烟气快速膨胀, 烟气流速很高, 提高了出口烟气动量, 增强了火焰的刚性。
这种少气点火装置结构实现了气体完全燃烧, 同时提高了火焰的刚性。
3 结论
(1) 本次实验结果表明, 采用少气点火装置燃烧技术, 能够充分保证天然气在燃烧室内完全燃烧。
(2) 本次实验结果表明, 此种少气点火装置提高了天然气火焰的刚性。
(3) 少气点火装置的结构保证了点火的可靠性及火检检测的准确性。
(4) 少气点火装置燃烧技术是用微量的天然气, 进而为天然气直接应用煤粉锅炉提供可靠的应用。
摘要：本文介绍少气点火装置燃烧技术, 该技术具有结构简单, 投资少、可靠性高、基本无维护工作量等突出优点。
关键词：少气点火装置,燃烧室,配风盘,稳燃环
参考文献
[1]国际电力网.2020年我国电力工业发展展望[J].2009, 11 (13) .
[2]央视新闻.国土资源部:我国油气资源丰富天然气储量创新高[N].2015, 05 (06) .
[3]徐宏伟.燃气热水器发展现状研究[J].现代制造技术与装备, 2009 (03) .
[4]潘国传.微油点火燃烧器技术及其应用[J].浙江电力, 2006 (05) .
新型蓄热燃烧装置的形式与设计 篇2
关键词：燃烧装置,蓄热式,设计,选型规律
引言
新型蓄热燃烧装置是实现高温空气燃烧技术 (High Temperature Air Combustion, 简称HTAC) 的关键设备。说得更准确一点, 高温空气燃烧技术应该叫高温低氧燃烧技术, 它包含高温空气助燃和低氧空气燃烧两方面的含义。这是燃烧技术的—项再创新成果, 为降低能源消耗, 减少温室气体 (CO2) 和有毒气体 (NOx) 的排放, 提供了一个有效手段。
高温低氧燃烧技术包含两方面的特点, 其一是余热回收率高, 可以节约燃料同时减少CO2排放;其二是低氧燃烧, 可以大幅度减少NOx的排放浓度。此项技术的核心则是新型蓄热设备的采用。
作为节能与减少NOx排放的创新技术――环境友好型蓄热燃烧技术, 己经在中国得到普遍应用, 并取得了重大成果。但是, 通过这几年的实践表明, 这一技术在应用中有一定的限制条件, 而且在炉型结构、燃烧系统和燃烧装置、换向设备、自动化控制精度等方面还有不少问题, 有待进一步完善。
1 蓄热式燃烧装置的选用原则
高炉煤气加热炉采用蓄热燃烧技术, 能够最充分发挥该技术的优点, 因此凡是有高炉煤气富余的企业, 无论新建或改建, 都应优先选用高炉煤气蓄热式加热炉, 且应设置双烟囱。
当气体燃料低热值在≤1600×4.186kJ/m3时, 空气蓄热所占的烟气量约为60%~40%, 煤气蓄热所占的烟气量约为40%~60%, 全部烟气几乎能完全回收利用。当决定采用蓄热燃烧方式, 而且煤气质量许可的条件下, 可以选用双蓄热系统。单蓄热时应设副烟道和辅助排烟烟囱。
选择蓄热燃烧装置的形式时, 除要考虑燃料种类和发热值外, 还要统筹考虑炉子结构是否适应, 加热质量是否能满足要求, 经济上是否合理, 安全操作是否有保证等因素, 必要时做出方案比较。
2 蓄热燃烧装置的主要形式
2.1 内置通道式蓄热燃烧装置
将蓄热室和空气、煤气及烟气通道都设置在炉墙内, 每个控制段分别设置若干个空气蓄热室和煤气蓄热室, 相应地分别设置一套空气五通换向阀和一套煤气五通换向阀, 经空气换向阀排出的烟气和经煤气换向阀排出的烟气由各自的引风机抽出。蓄热式空、煤气双预热的推钢式加热炉简图如图1所示。
这是中国早期的蓄热燃烧系统, 适用于低热值气体燃料 (高炉煤气) 的双蓄热系统, 炉墙上设置空气和煤气喷口, 有的一排布置, 空气和煤气喷口相间;有的两排布置, 上加热段空气喷口在上, 煤气喷口在下, 下加热段则相反。采用集中换向, 燃烧控制简单, 且上、下热负荷无法调节, 相邻喷口的热负荷也无法调节, 因此控制水平低;炉墙内置球体蓄热室和煤气、助燃空气通道, 炉墙厚达1 m, 内模结构复杂, 浇注施工难度大, 维修工作量大;换向时有一定量的煤气和空气直接进入烟气中, 加之炉墙出现裂纹时会造成空、煤气互窜, 因此有一定安全隐患。但燃烧系统比较简单, 可用于加热温度控制精度要求不高、炉膛宽度较小的加热炉和热处理炉。
蓄热小球的直径一般为Φ12~20mm, 蓄热室内气流的空塔速度为1~2m/s, 蓄热室内蓄热球高度约0.7m, 蓄热室的设计要考虑装、卸球的方便。气流的喷出速度根据炉膛宽度、煤气压力、鼓风机和引风机的压头以及喷出流股大小等因素, 一般在10~40m/s范围内选择。
2.2 烧嘴式双蓄热燃烧装置
