一、Experimental Study on the Dynamic Characteristics of a Gas Turbine Combustor Burning Syn-gas（論文文獻(xiàn)綜述）
陶成飛[1]（2021）在《旋流預(yù)混燃燒熱聲不穩(wěn)定的動(dòng)態(tài)特性與控制研究》文中認(rèn)為預(yù)混燃燒技術(shù)由于在降低燃燒過程中氮氧化物（NOx）排放方面的良好性能,在燃?xì)廨啓C(jī)等工業(yè)燃燒領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。但是預(yù)混燃燒技術(shù)在實(shí)現(xiàn)清潔燃燒的同時(shí),很容易受到燃燒不穩(wěn)定（也就是熱聲不穩(wěn)定）的困擾。隨著工業(yè)界對清潔、高效、耐用、可靠的燃?xì)廨啓C(jī)的不斷需求,燃燒熱聲不穩(wěn)定已經(jīng)成為阻礙先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室研發(fā)的關(guān)鍵。燃燒不穩(wěn)定是由不穩(wěn)定燃燒器內(nèi)的聲波和火焰熱釋放耦合引起的,火焰與聲波的相互作用將在燃燒室內(nèi)形成非定常的流動(dòng)振蕩,熱聲不穩(wěn)定的振幅如果持續(xù)增大,將損壞燃燒室的結(jié)構(gòu)或影響燃燒器的正常運(yùn)行。燃燒不穩(wěn)定與聲學(xué)振蕩、流體流動(dòng)/混合振蕩和火焰熱釋放速率振蕩等因素有關(guān)。交叉學(xué)科和非線性的特點(diǎn),使得燃燒不穩(wěn)定的分析和控制具有非常大的挑戰(zhàn)。與此同時(shí),在預(yù)混燃燒室中,燃燒不穩(wěn)定和NOx排放總是緊密相關(guān)的,有時(shí)降低了NOx排放,燃燒不穩(wěn)定出現(xiàn)的概率卻會(huì)增加。因此如何實(shí)現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定與NOx的同步控制是非常重要的。截至目前,在熱聲振蕩條件下,火焰—流動(dòng)—聲學(xué)的耦合機(jī)理還沒有完全研究透徹,相應(yīng)的熱聲振蕩預(yù)測模型也主要停留在實(shí)驗(yàn)室階段。熱聲振蕩的非線性動(dòng)態(tài)特性及其主動(dòng)或被動(dòng)控制的研究,是制約高性能燃燒系統(tǒng)尤其是重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室研發(fā)的關(guān)鍵。為了探究預(yù)混旋流火焰熱聲振蕩下的特點(diǎn),并開展相應(yīng)的主動(dòng)或被動(dòng)控制研究,本文搭建了實(shí)驗(yàn)室尺度的甲烷旋流預(yù)混燃燒試驗(yàn)臺(tái),該試驗(yàn)臺(tái)能夠很好的用于燃燒熱聲振蕩的理論和實(shí)驗(yàn)研究。本文還設(shè)計(jì)了各種類型的熱聲振蕩橫向射流控制結(jié)構(gòu),用來研究橫向射流參數(shù)對熱聲振蕩和NOx排放的控制效果。為了優(yōu)化橫向射流控制的效果,本文還創(chuàng)新性的提出了使用富氧介質(zhì)和過熱蒸汽射流,得從而到了更好的熱聲振蕩抑制效果和更低的污染物排放濃度。為了優(yōu)化熱聲振蕩的實(shí)時(shí)主動(dòng)控制系統(tǒng),本論文還通過一維數(shù)值模擬的方法研究了不同控制策略下熱聲振蕩主動(dòng)控制器和執(zhí)行器的響應(yīng)特點(diǎn)。首先,研究了熱聲不穩(wěn)定條件下預(yù)混火焰宏觀結(jié)構(gòu)和NOx排放的特點(diǎn)。主要研究了甲烷火焰的兩個(gè)變量影響:燃料流量和當(dāng)量比。研究結(jié)果表明,火焰的當(dāng)量比逐漸從0.5增大到1.0后,火焰的宏觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化,火焰前鋒的長度先降低后升高,火焰根部的平均長度也逐漸降低。隨著燃燒器的熱功率和當(dāng)量比的增加,火焰平均長度增加。預(yù)混燃燒熱聲不穩(wěn)定的變化圖表明了燃燒室內(nèi)存在熱聲振蕩的模態(tài)遷移。在熱聲不穩(wěn)定條件下,火焰前鋒或火焰根部的溫度和速度場嚴(yán)重影響了NOx的排放濃度。研究還發(fā)現(xiàn),沿著燃燒器的徑向方向,火焰內(nèi)循環(huán)區(qū)和外循環(huán)區(qū)的峰值溫度均發(fā)生變化。其次,研究了橫向射流參數(shù)變化對燃燒熱聲不穩(wěn)定的影響。橫流射流法簡單易行,能同時(shí)改變火焰的化學(xué)反應(yīng)過程和燃燒室的流場,從而影響燃燒反應(yīng)物的混合和渦脫落過程。本文研究了橫向射流的流量、射流高度、射流方向、射流介質(zhì)和射流溫度等因素對熱聲振蕩的影響。通過合理的橫向射流參數(shù)設(shè)置,熱聲振蕩的抑制比能夠達(dá)到90%以上,氮氧化物的抑制比能夠達(dá)到50%以上。同時(shí)還發(fā)現(xiàn),相對分子質(zhì)量大的二氧化碳?xì)怏w橫向射流控制效果要比氮?dú)?、氬氣和氦氣好。此?實(shí)驗(yàn)過程中還發(fā)現(xiàn)了非穩(wěn)態(tài)火焰的模態(tài)切換。橫向射流能夠改變火焰結(jié)構(gòu),火焰總長度隨著射流流量的增加而減小,火焰前鋒或火焰根部的長度也隨著射流流量的增加而減小。再次,研究了富氧介質(zhì)和過熱蒸汽橫向射流的協(xié)同控制效果,實(shí)現(xiàn)了燃燒熱聲振蕩和NOx排放的協(xié)同控制。富氧和過熱蒸汽橫向射流能夠改變?nèi)紵业臏囟葓?降低NOx排放濃度,在富氧介質(zhì)和過熱蒸汽橫向射流下,預(yù)混火焰的聲波和火焰熱釋放速率都出現(xiàn)了模態(tài)遷移,但兩者模態(tài)遷移的臨界轉(zhuǎn)折點(diǎn)不同。在高流速的橫向射流作用下,預(yù)混火焰將會(huì)變得分散、平坦。研究還發(fā)現(xiàn)富氧橫向射流對燃燒不穩(wěn)定的抑制效果與富氧介質(zhì)的氧濃度有關(guān),但富氧橫向射流控制燃燒熱聲不穩(wěn)定的具體物理—化學(xué)機(jī)制仍需進(jìn)一步研究。然后,研究了混火焰在聲場激振條件下的非線性響應(yīng)。實(shí)驗(yàn)研究了非預(yù)混火焰在聲學(xué)激勵(lì)下的動(dòng)態(tài)響應(yīng),通過非線性時(shí)間序列分析方法對實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析,得到了幾種不同的火焰—聲學(xué)共振模態(tài)。研究發(fā)現(xiàn)火焰—聲學(xué)耦合共振只在一定的激振頻率下出現(xiàn),非預(yù)混燃燒器的燃燒室和進(jìn)氣段的聲學(xué)共振特性不同,分別表現(xiàn)為準(zhǔn)周期振蕩和極限環(huán)振蕩?；鹧妗晫W(xué)耦合共振會(huì)導(dǎo)致燃燒器的振蕩頻率和振幅發(fā)生模態(tài)遷移,燃燒器入口長度和風(fēng)量變化時(shí),觀察到了火焰熱釋放速率的間歇性抖動(dòng),燃燒器入口長度越長,振動(dòng)越劇烈。最后,研究了不同的主動(dòng)控制策略下熱聲振蕩的主動(dòng)控制效果。通過建立火焰和聲場的熱聲耦合一維模型,對比了不同主動(dòng)控制策略對熱聲極限環(huán)振蕩狀態(tài)和瞬態(tài)變化過程的抑制特點(diǎn),還比較了主動(dòng)控制過程中的熱聲振蕩信號的衰減時(shí)間。最后為了評估主動(dòng)控制的效果,研究了四種控制策略下,主動(dòng)控制器的執(zhí)行器電壓幅值變化特點(diǎn)。
趙巧男[2]（2021）在《重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室污染物排放預(yù)估模型研究》文中研究說明重型燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)在一定程度上代表一個(gè)國家重工業(yè)發(fā)展的水平,隨著對環(huán)境污染愈發(fā)重視,重型燃?xì)廨啓C(jī)污染物排放問題成為當(dāng)前重型燃?xì)廨啓C(jī)研究及發(fā)展的重點(diǎn)問題,在空氣污染問題亟待解決的背景下,控制污染物排放是解決污染問題的主要手段之一,而污染物排放預(yù)估方法的研究是控制污染物排放的研究基礎(chǔ)。為研究重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室污染物排放預(yù)估問題,選取M701型號重型燃?xì)廨啓C(jī)作為研究對象進(jìn)行研究。具體研究內(nèi)容如下:1.首先采用UG三維建模軟件構(gòu)建火焰筒物理模型,并運(yùn)用ANSYS Mesh模塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分,在此基礎(chǔ)上,運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)軟件FLUENT對燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室進(jìn)行數(shù)值研究,為考慮多種情況,數(shù)值計(jì)算過程中燃燒模型選擇非預(yù)混燃燒模型和柔和燃燒模型,將影響污染物排放的主要參數(shù),如進(jìn)口壓力、空氣質(zhì)量流量、燃燒區(qū)平均溫度、進(jìn)口風(fēng)溫等作為研究參數(shù),進(jìn)而對基于兩種燃燒模型的溫度云圖、速度云圖及NOx分布云圖進(jìn)行分析;2.在數(shù)值計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上,擴(kuò)大研究參數(shù)變化范圍,采用響應(yīng)面優(yōu)化方法對主要?dú)饬鲄?shù)如一次風(fēng)溫度、二次風(fēng)溫度、冷卻風(fēng)溫度、燃?xì)鉁囟?、一次風(fēng)量、二次風(fēng)量和燃?xì)饬窟M(jìn)行數(shù)值優(yōu)化,基于非預(yù)混燃燒的36組算例和基于柔和燃燒彈152組算例,對數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。