燃烧温度（精选7篇）
燃烧温度 篇1
记者:请问INOS系统是如何为使用锅炉的用能单位实施优化呢?
答:INOS系统是一个在常态运行中补充DCS控制不足的新型环保、节能、实用型必备工作软件。系统以先进的测控产品为支撑, 运行控制为目的, 煤-风-温度合理匹配为基础, 在安全可靠下优化燃烧, 进行了控制策略的研究和数据挖掘, 合理调配设备冗余、设备与人的运行操作冗余;合理回收热、充分利用热资源、提高热效率、挖掘该企业的节能空间并与DCS和其他节能系统进行结合, 以能效评估与决策为管理方法, 构成一个包括监测、控制、优化、评估、管理等为一体的智能应用体系。
记者:通过和您交流发现INOS系统在节能方面效果十分显著, 那在环保方面是否也有作用呢?
答:节能和环保不分家。我们的INOS系统其中有一个板块就是环保板块, 从NOX生成源头出发, 通过动态烟气监测装置控制炉内燃烧温度, 进而减少NOX排放。
记者:INOS系统既节能又环保, 那么它可以应用到哪些锅炉中呢?
答:目前我们的主要客户是燃煤锅炉 (大型锅炉400~3000/t蒸发量锅炉及辅机系统和35~350/吨蒸发量锅炉及辅机系统) , 后期我们也会将技术和产品逐步应用于燃油和燃汽炉。
记者:看得出您对INOS系统充满了信心, 通过INOS系统进行节能和环保项目的改造, 它的投资回收情况怎样?就天津而言它的市场空间有多大?
答:INOS系统由硬件、软件、技术调整三部分组成。硬件只占20%, 其安装无需停炉, 极大的减少了停机成本。而项目投资额约占采购能源费用的0.75%~1%;投资回收期为0.5~2年;效益持续期为投运开始, 持续产生效益。经调研, 天津10t-35t锅炉有790余台;35t以上的锅炉约420余台, 大型火电燃煤机组30余台 (200MW以上) , 若能实施性能优化, 预计年节约标煤64.05万吨, 降低碳排放167.811万吨, 市值不低于4亿元, 若项目能得到政府奖励资金的支持, 其市场份额将不低于6亿元, 市场前景可观。
记者:看得出您对INOS系统在建设美丽天津所做的贡献显得很有信心?
答:是的。INOS系统作为一种新型节能和环保技术, 已得到用户的认可, 它的应用与实施必将是用能单位解决能源与环保问题的有效途径, 也是未来节能、环保技术的发展方向。我们期待为天津节能、环保事业做出积极的贡献。
燃烧温度 篇2
柴油/甲醇组合燃烧 (diesel/methanol compound combustion mode, DMCC) 方法是在柴油机进气歧管上加装独立的甲醇供给系统, 采用电控单元装置精确控制甲醇的喷射时刻和喷射量, 在缸内形成均质混合气, 经压缩后由柴油引燃, 即由进气歧管喷射同空气形成均质混合气进入气缸的甲醇, 与缸内直喷的柴油在气缸内实现双燃料的共同燃烧［１－５］。
本课题组提出了柴油/醇类组合燃烧方式, 并且一直致力于柴油/醇类组合燃烧在柴油机上的燃烧和排放性能的研究［６－７］。前期的研究过程中发现［８－９］, 柴油/甲醇组合燃烧具备同时降低NOｘ和PM排放的潜力, 而且采用柴油/甲醇组合燃烧模式后, 随着负荷工况的变化, 发动机的各种温度变化明显, 从而极大地影响了燃烧特性和排放特性。为此, 本文中在一台电控高压共轨发动机上, 针对不同转速和负荷下的缸内燃烧温度、进气温度和排气温度进行测量, 通过对柴油/甲醇组合燃烧模式下温度特性的研究, 并与纯柴油模式进行对比分析, 从温度特性的角度分析了能同时大幅度降低NOｘ和PM的排放特性。
1 试验装置和试验方法
1.1 试验装置
试验用机为一台六缸增压中冷高压共轨发动机, 通过对第六缸进行改造, 使进、排气系统独立, 并在独立的进气管上安装了一套供醇系统, 利用甲醇喷嘴喷射甲醇, 实现DMCC方式, 其余五缸保持不变。发动机的主要技术参数见表1。
试验装置系统如图1所示。甲醇经甲醇泵加压至0.35MPa, 由甲醇喷嘴喷入独立的进气管, 形成均质的甲醇混合气。试验缸的进气采用外源增压, 进气压力恒定保持为0.15MPa, 温度为28℃。甲醇的喷射量和喷射时刻根据发动机转速、冷却水温度和油门位置来决定, 并由专门研制的电控单元控制。
试验用主要测试设备包括进气温度传感器和排气温度传感器, 分别安装在进气管和排气管上, 试验过程中的进气温度和排气温度都可以实时测量和读取。KISTLER公司生产的型号为6115AFD36Q04、规格为M12×1.25的缸压传感器, 经型号为YE5850电荷放大器与曲轴角标发生器发出的上止点信号和等角差信号一起送至KiBox Combustion Analysis燃烧分析仪, 即图1中燃烧信号处理系统, 燃烧过程中的缸内压力、缸内温度变化都可以在燃烧分析仪上实时读取和记录。
1.2 试验方法
试验中选取发动机转速分别为1285、1698、2112r/min, 负荷率分别为25%、50%、75%和100%。在各转速负荷下, 首先采用纯柴油模式, 记录此时的气缸平均有效压力, 保持该转速不变, 减少喷油量 (降低负荷) ;然后采用DMCC模式向进气管喷射甲醇, 实现柴油/甲醇二元燃料组合燃烧, 达到原机的气缸平均有效压力。通过采集各模式下第六缸燃烧时的缸内压力信号和各种温度信号, 详细分析了缸内燃烧温度、缸内燃烧的最高温度、进气温度和排气温度的变化。
2 试验结果分析
2.1 缸内燃烧温度
图2为四个工况点下DMCC模式和原机纯柴油模式的缸内燃烧温度变化曲线。由图2 可见, 各个工况下, 在柴油没有压缩引燃前, DMCC模式的初始缸内温度均比原机稍低, 处于相对低温燃烧。这是因为甲醇在进气管喷射和空气形成的甲醇混合气汽化吸热降低了缸内温度。
在低速低负荷 (1285r/min, 25%负荷) 和高速低负荷 (2112r/min, 25%负荷) 工况下, DMCC模式下的缸内平均温度比原机模式略低一点。这是由于在低负荷工况下, 发动机本身的温度相对较低, 此时进气道喷射的甲醇不利于燃料的蒸发和燃烧, 对低负荷下缸内平均温度的影响较小;因此, 在低负荷时, DMCC模式下缸内平均温度相比原机模式只是略微降低。
在低速高负荷 (1285r/min, 100%负荷) 和高速高负荷 (2112r/min, 100% 负荷) 工况下, DMCC模式下的缸内平均温度比原机模式均大幅度下降。这是因为在高负荷工况下, 发动机本身温度较高, 有利于气缸内大部分的甲醇混合气的裂解反应生成氢气 (H２) 和一氧化碳 (CO) , 裂解后的H２和CO的热值比液体甲醇高21%、比气态甲醇高14%。发动机压缩过程中原本是将压缩中的热量传到冷却水中, 现在由甲醇裂解吸收一部分;同时, 由于吸收压缩过程的热量, 减少压缩功, 这些均有利于提高发动机机械效率。