烧嘴式蓄热燃烧装置是目前国内轧钢蓄热式加热炉上比较普遍采用的形式, 适用于低热值气体燃料 (高炉煤气及低热值混合煤气) 双蓄热系统。蜂窝蓄热体做成烧嘴的形式直接插入炉墙一定深度, 通过喷口将空气或煤气喷入炉内混合燃烧。喷口的结构也有两种, 一种是空气和煤气喷口水平布置成一排, 空气和煤气喷口相间, 空气和煤气喷口都设计成“V”字形成两路喷出, 同相邻的煤气或空气流股混合燃烧;另一种是空气和煤气喷口水平布置成两排, 空气和煤气喷口相向, 空、煤气在炉内相交混合燃烧, 上加热段的空气喷口在上, 煤气喷口在下, 下加热段则相反, 如图2所示。
烧嘴式蓄热燃烧装置可以采用全分散换向或分组换向, 也可以采用分段集中换向或分侧集中换向。由于烧嘴布置等方面的原因, 蓄热体宜采用体积紧凑的蜂窝体。目前普遍使用的蜂窝体形式有正方型和六边形两种格孔, 格孔尺寸的大小要考虑燃料的洁净情况、蜂窝体的使用寿命和放置部位等因素, 一般取边长3~8mm, 壁厚0.5~1.5mm。蜂窝体的流路长度为400~800mm。为延长换向周期, 目前设计中有增加流路长度和加大格孔尺寸的趋势。格孔内气流的速度一般选取1~3 m/s。气流的喷出速度根据炉膛宽度、煤气压力、鼓风机和引风机的压头, 以及喷出流股大小和燃料热值等因素做选择, 一般在40~80m/s范围内取值。
2.3 烧嘴式空气单蓄热燃烧装置
烧嘴式空气单蓄热燃烧装置适用于较高热值气体燃料 (如焦炉煤气、较高热值的混合煤气、天然气) 的单蓄热系统。在结构上, 有的将煤气管设置在空气蓄热室中心, 有的设置在两侧, 也有的设置在下方。煤气要与空气同步换向, 一般都采用全分散换向系统, 煤气换向用快切阀或三通阀。图3为使用混合煤气的单蓄热烧嘴, 煤气管设置在空气蓄热室中心。
2.4 日本HRS型单蓄热燃烧装置
HRS型单蓄热烧嘴的结构如图4所示, 其特点如下:
1) 采用陶瓷蜂窝体, 结构紧凑。
2) 空气从烧嘴中心区直接以高速喷出, 能促进炉内气流循环。
3) 一次煤气喷口不放在烧嘴砖通道内, 而是缩在烧嘴砖的后面, 有效地防止了蓄热期流入的高温烟气对喷口的氧化作用或结焦。
4) 一次煤气 (F1) 沿烧嘴砖通道的内表面喷出, 二次煤气 (F2) 是在烧嘴通道的端面直接喷向炉内。调节F1和F2的比例可以使火焰的形态与炉子的内形相适应。Fl方式主要用于冷炉升温 (炉温800℃以下) , 正常情况下 (炉温800℃以上) 就切换成F2方式。
5) HRS型烧嘴使用时, 高速、高温的热空气是被烟气稀释后参与燃烧的, 炉内温度很均匀, 不仅抑制了NOx的生成, 热轧加热炉上使用时还减少了轧件的氧化烧损, 提高了钢材的产品质量。用于间接加热的装辐射管的热处理炉上能延长管体的使用寿命。
燃烧能力: (100000~4300000) ×4.18kJ/h (0.116~5.0 MW) ;
燃料种类:高热值煤气, 液化天然气, 混合煤气等;
配套设备:独立阀或四方阀 (CEM) ;
结构特点:燃料分两次供入, NOx浓度低;紧凑的一体化结构。
HRS型烧嘴的改进型:
如图5所示是一种新研制的HRS系列的明火型烧嘴, 比以前的结构更紧凑, 其特点是不再把燃料分两处通入, 陶瓷蓄热体装在圆筒形的盒内而省去了原先的蓄热室。还新开发了三通切换阀, 和烧嘴装在一起, 从而使烟气和空气切换时的时滞最小, 燃料不需要中断供应, 同时提高了炉内含氧量的控制特性。目前改进型烧嘴能力在1 MW (860000×4.18kJ/h) 以下的已经系列化生产。
燃料种类:煤气;
配套设备:火焰监视, 预混式点火烧嘴, 蜂窝状蓄热体, 三通阀等;
结构特点:紧凑的一体化结构;燃料和空气分别一次供入并直喷炉内, NOx浓度极低;空气换向用三通阀。
2.5 美国Bloom公司低NOx单蓄热燃烧装置
美国Bloom公司低NOx单蓄热燃烧装置的结构如图6所示。
其特点如下:
1) 低NOx生成量;
2) 喷口处有导向砖, 既可给空气和煤气流股导向, 又可防止炉内高温辐射造成蓄热体损坏;
3) 烧嘴与蓄热器为紧凑式结构, 煤气与空气混合燃烧好, 可以按需要设计火焰形状和尺寸;
4) 采用球状蓄热体, 较之蜂窝体有较长的使用寿命;
5) 当改变燃料种类或热值时, 改造工作量较小;
6) 装球、卸球方便。
Bloom烧嘴系列:
型式:按照NOx排放浓度不同, 分为1080型、1100型、1150型三种系列 (表1为Bloom公司1150型低NOx烧嘴系列) ;
燃料种类:天然气、焦炉煤气、液化石油气、6#燃料油;