結(jié)果表明,基于非預(yù)混燃燒模型進(jìn)行計(jì)算時(shí),在研究參數(shù)范圍內(nèi)NOx排放值均小于0.35g/kg,進(jìn)口壓力從1.15×106Pa增加到1.38×106Pa,NOx排放值減少0.012g/kg;空氣質(zhì)量流量從4.22kg/s增加到5.16kg/s,NOx排放值減少0.08g/kg;燃燒區(qū)平均溫度從1668K升高到1720K,NOx排放值增加0.03g/kg。基于柔和燃燒模型進(jìn)行計(jì)算時(shí),燃燒區(qū)平均溫度由1460K升高到1520K時(shí),NOx排放量由0.16g/kg增加到0.24g/kg,CO排放量由0.06g/kg增加到0.24g/kg;進(jìn)口壓力由1.29×106Pa增加到1.32×106Pa時(shí),NOx排放由0.24g/kg減少到0.16g/kg,CO排放量由0.23g/kg減少到0.06g/kg;進(jìn)口風(fēng)溫為540K到680K時(shí),NOx排放值由0.28g/kg增加到0.33g/kg;進(jìn)口風(fēng)溫升高到720K到880K時(shí),NOx排放值由0.24g/kg減小到0.18g/kg。可以分別得到基于非預(yù)混燃燒模型和柔和燃燒模型的多參數(shù)影響的污染物排放預(yù)估公式;3.利用響應(yīng)曲面優(yōu)化方法對影響污染物排放的參數(shù)進(jìn)行敏感性分析,結(jié)果表明,一次風(fēng)量、一次風(fēng)溫度、二次風(fēng)溫度是主要敏感度因素,對NOx排放影響顯著,其它因素敏感度低,性能參數(shù)敏感性大小排序?yàn)閙first>Tfirst>Tsecondary>msecondary>mfuel>Tfuel>Tcooling;一次風(fēng)量和一次風(fēng)溫與NOx排放呈反比,一次風(fēng)量由3.6kg/s增加到4.5kg/s時(shí),NOx排放由0.24g/kg減少到0.16g/kg;一次風(fēng)溫度由720K升高到880K時(shí),NOx排放值由0.24g/kg下降到0.18g/kg;二次風(fēng)溫與NOx排放呈正比,二次風(fēng)溫度由720K升高到880K時(shí),NOx排放值由0.17g/kg增加到0.22g/kg。研究結(jié)果可為重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室NOx排放預(yù)估提供研究基礎(chǔ)。
姜磊[3]（2020）在《航改燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室頭部結(jié)構(gòu)參數(shù)及燃燒特性研究》文中研究指明航空發(fā)動(dòng)機(jī)改型燃?xì)廨啓C(jī)具有研制基礎(chǔ)好、研發(fā)風(fēng)險(xiǎn)小、設(shè)計(jì)周期短、開發(fā)成本低、技術(shù)升級快等優(yōu)勢,可用于發(fā)電、分布式能源、天然氣輸氣管線、機(jī)械驅(qū)動(dòng)、坦克裝甲車動(dòng)力以及艦船推進(jìn)等軍民用非航空領(lǐng)域,經(jīng)過半個(gè)多世紀(jì)的發(fā)展,其產(chǎn)品譜系越來越完善,應(yīng)用范圍越來越寬廣。英、美、俄羅斯等西方發(fā)達(dá)國家憑借其雄厚的航空發(fā)動(dòng)機(jī)基礎(chǔ)在航改燃?xì)廨啓C(jī)領(lǐng)域技術(shù)領(lǐng)先,并且其代表機(jī)型市場占有率高。我國的航改燃?xì)廨啓C(jī)型號少,燃燒技術(shù)發(fā)展起步晚,借鑒國外成熟航改機(jī)型的技術(shù),在此基礎(chǔ)上進(jìn)行消化、吸收和再改進(jìn),成為相對快速、經(jīng)濟(jì)地發(fā)展新型發(fā)動(dòng)機(jī)的有效途徑。然而,目前國內(nèi)和國外在用的相當(dāng)數(shù)量的航改燃?xì)廨啓C(jī)的母型機(jī)都是上世紀(jì)六七十年代的產(chǎn)品,燃燒室燃燒技術(shù)滯后,存在改進(jìn)和提升的空間。本文針對以上問題,對航改燃?xì)廨啓C(jī)中應(yīng)用較多的旋流杯環(huán)形燃燒室頭部結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行研究,為旋流杯燃燒室頭部優(yōu)化及性能改善提供參考。本文首先采用理論分析與實(shí)驗(yàn)研究相結(jié)合的方法對某型航改燃機(jī)燃燒室中燃?xì)鈬娮旌托鞅氖瞎艿慕M合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化,并進(jìn)行了單頭部燃燒室性能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn);隨后揭示了壁面及周期旋流邊界條件下流場的異同,由此引出旋流噴嘴間的相互作用以及噴嘴間距設(shè)計(jì)的問題,系統(tǒng)分析了噴嘴間距對燃燒室性能的影響規(guī)律;最后,在對單元噴嘴以及噴嘴間距等結(jié)構(gòu)參數(shù)研究的基礎(chǔ)上,設(shè)計(jì)了三頭部燃燒室實(shí)驗(yàn)件,并完成了性能驗(yàn)證和指標(biāo)考核。本文主要研究內(nèi)容及結(jié)論包括:（1）基于單元噴嘴和單頭部模型燃燒室開展了一系列冷熱態(tài)實(shí)驗(yàn)研究。通過改變?nèi)剂蠂娮炫c旋流杯文氏管的組合結(jié)構(gòu)以及旋流杯流通面積,研究了燃燒室的流阻特性、貧油點(diǎn)熄火特性、排放特性以及流場結(jié)構(gòu)的變化規(guī)律。結(jié)果表明:燃料噴嘴嵌入旋流杯文氏管的深度對燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)和貧油點(diǎn)熄火極限都有影響,根據(jù)文氏管幾何構(gòu)型的不同,存在一個(gè)最佳的燃料噴嘴位置使上述性能最優(yōu);在相同入口氣流參數(shù)下,增大旋流杯流通面積有利于減小總壓損失系數(shù)、提高火焰穩(wěn)定性以及降低火焰筒壁面振動(dòng)幅度,但不利于促進(jìn)燃料和空氣摻混,導(dǎo)致污染物排放濃度增大。（2）針對壁面約束對流場結(jié)構(gòu)的影響開展研究,并通過將單元噴嘴與多噴嘴的冷態(tài)流場進(jìn)行對比,分析了噴嘴間相互作用對旋流流場的影響。發(fā)現(xiàn)相對于開放空間流場,在壁面約束作用下,回流區(qū)尺寸變小,旋流射流徑向速度變小,軸向速度變大,回流強(qiáng)度增大;多噴嘴流場展現(xiàn)出了一些異于相同受限比條件下單元噴嘴流場結(jié)構(gòu)的特點(diǎn),在噴嘴相互作用區(qū),速度脈動(dòng)值明顯增大,并且回流區(qū)尺寸也不相同。由此可知,旋流相互作用將引起噴嘴性能發(fā)生變化,有必要進(jìn)行多頭部燃燒室性能研究。（3）針對旋流噴嘴間的相互作用以及噴嘴間距設(shè)計(jì)問題,實(shí)驗(yàn)研究了雙噴嘴實(shí)驗(yàn)件在不同初始當(dāng)量比下的最大聯(lián)焰距離和火焰?zhèn)鞑?dòng)態(tài)過程,并且還研究了噴嘴間距對貧油熄火當(dāng)量比、冷熱態(tài)流場、均方根速度場以及NO排放水平的影響規(guī)律,對燃燒室頭部噴嘴間距設(shè)計(jì)和燃燒室性能提高有重要意義。結(jié)果顯示:增大空氣質(zhì)量流量和初始當(dāng)量比都有利于延長聯(lián)焰距離,當(dāng)量比每增加0.1,無量綱最大聯(lián)焰間距增大0.2左右;所有雙噴嘴結(jié)構(gòu)的貧油熄火當(dāng)量比都小于相同空氣流量下單個(gè)噴嘴的情況,隨著噴嘴間距減小,貧油熄火當(dāng)量比先變小后增大,這種變化趨勢是噴嘴間放熱耦合與流動(dòng)耦合相互競爭的結(jié)果;隨著噴嘴間距減小,旋流射流逐漸融合并且射流峰值速度變大,噴嘴間相互作用區(qū)域內(nèi)的均方根速度增大,分布區(qū)域變廣,噴嘴作用明顯增強(qiáng);所有雙噴嘴結(jié)構(gòu)的NO排放量都大于相同入口條件下單個(gè)噴嘴的情況,隨著噴嘴間距變小,NO排放水平升高。（4）基于優(yōu)化的單元噴嘴結(jié)構(gòu)和噴嘴間距設(shè)計(jì)參考,并參照原型機(jī)燃燒室火焰筒結(jié)構(gòu)和尺寸,提出了新的三頭部燃燒室實(shí)驗(yàn)件設(shè)計(jì)方案。結(jié)果顯示除了由于入口空氣沒有預(yù)熱溫度較低導(dǎo)致燃燒效率低于考核指標(biāo)外,燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)、出口溫度分布以及污染物排放均滿足考核要求或優(yōu)于原型機(jī)燃燒室性能,表明三頭部實(shí)驗(yàn)件的頭部優(yōu)化設(shè)計(jì)方案是可行的。
