摘 要

摘　要：海拔對燃氣采暖熱水爐的運行存在不可忽視的影響。結合試驗統計數據，分析了燃氣采暖熱水爐在高原地區的熱流量、熱效率、煙氣中CO含量、氣流監控裝置、排煙溫度等方面的

摘　要：海拔對燃氣采暖熱水爐的運行存在不可忽視的影響。結合試驗統計數據，分析了燃氣采暖熱水爐在高原地區的熱流量、熱效率、煙氣中CO含量、氣流監控裝置、排煙溫度等方面的變化趨勢及影響因素。

關鍵詞：燃氣采暖熱水爐；  高海拔；  高原地區；  性能

Performance Analysis of Gas-fired Heating and Hot Water Combi-boilers in Plateau Area

Abstract：The altitude has a non-negligible effect on the operation of gas-fired heating and hot water combi-boilers．Combined with the statistical test data，the variation trends and influence factors of heat input，thermal efficiency，concentration of CO in flue gas，air flow monitoring device，exhaust gas temperature of gas-fired heating and hot water combi-boilers in plateau area are analyzed．

Keywords：gas-fired heating and hot water combi-boiler；high altitude；plateau area；performance

 

1　概述

拉薩供暖工程自2012年開工以來，燃氣采暖熱水爐開始走進廣大普通藏民家庭。由于拉薩地處高原，海拔為3658m，年平均大氣絕對壓力約為66.2kPa，而海平面地區(如天津)年平均大氣絕對壓力約為101.3kPa，海拔對燃氣采暖熱水爐的燃燒工況有較大的影響(其他影響因素不作考慮)。燃氣采暖熱水爐在拉薩地區是否能夠滿足GB 25034—2010《燃氣采暖熱水爐》(以下簡稱GB 25034)規定的性能要求，燃燒工況有哪些變化，本文對此進行現場試驗研究，分析其變化趨勢及影響因素。

2　現場試驗及結果分析

拉薩目前使用的天然氣是由LNG槽車從青海省格爾木運到拉薩的，拉薩天然氣中甲烷體積分數超過99％。為了更好地進行測試，我們將檢驗中心先進的燃氣采暖熱水爐檢測設備運往拉薩，包括濕式燃氣流量計、煙氣分析儀、燃氣采暖熱水爐綜合測試臺、電磁流量計等儀器設備。此次現場試驗，共檢驗了9家企業的31臺樣品，檢驗中發現存在一些共性的問題。

由于拉薩地區天然氣中甲烷體積分數超過99％，與天津試驗室測試用氣組成基本相同，因此燃氣本身差異可以忽略不計。燃具實測熱流量等于燃氣實際工況下單位體積放出的熱量和燃氣實際流量的乘積，見式(1)。

F＝qvQu 　　　　   (1)

式中F——燃具實測熱流量，W

qv——燃氣實際體積流量，m³／s

Qu——燃氣實際工況下單位體積放出的熱量，J／m³

由式(1)可得燃具在拉薩地區的實測熱流量與海平面地區的實測熱流量的關系為：

 

式中Fh——燃具在拉薩地區的實測熱流量，W

Fs——燃具在海平面地區的實測熱流量，W

qv,h——燃具在拉薩地區燃氣實際體積流量，m³／s

Qu,h——燃氣在拉薩地區實際工況下單位體積放出的熱量，J／m³

qv,s——燃具在海平面地區燃氣實際體積流量，m³／s

Qu,s——燃氣在海平面地區實際工況下單位體積放出的熱量，J／m³

下面我們以一定物質的量的燃氣為研究對象，分析其在不同海拔下的氣體特性。根據理想氣體狀態方程，我們可以推導出被研究對象在拉薩地區的氣體特性與海平面地區的氣體特性的關系。

pV＝nRT　　　    (3)

式中p——燃氣絕對壓力，Pa

V——燃氣實際工況下體積，m³

n——燃氣物質的量，mol

R——摩爾氣體常數，J／(mol·K)

T——熱力學溫度，K

假定溫度不變，由式(3)可以得到：

 