燃烧能力: (48.8~8840) ×103×4.18kJ/h;
附件:紫外线火焰监视, 直接电点火;
配件设备:PLC。
注:1) 表中火焰尺寸是当α=1.1, 烧嘴前空气压力为300mm H2O时的预计值;2) 火焰形状和尺寸可以按需要设计。
3 蓄热室参数
3.1 空塔流速
一般按空塔速度0.8~1.6m/s设计, 由蓄热室断面形状条件和设计者确定的结构确定。
3.2 气流行程
气流行程一般为500~800mm, 长行程换热效果好、换向时间长, 但阻力损失大。
3.3 气流阻力
目前尚无统一公认的公式。
一般情况下 (对于蜂窝体, 孔径Φ4~9 mm, 壁厚0.8~1.5 mm;对于蓄热球直径为Φ10~20mm) , 气流行程500~800 mm, 内阻力损失一般按1000Pa计。
3.4 喷口气体速度
蓄热室喷口气体速度可按低压气流喷出公式进行计算
式中W为气体喷出速度 (m/s) ;φ为流速系数, 一般为0.7~0.9之间;ΔP为气体喷出前后的压力差 (Pa) ;r为喷出气体的重度 (kg/m3) 。
4 结束语
随着蓄热式燃烧技术的不断发展, 蓄热燃烧装置型式越来越多, 但国内蓄热式燃烧装置多为非标设计, 产品开发深度不够, 大多未获得有效的试验数据支撑, 如何将蓄热式燃烧装置标准化、产品化是未来蓄热燃烧装置发展的主题。
参考文献
[1]蒋次强, 张永全, 张树强, 等.蓄热式烧嘴在加热炉上的应用与改进[J].轧钢, 2010 (4) :71—72.
硫磺回收装置主燃烧炉耐火衬改造 篇3
1 原设计浇注料衬里使用情况
1.1 浇注料型耐火衬里固有缺陷
塔中I号气田主燃烧炉原衬里为浇筑耐火材料,主燃烧炉投产后发现浇筑耐火衬出现了26条裂纹,个别裂纹宽度达1 cm,深度达180 mm,其中裂缝宽度超过《石油化工筑炉工程施工及验收规范》(SH3534-2001)6.3.11条规定高温部位规定的5 mm[2]。
经取样送国家耐火材料质量监督检验中心检测和现场多次多方调查分析研究,认为浇注料型耐火衬里存在固有缺陷,就是裂纹的出现和不可控性。为此,对国内典型酸性气田主燃烧炉耐火衬里材料进行了调研(见表1),结果也显示了同样的结论。
1.2 裂纹产生原因及危害
浇注料型耐火衬里发生裂纹的主要原因受交变温度影响、热胀冷缩所致。对主燃炉衬里烘炉和启停操作来说,其温度变化范围在常温至1 200 ℃之间变化,如此恶劣的温度环境,很容易导致不可控性裂纹,给安全生产带来极大的隐患。
其次,耐火材料浇注方式、施工600 ℃烘炉、投产1 200 ℃烘炉、停炉间隔长短及保护等环节稍有不慎也会造成裂纹。
2 技改方案
2.1 改造原则
选择了在国外同类设备和国内外化工行业广泛应用的耐火砖作为主燃烧炉的耐火衬里,以消灭浇注料型耐火衬里存在的固有缺陷,从源头保证设备的本质安全。即:拆除原浇注料改为耐火砖砌筑,耐火层采用莫来石-刚玉砖,隔热层采用轻质高铝砖。为确保砌筑精度,在耐火砖和隔热砖之间采用防潮纸进行隔离,根据排砖需要,在壳体上部开孔进行收尾砌筑。
2.2 衬里设计(图1)
2.3 筑炉材料
筑炉材料组成:
莫来石-刚玉砖;
高铝隔热砖;
刚玉泥浆;
高铝泥浆;
高铝纤维毡;
防潮纸。
注:设计要求参照 GB/T7322-2007、GB/T5072-2008、GB/T5988-2007、GB/T2997-2000。
续表
注:设计要求参照 GB/T3995-2006、GB/T5072-2008、GB/T5988-2007、GB/T2997-2000。
注:设计要求参照 GB/T2997-2000、GB/T5072-2008、GB/T5988-2007。
注:设计要求参照 GB/T7322-2007、GB/T6900-2006、GB/T22459.3～22459.5-2008。
注:设计要求参照 GB/T6900.4-1986、YB/T5122～5123-1993、YB/T 5164～5165-1993、 YB/T059-1994。
2.4 烘炉施工及验收标准
(1)《石油化工筑炉工程施工及验收规范》(SH3534-2001);
(2)《高铝砖技术标准》(GB/T2988—2004);
(3)《高铝质隔热耐火砖》(GB/T3995-2006)。
2.5 烘炉
2.5.1 施工600 ℃烘炉
为了充分保证砌体的施工质量,砌体施工完毕后,需要进行烘炉,本次烘炉为临时烘烤,温度为常温至600 ℃即可,烘炉曲线按照图2中80～600 ℃进行。