王樹成[4]（2020）在《分布式供能系統(tǒng)中的聯(lián)合循環(huán)特性研究》文中指出我國已成為世界上最大的能源生產(chǎn)國和消費(fèi)國,為了保證持續(xù)的能源供應(yīng)和能源安全,國家發(fā)改委、國家能源局制定了重點(diǎn)發(fā)展“分布式能源、電力儲(chǔ)能、工業(yè)節(jié)能、建筑節(jié)能、交通節(jié)能、智能電網(wǎng)、能源互聯(lián)網(wǎng)等技術(shù)”的《能源技術(shù)革命創(chuàng)新行動(dòng)計(jì)劃（2016-2030）》。此外,分布式供能系統(tǒng)是國家中長期科學(xué)和技術(shù)發(fā)展規(guī)劃綱要中能源領(lǐng)域四項(xiàng)前沿技術(shù)之一的新型供能方式,集節(jié)能、環(huán)保、經(jīng)濟(jì)、可靠等優(yōu)勢于一體,得到了越來越廣泛的關(guān)注。本文依托北京市自然基金、中央高校基金、中丹國際合作、留學(xué)基金等項(xiàng)目,利用理論研究、模擬仿真,實(shí)驗(yàn)/試驗(yàn),技術(shù)集成等方法對以燃?xì)廨啓C(jī)為原動(dòng)機(jī)的大型分布式供能系統(tǒng)、船用中型分布式供能系統(tǒng)以及基于二甲醚內(nèi)燃機(jī)的小型分布式供能系統(tǒng)中聯(lián)合循環(huán)的耦合特性、能的梯級利用進(jìn)行研究。主要研究內(nèi)容如下:首先,研究了分布式供能系統(tǒng)中的主要部件及主要循環(huán)單元的工作原理。分析了分布式供能系統(tǒng)的集成原則,即:能量的梯級利用及物理能與化學(xué)能的梯級利用。闡述了系統(tǒng)中的高品位、中品位、低品位熱能的耦合機(jī)理。其次,采用（?）分析方法對以燃?xì)廨啓C(jī)為原動(dòng)機(jī)的大型分布式供能系統(tǒng)中主要部件的（?）損進(jìn)行分析,揭示了系統(tǒng)各主要部件能量損失的不可逆程度。結(jié)果表明,（?）損占比最大的部件為燃燒室,58.8%;其次是太陽能集熱器,14.3%。采用先進(jìn)（?）分析方法將系統(tǒng)主要部件的（?）損劃分為:內(nèi)補(bǔ)（?）損/外部（?）損,可避免（?）損/不可避免（?）擬。從系統(tǒng)部件的自身結(jié)構(gòu)和拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)兩個(gè)角度揭示了（?）損產(chǎn)生的原因。提出“瞬時(shí)（?）損”的概念,對所提出的大型分布式供能系統(tǒng)各主要部件的（?）損進(jìn)行了逐時(shí)分析。再次,闡述了二甲醚在未來能源領(lǐng)域中的重要地位及采用二甲醚作為系統(tǒng)燃料的原因。介紹了二甲醚的生產(chǎn)流程,并對原有生產(chǎn)流程進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),提出基于生物質(zhì)氣化技術(shù)的新型二甲醚的綠色生產(chǎn)流程,將生物質(zhì)中碳元素的轉(zhuǎn)化率提高到90%。分析了基于綠色燃料甲醚的船用分布式系統(tǒng)特性。對系統(tǒng)在不同工況下,采用不同有機(jī)工質(zhì),不同燃料下的特性進(jìn)行對比分析?？偨Y(jié)出了適用于該船用分布式系統(tǒng)的有機(jī)工質(zhì)。此外,對斯特林熱機(jī)和有機(jī)朗肯循環(huán)在回收煙氣余熱方面的能力進(jìn)行了對比研究。研究結(jié)果表明:在較高內(nèi)燃機(jī)負(fù)荷及排煙溫度下,斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)回收煙氣余熱的性能優(yōu)于有機(jī)朗肯循環(huán)。然后,介紹了基于燃用一甲醚內(nèi)燃機(jī)的小型分布式供能系統(tǒng)中冷熱電的供能方式。通過實(shí)驗(yàn)的方法獲得了系統(tǒng)中內(nèi)燃機(jī)在非滿負(fù)荷工況下的主要熱力學(xué)參數(shù),并建立了系統(tǒng)中其它主要部件的數(shù)學(xué)模型。以上海地區(qū)某賓館作為研究對象,分析了小型分布式供能系統(tǒng)在典型夏至日和冬至日時(shí)的運(yùn)行特性。最后,以系統(tǒng)年運(yùn)行收益和年凈現(xiàn)值作為評價(jià)指標(biāo),對小型分布式供能系統(tǒng)中使用的內(nèi)燃機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)的適用性及各自的經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行研究。表明當(dāng)原動(dòng)機(jī)功率小于2.8MW時(shí),選用內(nèi)燃機(jī)作為原動(dòng)機(jī)是比較好的選擇。采用多目標(biāo)優(yōu)化的方法,以系統(tǒng)年均投資、一次能源節(jié)約率、二氧化碳減排率為目標(biāo)函數(shù),對小型分布式供能系統(tǒng)中集熱器面積進(jìn)行優(yōu)化,得到了在該案例下的最佳的集熱器面積數(shù)值,為類似系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)。給出了二甲醚替代柴油和天然氣時(shí)的燃料替代價(jià)格比系數(shù):rD=1.47,rN=1.69。分析了二甲醚作為分布式供能系統(tǒng)的燃料時(shí)在價(jià)格上的優(yōu)勢。
穆延非,史紹平,張波,王相平,秦曄[5]（2020）在《IGCC電站燃?xì)廨啓C(jī)啟動(dòng)燃料的替換研究》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理當(dāng)整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)（integratedgasification combined cycle,IGCC）電站低熱值合成氣燃?xì)廨啓C(jī)的啟動(dòng)燃料為柴油時(shí),啟動(dòng)成本高,污染物難以控制。為了解決該問題,一個(gè)較適用的方法是將燃?xì)廨啓C(jī)的啟動(dòng)燃料由柴油替換為天然氣。但由于2種燃料的燃燒特性的不同,需要對燃機(jī)在兩種不同燃料下的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行深入的研究,從而提出相應(yīng)的改造和運(yùn)行策略。基于天津IGCC低熱值燃?xì)廨啓C(jī)的結(jié)構(gòu)及實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù),建立燃?xì)廨啓C(jī)熱力學(xué)計(jì)算模型,對比分析了燃?xì)廨啓C(jī)啟動(dòng)過程中,柴油量、天然氣量隨燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷的變化情況;其次計(jì)算了燃燒器燃燒天然氣時(shí)的火焰穩(wěn)定速度范圍和優(yōu)化燃燒器當(dāng)量直徑的范圍;并對該燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)的燃燒過程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。最后提出了燃燒器的改造方案和運(yùn)行策略,在盡量小的范圍內(nèi)進(jìn)行改造來實(shí)現(xiàn)對柴油的替代而且保證燃機(jī)的穩(wěn)定、安全和清潔啟動(dòng)。
劉閎釗[6]（2020）在《基于沼氣利用的微燃機(jī)預(yù)混噴嘴流動(dòng)與燃燒特性研究》文中提出我國廣大的農(nóng)村地區(qū)蘊(yùn)藏著豐富的生物質(zhì)資源,但利用率小于5%,且利用效率低下,而沼氣利用能夠有效改善這一現(xiàn)狀,是我國能源結(jié)構(gòu)調(diào)整的重要補(bǔ)充。針對沼氣存在的成分不穩(wěn)定、分布不集中以及能量密度低等問題,基于微型燃?xì)廨啓C(jī)的分布式供能系統(tǒng),以其貼近用戶、綜合效率高、污染物排放低等優(yōu)點(diǎn),能夠與綠色農(nóng)業(yè)相結(jié)合,為利用沼氣提供了一條重要途徑。目前,市場上仍沒有直接利用沼氣的成熟微型燃機(jī)機(jī)組,利用沼氣會(huì)造成燃燒室燃燒不穩(wěn)定性升高、污染物排放增加、整體性能下降,提高微型燃機(jī)的燃料適應(yīng)性始終是重點(diǎn)研究目標(biāo)。本文以燃用天然氣的微型燃機(jī)預(yù)混噴嘴為切入點(diǎn),通過數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)分析的方法,優(yōu)化設(shè)計(jì)出更為高效的預(yù)混噴嘴,并深入分析了預(yù)混噴嘴的流動(dòng)與燃燒特性,為在分布式供能系統(tǒng)中有效利用沼氣提供參考。為了明確噴嘴優(yōu)化設(shè)計(jì)方向,本文分析了四種當(dāng)量比、四種燃料組分、三種燃料孔結(jié)構(gòu)、三型空氣孔結(jié)構(gòu)以及兩類空氣通道結(jié)構(gòu)下的噴嘴非均勻度變化情況,并利用冷態(tài)PIV試驗(yàn)以及瞬態(tài)數(shù)值計(jì)算的方式,對比了優(yōu)化后的預(yù)混噴嘴與原型噴嘴流動(dòng)及燃燒性能。在此基礎(chǔ)上,本文設(shè)計(jì)搭建了預(yù)混噴嘴燃燒試驗(yàn)臺(tái),并借助光學(xué)測量系統(tǒng),對噴嘴周圍三種縫隙條件和四種燃料組分下的湍流燃燒火焰進(jìn)行了觀測,獲得了火焰的三維結(jié)構(gòu)以及可見光強(qiáng)度數(shù)據(jù)。此后,本文將燃燒室從回?zé)崞鞒隹诘綔u輪入口的全部區(qū)域進(jìn)行了建模,綜合分析了六組噴嘴之間的配合燃燒過程。整個(gè)研究分析過程得到了以下主要結(jié)論:（1）預(yù)混噴嘴出口的非均勻度和燃料與空氣的動(dòng)量比大致呈線性關(guān)系,且隨動(dòng)量比的增大而減小,由此可以明確噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化的方向。通過將原型預(yù)混噴嘴（OPN）的空氣孔軸線方向由徑向改為切向,在噴嘴內(nèi)部產(chǎn)生一定程度的弱旋流,并結(jié)合套筒型空氣通道,能夠增強(qiáng)氣流的湍動(dòng)能并擴(kuò)大高湍動(dòng)能區(qū)域,使預(yù)混噴嘴達(dá)到更好的混合性能。（2）噴嘴內(nèi)部的弱旋流能夠增加空氣旋流強(qiáng)度,調(diào)整氣流形態(tài),迅速降低了在噴嘴初始混合區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生的流動(dòng)不穩(wěn)定性,有效減小了流動(dòng)過程中的隨機(jī)性。弱旋流預(yù)混噴嘴（LSPN）利用空氣孔的尖銳邊緣,促進(jìn)了渦耗散過程的進(jìn)行,提高了燃料與空氣的混合性能,同時(shí)還降低了燃燒室主燃區(qū)內(nèi)的最高溫度以及整體平均溫度,減小了近壁面高溫區(qū)域的最大值和范圍以及溫度波動(dòng)幅度,有效減弱了燃燒過程對燃燒室內(nèi)外壁面的熱沖擊,降低了NOx的生成量。（3）噴嘴周圍的二次空氣通道,由于其結(jié)構(gòu)存在寬邊與窄邊,使得時(shí)均火焰在二次空氣占比不斷增加的情況下,逐漸由對稱結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)橄驅(qū)掃吿幯由斓姆菍ΨQ結(jié)構(gòu),也因此在噴嘴出口附近形成了一個(gè)相對穩(wěn)定的反應(yīng)區(qū),降低了火焰形態(tài)的不穩(wěn)定性。而燃料中的CO2會(huì)降低火焰的湍流燃燒速度,致使沼氣的燃燒火焰相對于天然氣火焰要更遠(yuǎn)離噴嘴出口,且相差的距離隨著CO2含量的增加而增大。同時(shí),CO2作為燃燒反應(yīng)產(chǎn)物,會(huì)減弱過量空氣在CH*生成與消耗過程中的影響,并加劇火焰形態(tài)的不穩(wěn)定性。（4）對于具有六組預(yù)混噴嘴的環(huán)形燃燒室,噴嘴周圍的二次空氣通道存在一個(gè)最佳的面積范圍。當(dāng)其與噴嘴出口面積介于0.41至0.61之間時(shí),燃燒室內(nèi)的溫度分布較為均衡,NOx的排放量也低于其它面積范圍。相對于燃用天然氣,配置LSPN的燃燒室在燃用沼氣時(shí),燃燒室效率減小幅度小于0.55%,出口平均溫度變化范圍保持在40 K以內(nèi),出口體積流量的增長也不超過6%。雖然燃料中的CO2會(huì)擴(kuò)大流體域內(nèi)的高溫區(qū)域,并增大NOx的排放量,但排放量不超過9 ppm。