式中Vh——燃氣在拉薩地區實際工況下的體積，m³

ps——燃氣在海平面地區的絕對壓力，Pa

ph——燃氣在拉薩地區的絕對壓力，Pa

Vs——燃氣在海平面地區實際工況下的體積，m³

 

式中m——燃氣的質量，kg

rh——燃氣在拉薩地區實際工況下的密度，kg／m³

 

式中rs——燃氣在海平面地區實際工況下的密度，kg／m³

將式(5)、(6)代入式(4)，可得：

 

式中Q——被研究的燃氣放出的總熱量，J

 

將式(8)、(9)代入式(4)，可得：

 

將拉薩地區燃氣絕對壓力68.2kPa，海平面地區燃氣絕對壓力103.3kPa，代入式(7)、(10)，分別得rh＝0.660rs，Qu,h＝0.660Qu,s，即燃氣在拉薩地區實際工況下的密度和單位體積放出的熱量均為海平面地區的0.660倍。

影響燃具實測熱流量的另一因素——燃氣實際體積流量，由燃氣流速和燃燒器噴嘴截面積決定，見式(11)。

qV＝nA 　　　        (11)

式中n——燃氣流速，m／s

A——噴嘴截面積，m²

在噴嘴直徑是固定的情況下，噴嘴截面積不變，故燃氣流速決定單位時間內消耗燃氣量的大小。由式(11)得到同一燃具在拉薩地區和海平面地區燃氣體積流量的關系為：

 

式中nh——燃具在拉薩地區燃氣流速，m／s

ns——燃具在海平面地區燃氣流速，m／s

根據伯努利方程可計算燃氣的流速，由于實際測量中通常不能滿足理想的伯努利方程，故對其修正為^[1]：

 

式中C——噴嘴修正系數

Dp——噴嘴截面前后的壓差，Pa

r——燃氣實際工況下密度，kg／m³

因海平面地區和拉薩地區同一燃具噴嘴截面前后的壓差與噴嘴修正系數是相同的，由公式(13)可以得到同一燃具在拉薩地區和海平面地區燃氣流速的關系為：

 

將式(14)化簡，得：

 

可見，流速的變化只與燃氣密度有關。

將rh＝0.660rs代入式(15)，可得nh＝1.231ns；將nh＝1.231ns代入式(12)，得到qV,h＝1.231qV,s；再將qV,h＝1.231qV,s與Qu,h＝0.660Qu,s代入式(2)，得到：Fh＝0.812Fs，即同一燃具拉薩地區實測熱流量是海平面地區的0.812倍。

為了進一步證實熱流量的變化規律，我們從送檢的樣機中隨機抽取5臺進行了對比試驗。表1分別列出了5臺樣機在額定熱流量、最小熱流量與極限熱流量3種狀態下的試驗數據統計結果。

 

從表1可以看出，同一臺樣機拉薩地區實測熱流量與海平面地區實測熱流量的比值在75％～80％范圍，比值的平均值為76.5％。

GB 25034中的熱流量計算公式見式(16)，是將實測熱流量折算到海平面地區的標準狀態(15℃，101.3kPa)下的熱流量。，但我們此次試驗的目的是要測出燃氣采暖熱水爐在拉薩地區工況(15℃，66.2kPa)下的熱流量。將式(16)中101.3kPa替換為拉薩地區的大氣絕對壓力66.2kPa，將15℃、101.3kPa基準氣低熱值替換為15℃、66.2kPa下單位體積基準氣放出的熱量(取值為22.23MJ／m³)，計算折算到拉薩地區工況下的熱流量，見式(17)。計算熱效率見式(18)。

 

式中Fr,s——燃氣采暖熱水爐實測熱流量折算到海平面地區標準狀態下的熱流量，海平面地區標準狀態下的熱流量，Kw

Qu,b——15℃、101.3kPa基準氣低熱值，MJ/m³

qV,r——試驗燃氣實際工況下體積流量，m³／h

pg——試驗時燃氣流量計內的燃氣壓力(表壓)，kPa

pa——試驗時的大氣絕對壓力，kPa

tg——試驗時燃氣流量計內的燃氣溫度，℃

d——干試驗氣的相對密度

pt——在tg時的飽和水蒸氣壓力(絕壓)，kPa

dr——基準氣的相對密度

 

