火焰特性（精选7篇）
火焰特性 篇1
摘要：介绍燃烧中离子产生与复合原理。以静电探针分别测量酒精喷灯预混火焰和航空煤油、酒精小油盘扩散火焰的电位和离子电流。试验结果揭示了燃烧状态和火焰电位分布的关系, 即燃烧比较充分的区域带单一电荷, 酒精和航空煤油均带负电;火焰内焰附近电荷密度大, 火焰外部电荷密度小。
关键词：静电探针,等离子体,火焰电位,离子电流
燃烧过程的本质是氧化还原反应, 无论气体、液体还是固体燃料的燃烧, 都是流动、传热、传质和化学反应同时发生而又相互作用的综合体现。火焰仅是化学反应过程的外显现象, 根据有焰燃烧的自由基理论, 火焰中必定存在游离基也就是带电的粒子。受火焰内部燃烧条件的限制, 这些带电粒子不能在短时间内结合成为分子, 它们将以离子的形式在火焰中存留一段时间, 那么火焰电荷在火场中的分布应具有一定的规律性, 对其规律性的研究可以指导灭火技术的发展。哈佛大学的一组研究人员在2010年的展览会上演示了一项试验, 试验内容是将一台600W电流放大器与一根特制的管子连接用以形成电波, 然后将管子设置在具有一定高度的火焰上方, 结果几分钟内火焰就迅速熄灭了。这项试验科学地揭示了研究火焰电荷分布特性对灭火应用是具有现实意义的。
1 静电探针及其测试原理
静电探针主要由细金属丝构成, 探针的端点是金属, 其余部分的金属丝外套玻璃或陶瓷绝缘套。根据探针伏安特性曲线的过渡区可计算出等离子体的电子温度、密度、空间电位和悬浮电位等重要参数。静电探针通常可分为单探针、双探针、三探针、发射探针等。试验选用单探针进行, 单探针的伏安特性曲线由三部分组成 (A) 离子电流饱和区, (B) 过渡区, (C) 电子电流饱和区, 如图1所示。
如图1所示, 根据单探针特性曲线可以确定悬浮电位Vf和空间电位Vsp, 而鞘层电场 (Vp-Vsp) 与探针电流Ip之间函数关系如式 (1) 所示。
式中:Ip为探针电流, A;Vp-Vsp为鞘层电场, V;kTe为等离子体的电子温度, ℃;Ie0为电子饱和电流, mA;I为离子电流, mA。
将式 (1) 取对数, 可得式 (2) 。
由式 (2) 得知, 等离子体的电子温度kTe (eV) 如式 (3) 所示。
对应等离子体空间电位Vsp的纵坐标即为电子饱和电流Ie0 (mA) , 其表达式为式 (4) 、式 (5) 。
式中:ne为电子密度, cm-3;S为探针表面积, cm2;由等离子体的电中性可知, ni=ne, 故可求得离子密度ni, cm-3。
其中, 因为等离子体是呈电中性的, 则式中ni=ne, 由此可以算出离子密度ni, 其单位为cm-3;S为探针的表面积, cm2。
2 燃烧中离子的产生与复合
根据有焰燃烧的自由基理论, 在物质燃烧形成的烟气和火焰的区域中必定有电子和阴、阳离子的存在。其中, 阳离子是分子或原子失去电子形成的, 阴离子是分子或原子得到电子形成的。通常电离是需要能量的, 能量主要来源于化学电离和热电离两种途径。
2.1 离子的产生
化学电离是燃料受热分解, 电解质的化学键被破坏而电离形成自由移动的离子, 从而发生分子-离子反应。等离子体的形成必须要经过电离这一元过程, 火焰就是弱电离等离子体, 其主要过程如下:
(1) 电子碰撞电离。可表示为A+e (高速) →A++e+e (低速) 。其中, 由于电离机制不同, 又可将电子碰撞电离分为:离解电离, AB+e→A++B+e+e;累积电离, A+e→A*+e, A*+e→A++e+e, A*为激发态分子。
(2) 离子碰撞电离。表示为A+B+→A++B++e。
(3) 中性粒子碰撞电离。表示为A+B→A+B++e。
2.2 离子的复合
复合过程存在于火焰的化学电离过程中, 它是指火焰电离时产生的正电粒子与负电粒子碰撞并结合在一起进而形成不带电的原子或分子。这一过程是放热过程, 复合过程与电离过程是相逆的。复合过程符合能量守恒定律, 其过程如下。
(1) 三体碰撞复合。表示为A++e+M→A+M。
(2) 双电子复合。表示为A++eA··→A+hv。
(3) 正负离子碰撞复合, 即电荷交换复合。可表示为A++B-→A·+B·。
如果火焰气相物质的温度较高, 那么粒子就会有足够大的动能为碰撞提供能量, 这一过程称之为热电离。物质之间发生化学反应的必要条件之一是具有一定的激发能, 又称为活化能, 用Ea表示。激发能通常以热能形式提供, 包括化学热能、电热能、机械热能、生物热能、光能、核能等等。反应过程中能量的变化是用反应焓ΔHR来平衡, 放热反应的ΔHR<0。
反应物A、B在活化能Ea作用下和生成物C、D可以用式 (6) 所示的方程式来表述。
当活化能加上反应焓大于物质D的电离能时就会产生电子和阳离子, 即发生了电离。
3 试验装置及方法
3.1 试验装置
试验由燃烧系统、静电测量系统、绝缘系统三部分组成。首先, 燃烧系统由J2609型酒精喷灯和直径D=80mm、H=35 mm的油盘组成。在进行油盘火试验测量时, 选用两种燃料分别为航空煤油和酒精, 试验的液面高度为距油盘上沿5mm。由于酒精的闪点较低, 可以直接点燃, 而航空煤油的闪点较高, 不容易直接点燃, 需用少量酒精引燃。其次, 静电测量系统由10节12V蓄电池、7ΜΩ变阻器、40kV高压屏蔽线、EST103型电位计、EST121型超高电阻微电流测试仪、ZC-7型兆欧表和静电探针组成。其中, 探针除尖端为裸露金属外其余部分用陶瓷管和高温线密封, 陶瓷细管的内径1 mm, 外径4mm, 长25 mm;陶瓷粗管内径4 mm, 外径6 mm, 长200mm;耐高温线的外径3.5mm, 内芯线镍铬合金直径0.75mm, 探针的尖端部分长1 mm, 如图2所示。在试验中测取的电流值通常在微安级, 电压值通常在毫伏级。若系统整体绝缘性能不好, 这些信号就会被漏导电流导走, 影响测量结果。因此, 在系统多个接触部位采用PT-FE垫片和陶瓷管进行绝缘。
3.2 试验方法
虽然火焰电流与其内部离子浓度存在着关系, 但由于火焰的电信号是很微弱的, 在无外部电压的情况下很难测出。电压与电流在一定范围内是呈线性关系的, 而当电压值大于100V时电流值则为一定值。有人通过试验测量了火焰中阳离子的浓度, 认为100V的负压形成的电场完全可以阻止负电荷向电极方向移动。
采用的测量手段就是基于这一理论, 测量火焰电流时选用120V的直流电压。当电压达到100V时, 阳离子、电子在电场力的作用下被吸至正负两极, 电流趋于饱和。火焰电位是离子浓度、带电荷量、极性的综合体现, 为尽量避免泄漏电流, 在测量火焰电位时采用具有超高阻的电位计 (输入阻抗达1 014Ω以上) 。
试验时, 将静电探针的工作端置于火焰顶端同轴中心, 另一端接EST121型超高电阻微电流测试仪和EST103型电位计来测量火焰电流和电位。为了对液体火焰电荷特性分布有更清晰的认识, 在相同工况下, 通过改变探针距离火焰的竖直高度、火焰的水平距离等因素研究液体火焰电荷、电位的分布。
4 试验数据分析
4.1 酒精喷灯火焰电特性研究
图3~图5分别为不同火焰高度、水平方向不同火源距离的火焰电位和火焰电流分布测量结果。