2.2 最高燃烧温度
图3为转速分别为1285和2112r/min、负荷分别为25%、50%、75% 和100% 工况下, 原机纯柴油模式与DMCC模式的最高燃烧温度的对比。由图3可见, 各个工况下, DMCC模式下的最高燃烧温度均低于原机模式。这是因为, 一方面甲醇进气道喷射与空气形成甲醇混合气汽化吸收了缸内一部分热;另一方面甲醇蒸气在缸内的裂解进一步吸热, 最高燃烧温度降低, 使得整个缸内处于一个相对低温燃烧状态。总而言之, DMCC模式能够降低进气温度、燃烧开始前的缸内温度、高温持续时间和缸内最高燃烧温度, 这为同时大幅度降低NOｘ和PM排放提供了很好的解释。
在低速低负荷 (1285r/min, 25%负荷) 和高速低负荷 (2112r/min, 25%负荷) 工况下, DMCC模式下的缸内最高燃烧温度比原机模式均略有下降, 但并不明显;在低速高负荷 (1285r/min, 100%负荷) 和高速高负荷 (2112r/min, 100% 负荷) 工况下, DMCC模式下的缸内最高燃烧温度比原机模式均大幅度下降。由此可见, 在低负荷工况下, 燃烧温度过低, 此时喷入甲醇后, 燃烧不是很完全, 效率也有所降低;因此, 在低速低负荷时, 不宜大比例地提高甲醇的替代率, 以保证DMCC模式下的经济性和排放性能。
2.3 进气温度
甲醇的汽化潜热值约为柴油的四倍, 甲醇喷入进气道将气化吸热, 降低了进气温度。空气经压气机作用后温度上升, 随着发动机负荷增加, 压缩后的空气温度上升愈高。甲醇气化吸热来自发动机自身冷却系统热量, 回收一部分传进冷却系统的热量, 降低进气温度的同时也降低了最终燃烧温度, 这有利于节能。
图4为转速分别为1285和2112r/min、负荷分别为25%、50%、75% 和100% 工况下, 原机纯柴油模式与DMCC模式的进气温度的对比。由图4 可见, 与原机模式相比, DMCC模式下的进气温度平均下降80%以上, 而且各个转速下, 随着负荷的升高, 进气温度的降幅逐渐变大。在高负荷下, 原机的进气温度较高, 会导致进气量减少, 影响柴油机的经济性和排放性能。采用DMCC模式时, 甲醇在进气道的喷射, 使得进气温度降低很多, 大幅度增加了进气量, 而且甲醇本身自带氧, 进一步改善了缸内燃烧;在高负荷工况下, 甲醇的喷射降低进气温度更加明显, 使得缸内燃烧效果更佳, 改善排放性能。
2.4 排气温度
图5为转速分别为1285和2112r/min、负荷分别为25%、50%、75%和100%工况下, 原机纯柴油模式和DMCC模式的排气温度的对比。由图5可见, 在各个转速下, 随着负荷的升高, 排气温度的降幅逐渐增大。DMCC模式发动机排气温度明显低于原机纯柴油模式。这是因为, 一方面进气喷入甲醇, 增加了预混的成分, 部分燃料进入稀燃区域, 甲醇的气化吸收了大量的热, 对燃烧温度有较大的降低, 燃料燃烧逐渐完善, 说明DMCC模式的热利用率高, 有较好的经济性;另一方面甲醇的火焰传播速度快, 气缸内压力上升快, 接近等容燃烧, 在距离上止点相对较近的时刻完成燃烧, 减少了后燃部分的比例, 排气温度下降。
3 结论
(1) 由于甲醇的裂解吸收了压缩过程热量, 使得DMCC模式下的缸内平均温度比原机模式有大幅度下降。
(2) 在低负荷工况下, 燃烧温度过低, 此时喷入甲醇后, 燃烧不是很完全;因此, 在低速低负荷时, 不宜大比例提高甲醇的替代率。
(3) DMCC模式时甲醇在进气道的喷射, 使得DMCC模式下的进气温度比原机模式平均下降80%以上, 大幅度增加进气量, 而且甲醇本身自带氧, 进一步改善了缸内燃烧。
参考文献
[1]Boyer R L.Status of dual fuel engine development[C]//SAE490018, 1949.
[2]Elliott M A, Davis R F.Dual-fuel combustion in diesel engines[J].Journal of Industrial and Engineering Chemistry, 1951, 43 (12) :2854-2864.
[3]姚春德, 夏琦, 陈绪平, 等.柴油/甲醇组合燃烧增压共轨发动机的燃烧特性和排放特性[J].燃烧科学与技术, 2011, 17 (1) :6-10.Yao C D, Xia Q, Chen X P, et al.Investigation on the combustion characteristics and emission characteristics from turbocharged common-rail diesel engine with DMCC mode[J].Journal of Combustion Science and Technology, 2011, 17 (1) :6-10.
[4]姚春德, 夏琦, 阳向兰, 等.柴油/甲醇组合燃烧增压中冷发动机的甲醛及常规排放特性研究[J].燃烧科学与技术, 2010, 16 (2) :155-159.Yao C D, Xia Q, Yang X L, et al.Investigation on the regulated emission and formaldehyde emission from turbocharged intercooled diesel engine with DMCC mode[J].Journal of Combustion Science and Technology, 2010, 16 (2) :155-159.
[5]苏岩, 刘忠长, 韩永强, 等.进气温度对直喷式柴油机冷起动初始期燃烧和排放的影响[J].内燃机工程, 2007, 28 (6) :28-32.Su Y, Liu Z C, Han Y Q, et al.Effect of intake air temperature on combustion and emissions of direct injection diesel engine during preliminary start phase[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2007, 28 (6) :28-32.