主燃烧炉采用卧式烘炉。其测温点按设计的点进行测温,主燃烧炉烘炉时要与废热锅炉连通同时进行,余热锅炉要对其进行蒸汽保护,烘炉时严防干烧。
主燃烧炉烘炉为直烧式,将燃料气直接在炉膛内燃烧升温。在烘炉之前应把炉子底部的出水口打开,以便烘炉时的水分排出。
烘炉的燃料气为天然气,其流通压力应在4.5～6 kg以内,现场设一个储气罐,平均分配天然气压力,以满足烘炉的需要。
现场应配备相应的燃料气控制系统,阀门操作要开关灵活。现场应制作临时燃烧器备烘炉用,烘炉现场应设立消防措施,做到安全第一。在600 ℃之前可用临时燃烧器,在600 ℃后应切换正式燃烧器。
烘炉完毕后进行一次炉内检查。
2.5.2 投产1 200 ℃烘炉
1 200 ℃烘炉为投产正式联合烘炉,应与生产单位共同进行,以便按正式操作程序进行。最好是在该炉的控制系统完善后,运用正式测温系统对该炉的升降温进行监控,以达到烘炉质量的要求。
该阶段的烘炉应严格按照图2烘炉曲线进行,升级温时不能偏离曲线±5 ℃。
烘炉完毕后进行一次炉内检查。
3 运行情况
两次烘炉完毕后,分别进行了炉内仔细检查,衬里内表面和耐火砖均完好。
主燃烧炉投产半年以来,运行平稳。筒体外表面温度远低于设计280 ℃,平均为120 ℃。
4 建 议
4.1 衬里选择建议
通过该设备衬里改造,以及调研结果,对选择耐火衬里建议如下:对于剧烈反应的燃烧炉首选耐火砖,而对于反应器、冷凝器等选用浇注料更为合适。
4.2 耐火衬制作和设备操作建议
在耐火材料加工、筑炉和启停炉过程中要严格按照规范操作,严禁急热急冷现象发生。
参考文献
[1]杜福祥.塔中沙漠地区高含硫气田地面集输工艺改造[J].广州化工,2011,39(5):144-146.
燃烧装置 篇4
中国工业锅炉制造业经过20多年的迅速发展, 已逐步形成了一系列具有自身特点的产品。在全国300多个规格的工业锅炉产品中, 链条炉排占2/3以上。近几年中国工业锅炉设计和制造技术虽然发展很快, 尤其在受压部件的设计和制造上并不比国外逊色, 但是, 在燃烧技术和配套辅机以及整体水平方面, 与发达国家相比差距很大。锅炉运行压力往往较低, 一般仅为锅炉额定工作压力的50%左右, 经常处于低负荷运行, 实际运行效率一般比锅炉额定效率低5%～10%以上。
对现有锅炉的燃烧系统进行必要的改造和完善可以使燃烧效率提高5%～10%。其主要的技术措施有锅炉燃烧室的优化、实行计算机自动控制等。这些措施已经在工业锅炉上广泛应用, 其减排代价都是很小或者是负成本。
通过多年的实践, 研究开发了燃煤链条锅炉燃烧节能自动控制装置, 并取得了国家专利, 专利号为200820021813.9。
1 专利概述
1.1 构成
燃煤链条锅炉燃烧节能自动控制装置, 主要解决现有的燃煤链条锅炉燃烧锅炉运行压力低、容量过小或负荷不匹配、操作易失误等问题。
燃煤链条锅炉燃烧节能自动控制装置的构成如图1所示。
现场传感器包括锅筒水位、蒸汽压力、炉膛负压、烟气氧含量、除氧器的现场传感器。
报警装置与由现场传感器、调节控制器、监控组态及变频器构成的液位闭环控制系统连接。
1.2 功能
燃烧链条锅炉燃烧节能自动控制装置具有如下功能:
(1) 检测功能。通过对锅炉现场的各种模拟量信号 (如温度、压力、水位、流量、转速等) 进行检测和巡检。
(2) 控制功能。可实现手/自动无扰切换, 当在手动状态时, 司炉工可通过常规仪表和操作按钮直接控制鼓、引风电机及炉排电机的转速, 以调整锅炉正常燃烧, 当在自动状态时, 控制系统可根据采集到的数据进行运算, 自动调整鼓、引风电机及炉排电机的转速, 控制锅炉燃烧。
(3) 显示功能。画面有系统流程图画面、运行参数显示画面、参数设定画面、报警画面、打印输出画面等。
(4) 数据存储处理功能。所有现场运行数据实时地存入计算机硬盘, 以供分析。
(5) 报警功能。对蒸汽压力、锅筒水位等主要参数进行高低限报警。
(6) 打印功能。具有日报、月报、报警等打印功能。
1.3 特点
燃煤链条锅炉燃烧节能自动控制装置与已有技术相比具有积极效果:
(1) 控制装置先进, 控制装置对给水量、炉排给煤量、鼓风和引风风量进行控制, 使锅炉燃烧达到最佳状态, 以实现锅炉的高效率运行。该装置采用先进的智能化数字调节控制器进行控制运算, 该调节控制器具有丰富的运算处理功能, 能进行多变量系统的模糊控制运算, 具有抗干扰力强、稳定性好、速度快等优点。
(2) 一机多控, 即一套主控装置控制多台锅炉运行, 切换方便, 这样简化和方便了司炉人员的操作, 有利于提高计算机系统的使用率, 减少设备投资。