由图3~图5得知, 该火焰几乎为负电位。随着火焰高度的增加, 火焰电位逐渐升高、火焰电流逐渐降低, 火焰电流随着火焰水平距离的增加而变化。最高电位达到-14.8V, 出现在火焰中心高度14cm处, 相对火焰高度为0.2。最低电位达到-1.5V, 出现在距火焰中心线6mm、高度为38cm处, 相对火焰高度0.85。
焰心区域呈现出负电位是由于此区域物质主要进行受热分解, 温度较低, 电子的运动速率低, 易被吸附在中性粒子上;同时, 由于物质热分解后产生的气态物质上升蒸发, 新的空气会卷吸入火焰根部, 也会对电子产生吸附作用, 所以这一区域呈负电位。而在火焰发光区域, 由于电子质量小、运行速率高, 极易逸散出去, 阳离子的质量大, 在碰撞中不易逸出, 基本停留在这一区域, 理论上会呈正电位。但由于试验仪器输入阻抗较大, 容易受到外界环境干扰, 火焰燃烧不够稳定, 得到的数据为负值。
4.2 小油盘火焰电特性研究
图6、图7分别为不同火焰高度、水平方向距离油盘中心不同位置的航空煤油火焰电位和电流分布的测量结果。图8、图9分别为不同火焰高度、水平方向距离油盘中心不同位置的酒精火焰电位和电流分布的测量结果。
从图6、图8可以看出, 航空煤油和酒精池火焰主要是带负电的, 在油盘中心处电位值稳定, 而距油盘中心不同位置的火焰电位随火焰高度的增加而变化, 各个测量点的数值均为观察30s内的平均值, 但空气扰动可能导致火焰的不稳定进而对数据产生影响。
航空煤油和酒精油盘火焰电流的测量结果与酒精喷灯基本相似, 随着高度的增加, 火焰电流逐渐减小。从图7、图9趋势可以推测, 当火焰高度达到一定程度, 火焰电流会趋近于0, 不再受火焰影响。在开始阶段电流值下降很快, 当高度达到32cm以后曲线下降趋势不再明显, 趋于平稳。这是因为随着火焰高度的增加, 火焰离子浓度减小。火焰预热区 (即内焰) 与空气接触面积较小, 燃烧不充分, 火焰在化学电离作用下形成阳离子和阴离子, 阳离子质量大并且运动速率低, 将停留在此区域, 因此测得的电流较大。而火焰前锋区域 (即外焰) 与空气接触面积较大, 燃烧充分, 火焰温度急剧上升, 强烈的热扩散促使离子-分子激烈碰撞。由于电子的迁移速率比阳离子大, 动量交换率很大程度上依赖于电子迁移速率, 而阴离子又是电子与具有亲和性的中性粒子碰撞产生的, 此区域的粒子将为维持火焰燃烧的化学链式反应提供能量, 最终导致其离子浓度降低, 因此测得的电流较小。
5 结论与展望
采用静电探针法, 通过改变探针距离火焰的水平距离和垂直高度等因素, 测得酒精喷灯和航空煤油、酒精小油盘火焰的电荷、电位的相关数据。研究分析了酒精喷灯和航空煤油、酒精小油盘火焰的电荷、电位分布的规律, 揭示了火焰电位分布和燃烧状态存在密切关系。燃烧充分的区域带单一电荷, 试验中酒精、航空煤油均带负电, 并且火焰内部的电荷密度大, 外部的电荷密度小。实验结果对灭火技术的发展具有参考意义, 例如对细水雾灭火技术, 可以通过研究使其荷电进而提高细水雾的灭火效能
参考文献
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受限空间乙醇燃烧小尺度火焰特性 篇2
随着微机电系统 (MEMS) 技术的迅速发展, 为机电产品的微型化带来了前所未有的发展机遇, 基于此技术的微型动力系统备受关注。随着对小尺寸、高能量密度的动力源的需求不断增加, 传统的电池已不能够满足需要, 促使人们去开发微动力装置或微动力系统。这些系统的特点是使用液化氢气或液体碳氢燃料, 在不到1 cm3的体积内输出1～20 W的功率[1,2]。
微动力装置采用传统锂电池供能的缺点是其能量密度小, 供能系统所占体积、重量较大。因此, 研制体积小、重量轻、能量密度高并且能够持续供能的微能源系统具有重要意义。而作为微能源系统的核心, 微型燃烧器的燃烧特性的研究课题引起了国内外研究者的普遍关注。迄今, 研究人员已研发出的微能源系统主要包括:微型气体涡轮透平 (包括燃气透平和蒸汽透平) [3,4]活塞式和涡轮式压缩机, 微型电池和燃料电池[5]等。目前, 由麻州理工学院和伯克利大学正在研究的典型微动力装置[6]有微型燃气轮机、微型转子发动机等。然而, 由于这些装置存在高速转子, 在设计和制造上仍存在很多难题, 如散热损失、摩擦、密封等。此外, Sitzki[7]等提出了另外一种MEMS动力源概念:微螺旋型的对向流动换热燃烧室。它没有任何运动部件, 电能由安置在壁面上的热电元件产生, 但对向流动换热器复杂的三维结构增加了加工的困难, 并且目前热电技术的最大能源转换效率较低, 使其设计和应用受到一定的阻力。微能源系统和微能源机械在设计和加工问题上仍然存在很多问题需要解决, 因此, 对以液体或液化气体为燃料的小尺度燃烧的基础研究显得尤为重要, 具有重要的理论价值。
1 实验装置和方法
1.1 实验装置
实验系统如图1所示。燃烧器喷管安放于铜套内, 两者间隙约为0.1 mm, 陶瓷基座用于安放燃烧器和铜套组成的燃烧装置, 并且使燃烧器装置处于竖直状态。实验过程中燃烧器裸露于铜套外的长度保持为5 mm。受限空间采用两端开口的玻璃管来模拟, 玻璃管的下端面与燃烧器铜套的上端面保持平齐, 并且保持燃烧器喷管位于玻璃管的中间位置。本实验所采用的燃烧器喷管和玻璃管的几何参数详见表1和表2。
1-医用注射泵;2-医用注射器;3-液体乙醇;4-体视显微镜;5-数字摄像头;6-个人计算机;7-陶瓷基座;8-燃烧器喷管;9-燃烧器铜套;10-燃烧火焰;11-玻璃管
1.2 实验方法
本实验选用无水液态乙醇做为燃料, 20℃无水乙醇的物理性质见表3。乙醇的输送和计量由TS2-60型号的医用注射泵和内径为12.5 mm的普通医用注射器共同完成, 其基本原理是通过注射泵的控制器设定流量数值, 注射泵的推动装置推动注射器运动, 提供实验所需的无脉动的乙醇流量。燃烧火焰形态图像通过型号为C-PS的体视显微镜放大, 再经过图像采集系统采集, 图像采集系统的数字摄像头的型号为ProgRes C10plus, 然后传输到PC机上进行后期处理。玻璃管通过固定装置固定, 与燃烧器喷管不接触。实验过程外界环境变化范围:温度15～22℃, 相对湿度55%～70%。
实验数据的获取方法:
(1) 火焰平均温度:实验中火焰平均温度采用S型铂铑10-铂热电偶数字显示温度计测量, 温度计的测温范围为0～1 600℃, 允许测量误差为±1.0%。热电偶的结点裸露, 结点的直径约为0.5 mm。测量方法为:分别测量火焰锋面及其内部的最高和最低温度, 然后取其算术平均值作为火焰的平均温度。实验过程中每组数据均是在火焰达到相对稳定时进行测量, 并且每个试验点进行多次重复测量再取其平均值, 尽量消除偶然误差。
(2) 火焰高度、宽度:首先通过实验系统获得火焰高度和宽度的图像, 再通过Origin数据分析软件辅助测量火焰化学反应区边界, 首先确定可见光火焰边缘位置的相对值, 再通过已知的燃烧器喷管直径按比例换算出可见光火焰高度和宽度。
2 实验结果与分析
乙醇作为一种可燃性液体, 其燃烧并非是液体本身的燃烧, 而是液体受热蒸发出来的乙醇蒸汽与氧气发生剧烈的氧化反应, 这种燃烧称之为蒸发燃烧 (或者挥发性燃烧) [8]而靠近火焰锋面的燃烧过程属于扩散燃烧。