[7]Yao C D, Cheung C S, Cheng C H, et al.Effect of diesel/methanol compound combustion on diesel engine combustion and emissions[J].Energy Conversion and Management, 2008, 49 (6) :1696-1704.
[8]姚春德, 徐元利, 杨建军, 等.应用柴油/甲醇组合燃烧降低增压中冷发动机排放[J].内燃机学报, 2008, 26 (6) :487-492.Yao C D, Xu Y L, Yang J J, et al.Investigations of exhaust emissions from a DMCC turbocharged inter-cooled diesel engine[J].Transactions of CSICE, 2008, 26 (6) :487-492.
燃烧温度 篇3
长期以来,颗粒粒度对煤粉燃烧机理的影响一直受到煤燃烧领域专家、学者的广泛关注。煤粉燃烧实验系统用于研究煤粉经过超细化后的燃烧特性。实验要求在规定的温度状况和加热速率下进行燃烧分析,得到煤中水分、挥发分、灰分以及固定碳的含量。该实验对温度控制要求较高,其温度控制的好坏直接影响实验结果。
本文简要介绍了和利时PLC在竖式燃烧实验炉控制系统中的应用。该系统由PLC完成过程控制、数据采集、自动调节等工作。针对本实验系统设计了温度模糊控制器,对燃烧炉温度进行精确控制。
1 工艺过程
设备首次运行时,压缩空气经空气预热棒加热后进入竖炉,对竖炉预热。当达到预热温度(150 ℃)后,启动加热系统对竖炉加热。加热分A、B、C 3段,每段由4支硅钼棒串联组成,通过改变硅钼棒两端的电压来控制其加热。PLC 3个通道的模拟量输出控制可控硅的导通角,改变3组变压器的初级电压,进而改变其次级电压(即硅钼棒两端的电压),实现控制加热的目的。按照预定的升温曲线达到实验温度(800 ℃～1 300 ℃)后,手动控制煤粉加料机定量添加煤粉进行燃烧实验。加料机由步进电机带动螺旋加料机构,经标定可以精确控制加料量。煤粉燃烧后的灰分储存在灰分收集器内,系统尾部装有尾气分析仪,对燃烧产生气体的成分等进行分析。A、B、C 3段分别设有取样点,可在燃烧过程中对煤粉取样。竖炉系统工艺图见图1。
由于硅钼棒的固有特性,不宜在400 ℃～700 ℃范围内长期使用,否则元件会因低温的强烈氧化而粉化。不同温度段的硅钼棒两端电压也有限制,系统升温过程可分为3段:①0 ℃～150 ℃,电压<29.1 V;②150 ℃～500 ℃,电压<58 V;③500 ℃以上,电压<87.2 V。根据实验需要及硅钼棒的特性要求制定本实验系统的升温曲线,见图2。其中降温过程为自由降温,不需要控制。
2 控制系统
该实验炉共有7个数字量输出,2个数字量输入,5路模拟量输入,3路模拟量输出。为满足控制要求,系统采用和利时公司的LM系列PLC,CPU模块为LM3106A(集成14点数字量输入和10点数字量输出),2个4通道热电偶采集模块LM3311,2个2通道模拟量输出模块LM3320。选用和利时公司的10.4寸触摸屏HT6A00L作为人机界面。
从竖炉设定的升温曲线图可以看到,除降温过程不需要控制外,其他各段都必须按照要求进行精确的温度控制。而炉温的变化具有非线性、大滞后和超调明显等特点,常规的控制手段很难达到控制要求,因此采用模糊控制系统进行控制。控制系统结构见图3。
3 模糊控制器的设计
在本系统中,选取检测温度与竖炉设定温度的偏差e及偏差变化率ec作为模糊控制器的输入语言变量E、EC,选取硅钼棒端电压u作为模糊控制器的输出语言变量U,从而构成一个双输入单输出的模糊控制器。
3.1 输入、输出量的模糊化
根据现场升温实验,确定偏差e的基本论域为[-3,3],偏差变化率ec的基本论域为[-0.3,0.3],控制量u的基本论域为[2.6,20.4];EC和U的模糊集均为:{NB,NM,NS,ZE,PS,PM,PB},E的模糊集为:{NB,NM,NS,NO,PO,PS,PM,PB}。采用三角形隶属函数,对于偏差e,把其基本论域通过量化变换到整数论域{-6,-5,-4,-3,-2,-1,-0,+0,1,2,3,4,5,6},偏差变化率ec论域为{-6,-5,-4,-3,-2,-1,0,1,2,3,4,5,6},控制量u论域为{-7,-6,-5,-4,-3,-2,-1,0,1,2,3,4,5,6,7}。对模糊语言变量E、EC、U赋值,确定论域内元素对模糊变量的隶属度。
3.2 建立模糊控制规则
根据经验建立的模糊控制规则如表1所示,原则是根据系统输入的偏差及偏差的变化趋势来消除偏差。当偏差大或较大时,选择控制量以尽快消除偏差为主;当偏差较小时,选择控制量以防止超调使系统稳定为主。
3.3 确定模糊控制表
由表1可见,控制规则有56条,格式为If A and B then C,这些条件语句可以用一个模糊关系R来描述,即:R=A×B×C。
当偏差、偏差变化率分别取模糊集Ai、Bj时,输出控制量Uij根据模糊推理合成规则得到:Uij=(Ai×Bj)。R。
描述控制规则的模糊关系R为一个14×13行15列的矩阵。为提高实时性,离线计算模糊控制表。根据采样得到的Ei、ECj,计算出Uij,对偏差和偏差变化率论域中元素的所有组合全部计算出相应的控制量,写成矩阵(Uij)14×13,将这个矩阵制成表即为查询表,如表2所示。实时控制过程中根据模糊量化后的偏差及偏差变化率的值,直接查找查询表获得控制量。
3.4 控制量的去模糊化
由查询表获得的控制量还不能直接控制对象,必须将其转换到控制对象的基本论域中去。建立比例因子Ku,则控制量在基本论域中的精确量为比例因子Ku与控制量模糊集论域中的控制量的乘积。本系统在升温过程中,控制量的基本论域是不同的,分为3段:①0 ℃～150 ℃,[2.6,20.4];②150 ℃～500 ℃,[3.6,28.7];③500 ℃以上,[4.7,36.7]。基本论域不是对称区间,需要进行线性处理得到最终控制量输出给控制对象。
4 实际应用效果
实验炉温度控制的好坏是煤粉燃烧实验的关键,然而整个升温过程和恒温过程有许多不确定因素的干扰,如加入煤粉的速度、燃烧程度、吹入热风的流量等等。这些因素的存在使温度控制过程变得十分复杂,可靠的控制系统和先进的控制方法是实现精确控制的重要保证。
燃烧炉实际温度控制曲线见图4,为10 h升温及恒温曲线。其中,设定恒温温度为1 050 ℃,从图中可以看出,3段升温曲线很明显,能够较好地跟随设定升温曲线进行升温。整个升温过程温度误差能控制在±7 ℃,恒温过程温度误差控制在±3 ℃。
5 结语
根据竖式燃烧炉的特点及控制要求,设计了双输入单输出的模糊控制器,这种结构的模糊控制器具有非线性PD控制规律,有利于保证系统的稳定性,并可减少响应过程中的超调量以及削弱其振荡现象。实践证明控制系统起到了良好的控制作用。
参考文献
[1]刘曙光,魏俊民,竺志超.模糊控制技术[M].北京:中国纺织出版社,2001.