(3) 系统可靠性高, 运行稳定, 即使负荷波动较大时仍具有较好的可控性;与手动操作方式相比较, 锅炉平均节煤率8%以上, 节电30%以上, 综合节能率大于25%, 减少温室气体CO2排放量10%以上, 烟尘浓度低, 烟气林格曼黑度达到1级。
2 实例分析
以烟台某公司燃煤链条锅炉为例, 对锅炉自动控制的利用案例进行经济和社会效益分析。
2.1 改造前锅炉状况
该公司有2台燃煤蒸汽链条锅炉, 型号均为DZL10-1.25-AⅡ, 采用人工操作方式。每台锅炉操作台上安装有炉排电机调速器、鼓引风挡板开度调控器、锅炉运行工况参数显示二次仪表等, 鼓引风挡板开度靠经验人工调整, 精度低, 炉膛负压很难稳定在一个最佳值, 炉排转速调整也靠操作工经验操作, 与鼓风的调整达不到最佳配比, 过剩空气系数高、炉渣可燃物含量高、汽压波动大, 造成锅炉效率低下, 平均只有65%, 能源浪费严重。
2.2 改造方案
锅炉控制系统是一个复杂的多变量控制系统, 各个变量之间互相影响。控制系统对给水量、炉排给煤量、鼓风和引风风量进行控制, 使锅炉燃烧达到最佳状态, 以实现锅炉的高效率运行。该系统采用日本先进的智能化数字指示调节仪进行控制运算。鼓、引风电机, 炉排电机均采用变频器调速控制, 不但提高了控制精度, 而且节省了大量的电能。配置1套自动控制装置, 2台锅炉可以相互切换。
(1) 汽包液位自动控制。
该系统是以锅炉水位为调节参数来调节给水流量。由液位变送器获得液位信号并将其作为反馈信号, 构成液位闭环控制系统, 必要时可进行双冲量和三冲量控制。液位闭环控制系统的输出作为控制信号, 控制给水泵, 从而实现对液位的控制。同时, 液位控制系统还具有高低水位报警功能。
(2) 蒸汽压力自动控制。
蒸汽压力的自动控制就是在保持出口的蒸汽压力为设定值的前提下, 通过变频调速系统调节炉排转速 (进煤量) 和鼓、引风量大小, 使得风量和燃料煤量在最佳范围内, 减少锅炉的热损失。蒸汽压力自动控制的实质是以蒸汽压力信号为冲量来控制燃料煤的燃烧。通过调节锅炉的鼓风机、引风机及炉排电机的速度实现对蒸汽压力的控制。
(3) 烟气氧含量自动控制。
烟气中氧含量直接影响锅炉的热效率, 是重要的控制参数。该控制系统通过调整鼓、引风机的配比使氧含量达到最佳值。
(4) 炉膛负压自动控制。
炉膛负压直接影响锅炉的热效率, 炉膛负压也是锅炉安全运行的重要因素。鼓风量的大小是炉膛负压产生扰动的主要因素, 而鼓风量又受蒸汽负荷变化的影响和限制。该控制系统根据鼓风量大小通过变频调速系统调节引风量来控制炉膛负压。
(5) 系统硬件组成及软件。
硬件由工业PC机、现场传感器、数据采集模块、调节仪、变频器、打印机等组成, 系统的核心部分是调节仪中的控制程序和监控组态软件。锅炉自动控制系统如图2所示。
2.3 改造过程
锅炉主要仪表配备情况为:蒸汽流量、锅筒水位 (电接点) 、蒸汽压力、给水压力、炉膛温度、排烟温度、炉膛负压 (指针式) 、鼓风压力 (指针式) 。
(1) 控制室改造。
废除原有操作台和动力配电柜, 增加仪表操作台、电脑操作台和变频控制柜, 其中变频控制柜可安装于一层适当位置, 控制室要求密封防尘及恒温处理。
(2) 一次仪表改造。
蒸汽流量计原则上仍用原来的, 但需要进行校验, 并将安装位置改在锅炉出口总管上。增加氧量表、炉膛负压、鼓风压力、模拟锅筒水位计、给水温度、鼓风温度等仪表。
(3) 鼓引风机改造。
加装变频器, 将风门调节装置开到最大并固定。
(4) 炉排电机改造。
加装变频器, 取消电磁调速装置, 将电机与减速机直接连接。
2.4 效果分析
(1) 锅炉采用该控制系统改造后, 改变了手动运行状态下汽压波动的状况, 使锅炉从现在的汽压高于1.0MPa时停炉压火、低于0.7MPa时启炉运行, 变为连续均匀运行。锅炉汽压稳定、炉温稳定, 鼓引风匹配, 炉膛负压和过剩空气系数保持在合理经济的范围内, 从而降低了排烟热损失, 提高了锅炉效率, 节煤达8%。
(2) 由于锅炉鼓风量及引风机烟气量调节采用变频调速方式, 加上耗煤量减少后引起的风量和烟气量降低, 也相应减少鼓引风机的耗电量, 因此整个系统节电达15%。
(3) 因为锅炉能够始终在最佳状态下平稳运行, 炉排上煤层火床平整, 燃尽线整齐, 基本无火口, 减少了拨火次数, 因而减轻了司炉人员劳动强度。
(4) 提高了锅炉房装备水平, 改善了工作环境, 也有利于提高锅炉的管理水平。
2.5 节约价值及回收期