实验首先对火焰的平均温度进行了测量, 图2为不同受限空间条件下火焰平均温度随流量的变化关系曲线, 图中的受限空间1#、2#、3#分别对应表2中的玻璃管规格, 以下同。从图中可见火焰的平均温度在受限空间下略高于自由空间, 相应流量下受限空间条件下火焰平均温度偏高5～35℃, 并且火焰的平均温度随受限空间的减小呈升高的趋势。
图3为不同受限空间条件下火焰高度随流量的变化关系曲线。本实验的火焰高度定义为:燃烧器喷管轴线上火焰可见光下端面中心到火焰上方可见光最明亮处的距离。从图中可以看出火焰高度的总体趋势是随着燃料流量的增加而增大, 近似呈线性关系[9]。
从图3中也可以看出受限空间下火焰高度比自由空间中的火焰高度要小, 说明燃烧空间的减小对于小尺度燃烧特性产生了影响。在流量1.1～2.1 ml/h的范围内, 火焰高度近似随着受限空间的减小而减小, 在其他流量范围, 这个规律不存在。从而可以得出结论:在相应的流量范围内, 燃烧空间的大小对小尺度燃烧过程有重要的影响。分析其原因可以做如下解释:外加玻璃管减小了燃烧空间, 使得小空间内的空气容易逐渐得到预热, 从而提高了火焰的平均温度, 使燃烧的强度增大, 在燃料供应速率一定的情况下, 乙醇汽化速率增大, 单位时间内消耗的燃料量必然增加, 导致火焰的高度减小。蒋绍坚[10]对丙烷的预混燃烧进行了实验得出结论, 预热空气可以降低火焰的最高温度, 但是可以提高燃烧火焰的平均温度, 火焰辐射能力增强, 对燃烧起到了强化作用。蒋绍坚的实验结论是在预混燃烧条件下得出的, 本实验结论是在扩散燃烧的条件下得出的, 由此认为预热空气对燃烧的强化作用对于预混和扩散燃烧均适用。
图4为不同受限空间条件下火焰高宽比随流量的变化关系曲线。火焰高宽比定义为e=h/w, h代表火焰高度, w代表火焰宽度。本实验的火焰宽度定义为:燃烧器喷管垂直轴线方向上火焰最大截面的直径。火焰高度的定义同上。
从图4中可以看出, 在受限空间条件下, 火焰的高宽比随着燃料流量的增加而增大。在相同流量下, 受限空间中的火焰高宽比较自由空间中的数值小, 火焰呈现矮而粗的形状, 进一步说明火焰体积由于燃烧空间的减小而被压缩。
本文的结论是在实验所选的受限空间尺寸下得到的, 至于受限空间的上限和下限尺寸是否存在及其具体数值, 对燃烧小火焰影响的规律如何有待进一步研究。
3 结论
本文对受限空间条件下的液体乙醇燃烧的小尺度扩散火焰结构形态进行了观测和研究, 在本实验范围内, 发现在受限空间条件下燃烧火焰的结构形态与自由空间下存在一定的差别, 在相应的燃料流量下, 火焰的平均温度在受限空间下略高于自由空间, 并且火焰的平均温度随着受限空间的减小呈现升高的趋势;由于燃烧空间受到限制, 火焰高度有所减小, 并且在一定的流量范围内, 火焰高度随着受限空间尺寸的减小而呈现下降的规律, 火焰的高宽比也呈现下降的趋势。实验结果主要从参与扩散燃烧的空气受到预热的角度进行理论分析, 认为是由于受限空间内的空气得到燃烧火焰热源的预热而使燃烧得到强化。期望本文的研究成果能够对微型燃烧器的研制工作提供一定的理论基础。
参考文献
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火焰特性 篇3
1 实验燃料及仪器
表1列出了实验中使用的油盘尺寸及燃料。图1为直径2.7 m的油盘火灾实验装置图。用红外摄像仪测量汽油火焰的局部辐射热, 其规格见表2。热流计把收集到的温度数据转换成辐射数据。用带缝辐射计测量庚烷火焰的局部辐射热, 它能够在垂直的方向将火焰切分成4～5部分, 这样红外摄像仪就能很容易地给出火焰的10～30个切片。同时, 实验对与燃烧速率有关的参数, 如气流速度、温度、气体浓度等数据也进行了测量。
2 实验结果和讨论
为了研究辐射及火焰特性与油盘尺寸之间的关系, 将前期所做实验的数据及文献资料一起进行讨论。
2.1 总辐射热
实验分别采用广角辐射计和红外摄像仪测量远离火焰外某处的总辐射热。图2为在15 m×15 m油盘火灾实验中, 采用广角辐射计和红外摄像仪测量的L/D=7.1处的辐射热的对比情况。其中, L为火焰中轴与测量点之间的距离, D为有效的油盘直径。在燃烧开始的前几分钟时间里, 两组数据非常吻合, 但到了燃烧的稳定阶段, 两组数据的差异最大达到了30%。这种差异可能是由于仪器的视野和响应时间的不同造成的。
图3为各种油盘尺寸的庚烷、煤油以及汽油火焰在L/D=5处的辐射情况, 其中加入了一些文献资料中的实验数据。从图中可以看到, 在D<3 m时, 由于发射率的提高, 火焰的平均辐射热随着油盘尺寸的增
加而提高;D=3 m时, 火焰的发射率等于1, 辐射热达到最大值, 然后随着油盘尺寸的增大而呈下降趋势。出现这种下降的趋势可能是由于所谓的烟阻效应, 因为此时在火焰周围观察到有大量的烟气。
2.2 局部辐射热
实验采用广角辐射仪和红外摄像仪测量庚烷和汽油火焰的局部辐射热。图4为汽油的实验数据, 图5为庚烷的实验数据。图中的水平轴是个无量纲的高度值, 表示为H/Hf。其中, H为从燃料表面到测量点的高度值, Hf为分别用广角辐射仪和红外摄像仪测量的火焰平均高度。
从图中可以看到, 2.7 m油盘的汽油火灾的辐射热最大, 辐射热的峰值出现在H/Hf=0.1～0.2处。大部分的辐射热都是从火焰底部发射出来的。例如, 在15 m油盘的汽油火灾实验中, 总的辐射热中有大约75%是从火焰底部 (0
在庚烷火焰中, 趋势与汽油火焰类似。 在2.7 m油盘的火灾实验中, 局部辐射热的最大值出现在H/Hf=0.3处, 为220 kW/m2。局部辐射热的峰值高度比汽油的略高些, 但大部分辐射热都是从连续火焰区域发射出来的。
2.3 油盘火灾其他参数的讨论
为进一步研究油盘火灾的辐射现象, 实验还对排烟量、火焰高度的脉动、等温线、火焰内部的气体流动、火焰中的气体浓度等数据进行了讨论。
2.3.1 排烟量
笔者认为, 从火焰发出的烟气阻碍了火焰向外的辐射热。因此, 排烟量和辐射热之间有着密切的关系。这里采用Mulholland等人定义的一个无量纲的数 (排烟量/质量燃烧速率) 做为排烟量的参数。火焰的外部辐射热和排烟量会随着油盘直径的增加而增大, 直到D=3 m为止。在D>3 m时, 排烟量可能就不会随着油盘直径的增加而增大, 但是在L/D=5处, 辐射热出现了急剧下降的现象 (见图2) 。因此, 在大型油盘火灾实验中, 排烟量与辐射热的降低有直接的关系。
Mulholland等人曾测量过烟粒子的尺寸并研究发现, 原始烟粒子的尺寸会随着油盘直径而发生变化。起初, 烟粒子的尺寸与火焰中烟气的存留时间有关系。如果烟气是从火焰底部而非顶部发射出来, 则其存留的时间就会短些, 最初的烟粒子尺寸更小, 所以在燃料表面的分布面就更大。实验测量了油盘平均直径从1～2.7 m的产烟量, 发现产烟量可能会在D=2 m处发生变化。目测的结果是:在1 m油盘的火灾实验中, 大量的烟出现在火焰顶部以上;而在2.7 m油盘的火灾实验中, 则出现在火焰上半部。因此, 在直径大于2 m油盘的火灾实验中, 烟气是从火焰顶部和上半部分发射出来的, 并覆盖住大部分火焰表面, 阻碍火焰的辐射热。
2.3.2 火焰高度的脉动
实验中使用红外摄像仪测量了火焰的平均高度。图6为用红外摄像仪测量的0.6 m油盘庚烷火灾实验的火焰高度的脉动情况。根据McCaffrey的定义, 火焰可以被切分成连续区域和间断区域两部分。火焰连续
