新聞主題	影響柴油發(fā)電機排氣背壓的因素和計算公式

 

摘要：影響柴油發(fā)電機排煙背壓的因素主要有排煙管的直徑、長(cháng)度、彎頭及其內部表面的光滑程度，管子超長(cháng)、彎頭過(guò)多、內部表面粗糙都會(huì )增加排煙背壓，此外，還需要考慮因使用時(shí)間較長(cháng)而產(chǎn)生的煙垢和變質(zhì)造成管道阻塞而增大的排煙阻力。因此，柴油發(fā)電機排煙系統應盡量減少背壓，因為廢氣阻力的增加將會(huì )導致柴油機輸出功率的下降及溫升的增加，可以通過(guò)排氣管道讓排出的氣體自由地流動(dòng)以減少排氣背壓?？得魉构驹诒疚闹蟹治隽伺艢獗硥哼^(guò)高的原因，以及排氣背壓計算公式和試驗方法。

 

一、造成高背壓的主要因素

 

      柴油機具有熱效率高，油耗低的特點(diǎn)，是傳統能源動(dòng)力機械不可或缺的組成部分。但是，由于燃料組成以及柴油機燃燒方式等原因，其尾氣排放物中顆粒物（PM）和氮氧化物（NO）為主要污染物。隨著(zhù)排放法規的加嚴，單純采用米勒循環(huán)及燃燒室優(yōu)化等機內凈化技術(shù)不足以滿(mǎn)足法規要求，因此后處理技術(shù)進(jìn)入研究人員的視野范圍。

      當前，后處理技術(shù)多采用DOC、DPF以及SCR，其中DPF的再生選用被動(dòng)再生方法排溫需高于240℃，主動(dòng)再生排溫需高于540℃，SCR凈化NO，窗口溫度為230℃~500℃，對柴油機排氣溫度提出了一定的要求。與此同時(shí)，后處理技術(shù)的增加不可避免地造成排氣系統背壓的變化，背壓的變化影響柴油機的功率損失和排氣系統的噪聲水平。背壓增大，造成柴油機動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟性的下降；背壓減小，使得排氣系統的噪聲水平降低，設計及制造成本增加。因此，后處理系統的設計及布置形式與背壓之間的關(guān)系應作出合理的取舍。

      柴油發(fā)電機背壓的影響因素如下：

（1）排煙管的直徑太小。

（2）排煙管過(guò)長(cháng)。

（3）排煙系統彎頭過(guò)多。

（4）排煙消聲器阻力太大。

（5）處于某種臨界長(cháng)度，壓力波導致高阻力。

      排氣背壓對柴油發(fā)電機組的發(fā)電效率和負荷能力有著(zhù)重要的影響。因此，在柴油發(fā)電機的設計和安裝過(guò)程中，要充分考慮背壓的大小和影響因素，以確保柴油發(fā)電機的正常運行和高效發(fā)電。

 

二、排煙系統的背壓計算方法

 

      柴油發(fā)電機組排煙背壓計算主要由由排煙管、消聲器和尾氣裝置三部分構成。如圖1所示，排煙管背壓為P0、P1、P4，消聲器背壓為P2，尾氣裝置背壓為P3。

1、計算公式

（1）排煙管背壓的計算

P_排=6.23｛（L×Q²）/D⁵｝×｛1/（T+273）｝......................（公式1）

 

      式中： P_排——排煙管的總排煙背壓（kPa）；L——排煙管直管當量總長(cháng)度（m）（見(jiàn)表1）；T——排煙溫度（℃）；Q——每秒鐘排煙量（m³／s）；D——排煙管內徑（m）。

      為了在應用中設計正確合理的排氣管道及其最小口徑，達到既符合機房總體設計和布置要求，又保證整個(gè)系統的排氣背壓不至于超過(guò)發(fā)電機組最大允許范圍的目的。在進(jìn)行排氣系統計算時(shí)，可先作這樣的設定：發(fā)電機組標準配置的波紋避振節、工業(yè)型消聲器等同于同管徑的直管，彎頭折算成直管當量長(cháng)度（見(jiàn)表1），把以上三項和連接直管的長(cháng)度相加后用排氣管道背壓的計算公式計算背壓，可使整個(gè)計算簡(jiǎn)化，并不失計算精度。排煙流量、排煙溫度、極限背壓值等數據可由發(fā)電機組技術(shù)參數中查找。