(1) 节煤价值。
H1=GB1η1
式中:H1—节煤价值, 元;
G—年耗煤量 (统计) , 9500t/a;
B1—煤炭价格 (时价) , 1100元/t;
η1—节煤率, 取η1=5%。
代入, 得H1=522500元。
(2) 节电价值。
H2=WB2η2
式中:H2—节电价值, 元;
W—年耗电量 (统计) , 55万kWh/a;
B2—电价 (时价) , 0.67元/kWh;
η2—节电率, 取η2=15%。
代入, 得H2=55275元。
(3) 投资回收期。
T=Q×12/ (H1+H2)
式中:T—投资回收期, 月;
Q—改造总投资, 元。
代入, 得T= 6月。
即此项目实施后, 半年即可收回全部投资。
3 结语
随着节能新技术的应用和普及, 对用能企业来说, 单位产量的能源、物耗大幅度下降, 实现少投入、多产出的生产方式, 对于大幅度提高企业的市场竞争力和增强企业的发展后劲, 具有极其重要的现实意义。
燃煤链条锅炉燃烧节能自动控制装置的应用, 实现了传统产业控制的信息化、智能化、节能化和安全化, 将传统的人工操作转换为智能化全自动无忧操作, 并达到在锅炉燃烧过程中节煤、节电、节水、节人工、减少维修费用的显著节能效果, 达到了环保与节能同步, 实现了经济效益、环境效益和社会效益的显著提高, 走出了一条依靠科技创新成功发展的道路。
燃烧装置 篇5
关键词：吹风气燃烧炉,原理,结构,比较
燃烧炉是吹风气回收装置的重要设备之一, 其设计好坏直接决定整个系统的运行状况。笔者观察多年第一、二代吹风气回收装置燃烧炉的运行情况, 认为两代燃烧炉在设计方面有各自的优缺点。本文就这两种燃烧炉的结构及其优缺点作一简单的比较, 旨在使业内同行对这两种燃烧炉有更为深刻的了解, 从而使系统的运行更趋于合理。
1 第一代吹风气回收燃烧炉
1.1 设计特点
上燃式蓄热型燃烧炉是第一代吹风气回收装置中小化肥厂普遍使用的一种燃烧炉, 其构造特点如下。
(1) 炉顶部为平顶结构, 外壳由直筒体和下锥体组成, 均由一定厚度的钢板焊制而成。炉顶部及下锥体内壁先衬一定厚度的硅酸铝保温材料, 再用高铝水泥混凝土浇注。直筒体内壁衬同效保温材料、硅酸铝纤维板后, 再用特制耐火砖垒砌而成, 其内部结构自上而下可分为三部分:上部空间称为燃烧室, 中间用耐火砖垒砌的部分为格子砖蓄热层, 通常有方格形、“井”字形及西门子形。其中西门子形格子砖的蓄热能力最大。格子砖体下面的空间为下部。
(2) 在燃烧炉上部的合成二气进口侧设有喷燃器, 可燃气体由中心管进入, 预热后的空气进入喷燃器蜗壳。由于蜗壳具有导向作用, 故进入蜗壳的热空气螺旋前进, 与来自中心管的可燃气呈锥形扩散混合, 沿炉体切线方向进入燃烧室燃烧。燃烧炉上部还设有吹风气入口, 供吹风气与热空气混合后进入燃烧炉燃烧。另外, 燃烧炉顶部也有点火孔, 点火孔上方设有视火孔, 其孔顶端安装视镜, 点火孔作为正常开车点火用, 视镜用来观察炉内的燃烧情况。
(3) 下锥体底部焊接有水封管, 正常生产时部分用水封住, 用以沉降吹风气中夹带的较大颗粒粉尘, 还能起到防爆泄压作用。
(4) 在燃烧炉顶端及下侧各设有一个防爆孔, 防爆孔兼作人孔, 正常生产时用防爆板封住, 当燃烧炉发生爆炸时防爆板由于承压低而先行炸开, 自动泄压保护炉体, 同时在检修或开车前也可作为入炉检查人孔用。
1.2 原理及作用
(1) 借助合成二气的燃烧热, 将热量积蓄在格子砖体内, 维持高于吹风气的安全燃烧温度, 使造气送来的低温吹风气在配以空气的情况下能够受热自燃, 然后释放出化学反应热, 在后面的各换热设备中回收热量。
(2) 在蓄热格子砖体设计方面, 充分考虑了检修或处理事故时需要较长时间的停车后仍具备点火的功能, 无需人工重新点火, 只要直接送入可燃气, 便可安全自如地恢复燃烧运行。
(3) 立式、上燃、倒锥带水封结构, 既保证了吹风气燃烧时的安全性和稳定性, 又有利于除尘和排灰, 还起到了防爆泄压作用。
1.3 不足之处
(1) 由于采用明火喷燃器, 导致送吹风气燃烧过程中合成二气喷头灭火, 致使炉温大幅度下降, 每送一次吹风气, 炉温要下降60~100℃。为了维持炉温, 不得不减送吹风气, 甚至还需要补充一定量的半水煤气来维持炉温, 客观上增加了原料煤消耗。
(2) 由于蓄热的西门子格子砖占据了炉内的燃烧空间, 导致吹风气燃烧时的停留时间短, 使吹风气不能得到充分燃烧。另外, 西门子格子砖还容易结焦, 堵塞空隙, 造成炉内阻力增大。