[2]易继锴,侯媛彬.智能控制技术[M].北京:北京工业大学出版社,1999.
燃烧温度 篇4
褐煤是煤化度最低的煤,褐煤的燃烧技术属于世界性的难题。相对于优质烟煤,褐煤具有水分大、挥发分高、热值低、易结焦、化学反应强烈、热稳定性差等特点。在工程实践过程中,褐煤的燃烧以及褐煤锅炉的设计具有一定的特殊性。因此,能否兼顾褐煤的着火、稳燃、燃尽、低污染物排放、避免结焦等性能是褐煤锅炉设计成功与否的关键。
1设备概述
某厂新建两台600 MW超临界燃用褐煤机组。锅炉为一次中间再热、超临界压力变压运行带内置式再循环泵启动系统的直流锅炉、单炉膛、平衡通风、固态排渣、全钢架、全悬吊结构、紧身封闭布置的π型锅炉。采用中速磨直吹式制粉系统,每炉配7台MPS212HP-II磨煤机,燃用设计煤种时6运1备;煤粉细度R90=35%。锅炉采用墙式切圆新型燃烧方式,主燃烧器布置在水冷壁的四面墙上,每层4只燃烧器对应一台磨煤机, SOFA燃烧器布置在主燃烧器区上方的水冷壁的四角,燃烧器布置如图1所示。
锅炉设计参数以及煤质参数如表1、表2所示。
由于褐煤具有高水分的特点,褐煤锅炉一次风率较燃用其他煤中的锅炉大很多,直接导致了二次风以及燃尽风配置困难,增加了整体组织燃烧系统的难度。因此,在工程设计、运行过程中必须要考虑一次风对煤粉干燥、输送的影响。此外由于褐煤的热值低,褐煤锅炉会比相同容量的锅炉消耗更多的燃料和一次风量,致使炉内空气动力流动不宜组织。本文旨在根据现场测试以及计算机数值模拟结果,分析该炉烟气分布特点以及成因。
2 试验测试系统的建立及不确定度分析
本次试验使用的测量系统由四部分组成,分别是:一次元件(传感器)、敏感器件、数据采集板与数据采集仪、数据显示储存装置。为了确保在整个试验研究期间数据准确、可靠,使用了黑龙江电力科学研究院自行开发的、可以在恶劣工况下可靠运行的耐磨铠装热电偶,并均匀布置在炉膛出口烟道,测试系统布置如图2所示。
测量系统的测量对象、测量方法、测量装置的不同,测量系统的各项不确定度也不相同。因此,要对确定的测量系统各项不确定度来源做详细分析。
测量系统不确定度[2]来源如下:
a. 测量数据本身的随机性带来的不确定度。
b. 一次仪表带来的偏差不确定度。
c. 数据采集系统带来的偏差不确定度。
d. 现场对信号干扰带来的偏差不确定度。
e. 负荷稳定性与数据采集系统采集频率之间的不同步造成的偏差不确定度。
f. 测量随空间变化的参数时,流动不均衡分层与有限测点所带来的偏差不确定度。
g. 取样及制样带来的偏差不确定度等。
按照精度和偏差的不确定度评定方法对各分量进行评定,最后进行不确定合成,即可得到试验结果的合成不确定度。按照ASME有关不确定度的计算方法,在本次试验研究中,通过搭建的试验测试系统对锅炉效率的测试结果不确定度为±0.500 5%。
3炉内烟气温度的测试[3]
3.1试验测点布置
研究期间,笔者对分隔屏屏下烟气温度、高温再热器出入口烟气温度进行了测试,试验测点如图3、图4所示。
3.2现场测试结果
分隔屏下烟气温度的测试结果表明:在1 050～1 250 ℃燃烧温度下,燃尽程度良好,该区域烟气温度分布较为均匀、烟温偏差较小;在减温水量基本一致的情况下,左、右侧主汽温度偏差较小,测试结果如图5所示。
高温再热器出入口烟气温度测试结果表明:下排测点区域温度分布总体上呈现“左侧烟气温度低、右侧烟气温度高”的现象;高温再热器出入口中排及上排烟温测点,总体上呈现“两侧烟气温度高、中间烟气温度低―M型分布”的现象,初步分析,分别与炉膛高温火焰的“残余旋转”现象和该炉型一次风切圆直径大有关。如图6-图8所示。
根据现场测试结果以及其他辅助测试,笔者推断:在炉膛内、沿着炉膛高度方向任意切面,存在着一个温度较高的“高温火环”,该“火环”的几何中心存在着一个温度较低区域;而靠近水冷壁区域,则存在着一个高温区域。
4炉内烟气温度数值模拟[1]、[4]
炉内燃烧过程涉及到煤粉颗粒和气体的两相流[1]。煤粉颗粒的运动和气体的弥散对其燃烧过程影响很大,煤粉所接受的辐射能、煤粉在气流中的温度、气体中的含量、挥发份的释放,对煤粉气流的着火燃烧及焦炭燃烧过程起决定性的作用。
本文采用拉格朗日坐标下的颗粒随机轨道模型,通过对速度的概率密度函数的随机选择来确定湍流速度,通过拉格朗日坐标下的颗粒瞬时方程组来考虑流体湍流脉动对颗粒的作用,计算颗粒的随机轨道以及沿轨道的变化参数。
煤粉燃烧包含煤粉预热、挥发份析出、挥发份燃烧以及焦炭燃烧等过程[4]。本文假设:煤粒为球形颗粒,在反应过程期间,煤粒由水分、原煤、焦炭和灰分这四部分组成。析出挥发份的成分为碳氢化合物,它在气相燃烧反应中迅速耗尽。氧量在挥发份和焦炭的燃烧反应中迅速消耗。原煤随着挥发份析出而消耗,剩余的固体可燃物为焦炭,焦炭与氧气发生异相反应而逐渐燃尽。采用双竞争反应模型来模拟挥发份的热解过程;采用混合份数PDF法来模拟挥发份的燃烧过程;采用扩散动力模型来模拟焦炭的燃烧过程,其计算结果构成的图像如图9-图12所示。
从图9-图12可以看出:在一次风截面存在着一个温度较高的“火环”,高温区域靠近水冷壁,该区域易出现结焦现象;沿炉膛高 度 方 向, 随 着 二 次
风扰动的加强,“高温火环”中心低温区域温度的绝对值有所升高;该炉的火焰中心较高。将其与实际测试值相比较,可以发现本文所建立的计算机数值模拟的模型具有较高的准确性。
5 结论
通过本次试验研究,得出如下结论。
a. 采用的计算机数值模拟模型准确,假设合理。
b. 炉内气流混合强烈,火焰充满度好。
c. 现场实际测试以及计算机数值模拟结果显示,炉膛出口“烟气残余旋转”仍然存在,分隔屏以及SOFA反切运行工况对“消旋”有积极的影响。
d. 该炉一次风率较高、一次风动量高,炉内形成的切圆直径较大。
e. 该炉布置了水平浓淡燃烧器,在炉膛沿高度方向存在着一个煤粉浓度较高的“煤粉环”,为形成“高温火环”提供了支持。
摘要：针对褐煤不利于燃烧的诸多特点,介绍了褐煤锅炉设计时应对措施和测量系统出现不确定度起因。通过现场实际测试以及采用计算机数值模拟技术,分析了采用新型燃烧方式燃用褐煤锅炉炉内烟气温度分布情况,及具代表性区域的温度特性。对比的结果数据为运行人员提供了必要的理论分析依据,方便了运行人员对设备的控制。
关键词：切圆,褐煤,超临界,数值模拟,墙式布置
参考文献
[1]赵坚行.燃烧的数值模拟[M].北京:科学出版社,2002.