表1    直管當量長(cháng)度表

（2）消聲器背壓P_消的計算

      由于現實(shí)施工及周?chē)h(huán)境對噪聲要求的限制，在機房設計中通常都使用了消聲器，則計算排煙系統總背壓P時(shí)，除了應考慮排煙管的背壓P_排，還應考慮消聲器的排煙背壓P_消。消聲器的排煙背壓P_消的計算方法如下

      先計算消聲器的管流速V_管：

V_管 = Q/A_管（m/s）......................（公式2） 

      式中 A_管——消聲器排煙口的截面積。

      用計算出的管流速值如圖2所示（流速/阻力曲圖）查出消聲器的阻力值F_阻，則消聲器排氣背壓P_消的計算公式

P_消=（F_阻×9.8×10^-3×673）/（T+273）......................（公式3）  

（3）排煙系統總背壓P的計算

      排煙系統總背壓P等于排煙管的背壓P_排與消聲器的排煙背壓P_消之和，

P_總＝P_排＋P_消......................（公式4）  

      在排煙系統的設計和安裝中，必須保證系統許用背壓［P］大于或等于排煙系統總背壓P，即

P＝（P_排＋P_消）≤［P］......................（公式5）  

      式中： P_排——排氣管的背壓（kPa）；P_消——消聲器的背壓（kPa）；［P］——系統許用背壓值（kPa）；P——排氣系統總背壓（kPa）。

      如果不能滿(mǎn)足P＝（P_排＋P_清）≤［P］，會(huì )造成高排氣背壓的情況出現，則必須將排煙管口徑進(jìn)行擴大，以減小排氣系統總背壓P，直至發(fā)電機組最大允許范圍內。

P＝（P_排＋P_清）≤［P］成立......................（公式6）  

2、排氣背壓的計算示例

      以某一機房排氣背壓計算為例。機房?jì)仍O計安裝康明斯發(fā)電機組，發(fā)動(dòng)機為KC1800GF，選用14”住宅型消聲器，住宅型消聲器前面有一工業(yè)型消聲器，一波紋管避振節。機房?jì)扰艧煿荛L(cháng)度為11m，管徑為φ377（內直徑為369mm），管壁厚度為4mm；伸出外墻豎直向上的排煙管長(cháng)度為36m，考慮排煙管總長(cháng)度較長(cháng)，為避免高背壓，豎直向上的排煙管擴大至管徑ф377（內直徑為412mm），管壁厚度為4mm；90°彎頭2個(gè)，45°彎頭1個(gè)。

      由康明斯發(fā)電機組KC1800GF數據資料查?。?/span>排煙量Q＝420m³/min＝7m³/s，排氣溫度T＝520℃，發(fā)動(dòng)機的最高允許背壓值［P］＝5.6kPa。