区域的高度Hf (cont.) 约为火焰平均高度Hf的65%。在大型火灾实验中, Hf (cont.) 约为火焰平均高度Hf的70%～90%, 但是由于火焰上部烟气的存在, 所以很难确定这个比率。Hesketad的计算公式给出的结果与间断火焰区域的火焰高度的实验结果非常吻合, 约比火焰平均高度Hf高出20%～40%。从火焰的脉动中能容易的推测出, 火焰连续区域的辐射热比间断火焰区域的辐射热高, 这个结论也和局部辐射热测量的结果是一致的。
2.3.3 等温线
图7为 6 m油盘庚烷火焰内的温度变化情况, 采用了60个热电偶测量火焰内部温度。实验发现, 从油盘边缘到火焰中心有一个很高的温度脊, 这就意味着沿着此区域的空气流动很强烈。在火焰轴处, 最高温度区域大约在H/Hf=0.3处。由此可推测出, 在该温度脊低的区域存在着燃料蒸气, 而在该温度脊高的区域存在着燃烧后的气体。图8为各种尺寸油盘火灾沿火焰中轴的温度分布情况。火焰的温度是随着油盘直径的增大而增加的。大量的实验数据表明, 这个结论也适用于大到直径为50 m的油盘实验, 即在30 m和50 m的煤油火实验中最高温度为1 380 ℃。因此, 可以得知, 大型火焰内部的温度比小型火焰要高, 而对于直径大于3 m的油盘火焰来说, 外部辐射热会由于围绕在火焰周围的烟气而随着油盘的直径的增大而下降。
2.3.4 气体的流动
实验还测量了水平方向的气体流动数据。从火焰基部到顶部的空气卷吸比通过燃料燃烧数据计算出来的高出约5倍。
图9为直径0.3 m油盘庚烷火焰的气体水平流动情况。测量使用双向管沿着油盘边缘水平进行。在0
2.3.5 气体浓度
实验中测量了几种不同尺寸的庚烷火焰沿着火焰轴的气体浓度。为了理解火焰的燃烧, 定义了无量纲的CO2, 即CO2*。即:CO2*=CCO2/ (CCO2+CCO+CH2O+∑CCMN) 。当庚烷火焰中的CO2*=0.681时, 燃烧一定是完全的, 见图10所示。当H/Hf=0.3, CO2*=0.55～0.6, 燃烧是基本完全的, 大部分的燃烧热是在H/Hf=0.3以下的位置处产生的。
因此, 连续区域的偏低部分, 即H/Hf<0.3处是燃烧和辐射热释放最重要的区域。
2.4 火焰结构
通过实验数据可以看到, 大部分的空气流动进入火焰底部, 完成大部分燃烧任务, 并且大部分的燃烧热
是在H/Hf=0.3以下的位置处产生的。随后, 一部分反应的气体是从火焰的间断区域即H/Hf=0.6～1.2处散发出来的。这种气体流动在大型油盘火灾中更强烈。因此, “烟阻效应”在15 m的油盘火实验中起主导作用, 尽管产烟量在2.7～15 m油盘的火焰实验中不会发生剧烈的变化。
3 结 论
实验测量了碳氢化合物油盘火灾的总辐射热和局部辐射热。通过几种不同油盘尺寸的庚烷火和汽油火的数据解释了“烟阻效应”。在大型油盘火灾实验中, 火焰周围存在大量的烟气, 只能观察到火焰的底部, 即H/Hf<0.3处。这就是大部分辐射热是从大型火焰的底部发射出来的原因所在。有关气体流动的数据, 等温线和气体浓度与辐射的结果也非常的一致, 即大部分燃烧是在H/Hf=0.3以下的部位完成的。
摘要：为了研究大型油盘火灾的辐射特性及火焰结构, 对几种不同尺寸的油盘火灾的外部辐射热进行了实验测量。在大型油盘火灾实验中, 火焰的辐射热被来自火焰的大量烟气所包围, 辐射热中绝大部分是由火焰底部发散出来的。实验还对火焰的其他一些特性 (如排烟量、火焰温度、火焰中的气体流速及气体浓度、燃烧速率等) 分别进行了测量。结果发现, 火焰燃烧中的大部分是在火焰底部完成的, 火焰上部的气流对烟气的散发起到了非常重要的作用。
关键词：油盘,火焰结构,辐射热
参考文献
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火焰木的生物学特性及园林应用 篇4
1 形态特征
火焰木为常绿多年生草本植物, 常绿大乔木, 冠大, 高10~20m, 树皮有皱纹, 灰褐色。奇数羽状复叶, 对生, 连叶柄长达45cm;小叶9~17枚, 叶片椭圆形至倒卵形, 长5~9.5cm, 宽3.5~5cm, 顶端渐尖, 基部圆形, 全缘, 背面脉上被柔毛, 基部具2~3枚肉质腺;叶柄短, 被微柔毛。伞房式总状花序顶生, 聚集成扁球形, 宽20~30cm;花多数, 花冠钟状, 直径6~10cm, 深橙红色。内黄色, 具纵纹, 顶端5裂, 边缘呈金黄色皱纹;雄蕊4枚, 伸出。蒴果牛角状;种子有膜翅。花期不一, 通常在2~5月;果期6~7月[2]。
2 培育繁殖及生长习性
火焰木原产于非洲赤道的热带雨林中, 在热带地区种植较广, 生长海拔3000m以下。现广泛栽培于印度、斯里兰卡, 我国广东、福建、台湾、云南 (西双版纳) 均有栽培。传统的繁殖方法一般有种子育苗、扦插及高压法。播种适宜在春天进行, 播种苗5~6年后可以开花。扦插四季皆可进行, 以春季为最佳。
火焰木生性强健, 性喜高温, 生长需要强光[3]。生长适温23~30℃, 10℃以上才能正常生长发育。冬季若遇寒流, 叶片偶有变红或落叶现象, 落叶后能忍受干旱;若遇冻害, 枝条受冻, 但根部仍具生命力能正常生长且开花;一般生长在稍荫的环境, 但要充足的阳光才能迅速生长;水分要求充足, 对土质要求不严, 以排水良好的壤土或沙质壤土为佳;不耐风, 风大枝条易折断;亦不耐寒, 火焰木需较高温度才能开花, 如温度较低, 则不开花或开花较少。漳州地区虽能开花, 但不易采收到种子。
火焰木栽培容易, 种植后无须精心管理, 只要给予充足的水分, 一定的光照, 就能正常生长、开花。如果肥力、水分、密度和管理能满足要求, 每年高生长量可达到1~1.5m, 胸径生长量可达0.33~0.5cm[2]。
3 园林应用
火焰木树冠为伞形、圆锥形等, 树姿婆娑, 羽叶茂盛, 花大, 鲜红色, 开花于树冠之上, 极似一把把火炬, 具有极高的观赞性, 为优美的庭院风景树及行道树, 是近年来华南地区城市园林绿化的重要树种[4]。
3.1 庭院树、园景树
火焰木适宜于别墅庭院中的观赏树种进行孤植, 在较大的空间内, 进行3~5株群植, 组成植物景观;火焰木在与其他乔木、灌木、草本植物的结合配植中, 亦能形成优美的人工植物群落。如果配植于假山、溪畔环境中进行大面积种植, 火焰木的良好特性和优美姿态也可以起到非常好的园林景观效果。与建筑及园林小品配植, 则显得极为大气。庭院堂前对植两株, 在门前屋旁、窗前种植也甚宜人。
3.2 行道树
作为行道树种, 其特殊的环境条件使得植物需要具备一些特殊的形态和生理特点。行道树种选择上一般要求树木适应性强、姿态优美、生长健壮、树冠宽大、萌芽力强、无污染, 并且要有一定的耐瘠薄、耐干旱、抗污染能力, 在这些方面上, 火焰木都能达到作行道树种的要求, 对于其自身来讲, 在作行道树时还要同一品种和花色。无论是在公路上还是在园林风景区中的园路中, 火焰木都能很好地达到植物造景和园林绿化的作用, 形成一道亮丽的风景线。
3.3 大型绿化带、封沙或护坡植被树种
由于火焰木具有滞尘减噪、耐粗放管理、固土性强等优点, 故可用作高速公路、铁路、大堤、河坡的绿化带和隔离带以及护坡、封沙的快速覆盖植物, 能够高效地改善环境, 是园林绿化美化, 营造良好生态环境的优良树种。