(3) 炉内的耐火材料以粘土砖和矾土水泥为主, 易燃穿, 使用寿命短, 且保温材料采用单一的硅酸铝纤维板, 由于炉径小致使保温层较薄, 导致燃烧炉外壳温升高, 热量损失大。
(4) 由于炉体采用平顶结构, 正常生产时炉顶的内衬极易塌落, 造成炉顶钢板容易烧坏, 故增加了炉顶的维修费用。
2 第二代吹风气回收燃烧炉
2.1 设计特点及原理
内旋中燃式燃烧炉是第二代吹风气回收装置中应用最普遍的一种新型燃烧炉, 除顶部采用锥形结构外, 直筒体及下部形状与第一代吹风气回收装置中的上燃式蓄热型燃烧炉相同, 但炉膛的直径和高度, 有较大的变化, 燃烧形式也由单一的上燃式发展到内旋中燃式。内部结构自上而下也分为燃烧室、蓄热层和下部三部分, 与第一代燃烧炉相比, 有以下三个方面的特点。
(1) 在燃烧炉直筒体的上部, 根据不同规模, 设有不同数量的合成二气混燃器及吹风气混燃器, 且合成二气混燃器采用了内置式高温快速喷头, 内设气体导向装置, 这种喷头的设计原理类似防风打火机, 能有效解决送吹风气时燃烧炉喷头灭火的问题, 不但防止了炉温下降现象, 而且也降低了合成二气的消耗量, 还能使可燃气燃烧完全, 消除爆炸、爆鸣现象。
(2) 合成二气及吹风气分别经各自的混燃器后进入燃烧炉上部的燃烧室内燃烧, 释放出化学反应热, 热量一部分被中部的蓄热砖体吸收储存, 以保持炉内温度, 燃烧炉内的蓄热砖体中设有折流板, 高温烟气在蓄热砖体内曲折流动, 充分混合燃烧, 同时强化蓄热效果, 其余热量由燃烧炉出口烟气带出经后面的各换热设备回收。
(3) 炉内的蓄热层采用新型蓄热砖体排列方式, 烟气流向为折流式, 不但延长了吹风气在炉内的停留时间, 为完全燃烧创造了有利条件, 避免吹风气中的煤灰堵塞烟道空隙, 而且还采用混合燃烧区、高温燃烧区和煤粉燃烧区的分区燃烧方法, 使吹风气中夹带的煤粉、焦油、挥发分等90%以上的可燃物得到了充分的燃烧。
2.2 优、缺点
2.2.1 优点
(1) 通过增大燃烧炉的直径和高度, 不仅增大了炉内的燃烧空间, 延长了吹风气在炉内燃烧的停留时间, 而且还降低了炉内的阻力。
(2) 燃烧炉采用锥顶及锥底结构, 具有其独到之处。锥顶与相同直径、相同筒体高度的平顶结构燃烧炉相比, 其燃烧空间和停留时间增加20%以上, 负荷也就相应提高20%以上。锥顶结构燃烧炉, 能将炉顶钢板及炉顶内衬的重力落入筒体的钢壳来支承, 再传到基础, 因此炉顶和炉墙都不容易倒塌或出现裂缝, 十分安全可靠。另外, 锥底结构燃烧炉与相同直径、相同筒体高度的平底结构燃烧炉相比, 有更大的燃烧空间, 在整体结构上燃烧炉的重力能全部落在筒底周边的环形混凝土梁上, 使得锥底不受重力, 因此大大节省了炉底和基础的材料, 而且安全可靠。
(3) 燃烧炉直筒体内衬采用了防冲刷层、防穿透层及保温层等多层复合保温结构和独特的筑炉工艺, 且采用预留膨胀缝措施, 有效地避免了热量从缝中传到炉外的现象, 从而大大提高了保温效果和安全性能。
(4) 炉内的蓄热层采用新型蓄热砖体排列方式, 既保证了可燃气体和助燃空气多次反复混合接触着火燃烧和烧烬, 又消除了积灰堵塞, 从而达到长周期运行的良好效果。
(5) 采用内置式高温喷头的新型结构燃烧器, 不仅降低了合成二气的消耗量, 有效解决了燃烧炉喷头灭火及温度大幅度下降问题, 而且燃烧器本身也经久耐用不易烧坏。
2.2.2 缺点
(1) 燃烧炉的体积设计得过于庞大, 客观上增加了设备的投资费用。
(2) 燃烧炉采用上进下出结构, 不利于粒状可燃物的悬浮燃烧。
(3) 燃烧炉出口烟气中氧含量的指标控制得较高, 在一定程度上增加了合成二气的消耗量。
(4) 当燃烧炉的温度超标时, 其内的蓄热砖极易结焦, 堵塞烟道, 一方面增加了炉内阻力, 另一方面也缩短了其检修周期。
燃烧装置 篇6
“汽、电、水、冷、风”是生产所需要的五大主要能源。其中的“汽”指的是蒸汽。为满足生产蒸汽的需要, 我公司配备了4台正转链条式蒸汽锅炉:2台SHL-10-13AⅢ, 1台SHL-20-13AⅢ和1台SHL-20-1.27AⅢ。其给煤方式在改造前均为普通给煤方式。即:煤从煤仓经落煤管、加煤斗落在炉排上, 再随着炉排的运动经煤闸进入炉内燃烧。这种给煤方式存在许多缺点。如: (1) 煤层密实, 通风阻力大, 透气性差, 故燃烧不完全; (2) 煤层颗粒大小不一, 分布不合理, 导致通风不均匀, 燃烧不均衡, 甚至出现“火口”或“烧不透”等现象。表现在:锅炉的燃烧工况不佳, 煤灰含碳量高 (有时达30%以上) ;锅炉升温慢, 出力低等。最终导致锅炉的煤、电消耗均比同行业高的被动局面。