鄧康杰[7]（2019）在《熔融碳酸鹽燃料電池-微型燃?xì)廨啓C(jī)混合發(fā)電系統(tǒng)半實(shí)物仿真研究》文中認(rèn)為隨著傳統(tǒng)能源資源的逐漸枯竭以及環(huán)境問題日益嚴(yán)峻,節(jié)能減排和減緩氣候變暖勢在必行,分布式混合發(fā)電系統(tǒng)因其高效的特點(diǎn)已經(jīng)引起了全球范圍內(nèi)的關(guān)注。熔融碳酸鹽燃料電池（Molten Carbonate Fuel Cell,MCFC）是一種在能源轉(zhuǎn)換過程中不經(jīng)過燃燒,電能直接由電化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的裝置,其發(fā)電效率不被“卡諾循環(huán)”約束,而熔融碳酸鹽燃料電池與微型燃?xì)廨啓C(jī)（Micro Gas Turbine,MGT）耦合構(gòu)成的分布式混合發(fā)電系統(tǒng)有利于進(jìn)一步提高系統(tǒng)的效率、靈活性和穩(wěn)定性。對MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)而言,由于不同子系統(tǒng)集成而導(dǎo)致的相互依存關(guān)系所產(chǎn)生的瞬態(tài)效應(yīng)還沒有得到很好的揭示和理解,因此能夠充分發(fā)揮數(shù)值模擬和實(shí)物實(shí)驗(yàn)兩種研究方法優(yōu)勢的半實(shí)物仿真能夠在保證仿真結(jié)果的精度水平情況下允許增加所研究的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)的自由度,因此,半實(shí)物仿真對于MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)的研究開發(fā)必將是十分有效的工具。半實(shí)物仿真方法為具有復(fù)雜對象的分布式混合發(fā)電系統(tǒng)的研究賦予了全新的內(nèi)涵,同時(shí)也帶來了新的挑戰(zhàn),由于半實(shí)物仿真方法涉及實(shí)物部分和虛擬部分之間的相互作用,采用半實(shí)物仿真方法研究分布式混合發(fā)電系統(tǒng)存在很多復(fù)雜的技術(shù)問題,在分布式混合發(fā)電系統(tǒng)中,不同的子系統(tǒng)之間存在著質(zhì)量流與能量流的交換,因此,基于半實(shí)物仿真方法構(gòu)建MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)的關(guān)鍵是保持半實(shí)物仿真系統(tǒng)的質(zhì)量、能量和動(dòng)量與原型系統(tǒng)一致。本文以微型燃?xì)廨啓C(jī)為實(shí)物基礎(chǔ),以零維和一維燃料電池模型為數(shù)值模擬子系統(tǒng),構(gòu)建MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng),從工程熱物理角度出發(fā)研究復(fù)雜非線性分布式混合發(fā)電系統(tǒng)的半實(shí)物仿真體系結(jié)構(gòu)、系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性和燃料電池內(nèi)部溫度、組分的分布對系統(tǒng)特性的影響,從而為構(gòu)建通用的分布式混合發(fā)電系統(tǒng)半實(shí)物仿真方法提供理論和實(shí)踐支撐,本文的研究內(nèi)容如下:1)分布式混合發(fā)電系統(tǒng)的安全高效運(yùn)行與各子系統(tǒng)的性能密切相關(guān),對燃料電池性能的了解是對MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)性能分析的基礎(chǔ),充分理解電池內(nèi)部的熱傳輸和電化學(xué)反應(yīng)過程,正確描述燃料電池內(nèi)部的能源轉(zhuǎn)換過程,有利于建立MCFC的詳細(xì)數(shù)學(xué)模型來分析燃料電池性能。因此,本文采用Fortran語言開發(fā)了內(nèi)重整型MCFC的實(shí)時(shí)集總參數(shù)模型和一維分布參數(shù)模型,此外,通過動(dòng)態(tài)鏈接庫的方式將該模型嵌入到了APROS仿真平臺(tái)中,并在MCFC模塊上開展了燃料電池的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性研究。并通過燃料電池的甩負(fù)荷工況,研究了電流密度變化對燃料電池內(nèi)部的溫度、電壓、氣體組分等參數(shù)的影響。2)半實(shí)物仿真系統(tǒng)與原型系統(tǒng)在實(shí)物結(jié)構(gòu)上存在明顯的差異,保證實(shí)物系統(tǒng)與原型系統(tǒng)的特性一致的關(guān)鍵是保證質(zhì)量流、能量流的一致性。因此,本文提出了一種應(yīng)用于MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)的物理虛擬模擬（Simulation-Stimulation,Sim-Stim）界面模型,主要包括能量補(bǔ)償計(jì)算模型、壓力補(bǔ)償計(jì)算模型和實(shí)際的執(zhí)行機(jī)構(gòu)。進(jìn)而開發(fā)了基于Sim-Stim界面模型的MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)的整體模型和原型系統(tǒng)的整體模型,對兩個(gè)系統(tǒng)模型的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行對比,研究表明本文所開發(fā)的Sim-Stim界面模型可以使半實(shí)物仿真系統(tǒng)與原型系統(tǒng)的系統(tǒng)特性保持一致,為解決通用的分布式混合發(fā)電系統(tǒng)的半實(shí)物仿真系統(tǒng)構(gòu)建中所面臨的各耦合子系統(tǒng)之間能量流和質(zhì)量流的傳遞問題提供了一種參考。3)由于MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)在啟動(dòng)過程中模擬子系統(tǒng)將與實(shí)物子系統(tǒng)耦合,兩者之間的響應(yīng)速度差別巨大,相互影響機(jī)理復(fù)雜,同時(shí),半實(shí)物仿真系統(tǒng)在啟動(dòng)過程中涉及到控制策略的切換,易對實(shí)物系統(tǒng)造成沖擊,對基于Sim-Stim界面模型的MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)的進(jìn)行啟動(dòng)仿真研究,仿真結(jié)果表明,將實(shí)物子系統(tǒng)與模型子系統(tǒng)分別啟動(dòng)的方案對實(shí)物系統(tǒng)沖擊小,啟動(dòng)速度快,該半實(shí)物仿真系統(tǒng)啟動(dòng)策略合理,可為真實(shí)MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)的啟動(dòng)提供理論依據(jù)。4)以商用MGT為實(shí)物核心,APROS作為MCFC模型子系統(tǒng)的運(yùn)行平臺(tái),OPC（OLE for Process Control,OPC）作為各軟、硬件之間的主要數(shù)據(jù)傳輸協(xié)議,建立了MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng),為開發(fā)用于研究分布式混合發(fā)電系統(tǒng)的通用半實(shí)物仿真方法奠定了基礎(chǔ)?；诮⒌囊痪SMCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)開展了不同燃料利用率對系統(tǒng)特性的影響的實(shí)驗(yàn)研究,其中燃料利用率變化范圍為65%-85%,研究表明75%左右燃料利用率下,本系統(tǒng)各部件工作條件較為適宜;基于集總參數(shù)MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)開展了負(fù)荷階躍實(shí)驗(yàn),研究該混合發(fā)電系統(tǒng)對負(fù)荷響應(yīng)的快速性;開展了線性負(fù)荷變化瞬態(tài)分析,研究了該混合系統(tǒng)對負(fù)荷跟蹤的穩(wěn)定性,結(jié)果表明該混合發(fā)電系統(tǒng)具有負(fù)荷響應(yīng)靈活和穩(wěn)定的優(yōu)點(diǎn)。