（1）機房?jì)扰艢夤墚斄块L(cháng)度

L₁＝11m＋2（彎頭）×5.32m＋1（彎頭）×2.44m＝24.08m

      豎直段排氣管長(cháng)度

L₂=16m

（2）排氣管背壓P_排的計算

P_排=6.32×｛（L×Q²）/D⁵｝×｛1/（T+273）｝×10^-3 

      式中：L——直管當量總長(cháng)度；Q——排氣流量；D——排氣管直徑；T——排氣溫度?？得魉拱l(fā)電機組T＝520℃。

所以，P_排1=6.32×｛（24.08×7²）/0.369⁵｝×｛1/（520+273）｝×10^-3=1.38kPa

P_排2=6.32×｛（36×7²）/0.412⁵｝×｛1/（520+273）｝×10^-3=1.81kPa 

（3）14寸住宅型消聲器的背壓計算

      先計算消聲器的管流速V_管

A_管＝3.14×（0.369/2）2=0.1069㎡

V消=7/0.1069=65.48（m/s）

      由V_消如圖2所示（流速/阻力曲圖）查出消聲器的阻力值F_阻＝300（毫米水柱），則消聲器排氣背壓P_消的計算公式如下

P_消=（300×9.8×10^-3×673）/（520+273）=2.50kPa 

（3）排氣系統的背壓

P＝P_排1＋P_排2＋P_消＝1.38＋1.18＋2.5＝5.06kPa

      發(fā)動(dòng)機的最高允許背壓值［P］＝5.6kPa＞5.06kPa，因此，豎直向上的排煙管擴大至內直徑為412mm的排氣管道滿(mǎn)足要求。另外，考慮到排氣管道的熱脹冷縮問(wèn)題，一般需在每15～20m處設一伸縮節（伸縮度不小于5cm）。

      設計時(shí)要合理布置煙管走向，盡量縮短煙管長(cháng)度，可以減小煙管沿程阻力，同時(shí)通過(guò)繪制綜合管線(xiàn)圖，避免管道交叉，減少彎頭數量，減小煙管局部阻力。

 

圖1  柴油發(fā)電機組排氣背壓點(diǎn)分布圖

圖2  柴油發(fā)電機排氣流速和阻力曲線(xiàn)圖

 

三、排氣背壓試驗方法

 

      柴油機排氣系統增加后處理，管路的設計及布置形式會(huì )對柴油機排氣背壓產(chǎn)生一定的影響，因此，結合整機經(jīng)驗值及目標預估值選取背壓值點(diǎn)，通過(guò)臺架試驗研究背壓的變化對柴油機的影響，為排氣系統的設計提供數據支持及指導。

1、試驗設備

      本次試驗選用康明斯4BTA3.9-G2型直列四缸柴油發(fā)電機作為試驗樣機。該試驗所需主要設備還包括：排氣背壓正弦波自動(dòng)調節系統、AVL測功機、煙度計、排放分析儀、AVL燃燒分析儀和各種傳感器等。試驗設備連接示意框圖如圖3所示，排氣背壓正弦波自動(dòng)調節系統結構如圖4所示。

      柴油機排氣背壓正弦波自動(dòng)調節系統用于柴油機排氣背壓試驗時(shí)，背壓自動(dòng)調整為正弦波，且周期及背壓基值可設定；將壓力調整從一個(gè)壓力值到下一個(gè)壓力值時(shí)，能夠擬和目標曲線(xiàn)平緩過(guò)過(guò)渡，杜絕壓力震蕩現象，不因試驗設備的缺陷導致試驗結果的誤差；自動(dòng)控制時(shí)，實(shí)現參數自學(xué)習、自修正、自動(dòng)控制輸出，降低操作人員的操作難度和專(zhuān)業(yè)要求；實(shí)時(shí)記錄壓力、溫度、閥門(mén)開(kāi)度等數據用于試驗結果分析。工作原理如圖2所示，通過(guò)將壓力波動(dòng)分為若干波段，波動(dòng)壓力段分別調用比例積分微分控制器指令，根據排氣管路反饋壓力值，輸出控制指令，驅動(dòng)電動(dòng)調節閥調節，且采集電動(dòng)調節閥位置反饋信息，結合壓力波動(dòng)的最大、最小界限值閉環(huán)聯(lián)動(dòng)控制電動(dòng)調節閥調節。壓力分為若干波段時(shí)，即會(huì )出現若干個(gè)壓力目標值，使用pid調節時(shí)，需要每個(gè)壓力點(diǎn)都設置pid的參數，參數調試過(guò)程繁瑣復雜；柴油機在不同轉速或負荷的工作狀態(tài)時(shí)，所對應的最優(yōu)參數必定不同，即改變柴油機狀態(tài)時(shí)，又需要再次修改參數，參數調整數據量較大，參數設置需要一定的專(zhuān)業(yè)人員來(lái)完成；采用pid調節控制，在每個(gè)目標壓力點(diǎn)都會(huì )出現一定的超調現象，且壓力目標一直在變化中，即在每個(gè)壓力點(diǎn)都會(huì )有一定的波動(dòng)。

 

圖3  柴油機排氣背壓試驗設備連接示意框圖

圖4  柴油發(fā)電機排氣背壓調節系統

 