[2]ASME PTC4-1998.锅炉性能试验规程,闫维平译[S].北京:中国电力出版社,2004.
[3]岑可法.锅炉燃烧试验研究方法及测量技术[M].北京:水利电力出版社,1987.
燃烧温度 篇5
普光天然气净化厂硫磺储运系统是亚洲最大规模的硫磺生产、存储系统,采用国内首套湿法成型工艺,随着新型特大型硫磺储运装备的首次投用与生产运行,陆续出现了细粉及粉尘硫磺散落积聚,存在硫磺粉尘燃烧爆炸的隐患[1]。硫磺的燃烧产物为二氧化硫,是有毒气体,也可导致酸雨等问题,会严重危害自然环境。在生产过程中发现不同季节,每天的不同时间段硫磺储运系统发生事故的频率不同。可见温度对硫磺燃烧爆炸特性参数的影响之大,急需展开温度变化对硫磺燃烧爆炸特性影响的研究。
国内外对于粉尘爆炸的研究主要集中在煤粉尘和金属粉尘爆炸上,专门针对硫磺粉尘爆炸的研究很少。关于硫磺粉尘的燃烧爆炸特性参数绝大多数都未注明相应的粉尘粒度温度等条件,并且存在较大差异。例如最低着火温度,从220 ~ 260℃ 不等。 最小点火等从0. 01 ~ 15m J不等[2,3,4,5,6,7,8]。在实际生产中合理控制硫磺粉尘浓度缺乏确切依据。并且未有针对湿法成型工艺生产硫磺的研究。
本文对普光天然气净化厂生产的硫磺进行粉尘燃烧爆炸特性参数测试试验。通过试验确定了不同初始温度的硫磺粉尘的粉尘层着火温度,粉尘云最小点火能,粉尘云最低着火温度,爆炸下限四个参数。为湿法成型硫磺储运系统安全防控措施的优化提供依据。
1测试内容与方法
1.1试样及其制备
试样原料为中石化普光气田天然气净化厂通过湿法成型工艺生产的颗粒状硫磺,其粒径在2 ~ 6mm之间,含水量2% 左右。试样制备主要包括研磨与筛分两步。根据试验的要求先将大颗粒的硫磺磨碎,再用振动筛将磨碎的硫磺颗粒进行筛分,得到不同粒径范围的匀质硫磺粉 尘,使用Mastersizer 2000型粒度分析仪对硫磺粉尘进行了粒度分析,发现硫磺储运系统中沉积硫磺的粒径介于80 ~ 100目之间,因此选择此粒径范围的硫磺进行测试。为减小试样表面水分蒸发对测试结果的影响,因此又将试样放入防爆干燥箱内干燥72h( 干燥温度65℃) , 认为此时试样颗粒表面不含水。然后再将试样加热至不同的温度进行试验。试样的详细参数及试验条件如表1所示。
1.2测试内容与装置
1) 粉尘层最低着火温度
粉尘层最低着火温度是指粉尘层受热时,使粉尘层的温度发生突变( 点燃) 时的最低加热温度( 环境温度) 。其主要应用在电气防爆设备的选型和控制发热设备的表面温度上[9,10]。试验装置为东北大学工业爆炸及防护研究所生产设计的热板炉。其原理及装置图如图1所示。
热板炉通过电阻丝加热,热板炉内有控温热电偶和测温热电偶,分别用于控制和记录热板温度。 通过热板上的盛粉环可将一定厚度的粉尘层置于热板上。粉尘层中有热电偶用于记录粉尘层的温度。 测试时,先使热板温度保持恒定,然后通过盛粉环将粉尘快速放置于热板上。着火的判定条件是: 观察到明显的着火,或者粉尘温度高出热表面250℃,或者粉尘温度达到450℃[11]。
2) 粉尘云最低着火温度
粉尘云最低着火温度是在粉尘云( 粉尘和空气的混合物) 受热时,使粉尘云的温度发生突变( 点燃) 时的最低加热温度( 环境温度) 。其主要应用在电气防爆设备的选型及发热设备表面温度的控制上[9,10]。试验装置为东北大学工业爆炸及防护研究所生产设计的高德伯尔格 - 格润瓦尔德炉。其示意图与装置图如图2所示。
首先通过加热器将加热炉加热至某设定温度, 再将硫磺粉尘试样置入储粉室中,打开电磁阀1,储气罐中进入一定量的压缩空气,关闭电磁阀1。待加热炉温度稳定在设定的温度时,打开电磁阀2,储气罐中的空气膨胀,将储粉室中的硫磺粉尘吹入加热炉中。在加热炉下方观察着火情况,并记录数据。 试验时,在加热炉管下端若有火焰喷出或火焰滞后喷出,则判为着火; 若只有火星而没有火焰,则判为未着火[12]。
3) 粉尘云最小点火能
正确地确定粉尘云最小点燃能量,是科学地反映粉尘爆炸敏感度必不可少的步骤。它可以判断粉尘加工设备和工作场所的危险情况,在一定条件下, 可以确定爆炸防护措施的规模和费用,直接关系到生产安全与经济效益[9,10]。试验装置为东北大学工业爆炸及防护研究所生产设计的哈特曼管爆炸装置。其示原理及装置图如图3所示。
试验时将粉尘放入哈特曼管底部,通过进气阀1将压缩空气充入储气室,打开开关K1对电容进行充电,断开K1。然后开启喷粉阀2,压缩空气将粉尘分散到哈特曼管中形成粉尘云,打开开关K2通过电火花发生器产生的静电火花点火。通过现场或摄像机观察粉尘云是否被点燃[13]。
4) 爆炸下限
爆炸下限是粉尘云在给定能量的点火源作用下,刚好发生自动持续燃烧的最低浓度。爆炸下限反映了粉尘爆炸的最低粉尘浓度。在实际的工艺中,可以采用控制粉尘浓度在爆炸下限以下的方法防止爆炸发生[9,10]。试验装置为东北大学工业爆炸及防护研究所生产设计的20L球型爆炸装置。其示意图和装置图如图4所示。