孟晟[8]（2019）在《燃燒器幾何結(jié)構(gòu)對于非預(yù)混旋流燃燒熱聲不穩(wěn)定的影響及其控制研究》文中指出環(huán)境意識的提高使燃燒過程中污染物排放的減少成為現(xiàn)代工業(yè)燃燒設(shè)備的主要挑戰(zhàn)之一。特別在鍋爐,燃?xì)廨啓C(jī)和內(nèi)燃機(jī)這些主要?jiǎng)恿Πl(fā)電裝置中,對于低排放的政策和產(chǎn)業(yè)規(guī)范也越來越嚴(yán)格。但是,由于大型油氣電站鍋爐容積熱負(fù)荷高、燃燒強(qiáng)度大速率快,氮氧化物排放較高。同時(shí)重油復(fù)雜特性、復(fù)雜湍流和燃燒的相互作用,均使得燃燒流場參數(shù)組織與液滴霧化蒸發(fā)著火之間的耦合關(guān)系難以得到有效優(yōu)化。國際上對燃燒振動(dòng)的研究主要集中于燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)等緊湊受限空間內(nèi)預(yù)混燃燒的火焰結(jié)構(gòu)、聲場作用以及采用燃燒主動(dòng)控制方法抑制燃燒振動(dòng);對于大型油氣燃燒鍋爐這樣大尺度、非預(yù)混燃燒爐膛內(nèi)燃燒振動(dòng)研究罕見,特別是大型鍋爐采用低氮燃燒系統(tǒng)后的燃燒振動(dòng)新現(xiàn)象的診斷和控制基本未觸及。為了研究非預(yù)混火焰在聲場激勵(lì)下的響應(yīng),本文搭建了非預(yù)混燃燒試驗(yàn)臺(tái)。為了研究重油鍋爐的燃燒熱聲不穩(wěn)定及氮氧化物排放情況,模擬和實(shí)驗(yàn)分析了爐膛的線性熱聲特性。為了研究多孔板的吸聲特性,搭建了阻抗管試驗(yàn)臺(tái),分析了腔室長度和偏流速度對于多孔板吸聲特性的影響。首先,研究了燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)改變對于非預(yù)混火焰聲場響應(yīng)的影響。在三個(gè)不同入口段長度下,研究了火焰熱釋放率在聲場激勵(lì)下的響應(yīng)特性。通過聲學(xué)模擬得到了在不同入口段長度下的燃燒室不同聲學(xué)模式。通過實(shí)驗(yàn)和模擬分析,可以得到在不同入口段長度下火焰的熱釋放率響應(yīng)受到不同燃燒室聲學(xué)模式的影響,包括入口段模式、燃料管模式等。探究了火焰分隔板對于火焰聲場響應(yīng)的影響。分析了不同聲場頻率對于火焰響應(yīng)的非線性激勵(lì)作用。其次,建立了重油鍋爐一維熱聲分析方法,通過分析爐膛不同緯度上的熱聲線性增長率,得到了模型參數(shù)、入口段長度變化和火焰分隔板對于燃燒熱聲不穩(wěn)定的影響。結(jié)果表明,不穩(wěn)定模式接近爐子的自然一階縱向模式。不穩(wěn)定模式下爐膛呈現(xiàn)對火焰指數(shù)和時(shí)間延遲的依賴性。在移除六個(gè)火焰分隔板后,火焰的時(shí)間延遲減少。另外,結(jié)合入口長度的減小,爐子在一階縱向模式附近變得穩(wěn)定。這些改進(jìn)應(yīng)用于實(shí)際鍋爐中并消除了振動(dòng)的可能性。通過擴(kuò)展一維熱聲分析方法將其應(yīng)用于沙特延布油氣鍋爐,預(yù)測并分析了入口段長度變化和油槍位置對于線性熱聲不穩(wěn)定增長率的影響。再次,分析了火焰分隔板對于重油鍋爐爐膛的氮氧化物排放和熱聲不穩(wěn)定的影響。當(dāng)燃燒不穩(wěn)定發(fā)生時(shí),利用三維聲學(xué)來預(yù)測爐膛的壓力模式和線性增長率。隨著安裝的火焰分隔板數(shù)量的增加,氮氧化物的排放量減少。模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,燃燒器出口處的幾何形狀變化可以顯著降低氮氧化物排放。六個(gè)火焰分隔板的存在會(huì)影響鍋爐的燃燒不穩(wěn)定性。一維熱聲分析方法和三維有限元分析與圓柱火焰和具有空間分布時(shí)間延遲之間的比較表明,在相同的時(shí)間延遲附近都出現(xiàn)了負(fù)增長率即穩(wěn)定區(qū)間然后,研究比較了不同腔室長度下,設(shè)計(jì)在同一吸聲頻率下的不同多孔板在不同偏流速度下的吸聲曲線。實(shí)驗(yàn)和理論研究了偏流速度對于雙層多孔板的吸聲特性。偏流速度不僅極大地影響了雙孔板結(jié)構(gòu)在線性狀態(tài)下的吸聲性能,而且還影響了高壓振幅引起的非線性效應(yīng)。兩個(gè)偏流速度之間的比率極限由0.25-4給出。實(shí)驗(yàn)和理論分析結(jié)果表明,雙孔板法通過調(diào)整偏流速度可以實(shí)現(xiàn)較寬的衰減范圍。利用這種雙板裝置可以分別調(diào)節(jié)兩個(gè)板處的偏流速度,并使阻尼器在以選擇性目標(biāo)吸收頻率下工作。最后,通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究了位于燃燒室入口部分的多孔板的阻尼性能。聲激勵(lì)下火焰響應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,在入口處安裝多孔板有兩個(gè)作用:一是聲衰減;另一個(gè)是壓力模式和燃燒器相位的重新分配。此外,結(jié)果表明,對于非預(yù)混火焰當(dāng)燃燒不穩(wěn)定性由入口壓力波動(dòng)引起時(shí),入口聲場模態(tài)形狀的改變更加有效。
齊寶恒[9]（2019）在《15kWth微型燃?xì)廨啓C(jī)加壓燃燒室燃燒性能研究》文中研究說明汽車節(jié)能減排一直是國家關(guān)注的重點(diǎn)問題,在傳統(tǒng)汽車還無法被大規(guī)模取代的技術(shù)條件下,傳統(tǒng)汽車的動(dòng)力優(yōu)化仍具有研究價(jià)值。傳統(tǒng)汽車發(fā)動(dòng)機(jī)除了為汽車提供動(dòng)力外還擔(dān)負(fù)著制冷、制熱等任務(wù),但單一的動(dòng)力源不能滿足多條件、多功能下的節(jié)能減排需求,因此提出基于微型燃?xì)廨啓C(jī)形式的汽車輔助動(dòng)力系統(tǒng)。本文的研究對象是該系統(tǒng)中15kWth燃燒室,運(yùn)行最大壓力為0.3MPaA。為了實(shí)現(xiàn)制定該15kWth微型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室加壓運(yùn)行策略,提出點(diǎn)火升負(fù)荷方案及不同負(fù)荷推薦工作點(diǎn)的目的,分別采用燃燒試驗(yàn)實(shí)時(shí)檢測排放指標(biāo)、數(shù)值模擬和火焰圖像處理的方法來評價(jià)著火特性,探究該燃燒室在不同熱功率下壓力對燃燒污染物排放特性、火焰穩(wěn)定性以及火焰集中性的影響,提出不同熱功率下的推薦靜態(tài)工作點(diǎn)。最終根據(jù)評價(jià)結(jié)果設(shè)計(jì)了可以保證燃燒污染物排放低、火焰穩(wěn)定性和集中性較好的點(diǎn)火升負(fù)荷運(yùn)行策略。首先,搭建了15kWth微型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室加壓試驗(yàn)臺(tái),并根據(jù)已有燃燒室結(jié)構(gòu)對噴油裝置進(jìn)行了部分改進(jìn),分別在3.5kWth、5.8kWth、8.2kWth、10kWth、13kWth、15kWth條件下進(jìn)行了燃燒室壓力為0-0.3MPaA的燃燒試驗(yàn),測量了不同工況的燃燒室出口溫度、CO排放濃度、NO排放濃度及O2含量。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn):不同熱功率下燃燒室壓力對燃燒排放特性的影響有所不同,根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果及文獻(xiàn)資料分析得出壓力主要通過改變柴油蒸氣擴(kuò)散程度和燃燒反應(yīng)速率來影響燃燒排放特性的結(jié)論。然后,為進(jìn)一步解釋燃燒室壓力對不同熱功率條件燃燒內(nèi)部流場的影響,采用數(shù)值模擬的方法對燃燒室流域進(jìn)行三維建模及計(jì)算。挑選了試驗(yàn)結(jié)果中壓力對燃燒影響效果截然不同的3.5kWth、10kWth、15kWth三組試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行模擬計(jì)算,分析這三組工況壓力對燃燒室速度場、柴油蒸氣濃度場的影響。模擬發(fā)現(xiàn):3.5kWth條件下由于燃燒室流速較低,壓力對浮升力影響較大,壓力對柴油蒸氣擴(kuò)散濃度場會(huì)產(chǎn)生較大影響;15kWth條件下由于燃燒室流速較高,浮升力效果不明顯,壓力對柴油蒸氣濃度場影響很小,進(jìn)一步驗(yàn)證了燃燒試驗(yàn)得到的結(jié)論。其次,為了從火焰穩(wěn)定性和集中性的角度來評價(jià)著火特性,分別在3.5kWth、5.8kWth、8.2kWth、10kWth、13kWth、15kWth條件下進(jìn)行了燃燒室壓力為0-0.3MPaA的火焰圖像處理。利用火焰面積、火焰亮度來評價(jià)著火穩(wěn)定性;利用火焰質(zhì)心位置分布及速度波動(dòng)來評價(jià)火焰集中性;結(jié)合CO排放特性與火焰圖像處理結(jié)果得到了CO排放濃度在100ppmv（15%O2）以下可以保證火焰穩(wěn)定性、集中性較好的結(jié)論。最后,根據(jù)燃燒污染物排放測量結(jié)果和火焰圖像處理結(jié)果得到了不同熱功率下火焰質(zhì)量較好的靜態(tài)工作點(diǎn),依據(jù)這些工作點(diǎn)設(shè)計(jì)了點(diǎn)火升負(fù)荷流程。最終設(shè)計(jì)結(jié)果可以保證燃燒室出口溫度在900℃左右,CO排放濃度在100ppmv（15%O2）以下,NO排放濃度在40ppmv（15%O2）左右,同時(shí)火焰穩(wěn)定性、集中特性較好。