3.4 单位附属绿地及厂矿区绿化树种
单位附属绿地, 尤其是厂矿区绿化的特殊条件, 都对植物选择提出了更高的要求, 在这些环境中, 往往存在着许多的粉尘、有害气体等污染物, 土壤中亦有可能会存积对植物生长有害的物质。
火焰木生性强健, 性喜高温, 可以吸收多种有害气体, 有一定的吸滞粉尘的能力。栽培容易, 种植后无须精心管理。这些特性都非常适宜用于单位附属绿地和厂矿区绿化。为污染较为严重的环境提供了良好的绿化材料。
4 火焰木的开发应用对策
虽然火焰木是优秀的园林绿化植物, 但我国引入时间不长, 国内对其开发应用尚少。引种驯化是园林植物开发利用的前提和基础。为此, 有计划地引进火焰木优良品种, 加快建立种质资源圃, 并进一步开展种源对比试验和引种效果研究, 从而为火焰木的推广应用奠定坚实基础。应积极开展其栽培繁殖技术研究, 探索应用现代生物技术手段, 如组织培养, 建立快速繁殖技术体系, 加快规模化生产和大面积推广应用的进程。
参考文献
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超临界W火焰锅炉水冷壁特性研究 篇5
W火焰锅炉燃用无烟煤在燃烧稳定性、经济性上有优势[1]。从整个锅炉系统看, 除水冷壁系统之外的其它子系统采用的均是目前已经相当成熟的超临界技术, 和现在大量采用的螺旋管圈超临界锅炉是相同的, 但由于W火焰超临界锅炉独有的特性, 极易出现前墙水冷壁超温, 甚至撕裂现象, 因此水冷壁系统的安全运行是该型锅炉运行的关键[2]。
1 水冷壁系统介绍
某厂新建2×600 MW机组HG-1900/25.4-WM10型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、全悬吊结构、π型露天布置。锅炉燃用无烟煤, 采用“W”火焰燃烧方式, 配有6台双进双出磨煤机直吹式制粉系统。在调试和生产运行阶段, 经常出现水冷壁问题而迫使机组停运事件, 因此, 水冷壁系统问题严重制约了机组安全稳定运行。其主要问题有以下三点:
1) 前墙中部水冷壁超温。当锅炉发生微小扰动时, 前墙中部水冷壁易超温, 且超温发生速度极快。
2) 前墙中部水冷壁拉裂泄漏。
3) 水冷壁管排振动大, 振幅值由可至20~30 mm。
2 水冷壁故障原因分析
2.1 前墙中部水冷壁超温
当锅炉发生微小扰动时, 前墙中部水冷壁易超温, 且超温发生速度极快, 水冷壁壁温在很短几分钟内可上升100℃之多。通过燃烧调整可以将超温后的壁温调整至正常, 但是还不能完全杜绝超温现象的发生。
对W火焰锅炉炉内燃烧工况进行的试验与理论研究表明:由于炉膛结构前、后的不对称性[3] (炉膛出口水平烟道的影响) , 前、后墙的火焰并不是对称的, 即使前、后拱上配风完全一致时, 在下炉膛, 前墙火焰较后墙的下设深度浅, 即前墙火焰出现短路现象, 后墙火焰下射深, 被称为主导火焰, 下炉膛火焰整体被压向前墙水冷壁, 进而导致前墙水冷壁热负荷较高。运行实践表明, 主导火焰对前、后水冷壁热负荷分配偏差的影响可以缓解现象, 但无法消除[4]。
2.2 前墙水冷壁拉裂泄漏
水冷壁超温的影响:水冷壁超温会引起材料许用应力的急剧下降[5], 当上部水冷壁管材超过500℃后, 材料性能显著下降, 容易被拉裂。
局部水冷壁超温后, 水冷壁壁温偏差极易引起鳍片温度应力超标。低负荷运行或升降负荷时, 如果输入炉内热量不均, 水冷壁管间的正流量特性不足以补偿热偏差带来的影响, 将导致水冷壁出口壁温偏差加大, 随之将引起鳍片温度应力超标, 累计到一定程度后就会发生拉裂现象。
2.3 水冷壁管排振动大
原本的设计方案中对前墙水冷壁向下膨胀及对应吊架受力情况存在偏差, 水冷壁受到的约束不足, 加上炉膛负压波动较大, 引起壁面周期性振动。
3 水冷壁故障整改措施
3.1 防止前墙中部水冷壁超温
1) 做好燃烧优化控制:确保燃料均匀送入炉内, 炉内热负荷分布均匀, 保持燃烧、汽水系统之间的能量匹配合理。通过煤水比调节中间点 (汽水分离器出口) 温度, 额定工况时一般控制在390~420℃之间;锅炉启动及升负荷过程中, 每台磨启动时要控制最低的容量风, 然后缓慢增加磨煤机的出力, 同一台磨机两侧容量风开度要基本一致、两侧给煤量基本一致;某一区域温度过高且无下降趋势时, 首先调整拱上二次风、下二次风配风, 其次调整超温区域对应燃烧器燃料量, 最后切除超温区域对应燃烧器。
负荷在240 MW~300 MW时进行湿态转干态的操作, 转态前保持磨煤机稳定运行, 在转态过程中尽量不要启停磨煤机。缓慢增加燃料量, 逐步使分离器出口过热度>10℃。转态过程中, 在监视负荷、燃料量、给水量、过热度等参数的同时, 还要加强对屏过入口汽温的监视, 如发现该点汽温有下降趋势, 应及时进行调整。避免在转态过程中大幅增加燃料量或给水量, 以免引起汽温过低或者转换反复。
防止锅炉缺氧燃烧, 氧量控制在3.0~4.0%。通过风门调整使省煤器出口氧量偏差值不超过1.5%, 避免锅炉局部缺风。巡检人员应加强对看火孔结焦情况的检查, 如发现流焦或硬度增加, 应及时通知运行人员调整燃烧, 增加相应位置风量, 降低炉温。保证锅炉的正常吹灰, 保持受热面清洁。
2) 做好水动力设计计算、确保锅炉水动力设计有足够裕量, 在锅炉热负荷偏离时、水冷壁管内传质、传热不发生严重恶化。在水冷壁入口的给水引入管和出口的蒸汽引出管上增设节流短管。其目的就是针对目前锅炉实际运行时出现的前墙中部壁温变化敏感, 而其它墙壁温相对稳定的情况, 通过节流短管对流量分配进行调整, 增加前墙中部的工质流量, 降低其壁温变化的敏感性, 是整个水冷壁温度水平更加均匀, 改善目前的运行状况。为避免将下炉膛热负荷偏差造成的不同回路之间的蒸汽温度偏差传递到上炉膛, 在上下炉膛之间要设置全混合集箱, 以保证上炉膛回路入口处工质温度一致, 使上炉膛安全运行。采用水冷壁过渡段中间全混合集箱, 可减少下部水冷壁出口偏差对上部水冷壁出口偏差的影响, 根据计算及实测对比, 在锅炉满负荷时, 可减少偏差幅度为10~20℃。在锅炉低负荷以及非稳工况时减少幅度更大。
3.2 防止前墙中部水冷壁拉裂
严格执行防止水冷壁超温及壁温差过大的运行措施;消除附加装配应力的影响;改进不合理的局部结构。
原设计燃烧分离器及煤粉管道的吊挂梁, 一端用吊杆吊在构架顶梁上, 另一端生根在标高52m的水冷壁上。为进一步消除局部结构的影响, 不使横梁对水冷壁局部受力, 同时减少燃烧分离器吊挂载荷对刚性梁和水冷壁的弯矩, 将吊挂梁一端的生根点从水冷壁移到刚性梁上, 并且吊挂梁与刚性梁间采用销轴式连接。第二层和第三层主刚性梁将增加37 t的附加载荷。为此, 需要对这两层刚性梁进行加强:在第二层主刚性梁校平装置附近增加5个剪切块;第二层和第三层主刚性梁各增加10套U型夹。加强后的生根梁和刚性梁能够承受新增加的37 t载荷, 并且强度有很大的余量。
为了降低水冷壁的热应力, 吸收管间温差引起的膨胀, 防止水冷壁鳍片再次开裂, 对前水冷壁裂缝区域, 开若干个膨胀缝, 端部打止裂孔, 然后在膨胀缝炉外侧加密封盒, 盒内填充耐火保温料。
4 结束语