试验时将试样放入储粉室内,将储粉室加压到2MPa( 表压) 。快速开启阀开启后,高压气体将粉尘通过粉尘分散系统分散到容器中。开阀后60ms,将容器中心的化学点火头引爆。容器内的压力由安装在器壁的压力传感器记录下来。通过分析爆炸压力 - 时间曲线可以得到爆炸时的最大压力Pm。判定是否爆炸的标准是爆炸压力是否大于点火头本身的爆炸压力0. 05MPa。从某一可以发生爆炸的浓度开始,降低粉尘浓度,直到爆炸不发生。不发生爆炸的浓度记为C1,发生爆炸的浓度记为C2。爆炸下限MEC记为,C1 < MEC < C2[14]。
2结果与讨论
使用上文所介绍的四套试验装置,对粒径范围介于80 ~ 100目,含水量近似为零,初始温度分别为35℃ 、45℃ 、55℃ 、65℃ 、75℃ 的五组硫磺粉尘试样进行了燃烧爆炸特性参数的测试。测试结果如表2所示。
注: MIE ( minimum ignition energy) 最 点 能; MEC ( minimum explosible concentration) 爆炸下限浓度。
粉尘层最低着火温度从测试结果可以看出,初始温度的变化对硫磺粉尘层的着火温度没有影响, 均为270℃。初始温度越高硫磺粉尘层着火现象出现的越快,越容易着火。因为将粉尘试样加入到热板炉后,热板炉开始对试样加热,不同的初始温度只会导致热板对试样加热到设定温度的时间。
随着硫磺粉尘初始温度的升高,硫磺粉尘云的最低着火温度呈下降趋势。当硫磺粉尘云的硫磺颗粒进入热空气后,硫磺粉尘温度逐渐上升,颗粒周围空气的温度逐渐下降,最终达到热平衡,硫磺粉尘的初始温度越高,最后达到平衡时的平衡温度越高。 因此,对于较高初始温度的硫磺粉尘在加热炉设定温度较低的情况下,最终的平衡温度亦可以将其点燃,而较低初始温度的硫磺粉尘要在加热炉设定的温度较高时,最终的平衡温度才可以引燃硫磺粉尘。 随着硫磺粉尘初始温度的升高,硫磺粉尘云的最低着火温度逐渐降低。
随着硫磺粉尘初始温度的升高,硫磺粉尘云的最小点火能呈下降趋势。吸收相同能量的情况下, 硫磺粉尘颗粒的初始温度越高,其能达到的温度越高,对于较高初始温度的硫磺粉尘,吸收较少的能量就能达到着火温度,而较低初始温度的硫磺粉尘就要吸收更大的能量才能达到着火温度。因此随着硫磺粉尘初始温度的升高,其最小点火能逐渐降低。
在35 ~ 75℃范围内,硫磺粉尘初始温度的变化对其爆炸下限没有影响。均为10 g /m3< MEC < 20 g / m3。初始温度的变化也会影响到其最大爆炸压力,初始温度越高,最大爆炸压力越高。因为爆炸下限测试时爆炸与否的判断标准为爆炸压力Pm大于点火头本身的爆炸压力0. 05MPa,而最大爆炸压力与容器内硫磺粉尘的量有关,一定质量的硫磺粉尘完全燃烧所产生的能量是相同的,其最大爆炸压力也是相同的。初始温度的升高导致最大爆炸压力的提高。但是在35 ~ 75℃ 范围内的温度变化所导致的压力变化较小,还不能使爆炸时的最大压力达到国标规定的爆炸判定标准。因此在35 ~ 75℃ 范围, 初始温度的变化对硫磺粉尘的爆炸下限没有影响。
3结论
1) 在35 ~ 75℃ 温度范围内,初始温度的变化对硫磺粉尘层的最低着火温度以及爆炸下限没有影响,最低着火温度为270℃,爆炸下限为10 g /m3< MEC < 20 g / m3。但是初始温度越高,硫磺粉尘层越容易点燃,硫磺粉尘爆炸的压力越大。要对工作空间内的硫磺粉尘浓度和热表面温度进行监控,预防硫磺粉尘的燃烧爆炸事故。
燃烧温度 篇6
1 燃烧炉、燃烧器及其控制
干冰膨胀烟丝线由冷端和热端组成，热端主要由燃烧炉、燃烧器、热交换管束等设备组成，热端的主要功能是把浸渍后的干冰烟丝在升华管内加热使CO2升华，从而使烟丝膨胀。热端的核心是SIEMENS S7-414-2DP可编程控制器，它控制设备的自动运行，点火程序由燃烧炉控制器控制，点火后炉温由PLCS7-300自动控制。热端人机界面监控系统采用PC670触摸式计算机，利用TP37触摸屏对燃烧炉进行控制、启动、显示燃烧炉的运行情况(包括温度控制实时趋势图等)和实现参数修改(包括温度控制PID调整)，并通过MPI网络与CPU进行通讯、数据传送。
2 燃烧器适应性分析
天然气置换必须充分考虑燃烧器的适应性，燃烧器的适应性一种是指当燃气性质变化时，其热负荷、一次空气系数和火焰特性的改变不超过某一极限，燃烧器不加任何调整而能适应燃气变化的能力。另一种是指在其设计和构造上采取一系列措施，使它能够适应性质不同的燃气，这种燃烧器往往设计成具有可调节的喷嘴，一次空气阀和火孔盖，其目的是只要更换或调节燃烧器的个别部件，就能使燃烧器适应性质相差较大的不同燃气。MAXON OVENPAK 400系列工业燃烧器及其高调节比的助燃风机、CV和BV系列全流式蝶形流量控制阀、平衡阀的结构和特点，使其基本具备了燃料/空气比率控制和燃气压力平衡的能力，也就是说燃烧器基本与天然气相适应，但由于毕竟天然气与人工煤气的热值不同，为了燃烧更稳定，温度控制更准确，必须对燃烧炉温度控制参数进行重新整定。
3 PID控制原理和特点
由于系统延迟，偏差信号的处理通常采用了比例、积分和微积分(PID)的计算方法，通过对这些参数的调节，来优化系统的性能和稳定性。一旦完成系统的设置，就能实现稳定的、有效的和精确的控制。PID控制有：比例(P)、积分(I)、微分(D)控制及其组合。
3.1 比例（P）控制