黃地[10]（2016）在《整體煤氣化濕空氣透平循環(huán)動(dòng)態(tài)建模及模型在回路控制平臺(tái)研究》文中研究表明整體煤氣化濕空氣透平（Integrated Gasification Humid Air Turbine,IGHAT）循環(huán)是將潔凈煤技術(shù)與濕空氣透平（Humid Air Turbine,HAT）循環(huán)技術(shù)相結(jié)合的新型發(fā)電技術(shù)。該系統(tǒng)比功高、效率高、排放低,同時(shí)可以利用中國相對豐富的煤炭資源作為其燃料,是未來發(fā)電領(lǐng)域的重要發(fā)展方向之一。目前僅有少量成功運(yùn)行HAT循環(huán)實(shí)驗(yàn)電站,而IGHAT循環(huán)則仍處于理論研究階段。因此,建立IGHAT循環(huán)系統(tǒng)仿真平臺(tái),進(jìn)行相關(guān)的控制邏輯及策略的研究,為未來IGHAT循環(huán)系統(tǒng)的建立提供必要的技術(shù)儲(chǔ)備將有著極為重要的現(xiàn)實(shí)意義。本文的研究主要包括以下幾個(gè)方面:以Shell氣流床氣化爐為研究對象,分析了氣化爐壓力和流動(dòng)之間的相互影響,建立了基于容積-阻力特性的氣化爐動(dòng)態(tài)模型,以狀態(tài)方程的形式求解氣化爐內(nèi)的壓力與流速。通過該模型分析容積慣性對系統(tǒng)壓力、溫度、氣化反應(yīng)速度等主要物理參數(shù)的影響。同時(shí)利用該模型研究氣化爐控制策略,設(shè)計(jì)煤氣溫度和熱值控制系統(tǒng),說明非線性多輸入多輸出系統(tǒng)強(qiáng)耦合性給系統(tǒng)控制帶來的問題,分別利用分散PID控制理論和模糊控制理論設(shè)計(jì)控制邏輯,其中模糊控制可以將溫度和熱值結(jié)合起來一同進(jìn)行控制,調(diào)節(jié)速度更快,偏差更小。以填料式飽和器實(shí)驗(yàn)臺(tái)為研究對象,進(jìn)行了空氣加濕實(shí)驗(yàn),初步討論了其傳熱和傳質(zhì)特性。將基于飽和曲線和工作線的飽和器建模理論推廣至動(dòng)態(tài)建模,利用飽和器內(nèi)不同水溫對應(yīng)的實(shí)際濕空氣焓和理想飽和濕空氣焓之間的焓差作為熱量傳遞和質(zhì)量傳遞共同的驅(qū)動(dòng)勢,定義新的通用傳遞系數(shù)來描述這兩個(gè)過程,簡化了求解步驟,避免了傳統(tǒng)方法中傳熱和傳質(zhì)系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式的不準(zhǔn)確給模型精度帶來的影響。利用實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析加濕過程中的空氣參數(shù)與水參數(shù)對通用傳遞系數(shù)的影響,指出水溫和壓力影響的飽和空氣焓是傳熱傳質(zhì)的驅(qū)動(dòng)勢,而空氣參數(shù)和氣水流量比對通用傳遞系統(tǒng)的影響更大,利用實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證該思想在飽和器建模過程中的準(zhǔn)確性。建立燃?xì)廨啓C(jī)和換熱器部件模型以及基于模塊化建模理論的IGHAT循環(huán)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模型。系統(tǒng)模型是一個(gè)非迭代模型,計(jì)算速度快,可以滿足實(shí)時(shí)仿真的要求。以HAT循環(huán)分軸燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)臺(tái)為仿真對象,并對該實(shí)驗(yàn)臺(tái)等燃料控制加濕試驗(yàn)中的加濕、升溫過程進(jìn)行仿真,指出泄露、散熱和功率損失是影響該系統(tǒng)性能的主要原因,利用仿真模型計(jì)算了燃燒室、高壓透平、動(dòng)力透平的出口壓力、出口溫度等重要參數(shù)的變化規(guī)律和趨勢,其中燃燒室出口壓力在加濕過程中提高3715Pa,出口溫度降低63.2K,該結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合,驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。在現(xiàn)有HAT循環(huán)實(shí)驗(yàn)臺(tái)的基礎(chǔ)上,添加回?zé)崞?、?jīng)濟(jì)器等換熱設(shè)備,同時(shí)考慮配置氣化爐系統(tǒng),設(shè)計(jì)完整的IGHAT循環(huán)系統(tǒng),建立動(dòng)態(tài)仿真模型。對燃料切換過程進(jìn)行仿真,參考整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)的運(yùn)行經(jīng)驗(yàn),結(jié)合仿真結(jié)果,制定IGHAT循環(huán)系統(tǒng)切換煤氣合成氣燃料的最低限制為60kW功率以上。對飽和器起動(dòng)過程進(jìn)行仿真,利用迭代學(xué)習(xí)控制設(shè)計(jì)前饋環(huán)節(jié),解決加濕過程中為滿足系統(tǒng)功率控制而導(dǎo)致的震蕩。分析加濕過程對壓氣機(jī)喘振裕度的影響,結(jié)果顯示改造為IGHAT循環(huán)后的喘振裕度降至13.7%,雖然依然高于10%的閾值,但比簡單循環(huán)條件下21.19%的喘振裕度已有了明顯的下降,應(yīng)設(shè)計(jì)相應(yīng)的放氣閥以防止喘振的發(fā)生。在以上仿真結(jié)果的基礎(chǔ)上分析,結(jié)合成熟燃?xì)廨啓C(jī)電站控制經(jīng)驗(yàn),初步設(shè)計(jì)了IGHAT循環(huán)電站控制邏輯及相應(yīng)策略,包括起動(dòng)控制、功率控制、燃料切換控制、飽和器控制和壓比控制五大系統(tǒng)。在對IGHAT循環(huán)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果分析的基礎(chǔ)上,利用Ovation分布式控制系統(tǒng)平臺(tái)進(jìn)行了控制邏輯組態(tài),建立IGHAT控制系統(tǒng)的虛擬仿真平臺(tái);以新建的IGHAT循環(huán)動(dòng)態(tài)實(shí)時(shí)仿真模型為控制對象,通過二者之間的通信交互,實(shí)現(xiàn)模型在回路控制平臺(tái)的建立。該控制平臺(tái)使用Visual Studio編寫,以MFC為核心分別調(diào)用Ovation API和Windows API,建立可供仿真模型和控制系統(tǒng)同時(shí)讀寫的共享內(nèi)存區(qū),實(shí)現(xiàn)仿真模型與控制系統(tǒng)之間的信息交互。最終利用模型在回路控制平臺(tái),進(jìn)行從空載工況到最大工況的仿真實(shí)驗(yàn),驗(yàn)證了相關(guān)控制邏輯在實(shí)際工業(yè)控制系統(tǒng)下的可行性。最終針對西門子V94.3A燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)了全新的IGHAT循環(huán)系統(tǒng),利用Ovation分布式控制系統(tǒng)建立基于該電站的仿真培訓(xùn)系統(tǒng),并進(jìn)行相關(guān)仿真操作。IGHAT循環(huán)系統(tǒng)功率最終達(dá)到403.255MW,效率達(dá)到42.71%。通過析得出非設(shè)計(jì)工況部件效率下降以及高壓力導(dǎo)致加濕量受限是系統(tǒng)功率、效率不能進(jìn)一步提升的主要原因。
二、Experimental Study on the Dynamic Characteristics of a Gas Turbine Combustor Burning Syn-gas（論文開題報(bào)告）
（1）論文研究背景及目的
此處內(nèi)容要求：
首先簡單簡介論文所研究問題的基本概念和背景，再而簡單明了地指出論文所要研究解決的具體問題，并提出你的論文準(zhǔn)備的觀點(diǎn)或解決方法。
寫法范例：
本文主要提出一款精簡64位RISC處理器存儲(chǔ)管理單元結(jié)構(gòu)并詳細(xì)分析其設(shè)計(jì)過程。在該MMU結(jié)構(gòu)中,TLB采用叁個(gè)分離的TLB,TLB采用基于內(nèi)容查找的相聯(lián)存儲(chǔ)器并行查找,支持粗粒度為64KB和細(xì)粒度為4KB兩種頁面大小,采用多級分層頁表結(jié)構(gòu)映射地址空間,并詳細(xì)論述了四級頁表轉(zhuǎn)換過程,TLB結(jié)構(gòu)組織等。該MMU結(jié)構(gòu)將作為該處理器存儲(chǔ)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)的一個(gè)重要組成部分。
（2）本文研究方法
調(diào)查法：該方法是有目的、有系統(tǒng)的搜集有關(guān)研究對象的具體信息。
觀察法：用自己的感官和輔助工具直接觀察研究對象從而得到有關(guān)信息。
實(shí)驗(yàn)法：通過主支變革、控制研究對象來發(fā)現(xiàn)與確認(rèn)事物間的因果關(guān)系。
文獻(xiàn)研究法：通過調(diào)查文獻(xiàn)來獲得資料，從而全面的、正確的了解掌握研究方法。
實(shí)證研究法：依據(jù)現(xiàn)有的科學(xué)理論和實(shí)踐的需要提出設(shè)計(jì)。
定性分析法：對研究對象進(jìn)行“質(zhì)”的方面的研究，這個(gè)方法需要計(jì)算的數(shù)據(jù)較少。
定量分析法：通過具體的數(shù)字，使人們對研究對象的認(rèn)識進(jìn)一步精確化。
跨學(xué)科研究法：運(yùn)用多學(xué)科的理論、方法和成果從整體上對某一課題進(jìn)行研究。
功能分析法：這是社會(huì)科學(xué)用來分析社會(huì)現(xiàn)象的一種方法，從某一功能出發(fā)研究多個(gè)方面的影響。
模擬法：通過創(chuàng)設(shè)一個(gè)與原型相似的模型來間接研究原型某種特性的一種形容方法。
三、Experimental Study on the Dynamic Characteristics of a Gas Turbine Combustor Burning Syn-gas（論文提綱范文）
（1）旋流預(yù)混燃燒熱聲不穩(wěn)定的動(dòng)態(tài)特性與控制研究（論文提綱范文）
| 致謝 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符號清單 |