式中Fr,h——燃氣采暖熱水爐實測熱流量折算到拉薩地區工況下的熱流量，kW

Qu,1——基準氣在拉薩地區工況(15℃，66.2kPa)下單位體積放出的熱量，MJ／m³

 

式中h——燃氣采暖熱水爐的采暖熱效率

mw——考慮蒸發因素修正后實測出熱水量，kg

t2——供水溫度，℃

t1——回水溫度，℃

Qp——對應平均供水溫度下的測試裝置熱損失，包括循環泵產生的熱量，kJ

Vq,b——實測燃氣消耗量折算成基準狀態(15℃，101.3kPa)的值，m³

Qu,q——試驗氣在基準狀態下低熱值，MJ／m³

燃氣采暖熱水爐額定熱輸入是指在額定燃氣壓力下，使用基準氣在單位時間內放出的熱量，該值是產品銘牌的標稱值。額定熱輸出是燃氣采暖熱水爐在額定熱輸入的情況下單位時間能提供給外界的熱量，該值也是產品銘牌的標稱值。

某品牌燃氣采暖熱水爐，型號為L1PB24，平原地區設計采暖額定熱輸入24kW、采暖額定熱輸出22kW。拉薩地區設計采暖額定熱輸入19.5kW、采暖額定熱輸出18kW。分別按式(16)及式(17)計算熱流量(熱輸入)，按式(18)計算熱效率，熱輸出為熱效率乘以熱輸入。具體計算數據見表2。

 

 

表2中同一臺燃氣采暖熱水爐在拉薩地區測得的熱流量(熱輸入)按公式(16)折算到海平面標準狀態下的值為24.2kW，在海平面地區測得的熱流量(熱輸入)按公式(16)折算的值為24.9kW，結果近似相等，說明同一臺燃氣采暖熱水爐在不同的海拔下測得的熱流量(熱輸入)折算到海平面標準狀態下的數值是一樣的。而將拉薩地區測得的熱流量按公式(17)折算到當地工況(海拔為3658m工況)下的值為19.7kW，是折算到海平面標準狀態下的值的0.814倍。拉薩地區測得的熱效率為0.922，海平面地區測得的熱效率為0.903，拉薩地區比海平面地區測得的熱效率略高。因熱輸入乘以熱效率為熱輸出，從表2中可以看到拉薩地區熱輸出為18.2kW，海平面地區的熱輸出為22.5kW。拉薩地區的熱輸出為海平面地區熱輸出的0.809倍。

2．2　熱效率的變化

在過剩空氣系數相同的情況下，拉薩地區的熱效率和海平面地區熱效率區別不大。如果是大負荷熱水器作為小負荷熱水器使用的話，由于換熱面積增加，熱效率還會高于海平面地區。

表3列出了5臺樣機分別在拉薩地區及天津地區測得的額定熱流量與最小熱流量狀態的熱效率對比數據。

 

從表3可以看出，額定熱流量狀態下拉薩地區測試的熱效率要高于海平面地區的測試結果，平均高出2％左右。最小熱流量狀態下拉薩地區測試的熱效率更高于海平面地區測得的熱效率，平均高出6％以上。

額定熱流量和最小熱流量狀態下的過剩空氣系數對比見表4。

 

從表4可以看出，相同狀態下過剩空氣系數拉薩地區要小于海平面地區，額定熱流量狀態下的過剩空氣系數平均值，拉薩地區約為海平面地區的90％；最小熱流量狀態下的過剩空氣系數平均值，拉薩地區約為海平面地區的98％。煙氣溫度越高，排煙損失越大，熱效率越低；過剩空氣系數越大，過剩的煙氣體積越大，帶走的熱量越多，熱效率越低^[2]。