比例控制的输出与输入误差信号成比例关系，但当仅有比例控制时系统输出存在稳态误差。
3.2 积分（I）控制
在积分控制中，控制器的输出与输入误差信号的积分成正比关系。为了消除稳态误差，在控制器中必须引入“积分项”，积分项对误差取决于时间的积分，即便误差很小，积分项也会随着时间的增加而加大，它推动控制器的输出增大使稳态误差进一步减小，直到等于零。因此，比例+积分控制，可以使系统在进入稳态后无稳态误差。
3.3 微分（D）控制
在微分控制中，控制器的输出与输入误差信号的微分成正比关系。自动控制系统在克服误差的调节过程中可能会出现振荡甚至失稳。其原因是由于存在有较大惯性组件或有滞后组件，具有抑制误差的作用，其变化总是落后于误差的变化。解决的办法是使抑制误差作用的变化“超前”，即在误差接近零时，抑制误差的作用就应该是零。这就是说，在控制器中仅引入“比例”项往往是不够的，比例项的作用仅是放大误差的幅值，而“微分项”能预测误差变化的趋势，这样，具有比例+微分的控制器，就能够提前使抑制误差的控制作用等于零，甚至为负值，从而避免了被控量的严重超调。所以对有较大惯性或滞后的被控对象，比例+微分(PD)控制器能改善系统在调节过程中的动态特性。
4 燃烧炉温度PID控制参数整定方法
燃烧炉启动后，炉温进入一个闭环控制回路，当实际炉温与设置值存在差值时，其差值经PID运算给出“空气/燃气混合比调节”的位置的给定值，再加上±1%的静区，来与实际风门位置进行比较，如果实际风门位置小于此设定位置，风门就开大，反之则关小。PID闭环控制的实现和参数调整是整个系统准确控制和稳定运行的关键，PID控制参数有两种整定方法：
4.1 理论计算整定法
它主要依据系统的数学模型，经过理论计算确定控制器参数，这种方法所得到的计算数据还必须通过工程实际进行调整和修改。将PID控制器设计成比例+积分+微分控制器，其控制器的数学表达式如下:
4.2 工程整定方法
它主要依赖工程经验，直接在控制系统的试验中进行，主要有临界比例法、反应曲线法和衰减法，这三种方法的共同点是通过试验，然后按照工程经验公式对控制器参数进行整定，但无论采用那一种方法所得到的控制器参数，都需要在实际运行中进行最后调整与完善。
4.2.1 临界比例法
用临界比例法进行PID控制器参数整定的步骤如下：
1)预选择一个足够短的采样周期让系统工作。
2)仅加入比例控制环节，直到系统对输入的阶跃(下转第236页)响应出现临界振荡，记下这时的比例放大系数和临界振荡周期。
3)在一定的控制度下通过公式计算得到PID控制器的参数。
4.2.2 经验法
根据运行经验，确定一组调节器参数，并将系统投入闭环运行，然后改变调节器的给定值，观察被调量或调节器输出的阶跃响应曲线。若认为控制质量不满意，则根据各整定参数对控制过程的影响改变调节器参数。这样反复试验，直到满意为止。下面是用经验法整定PID调节器的步骤：
1)让调节器参数积分系数S0=0，实际微分系数k=0，控制系统投入闭环运行，由小到大改变比例系数S1，让扰动信号作阶跃变化，观察控制过程，直到获得满意的控制过程为止。
2)取比例系数S1为当前的值乘以0.83，由小到大增加积分系数S0，同样让扰动信号作阶跃变化，直至求得满意的控制过程。
3)积分系数S0保持不变，改变比例系数S1，观察控制过程有无改善，如有改善则继续调整，直到满意为止。否则，将原比例系数S1增大一些，再调整积分系数S0，力求改善控制过程。如此反复试凑，直到找到满意的比例系数S1和积分系数S0为止。
4)引入适当的实际微分系数k和实际微分时间TD，此时可适当增大比例系数S1和积分系数S0。和前述步骤相同，微分时间的整定也需反复调整，直到控制过程满意为止。PID参数的设定是靠经验和对控制对象的熟悉，参考测量值跟踪与设定值曲线，从而调整PID的大小。
5 结语
1）经验总结。
P是解决幅值震荡，P大了会出现幅值震荡的幅度大，但震荡频率小，系统达到稳定时间长;I是解决动作响应的速度快慢的，I大了响应速度慢，反之则快;D是消除静态误差的，一般D设置都比较小，甚至设置为0，而且对系统影响比较小。
2）最佳PID整定值。
PID参数是根据控制对象的惯量来确定的，对燃烧炉温度控制系统之PID参数整定，我们通过理论计算、经验值并结合现场调试，最后修正为：P在0.6-0.8之间，I=1350, D=0。
3）实际效果。
燃烧炉温度PID控制参数整定后，燃烧炉温度实际测量值与设定值(800℃)相差不超过3℃，实际测量值曲线与设定值曲线跟踪及时到位，完全达到原设计要求。
摘要：针对干冰膨胀烟丝线燃烧器燃烧介质由人工管道煤气改用管道天然气后, 燃烧炉温度出现大幅波动。在不改变燃气压力、不更换燃烧器、甚至不更换燃烧器任何配件的情况下, 对燃烧器置换天然气的适应性进行分析, 并根据PID控制技术, 对燃烧炉温度PID控制参数进行理论计算和经验值测试, 并结合工程实际进行整定, 最后找出最佳PID整定值, 改善了燃烧工况, 使燃烧炉运行稳定、温度控制准确。
关键词：干冰膨胀烟丝,燃烧炉,燃烧器,天然气置换
参考文献
[1]姚振群, 杨东方.PLC闭环控制系统中PID控制器的实现[J].现代机械, 2005.