| 1.緒論 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 燃燒熱聲不穩(wěn)定的誘因研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 燃燒室內(nèi)流場的影響 |
| 1.2.2 火焰熱釋放率的影響 |
| 1.2.3 燃燒室聲學(xué)阻抗的影響 |
| 1.3 燃燒熱聲不穩(wěn)定的被動(dòng)控制研究現(xiàn)狀 |
| 1.4 燃燒熱聲不穩(wěn)定的主動(dòng)控制研究現(xiàn)狀 |
| 1.5 燃燒熱聲不穩(wěn)定的動(dòng)態(tài)特性研究現(xiàn)狀 |
| 1.6 論文選題依據(jù)與研究內(nèi)容 |
| 1.6.1 論文選題依據(jù) |
| 1.6.2 論文研究內(nèi)容 |
| 2.預(yù)混燃燒熱聲振蕩和污染物排放的變化特點(diǎn) |
| 2.1 引言 |
| 2.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)置 |
| 2.2.1 預(yù)混燃燒器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì) |
| 2.2.2 儀器設(shè)備介紹 |
| 2.3 預(yù)混燃燒熱聲不穩(wěn)定包絡(luò)線圖 |
| 2.4 預(yù)混火焰宏觀結(jié)構(gòu)的演變過程 |
| 2.5 NO_x排放特性 |
| 2.6 本章小結(jié) |
| 3.橫向射流參數(shù)對預(yù)混燃燒熱聲不穩(wěn)定的影響 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 橫向射流結(jié)構(gòu)對燃燒不穩(wěn)定性的影響 |
| 3.2.1 環(huán)形微孔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì) |
| 3.2.2 熱聲不穩(wěn)定的環(huán)形微孔射流優(yōu)化控制 |
| 3.2.3 火焰熱釋放的振幅和頻率遷移 |
| 3.2.4 火焰長度和溫度分布的變化 |
| 3.2.5 研究小結(jié) |
| 3.3 橫向射流方向?qū)θ紵环€(wěn)定性的影響 |
| 3.3.1 扁口射流結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì) |
| 3.3.2 水平和垂直方向射流對燃燒不穩(wěn)定的影響 |
| 3.3.3 水平和垂直方向射流對NO_x排放的影響 |
| 3.3.4 水平和垂直方向射流對火焰形態(tài)的影響 |
| 3.3.5 研究小結(jié) |
| 3.4 橫向射流介質(zhì)對燃燒不穩(wěn)定性的影響 |
| 3.4.1 橫向射流流量的影響 |
| 3.4.2 射流噴嘴內(nèi)徑的影響 |
| 3.4.3 不同射流介質(zhì)對NO_x排放的影響 |
| 3.4.4 火焰模態(tài)的變化特點(diǎn) |
| 3.4.5 研究小結(jié) |
| 4.Oxy富氧橫向射流對燃燒熱聲振蕩和NO_x排放的影響 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 環(huán)形N_2/O_2和 CO_2/O_2射流對燃燒不穩(wěn)定和 NO_x排放的影響 |
| 4.2.1 CO_2/O_2和N_2/O_2射流對燃燒不穩(wěn)定的影響 |
| 4.2.2 燃燒器的NO_x排放和溫度場變化特點(diǎn) |
| 4.2.3 火焰宏觀結(jié)構(gòu)的變化特點(diǎn) |
| 4.2.4 研究小結(jié) |
| 4.3 不同預(yù)熱溫度的CO_2/O_2射流燃燒不穩(wěn)定和排放的影響 |
| 4.3.1 預(yù)熱CO_2/O_2射流對燃燒不穩(wěn)定的影響 |
| 4.3.2 NO_x排放的特點(diǎn) |
| 4.3.3 火焰模態(tài)的變化 |
| 4.3.4 研究小結(jié) |
| 4.4 富氧橫向射流控制熱聲不穩(wěn)定時(shí)的相關(guān)性分析 |
| 4.4.1 相關(guān)性分析 |
| 4.4.2 火焰振蕩模態(tài)的變化 |
| 4.4.3 研究小結(jié) |
| 5.過熱蒸汽對熱聲不穩(wěn)定和NO_x排放的協(xié)同控制 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備 |
| 5.3 蒸汽流速的影響 |
| 5.4 蒸汽射流噴嘴尺寸的影響 |
| 5.5 蒸汽射流下NO_x排放特性 |
| 5.6 火焰結(jié)構(gòu)的變化 |
| 5.7 本章小結(jié) |
| 6.燃燒器幾何結(jié)構(gòu)對熱聲振蕩動(dòng)態(tài)特性的影響 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 實(shí)驗(yàn)裝置與非線性時(shí)間序列分析 |
| 6.3 聲場激振下的火焰—聲學(xué)共振 |
| 6.4 火焰—聲學(xué)共振特性的分析 |
| 6.5 火焰熱釋放共振特性分析 |
| 6.6 本章小結(jié) |
| 7.熱聲振蕩主動(dòng)控制時(shí)的衰減時(shí)間和抑制比研究 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 熱聲耦合的數(shù)學(xué)建模 |
| 7.3 Simulink仿真模型 |
| 7.4 極限環(huán)和瞬態(tài)熱聲振蕩的控制 |
| 7.5 控制器和執(zhí)行器的有效性 |
| 7.6 控制過程中熱聲衰減時(shí)間的變化 |
| 7.7 本章小結(jié) |
| 8.全文總結(jié)與展望 |
| 8.1 全文總結(jié) |
| 8.1.1 主要研究成果和結(jié)論 |
| 8.1.2 主要?jiǎng)?chuàng)新點(diǎn) |
| 8.2 下一步工作展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 博士期間研究成果和榮譽(yù) |
（2）重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室污染物排放預(yù)估模型研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 1 緒論 |
| 1.1 課題研究的背景及意義 |
| 1.2 國內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室國內(nèi)外發(fā)展現(xiàn)狀 |
| 1.2.2 污染物排放國內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.3 燃?xì)廨啓C(jī)污染物排放算法研究現(xiàn)狀 |
| 1.3 本文研究內(nèi)容 |
| 2 研究理論基礎(chǔ) |
| 2.1 非預(yù)混燃燒理論基礎(chǔ) |
| 2.1.1 非預(yù)混燃燒基本控制方程 |
| 2.1.2 湍流模型 |
| 2.1.3 燃燒模型 |
| 2.1.4 輻射模型 |
| 2.2 柔和燃燒理論基礎(chǔ) |
| 2.2.1 柔和燃燒技術(shù)的概念及發(fā)展 |
| 2.2.2 燃?xì)廨啓C(jī)柔和燃燒技術(shù)的應(yīng)用及發(fā)展 |
| 2.3 數(shù)值優(yōu)化理論 |
| 2.3.1 拉丁方設(shè)計(jì)及其統(tǒng)計(jì)分析 |
| 2.3.2 響應(yīng)面分析法 |
| 2.4 后處理方法 |
| 2.4.1 最小二乘法 |
| 2.4.2 Origin公式擬合 |
| 3 重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室污染物排放基礎(chǔ)算例計(jì)算及分析 |
| 3.1 物理模型與計(jì)算方法 |
| 3.1.1 數(shù)值計(jì)算方法 |
| 3.1.2 物理模型與網(wǎng)格劃分 |
| 3.1.3 參數(shù)設(shè)置 |
| 3.2 基于非預(yù)混燃燒模型的數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.2.1 溫度分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.2.2 速度分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.2.3 NOx分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.2.4 壓力分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.3 基于柔和燃燒模型的數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.3.1 溫度分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.3.2 速度分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.3.3 NOx分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.3.4 壓力分布數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.4 本章小結(jié) |
| 4 重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室污染物排放數(shù)值優(yōu)化 |
| 4.1 數(shù)值優(yōu)化方法 |
| 4.2 基于非預(yù)混燃燒模型的數(shù)值優(yōu)化結(jié)果 |
| 4.2.1 研究參數(shù)與NOx排放關(guān)系 |
| 4.2.2 主要參數(shù)間與進(jìn)口壓力及燃燒區(qū)平均溫度關(guān)系 |
| 4.3 基于柔和燃燒模型的數(shù)值優(yōu)化結(jié)果 |
| 4.3.1 研究參數(shù)與污染物排放關(guān)系 |
| 4.3.2 主要參數(shù)間與進(jìn)口壓力及燃燒區(qū)平均溫度關(guān)系 |