2．3　煙氣中CO含量

由于拉薩地區大氣絕對壓力低，氣體流速高于海平面地區，比較容易出現脫火現象。由于國內產品設計理念的限制，單個火排的熱輸入已經接近極限，在拉薩地區如采用擴大噴嘴直徑的方式增大熱輸入，煙氣中的CO體積分數jCO(折算為過剩空氣系數等于1時的值，以下同)會遠遠高于海平面地區的同等狀態。

表5列出了5臺樣機額定熱流量與極限熱流量狀態下，拉薩地區測試的煙氣中CO體積分數與海平而地區測試結果的對比數據。從測試結果我們可以看出，在同等狀態下除樣品1在拉薩地區測試的煙氣中CO體積分數低于海平面地區外，其余4臺樣品在拉薩地區測試的煙氣中CO體積分數都遠大于海平面地區。不考慮樣品l的離群現象，拉薩地區測試的煙氣中CO體積分數遠大于海平面地區的主要原因是拉薩地區空氣稀薄，氧的絕對含量相比于海平面地區要低，從而導致燃燒不夠充分，CO含量偏高。

 

2．4　氣流監控裝置

氣流監控裝置是當空氣供應或燃燒煙氣排放出現異常情況時，使燃氣采暖熱水爐安全關閉的一種裝置。該裝置通過下列方法之一來檢測進排氣狀態：檢測進空氣壓力或排煙氣壓力，連續監測進空氣流量或排煙氣流量。GB 25034中對氣流監控裝置提供了2種檢測方式，分別為：a．堵塞進氣管或排氣管；b．降低風機工作電壓。方式a通過堵塞進氣管或排氣管直接模擬燃氣采暖熱水爐進空氣或排煙氣不暢的狀態。方式b通過降低風機工作電壓來模擬進排氣異常狀態，對于交流恒速風機來說，當工作電壓為額定電壓時風機恒速運轉，當工作電壓降低時風機處于非正常工作狀態，此時風機電功率降低，負載能力下降，原來的恒速運轉被破壞，風機風速降低，以此來間接地模擬燃氣采暖熱水爐進空氣或排煙氣不暢的狀態。具體選用哪種方式來檢測則由制造商來選擇。

此次檢測的全部樣品氣流監控裝置均為風壓開關，制造商均選擇降低風機工作電壓的方式來進行檢測。風壓開關由導氣管、壓差盤、微動開關和彈簧推桿等組成。壓差盤有兩個取壓口，一側的取壓口連接在風機蝸殼的負壓區；另一側懸空，取燃氣采暖熱水爐頂部空氣進口處的壓力(此處壓力我們認為近似等于大氣絕對壓力)。風壓開關的工作原理是：風機沒工作時，壓差盤兩側壓力處于平衡狀態，彈簧推桿在彈簧力的作用下壓迫微動開關，使微動開關處于斷開狀態；當風機工作時，風機抽風使壓差盤的一側成負壓狀態，壓差推動彈簧推桿運動，使微動開關接通，微動開關的通斷信號輸出給燃氣采暖熱水爐控制器，達到風壓檢測的目的。風機與風壓開關在燃氣采暖熱水爐中的安裝位置見圖1。風機安裝在煙氣排出口，風壓開關安裝在燃氣采暖熱水爐的頂部。當風機風速不同時，大氣絕對壓力與負壓區絕對壓力壓差值也不同，該壓差值大小將直接決定風壓開關的動作。風壓開關的關閉壓力是指風壓開關由接通狀態到關閉狀態的臨界點時對應的壓差盤兩側的壓力差——大氣絕對壓力與負壓區絕對壓力的差值。由于負壓區絕對壓力與風機轉速有關，而風機轉速又與風機供電電壓有關，因此風壓開關的關閉壓力對應的風機供電電壓稱為風壓開關的關閉電壓。

 