超临界W火焰锅炉水冷壁超温普遍存在共性问题。通过对某电厂600 MW超临界W火焰锅炉水冷壁特性研究, 从安全角度提出调整及预防措施:
1) 严格执行防止水冷壁超温及壁温差过大的运行措施后, 水冷壁超温及壁温差过大现象可以得到有效控制, 但超温现象易重复发生。
2) 在对锅炉结构改造以后, 水冷壁管排振动现象基本上得以消除, 振幅值由至20~30 mm降低至6~8 mm。
3) 在改进不合理的局部结构以后, 在严格控制水冷壁超温及壁温差前提条件下, 锅炉再未发生水冷壁撕裂事故。
针对超临界W火焰锅炉水冷壁还需继续做好锅炉水动力研究工作, 确保水动力安全, 有足够裕量;做好燃烧系统的优化工作, 从燃烧侧尽量保证锅炉输入热负荷的均匀性。
参考文献
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火焰特性 篇6
随着汽车排放法规的不断加严和人们对细微颗粒物危害程度认识的深入,汽油机尤其是缸内直喷 (gasoline direct injection,GDI)汽油机的碳烟和微粒(PM)排放逐渐成为人们关注的焦点。以往的常规汽油机采用的是进气道喷射(port fuel injection, PFI),所生成的碳烟量非常低,同时三元催化剂能够有效地改善碳烟的排放。GDI的引入改变了这种现状。GDI尤其是分层混合气GDI汽油机,在实现大幅度降低油耗的同时,因为混合气体的不均匀性而造成了浓度分层,使得中低负荷工况下颗粒物排放处于较高水平[1,2,3]。改造汽油机的设计能在一定程度上改善排放特性;而通过研究燃料组分来实现减排同样重要,这种方法不仅能够直接应用于发动机的排放控制策略,还对燃料的机理性研究具有重要意义。
开发与使用低污 染的替代 燃料已成 为普遍共 识。乙醇作为一种可再生燃料,来源广泛,可以从甘蔗渣、玉米秸秆等生物质中直接提取,有利于缓解能源危机[4],符合可持续发展的战略思想。同时,乙醇具有辛烷值高、无毒性、与汽油相溶性好等特点,易与汽油实现各种比例的掺烧,因此备受关注。
目前,众多科研人员对乙醇-汽油混合燃料对汽油机燃烧特 性、排放特性 的影响进 行了研究。 研究[5,6,7,8,9,10,11]指出:乙醇掺入汽油后能显著地减少碳烟和微粒的排放。而关于其颗粒物成分和形态的研究分析并不多,且由于试验过程中汽油机参数的敏感性往往会掩饰燃料的效果[12],使得仅从车辆发动机试验评估乙醇汽油的潜在优势并不全面。为全面了解乙醇汽油,需要同时对其展开机理性研究,如乙醇如何影响汽油火焰中的碳烟生成特性。这方面的研究国外已经展开[13],如对乙醇汽油火焰中的碳烟颗粒尺寸分布进行了研究[12],对乙醇汽油湍流喷雾火焰的碳烟浓度分布进行了测试和分析[14];而国内至今未见相关方面的报道。
气体燃烧器是目前国际上广泛用于研究碳烟生成机理及特性的试验工具,然而大部分燃烧过程中的原燃料是液体。为了更好地了解醇类燃料对汽油火焰燃烧特性的影响,自主设计和制作了一套液体燃烧器,该装置适用于不同类型的液体燃料,并能够产生稳定的燃烧火焰。
基于该燃烧装 置,搭建一套 二维消光 法 (twodimensional line-of-sight attenuation,2D-LOSA)测试系统,在常压下对不同乙醇掺混比例下的稳定混合燃料火焰,进行了碳烟生成特性的测试研究,获取了各燃料火焰中的定量碳烟浓度分布,并进行了详细对比和分析,为将来光学发动机上的试验提供了定性参考,也为碳烟模型的建立提供数据基础。
1试验方法
1.1燃料
试验使用标准商用92#汽油和无水乙醇(纯度 ≥99.8%)作为基础燃料。试验分为四组:将无水乙醇分别以0%、20%、50%和85%的体积比例与标准92#汽油充分混合,勾兑成乙 醇汽油分 别记为E0、 E20、E50、E85。试验过程中,为保证各燃料火焰中的碳元素流量相同,燃料进气流量各不相同。本文中的碳元素流量均设定为6.05g/h。表1为各燃料中的混合比例、元素质量分布及试验进气流量。
1.2液体燃烧器
图1为试验所用的液体燃烧器系统。该系统主要由燃烧器、蓄能器、雾化蒸发系统、加热带及质量流量器等部件构成。
燃烧器为协流(co-flow)扩散燃烧器,主要基于Gülder[15]的设计。燃烧器由内外两根同心金属管组成,其中内管直径为10.9mm,用以提供燃料气体; 外管直径为89mm,用以提供空气。内管燃料喷嘴处设计为锥形,以降低燃烧器顶端的流动再循环,改善燃料气体表面环境的稳定性。燃烧器内的烧结金属多孔板及玻璃珠等都是用以均布气流,减小协流气体中的波动,增强火焰的稳定性。
提供液体燃料的装置为美国Tobul工厂生产的液-气活塞式蓄能器,型号3AT30-2,其容积为1L, 最大工作压力20.68MPa。蓄能器将气液分离,保证了气体不会溶于燃料,同时能够保持高压,吸收脉冲,减少工作期间的振动。
雾化蒸发系统是荷兰Bronkhorst公司生产的商用CEM(controlled evaporator mixer)。在该系统中,燃料液体和载流气体精确混合后,再流经一个高温螺旋进行加热;当设置加热温度超过液体沸点时, 液滴就会完全挥发,这个过程能够产生稳定的且具有精确控制比例的燃料蒸汽和加载气流。为了避免燃料蒸汽在通往燃烧器的过程中发生冷凝,雾化蒸发系统和燃烧器之间全部采用加热带缠绕保温,燃烧器四周通过电加热环进行加热。雾化蒸发系统和燃烧器之间还连接有一个稳压腔以缓冲混合气体和稳定压力,避免流量波动干扰火焰的稳定性。
在燃烧器点火之前,需要对雾化蒸发系统出口、 加热带和稳压腔等位置进行加热,直至恒定温度,以保证燃料液体的蒸发效果及燃烧之前不发生冷凝。 点燃火焰后,调节co-flow气体流量和氮气载流流量以形成稳定的液体燃料火焰。试验过程中,氮气载流流量为0.3Ln/min,空气流量为167Ln/min,稳压腔温度设定为330℃,加热带和燃烧器温度设定为300℃。所得的火焰非常稳定,可见火焰高度保持在50mm,火焰尖端的跳动范围小于整束火焰高度的2%。
1.3试验系统与过程
试验采用二维消光法(2D-LOSA)。图2为二维消光法的试验系统图。试验装置主要包括液体燃烧器、点光源、凸透镜、凹面镜、反射镜、小孔光阑、干涉滤光片及高速相机等。点光源由卤钨灯和一个小孔光阑组成,灯源的光强能够根据试验的需求在0~ 200mW内进行调节。凹面镜和反射镜的使用是为了使点光源产生平行均匀的光束,反射镜的反射角度选得较大,以确保凹面镜与折射镜在水光路平线上不发生重合。为了保证光源成像和消除火焰辐射的影响, 光路上配置有一个凸透镜组和一个小孔光阑。凸透镜直径为50.8mm,焦距为250mm;小孔光阑为孔径可调光阑,试验过程中其孔径设置为1mm。此外,为了过滤掉背景杂光,高速相机前设置一个通过波长为500nm、半高宽(FWHM)为50nm的干涉滤光片。高速相机采 用美国VRI公司生产 的Phantom v7.3 CMOS相机,试验中采用每秒30帧的拍摄速度,单帧像素为512×512,曝光时间1/10 000s。
试验在暗室进行,点光源首先经过反射镜反射到凹面镜上,在水平光路上形成均匀的平行光;平行光穿过层流火焰后发生衰减,衰减的平行光继续穿过一组透镜和滤光片后进入高速相机;熄灭火焰,对未衰减的光强进行测量。考虑到背景和火焰辐射光的影响,试验还对环境和火焰背景进行了测量[16]。
2数据处理方法