2、試驗步驟

      首先對柴油機性能潛能進(jìn)行摸底試驗，確定潛能值大于性能目標值；確定目標值小于潛能值之后，分別在不同的試驗工況點(diǎn)對控制策略進(jìn)行調整，保證各工況點(diǎn)均能達到性能目標值，考慮臺架試驗的誤差波動(dòng)（功率波動(dòng)范圍為1±5%，扭矩波動(dòng)范圍為1±6%）。分別從增壓壓力、油耗率和渦后溫度進(jìn)行對比分析，得出關(guān)于背壓影響的結論。參考整機數據及目標值，確定不同背壓試驗工況點(diǎn)如表2所示。

表2    試驗工況點(diǎn)

3、試驗結果

      試驗后對試驗數據進(jìn)行整理，得出試驗結果如圖5所示的增壓壓力曲線(xiàn)圖。由圖5可知，隨柴油機轉速的增加，增壓壓力呈現增加趨勢。在低速段（1000r/min~1400r/min）增壓壓力增加較為迅速，為增壓器高速級啟動(dòng)并產(chǎn)生作用，促進(jìn)低速段的增壓壓力提升；當轉速達到2200 r/min時(shí)，增壓壓力進(jìn)一步增長(cháng)，在2600r/min時(shí)達到180 kPa，此后增壓壓力較為平穩；當轉速達到3400r/min，背壓為65kPa和75kPa工況，增壓壓力平緩，而背壓為85kPa與90 kPa工況，增壓壓力出現下滑，并在4000r/min降低至144 kPa。

      圖6所示為燃油消耗率曲線(xiàn)圖。由圖6可知，隨著(zhù)背壓值的升高，在轉速≤2000 r/min時(shí)，燃油消耗率變化較小，略有提升；當轉速>2000r/min時(shí)，燃油消耗率隨背壓值的升高而明顯增加；當轉速≥3200 f/min時(shí)，背壓為85kPa與90 kPa的燃油消耗率提升幅度較大，最大油耗率為261g/（kW·h），而背壓值為65kPa與7 5kPa的燃油消耗率差別較小，均不大于240g/（kW·h）。

      圖7為渦后溫度曲線(xiàn)圖。由圖7可知，背壓的增加引起渦后溫度的提升，相較于背壓為65kPa時(shí)，背壓值為90 kPa時(shí)渦后溫度的提升幅度最小。背壓值為75kPa與85kPa時(shí)，渦后溫度的提升幅度較大，且在這兩個(gè)工況下提升幅度大致相等。

      圖8為增壓器轉速曲線(xiàn)圖。由圖8可以得知，從2200r/min開(kāi)始，背壓值為85kPa和90kPa工況下，增壓器高速級轉速明顯提升，且隨柴油機轉速的增加，背壓值越高，增壓器高速級轉速越高，即在柴油機高轉速段排氣能量不能完全通過(guò)旁通閥泄掉，同時(shí)提高泵氣損失，在高背壓值工況下推動(dòng)高壓級再次介入工作，但工作效率下降，增壓壓力降低；低壓級則未出現較大轉速波動(dòng)。

 

圖5  柴油機增壓壓力曲線(xiàn)圖	圖6  柴油機燃油消耗率曲線(xiàn)圖
圖7  柴油機增壓器渦后溫度曲線(xiàn)圖	圖8  柴油機增壓器轉速曲線(xiàn)圖

 

總結

      隨著(zhù)背壓值的增大，柴油機運行過(guò)程中增壓器運行模式偏離設計運行模式，在背壓85 kPa與90 kPa時(shí)出現柴油機高轉速而增壓壓力下降的現象；燃油消耗率在背壓85 kPa與90 kPa工況下出現較大幅度上升，最高值達到261g/（kW·h）；渦后溫度則在背壓75 kPa與85 kPa時(shí)出現較大幅度提升，背壓90 kPa工況渦后溫度提升幅度較小。綜合比較上述3個(gè)指標，柴油機在背壓值為75 kPa時(shí)具有較低的燃油消耗率，較高的渦后溫度以及穩定的增壓壓力，在保證燃油經(jīng)濟性的同時(shí)有助于DPF再生，為排氣系統背壓目標值的選定提供數據參考。

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