此次氣流監控裝置對比試驗的目的主要是為了得到氣流監控裝置(風壓開關)關閉壓力與關閉電壓在拉薩地區與海平面地區有何不同。

以某品牌燃氣采暖熱水爐為例，在拉薩地區與海平面地區相同的風機供電電壓下所測得的大氣絕對壓力與負壓區絕對壓力的壓差值見表6。

從表6可以看出，相同風機供電電壓下拉薩地區測得的風壓開關壓差值要小于海平面地區，在不同風機供電電壓下測得的風壓開關壓差值比的平均值為0.75。另外，我們可以看到該燃氣采暖熱水爐在海平面地區(天津)測得的風壓開關關閉壓力為92Pa，對應的關閉電壓為155V；在拉薩地區測得的風壓開關關閉壓力為99Pa，對應的關閉電壓為180V。該風壓開關銘牌上標示的關閉壓力為100±8Pa，由于關閉壓力具有一定的誤差范圍，因此可以認為該風壓開關在拉薩地區與海平面地區關閉壓力基本一致，而關閉電壓拉薩地區要高于海平面地區。

 

表7列出了5臺樣機風壓開關關閉電壓的對比數據。

 

由表7看到，風壓開關的關閉電壓拉薩地區均高于海平面地區。

2．5　排煙溫度

同一臺燃氣采暖熱水爐在拉薩地區實測的熱流量約為海平面地區的0.8倍，由于同一臺燃氣采暖熱水爐換熱面積不變，因此對應單位熱流量下的換熱面積拉薩地區要高于海平面地區，進而排煙溫度拉薩地區要低于海平面地區。由表8可以看出，拉薩地區排煙溫度均低于海平面地區，在額定熱流量狀態下拉薩地區測得的排煙溫度平均值比海平面地區低28℃，在最小熱流量狀態下拉薩地區測得的排煙溫度平均值比海平面地區低19℃。

 

3　結論

①燃氣采暖熱水爐的熱流量：由于拉薩地區海拔較高，大氣絕對壓力只有海平面地區的2／3左右，因此同一臺燃氣采暖熱水爐在拉薩地區的實測熱流量約為海平面地區的0.8倍。

②燃氣采暖熱水爐的熱效率：對于同一臺燃氣采暖熱水爐在拉薩地區過剩空氣系數要小于海平面地區，而過剩空氣系數越大，過剩的煙氣帶走的熱量越多，熱效率越低，因此拉薩地區測得的熱效率要高于海平面地區。

③燃氣采暖熱水爐的煙氣中CO含量：由于拉薩地區空氣稀薄，氧的絕對含量相比于海平面地區要低，從而導致燃燒不夠充分，拉薩地區測得的煙氣中CO含量比海平面地區偏高。

④燃氣采暖熱水爐的氣流監控裝置性能：此次測試樣品氣流監控裝置均為風壓開關，風壓開關的關閉壓力拉薩地區測得的值與海平面地區基本接近，風壓開關的關閉電壓拉薩地區要高于海平面地區。

⑤燃氣采暖熱水爐的排煙溫度：由于同一臺燃氣采暖熱水爐拉薩地區的實測熱流量約為海平面地區的0.8倍，而總的換熱面積是不變的，因此單位熱流量下的換熱面積拉薩地區要高于海平面地區，排煙溫度拉薩地區要低于海平面地區。

⑥綜合分析結果：如果一臺燃氣采暖熱水爐在海平面地區的各項性能均滿足GB 25034的要求，且不存在判定合格與否的邊緣值，那么在拉薩地區只要將其額定熱輸入改為海平面地區的0.8倍左右——大負荷熱水器作為小負荷熱水器使用，其各項性能指標仍能滿足GB 25034的要求。反之，若存在判定合格與否的邊緣值，特別是燃燒煙氣的測試項目，則在拉薩地區就很難保證其仍能夠滿足GB 25034的要求。

 

參考文獻：

[1]趙聰聰．氣體流速的測定方法[J]．化工自動化及儀表，2013，40(4)：471-473．

[2]何貴龍，楊麗杰，李蓓，等．燃氣采暖熱水爐介紹及產品性能統計分析[J]．煤氣與熱力，2012，32(11)：B15-B21．

 

 

本文作者：楊麗杰  藍海玲  何貴龍

作者單位：中國市政工程華北設計研究總院國家燃氣用具質量監督檢驗中心

  佛山市燃氣集團股份有限公司禪城燃氣分公司