消光法是一种较为成熟的定量测量火焰中碳烟浓度的光学手段[17,18]。在消光法测量中,透射率τ是由穿过介质后的衰减光强Iλ与原光强Iλ,0之比得到的。图3为消光法测试原理简图。图中平行光P(r)穿过火焰的不同部分后,发生了不同程度的衰减。利用火焰前后的光强之比,再结合相应的反演算法,就能解析出火焰中的碳烟浓度分布情况F(r),其中r为测试位置距离火焰中心的长度,R为火焰截面的半径。
在入射光波长为λ 的情况下,透射率τ 与消光系数Kexl沿路径s的积分关系为
消光部分主要包括散射和吸收,当碳烟粒径符合Rayleigh散射的条件,即πD/λ<0.3(D为碳烟颗粒粒径,λ为入射光波长)时,散射完全可以忽略,而只需要考虑吸收部分[19]。此时,径向碳烟浓度fv与消光系数Kext的关系[16]为
式中,E(m)为碳烟颗粒的吸收方程,由碳烟颗粒的复折射率决定,可认为是一个恒定值[15,20],本文中取值为0.26。因此,要获得径向碳烟浓度fv,只需求解消光系数Kext即可。
消光系数Kext是无量纲的光衰减系数,计算消光系数需要对式(1)进行反演,本文中采用三点Abel反演算法。文献[21]在比较了Abel反演法、剥洋葱法和滤波反投影法后发现,三点Abel反演算法是最好的, 不仅噪声低,误差小,而且计算过程相对简单。三点Abel反演算法的原理和步骤详见文献[21-22]。
3试验结果与分析
3.1稳定火焰图片对比分析
图4为常压下E0、E20、E50、E85的稳定层流火焰情况。其中,深色水平线代表燃烧器喷嘴口的表面位置。对比可以看出:随着燃料内乙醇掺混比例的增加,火焰在高度上几乎不发生变化,整体高度均为(50±1)mm;火焰直径在一定程度上发生微小变化,如E20火焰直径相对于E0火焰直径微微变小, 整体变化范围在1mm以内。
此外,火焰的根部暗区不断增加,而亮区逐渐减少,E0~E20和E50~E85的变化较为显著。由于汽油在燃烧器上的燃烧主要是以扩散方式进行,火焰是燃烧过程中形 成的碳烟 颗粒受热 辐射所形 成的,火焰亮区越大说明所包含的碳烟颗粒越多,因此火焰的亮区分布面积可以从一定程度上反映出燃烧火焰中碳烟分布的情况。整体来看,随着更多乙醇的掺入,亮区面积减小,初步推断火焰中的碳烟量呈衰减趋势。
3.2火焰碳烟浓度对比分析
利用三点Abel算法对火焰的透射率图片进行反演,可以得到火焰中的径向绝对碳 烟浓度分布。 图5为E0、E20、E50、E85稳定层流火焰中在离喷嘴上方10、20、30、40mm位置处的径向碳烟浓度分布情况。
从图5中E0火焰的纵向比较可以看出,在较低位置时,火焰中的最大碳烟浓度区域主要分布在火焰的外侧位置,火焰中心的碳烟浓度几乎为零,如10mm高度上最大浓度区域主要分布在径向4mm的位置,浓度峰值为2.49×10-6,火焰中心2mm内几乎没有碳烟产生。这主要是因为燃料气体刚离开喷嘴位置,其内部还不能够与氧气充分接触进行化学反应,尚处于前驱物生成阶段,所以中心碳烟浓度几乎为零;而外侧燃料能够与氧气接触发生燃烧,因此最大碳烟浓度区域处于外侧位置。
随着火焰高度的增加,最大碳烟浓度区域逐渐向火焰中心靠近,且浓度峰值逐渐增加,如:20mm时最大浓度区域为径向2.8mm的位置,浓度峰值为5.54×10-6;30mm时最大浓 度分布处 于接近火焰中心0.5mm的区域内,浓度峰值 为7.06× 10-6。这主要是由于碳 烟的生成 是热解和 氧化两个过程综合作用 的结果,在燃料扩 散方向上,火焰温度持续增加,热解反应逐 渐加强,因此碳烟 浓度逐渐增加。而火焰变窄 不仅导致 最大碳烟 浓度区域逐渐向中心靠拢,同时也使得氧气更容易卷入火焰内部发生反应,因此之后氧化反应开始占据主要地位,浓度峰值开始下降,如40mm时最大浓度分布已经处于焰心位置,浓度峰值降至5.52×10-6, 随着高度的进一步增加,碳烟浓度 将逐渐趋 于零。 E20、E50和E85火焰与E0火焰中的 碳烟浓度 变化趋势完全相同,只是在不同位置的浓度发生了不同比例的衰减。
从图5中横向比较可以看出,在保证碳元素流量一定的情况下(6.05g/h),随着燃料内乙醇掺混比例的增加,火焰中的碳烟浓度在各个高度上都呈现出不同程度的降 低,如在40mm高度上,E0、E20、 E50、E85火焰中的 碳烟峰值 分别为5.52×10-6、 5.12×10-6、4.42×10-6、2.28×10-6。E20、E50、 E85相对于E0,最大碳烟浓度 分别降低 了7.2%、 19.9%和58.7%。其中,E20火焰在20mm高度中心区域的碳烟 浓度要稍 微大于E0火焰,原因是E20火焰的宽度相对于E0发生了约1mm的萎缩。
图6为E0、E20、E50、E85火焰中的 二维碳烟 浓度分布图。由于火焰稳定且为轴对称火焰,本文中只给出了右半 部分火焰 的碳烟浓 度分布。随着乙醇掺混比例的增加,火焰中的高碳烟浓度区域整体变小,颜色也变淡,说明碳烟 浓度整体 是呈衰减 趋势的。
3.3碳烟总量对比分析
通过对二维的碳 烟浓度分 布进行360°旋转积分,可以得到碳烟总量。图7为E0、E20、E50、E85稳定层流火焰中的碳烟总量随着乙醇掺混比例的变化曲线。
从图7可以看出,E0、E20、E50、E85火焰中的碳烟总量呈现直线下降趋势。根据拟合公式,可以推测其他乙醇掺混 比例下稳 定火焰中 的碳烟总 量值。本研究中,相对于E0火焰,E20、E50、E85火焰碳烟总量分别降低了16.20%、37.77%和61.66%。 产生这种现象的主要原因是:乙醇本身含有大量的氧元素,随着乙醇掺混比例的增加,燃料中的氧元素比例也逐渐增加,而氢元素比例逐渐降低,因此就会富余出更多的氧元素支持碳元素的燃烧;而碳烟生成的条件是高温缺氧,氧元素从一定程度上了改善了这种状况,使得燃烧进行得更加完全,因此碳烟逐渐减少。
图8为不同燃油稳定层流火焰中的浓度峰值变化趋势,分布可近似用直线进行拟合。
4结论
(1)设计并制作了一套新型的液体燃烧器,适用于不同类型的液体燃料,并能够产生稳定火焰。 利用该燃烧器在常压下对E0、E20、E50、E85稳定火焰中的碳烟浓度分布进行了测量研究,获取了火焰的透射率图像,通过反演算法测出了火焰中的定量碳烟浓度分布。结果表明:在保证碳元素流量一致的情况下,随着乙醇掺混比例的增加,掺混燃油火焰的高度几乎不发生变化,火焰中的暗区逐渐增加,亮区逐渐减小,各个高度上的碳烟浓度均出现不同程度的降低。
火焰特性 篇7
铸造是工业生产中一个高污染、高能耗的行业,冲天炉作为铸造车间的首要熔炼设备,更是铸造行业能耗和污染大户,因此对传统的焦炭冲天炉进行改进是铸造行业节能减排的重要途径。天然气冲天炉是一种新型的冲天炉,它使用天然气作为燃料,具有熔炼性能可调节范围大,污染物排放量少,吨铁液成本低等优点。但它的一个弊端是铁水出炉温度比普通的焦炭冲天炉要低[1,2]。因此为了有效提高铁液温度及熔化率,需要结合天然气冲天炉的特点,对燃烧器进行设计改进,这就对天然气冲天炉燃烧器提出了新的要求。
在天然气冲天炉的炉结构方面,钱建国[3,4]等通过调研国内外天然气冲天炉历史与现状,分析了天然气冲天炉结构与性能之间的关系,总结出提高铁液温度对冲天炉结构方面要求: 在采用新型燃烧技术基础上,注意控制燃烧室的容积,以便使燃烧空间尽可能小,同时采用短火焰烧嘴。因此受限于天然气冲天炉的体积,要求燃烧器的燃烧温度足够高,并且火焰长度尽可能短。