[2]王伟, 张晶涛, 柴天佑.PID参数先进整定方法综述[J].自动化学报, 2000.
燃烧温度 篇7
由于环境空气质量的日益恶化,人们对内燃机所造成的空气污染也越来越重视,污染控制技术的发展已经成为人们关注的焦点 [11]。在这种情况下,IMO将于2016年1月1日起强制执行的IMOTierⅢ排放法规要求排放量比TierⅡ约降低了75%左右,所以还需对内燃机参数进行进一步优化。
1 NOx 的形成机理
柴油机排放的氮氧化物NOx主要是一氧化氮,由于柴油含氮量非常少,只有重油可能会含有千分之几 (质量分数) 的氮,可能在排气中会产生一小部分NOx,但不足以产生显著的NOx排放。所以氮氧化物的主要来源是参与燃烧的空气中的氮,空气中氮生成NOx主要依赖两个因素:燃烧开始时缸内的温度主要受压缩比和进气温度影响;缸内温度的升高率,主要受喷油率、EGR和压缩比影响。
由于新的法规对NOx的排放更加严格,而从目前降低NOx排放的措施来看,主要分为机内净化和机外控制。机内净化措施包括降低进气温度、高压缩比等,机外控制主要指废气的后处理等。
基基于于上上述述NNOOxx形形成成机机理理,,我我们们主主要要探探讨讨通通过过机内净化措施来降低NOx的排放。我们利用AVL公司的FIRE软件建立8340船用中速柴油发动机数学计算模型,对八缸柴油机进行缸内重油燃烧过程的三维模拟计算,研究EGR和进气温度对重油燃烧过程中NOx排放的影响。
2 模型说明
8340是四冲程、8缸船用中速发动机,在建立发动机模型时假设气缸内混合气体为理想气体,消除气门、气道对燃烧的影响。
使用AVL-FIRE中的ESE-Diesel模块建立燃烧室的有限元分析模型。考虑到该机型的喷油器有8个,为了节省计算成本,但不降低计算精度,建立的模型为燃烧室的1/8。并用BOOST建立零维燃烧模型,计算个别用实验方法难以获得的参数,如气门关闭时缸内的温度。该发动机的主要技术参数见表1。
3 模型建立
由于8340具有8个气缸,为了节省计算成本,但又不降低计算精度,用AVL-BOOST建立单气缸进行模拟。建立的工作过程模型见图1。
本模型选用Vibe燃烧模型中的韦伯半经验公式,并选定公式中的经验数据,这种方法是参考母型机的数据。
在BOOST模型基础上进行模型验证,在此考虑柴油机的最大爆发压力、单缸功率、平均有效压力以及燃料的消耗率与设计值进行对比,计算结果见图2和表2。
结果表明,模拟值与设计值较好吻合,所以可以通过BOOST模型计算出AVL-FIRE仿真所需要的初始条件。
4 EGR
我们主要讨论在重油燃烧过程中NOx的排放,其中喷油正时为710℃A,通过调整EGR和进气温度来改变燃烧条件,从而研究它们对NOx排放的影响。表2为计算工况点,其他参数一致,其中工况2为额定工况。
为了能够准确地反映EGR对发动机燃烧过程的影响,如图3以工况1、工况2和工况4为例,对计算结果进行分析,可以看出在相同进气温度下随着EGR的提高,滞燃期有所延长,缸内燃烧的最高温度分别为2 728,2 603,2 505 K。这是由于随着EGR的升高,新鲜充量进入缸内减少,使过量空气系数下降,加上废气中的CO2 和H 2O等多原子气体较多,使得混合气比热容升高,缸内燃烧温度下降,进一步降低了反应速率 [2,3]。由图4、图5可以看出,随着EGR的增加,NO的排放减少,NO的排放由工况2的825×10 -6(即7.26g·kW - 1·h-1 )降到了工况4的420×10-6(即3.69g·k W-1·h-1 ),下降了49%,而碳烟增加不多。可以看出,适当增高EGR可以有效地降低NOx的排放,但同时过大的EGR减少了新鲜充量进入缸内,使燃烧速度减慢,燃烧持续角延长,油耗增加,碳烟会有显著增加。
5 进气温度
由于温度超过大约1 000 K时,缸内的化学反应速率急剧上升,并伴有很高的放热率,所以可以用缸内混合的当量比φ和温度T表征缸内充量的状态,图6为发动机在额定转速650 r/min,工况3和工况5缸内气体充量当量比φ与温度T的φ-T图。可以看出当温度在2 100 K左右才有NOx开始生成,当温度2 200 K时NOx大量生成。比较两种工况点可以看出,随着进气温度的降低,缸内出现最高温度的时刻推迟了1℃A,降低了化学反应速度、最高温度 [4]。在图7中可以看到,NO的排放由500×10 -6(即4.4 g·k W -1·h-1 )下降到350×10 -6(即3.08 g·k W -1·h-1 ),下降了30%。
6 技术措施
在2000年1月1日生效的IMO 73/78防污公约附则Ⅵ——“防止污染空气规则”中,制定了船用柴油机NOx排放的控制标准 [5],见图8。
由于“节能”和“减排”是一对矛盾体,如果仅仅依靠改变某一参数来降低NOx排放往往伴随着油耗的提高或碳烟等排放的增加,所以可将多种排放控制措施进行联合使用,使不同的技术措施优势互补,达到最佳效果。
本文中的EGR与进气温度对中速柴油机重油燃烧过程中NO的排放有很大的影响。EGR率喷油提前角增大,油耗率提高,NOx排放下降;进气温度降低,缸内达到自燃温度时的相位延后,化学反应速度减慢。所以通过EGR和进气温度进行耦合计算,尽可能大地降低NOx排放,从而接近或达到IMO TierⅢ的排放限值。
工况3相比较工况2,EGR率提高了0.05,温度降低了20 K。经过计算工况2和工况3的燃油消耗率分别为183.2 g/(k W·h),183.4 g/(k W·h),相差0.11%。NO排放分别为825×10-6(即7.26g·kW - 1·h-1)和350×10-6(即3.08 g·kW - 1·h-1),下降了57.6%,效果显著,已经接近IMO TierⅢ的排放要求。
7 总结
a. EGR率对发动机重油燃烧过程有一定的影响,随着EGR率的增加,燃烧速度减慢,缸内温度降低,NO的排放减少,但是过大的EGR率会使燃烧恶化,燃油消耗率增加,碳烟排放显著增加。
b. 进气温度的降低,缸内达到自燃温度时的相位延后,化学反应速度减慢,从而导致最大爆发压力、最高温度下降,NOx排量降低。