为解决以上问题, 降低生产成本, 对锅炉给煤方式的技术改造已势在必行。而锅炉分层给煤燃烧技术正是解决此问题的最佳选择。
二、采取措施
1、工作原理:
锅炉分层给煤燃烧技术的关键设备是锅炉分层给煤燃烧装置。其工作原理是指将普通给煤方式中的加煤斗改为分层给煤设备:由溜煤管溜下来的煤先落向滚筒, 滚筒转动时煤落向煤筛分器, 因煤筛分器漏孔大小不一样, 煤经过筛分器时便被筛分成不同大小的颗粒落在炉排上, 当炉排向炉内方向运动时, 由于落煤与炉排运转有时间差, 不同大小的煤便分别落在炉排上形成“下大上小” (大颗粒煤在下面, 小颗粒煤在上面) 的分层煤层, 如上图所示。这种分层煤层排列比较规则, 松散, 通风阻力小, 通气性好, 便于煤氧化燃烧;同时为入炉煤由上而下逐层燃烧提供了有利条件。
2、采取措施:
在当今锅炉节能领域里, 锅炉分层给煤燃烧设备的制造技术早已成熟, 并有多家成型产品在市场上出售, 且各有千秋。严格根据本公司锅炉的炉型及运行状态、使用煤质、操作工操作习惯和技术水平以及锅炉实际存在的问题等以及经济承受能力, 经过对多家分层给煤设备的技术咨询及实际考察, 以及多次的经验交流和技术论证, 先后对以下锅炉的炉头进行了分层给煤改造:1台SHL-20-1.27AⅢ, 1台SHL-20-13AⅢ和1台SHL-10-13AⅢ, 共计3台锅炉。具体实施步骤如下:
第一阶段:首先进行了对蒸汽锅炉SHL-20-1.27AⅢ的给煤方式改造
具体改造措施及步骤如下:
(1) 拆除原加煤斗及煤闸板;
(2) 将原锅炉前拱下降至180mm, 用耐高温高强度的高铝水泥, 粗细骨料等混合物, 按照锅炉砌筑标准砌筑及验收;
(3) 按照相关图纸尺寸及技术要求, 安装分层给煤设备;
(4) 改造溜煤管:将其宽度增加至与炉排同宽, 夹角控制在小于25度范围内;
(5) 砌筑分层给煤装置与锅炉主体间的间隙, 施工技术要求与前拱类同;
(6) 安装分层给煤装置的传动装置, 并与炉排前轴 (将其动力直接传向分层给煤装置的滚筒) 衔接。
(7) 加装煤层微调板。将以上六步骤完成后, 经过多次的冷、热态试车, 炉排上煤层均有不同程度的起“垅”。大家群策群力, 结合原来煤闸板的刮煤原理, 制造并在挡风板的后面安装了由六块钢板组成的煤层微调板:每一块微调板的高低均由各自的丝杠传动装置单独控制, 从而基本上解决煤层不同部位起“垅”问题。
最后, 进行安装改造后的调试及运行。通过对改造后的型号为SHL-20-1.27AⅢ的蒸汽锅炉进行效果分析与总结得知, 该台锅炉入炉煤 (进入蒸汽锅炉正转式链条炉排上的燃煤) 的分层燃烧效果节能效果显著, 环保指标测试结果较改造前也有较大幅度的提高。 (见下面效果分析)
第二阶段对型号为SHL-20-13AⅢ和SHL-10-13AⅢ的蒸汽锅炉的给煤方式进行改造:
在总结第一阶段的基础上, 又结合每台锅炉的实际情况, 对型号为SHL-20-13AⅢ和SHL-10-13AⅢ的蒸汽锅炉进行了技术改造。除借鉴了上台锅炉改造的经验外, 又增加了卡煤报警器:进煤应急通道:当大块煤卡住分层给煤装置时可通过此通道给锅炉正常供煤, 而勿需停炉处理卡煤事故;除卡快速方隼:即快速捅掉装置内部卡煤的一种上面带钩的装置等。另外, 又在锅炉房的临时煤厂增加了燃煤炉入炉前的水喷淋加湿装置:使得入炉煤的含水量控制在12%左右:不仅减少了细煤因露露天放置而吹散的损失, 改善了临时煤厂附近的环境卫生;更重要的是使得入炉煤的燃烧更加充分。
三、实施效果
经过几个月的实际运行, 其节能效果 (特别是节煤) 十分显著:
1、煤灰含碳量由安装分层给煤装置前的25%左右下降到安装后的16%左右;
2、锅炉热效率 (由市节能中心测定的改造前后正反平衡热效率) 增加8%左右;
3、锅炉升温升压快:
由起炉到满足工艺要求 (饱和蒸汽压力≥0.6MPa) , 较安装前提前半小时以上;
4、锅炉可以吃“粗粮”。
解决了过去链条炉只能吃“细粮”的问题, 安装了分层给煤装置的锅炉也可以烧发热量4800kcal/kg左右的混煤 (过去燃煤发热量在5500kcal/kg, 锅炉才能正常燃烧) 。
5、综合改善了锅炉的燃烧工况。
特别是杜绝了锅炉烧正压的情况:不仅改善了锅炉房的环境卫生, 而且因煤层通风效果好而相应减少了鼓风机的鼓风量, 节约了部分电耗。
燃烧装置 篇7
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。