富氧燃烧在工业炉中具有广泛的应用,它与常规燃烧相比,具有提高燃烧温度,降低燃料消耗,有利于减小设备尺寸,减少污染物排放等优点[5,6]。因此非常适用于天然气冲天炉这种结构紧凑并且要求高燃烧强度的设备。
在充分考虑天然气冲天炉结构特点的基础上,设计了一种适用于天然气冲天炉的高强度富氧燃烧器进行模拟研究,利用CFD软件Fluent研究了不同空气预热温度和不同空气预混比例等对燃烧器的燃烧特性的影响。
1 燃烧器计算区域的物理模型和数学模型
1. 1 燃烧器计算区域的物理模型
燃烧器计算区域的物理模型尺寸图如图1 所示。燃烧室进口尺寸图如图2 所示。
空气和燃料都是由小孔喷入。中心环孔直径6. 6mm,数量为5 个,二环孔直径15mm,数量为8个; 三环孔直径为24mm,数量为12 个。其中,中心环孔喷入氧气,二环孔喷入的为甲烷和部分空气组成的预混气体,三环孔喷入空气。
1. 2 燃烧器计算区域的数学模型
1. 2. 1 控制方程
天然气在燃烧器中的燃烧是一个复杂的物理化学过程,包括了湍流流动、传热、传质、燃烧等过程,满足质量守恒、动量守恒、能量守恒等基本的规律,由于文中模拟稳态状况,故不考虑非稳态时间项。
连续性方程:
动量方程:
其中:
能量方程:
组分方程:
式中: Rs—s组分由化学反应引起的产生或消耗率; Sh—化学反应热; Ds—s组分的扩散系数;Ys—s组分的质量分数。
湍流模型采用标准k - ε 模型,标准k - ε 模型的湍动能k和耗散率 ε 如下所述。
式中: Gk—是电平均速度引起的湍动能k的产生项。
式中:C1ε、C2ε、σk、σε—均为常数,取C1ε=1.44,C2ε=1.92,σk=1.0;σε=1.3。
1. 2. 2 边界条件
模型中,所有的气体进口孔均为速度进口,给定速度值,具体的值根据模拟的工况确定( 见表1、表2) 。燃烧器的出口边界条件设为压力出口,出口表压为0; 燃烧器壁面设为绝热边界条件。
1. 2. 3 模拟工况
燃料甲烷的喷入量为80m3/ h,氧气通入量为50m3/ h。文中主要讨论空气预热温度,空气预混比例对燃烧的影响。
在讨论空气预热温度对燃烧的影响时,假定与甲烷预混的空气体积比为10% ,中心孔氧气为常温不预热,具体的条件如表1 所示。
讨论空气预混比例对燃烧的影响时,假定二环孔和三环孔通入气体预热300℃,中心孔氧气为常温不预热,具体的条件如表2 所示。
1. 3 数值求解方法
利用Gambit软件进行物理建模并进行网格划分,对进口面采用pave方法划分非结构网格,并对喷口处进行网格特别加密,然后对整个计算体积采用Cooper方法划分,网格的单元总数为80 万个,经过网格无关性检验后,80 万个网格单元符合计算要求。火焰计算区域网格划分情况如图3 所示。
湍流模型选用标准k - ε 模型,近壁面采用标准壁面函数法处理,化学反应模型采用通用有限速率模型,压力速度耦合选用SIMPLE算法。
2 数值模拟结果及分析
2. 1 不同空气预热温度对燃烧特性的影响。
不同空气预热温度下燃烧器XOY平面截图如图4 所示。
由温度云图可知随着预热温度的提高,燃烧器高温区域逐渐远离燃烧器进口,并且燃烧器前部的区域温度明显提升,出口的温度将得到提高。这是由于随着预热温度提高使燃料和气体带来的显热增大,从而使燃烧器温度提高。
火焰体积平均温度、燃烧器出口截面平均温度及火焰最高温度如图5 所示。
由图5 可以看出: 火焰体积平均温度和燃烧器出口截面平均温度都逐渐升高,并且随着预热温度增加,预热提高相同幅度时,温度提高的幅度越来越小; 火焰最高温度先是逐渐上升,当预热温度达到450℃时略微下降,这是由于随着预热温度的提高,通过燃料和空气带进来的显热逐渐增大,从而使火焰体积平均温度和燃烧器出口截面平均温度及火焰最高温度提高。
火焰最高温度在预热温度达到450℃ 以后略微下降是由于温度的提高加剧了气体之间的混合,尽管预热温度的提高有利于提高最高火焰的最高温度,但此时温度对燃料与空气混合的影响显然比温度带入的显热更明显。
不同预热温度下火焰长度如图6 所示。在模拟中,观察燃烧器中心轴线氧气的分布可知: 氧气几乎能够完全消耗,故取燃烧器中轴线上氧气浓度达到0. 5% 时的长度来定义火焰长度。
随着预热温度的提高,火焰长度将逐渐增加,并且增加的幅度越来越大,这是由于随着预热温度的增加,燃料和空气的速度将逐渐增加,而速度的增加,不利于燃料的混合,从而使火焰长度将增加。
2. 2 不同空气预混比例对燃烧特性的影响
不同空气预混比例下燃烧器XOY平面温度分布截图如图7 所示。随着参与预混的空气比例的提高,燃烧器内高温集中的区域将逐渐缩小,即燃烧器内温度随着燃料和空气的预混比例提高而逐渐变得均匀。这是由于参与预混空气比例增加,将使燃烧器内混合状况变好。这说明提高空气燃料的预混比例将有助于提高燃烧器内温度分布的均匀性。
不同燃料和空气预混比例下火焰体积平均温度和燃烧器出口截面平均温度及火焰最高温度变化关系如图8 所示。火焰体积平均温度和燃烧器出口截面平均温度变化不大,这是由于进入燃烧器的总热量不变,从而导致火焰体积平均温度和燃烧器出口截面平均温度变化不大。而火焰最高温度却逐渐下降,这是由于随着燃料与空气混合比例的提高,燃烧器内燃料与空气的分布更加均匀,避免由于混合不均匀导致的局部高温状况。
不同燃料空气混合比例下火焰长度如图9 所示。在参与预混的空气比例为0 ~ 15% 时,随着混合比例的提高,火焰长度将逐渐增长,但是当混合比例超过15% 时,随着混合比例的提高,火焰长度逐渐缩小,火焰长度逐渐的增长是因为,随着二环孔的燃料与空气混合比例增加,将导致二环孔的速度增加,速度的增加将会使二环孔的预混气体与剩余空气混合均匀所需空间变长,从而使火焰长度增加,但是随着二环孔的混合比例提高,尽管二环孔速度增加,但此时二环孔所需要混合的额外空气量减少,这将有利于空气在更短距离内混合均匀,所以火焰长度变短。
3 结语
1) 针对天然气冲天炉的结构特点设计了一种高强度富氧燃烧器,并建立了燃烧器的物理模型和数学模型,并对燃烧器的燃烧状况进行了数值模拟。
2) 提高甲烷和空气的预热温度有利于提高燃烧室内温度以及出口截面平均温度,但是随着温度的提高,提高的幅度变小。同时提高甲烷和燃料的预热温度,将使火焰长度变长,并且随着预热温度提高,火焰长度提高幅度将增加。
3) 提高与甲烷预混的空气比例,将使燃烧器内温度分布更加均匀; 随着与甲烷预混的空气比例提高,在一定范围时,火焰长度将逐渐增加,但当混合比例超过一定值时,火焰长度随着与甲烷预混的空气比例提高而减小。
参考文献
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[2]宋强,宋晓刚,景刚,等.冲天炉的节能与环保[J].铸造设备与工艺,2004,(6):1-5.
[3]钱建国,赵云龙.天然气冲天炉的调查研究[J].铸造技术,2012,33(4):480-483.
[4]刘瑞玲,刘群山.无焦冲天炉的结构及特点[J].铸造,2010,59(10):1080-1082.
[5]辛妍,钱永康.反应炉富氧燃烧特性研究[J].节能,2011,30(6):11-15.