| 4.4 數(shù)值優(yōu)化結(jié)果討論 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 5 重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室污染物排放分析 |
| 5.1 NOx預(yù)估經(jīng)驗(yàn)/半經(jīng)驗(yàn)公式 |
| 5.2 基于非預(yù)混燃燒模型的模擬結(jié)果與公式擬合 |
| 5.2.1 基于進(jìn)口壓力NOx預(yù)估 |
| 5.2.2 基于質(zhì)量流量NOx預(yù)估 |
| 5.2.3 基于燃燒區(qū)平均溫度NOx預(yù)估 |
| 5.2.4 NOx排放擬合公式 |
| 5.3 基于柔和燃燒模型的模擬結(jié)果與公式擬合 |
| 5.3.1 基于燃燒區(qū)平均溫度污染物預(yù)估 |
| 5.3.2 基于進(jìn)口壓力污染物預(yù)估 |
| 5.3.3 進(jìn)口風(fēng)溫的影響 |
| 5.3.4 污染物排放擬合公式 |
| 5.4 數(shù)值結(jié)果討論 |
| 5.5 本章小結(jié) |
| 6 基于響應(yīng)面法的污染物排放參數(shù)敏感性分析 |
| 6.1 響應(yīng)曲面法試驗(yàn)設(shè)計(jì) |
| 6.2 敏感性分析及性能參數(shù)對NOx排放影響機(jī)制分析 |
| 6.2.1 敏感性分析結(jié)果 |
| 6.2.2 性能參數(shù)對NOx排放影響機(jī)制分析 |
| 6.3 本章小結(jié) |
| 7 總結(jié)與展望 |
| 7.1 結(jié)論與創(chuàng)新點(diǎn) |
| 7.2 創(chuàng)新點(diǎn)摘要 |
| 7.3 展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 附錄A 非預(yù)混燃燒數(shù)值計(jì)算數(shù)據(jù)表 |
| 附錄B 柔和燃燒數(shù)值計(jì)算數(shù)據(jù)表 |
| 攻讀學(xué)位期間發(fā)表論文 |
| 致謝 |
| 作者簡介 |
（3）航改燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室頭部結(jié)構(gòu)參數(shù)及燃燒特性研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 緒論 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 航改燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)展概況 |
| 1.2.1 航改燃機(jī)改型介紹及技術(shù)特點(diǎn) |
| 1.2.2 航改燃機(jī)的應(yīng)用及發(fā)展 |
| 1.2.3 航改燃機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)及其燃燒技術(shù)的發(fā)展 |
| 1.3 本文研究對象及目標(biāo) |
| 1.4 雙旋流環(huán)形燃燒室國內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.4.1 單元雙旋流噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究 |
| 1.4.2 受限壁面對旋流流動(dòng)影響的研究 |
| 1.4.3 多噴嘴相互作用及噴嘴間距的研究 |
| 1.5 本文主要研究內(nèi)容 |
| 第2章 實(shí)驗(yàn)裝置與測量系統(tǒng) |
| 2.1 本研究所用的實(shí)驗(yàn)裝置 |
| 2.1.1 基準(zhǔn)雙旋流噴嘴結(jié)構(gòu) |
| 2.1.2 單元噴嘴性能測試實(shí)驗(yàn)系統(tǒng) |
| 2.1.3 間距可調(diào)的多噴嘴實(shí)驗(yàn)系統(tǒng) |
| 2.2 實(shí)驗(yàn)測量系統(tǒng) |
| 2.2.1 流量測量 |
| 2.2.2 溫度測量 |
| 2.2.3 總壓和動(dòng)態(tài)壓力測量 |
| 2.2.4 煙氣組分測量 |
| 2.2.5 壁面振動(dòng)測量 |
| 2.2.6 燃油噴嘴霧化特性測量 |
| 2.2.7 圖像視頻采集 |
| 2.2.8 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng) |
| 2.3 粒子圖像測速(PIV)系統(tǒng) |
| 2.3.1 PIV測量系統(tǒng)組成 |
| 2.3.2 PIV測速原理 |
| 2.3.3 PIV使用中需關(guān)注的問題 |
| 2.4 燃燒室性能參數(shù)計(jì)算 |
| 2.4.1 燃燒效率 |
| 2.4.2 總壓恢復(fù)系數(shù) |
| 2.4.3 出口溫度分布系數(shù) |
| 2.4.4 污染物濃度計(jì)算 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 第3章 單頭部燃燒室性能實(shí)驗(yàn)研究 |
| 3.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)對燃燒特性的影響 |
| 3.1.1 實(shí)驗(yàn)方案和內(nèi)容 |
| 3.1.2 燃料噴頭與旋流杯文氏管不同組合的影響 |
| 3.1.3 旋流器流通面積的影響 |
| 3.2 進(jìn)氣參數(shù)對燃燒特性的影響 |
| 3.3單頭部燃燒室常壓?；瘜?shí)驗(yàn) |
| 3.3.1 實(shí)驗(yàn)件及實(shí)驗(yàn)系統(tǒng) |
| 3.3.2 實(shí)驗(yàn)內(nèi)容及方案 |
| 3.3.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析 |
| 3.4 本章小結(jié) |
| 第4章 壁面與周期旋流邊界條件下的流場結(jié)構(gòu)分析 |
| 4.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì) |
| 4.1.1 實(shí)驗(yàn)內(nèi)容 |
| 4.1.2 2D-3C PIV參數(shù)設(shè)置 |
| 4.2 壁面約束對流場結(jié)構(gòu)的影響 |
| 4.2.1 旋流流場的三維特征 |
| 4.2.2 冷態(tài)流場 |
| 4.2.3 熱態(tài)流場 |
| 4.3 相鄰噴嘴對流場結(jié)構(gòu)的影響 |
| 4.4 本章小結(jié) |
| 第5章 多噴嘴相互作用研究及噴嘴間距設(shè)計(jì) |
| 5.1 引言 |
| 5.2 實(shí)驗(yàn)方案和內(nèi)容 |
| 5.3 噴嘴間距對點(diǎn)火聯(lián)焰的影響 |
| 5.3.1 當(dāng)量比與最大傳焰距離關(guān)系 |
| 5.3.2 傳焰動(dòng)態(tài)過程 |
| 5.4 噴嘴間距對貧熄特性的影響 |
| 5.5 噴嘴間距對流場結(jié)構(gòu)的影響 |
| 5.5.1 PIV參數(shù)設(shè)置 |
| 5.5.2 冷態(tài)流場 |
| 5.5.3 熱態(tài)流場 |
| 5.6 噴嘴間距對NO排放的影響 |
| 5.7 本章小結(jié) |
| 第6章 三頭部燃燒室性能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn) |
| 6.1 引言 |
| 6.1.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)康?/td> |
| 6.1.2 燃燒室性能要求 |
| 6.1.3 模化實(shí)驗(yàn)方法 |
| 6.2 實(shí)驗(yàn)件與實(shí)驗(yàn)臺(tái) |
| 6.2.1 燃油噴嘴結(jié)構(gòu) |
| 6.2.2 三頭部燃燒室結(jié)構(gòu) |
| 6.2.3 實(shí)驗(yàn)臺(tái)介紹 |
| 6.3 測試方案及內(nèi)容 |
| 6.4 三頭部實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析 |
| 6.4.1 燃油噴嘴霧化特性 |
| 6.4.2 燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù) |
| 6.4.3 出口溫度分布 |
| 6.4.4 燃燒效率和污染物排放 |
| 6.5 本章小結(jié) |
| 第7章 結(jié)論與展望 |
| 7.1 結(jié)論 |
| 7.2 主要?jiǎng)?chuàng)新成果 |
| 7.3 展望 |
| 符號表 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 附錄:實(shí)驗(yàn)誤差分析 |
| 致謝 |
| 作者簡歷及攻讀學(xué)位期間發(fā)表的學(xué)術(shù)論文與研究成果 |
（4）分布式供能系統(tǒng)中的聯(lián)合循環(huán)特性研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 緒論 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.1.1 國外分布式供能系統(tǒng)發(fā)展 |
| 1.1.2 國內(nèi)分布式供能系統(tǒng)發(fā)展 |
| 1.2 分布式供能系統(tǒng)研究動(dòng)態(tài) |
| 1.2.1 燃?xì)廨啓C(jī)為核心的大型分布式供能系統(tǒng) |
| 1.2.2 內(nèi)燃機(jī)為核心的小型分布式供能系統(tǒng) |
| 1.2.3 有機(jī)朗肯循環(huán)和斯特林熱機(jī)在余熱回收中的應(yīng)用 |
| 1.2.4 分布式供能系統(tǒng)中不同原動(dòng)機(jī)的特點(diǎn) |
| 1.3 分布式供能系統(tǒng)發(fā)展趨勢 |
| 1.3.1 耦合可再生能源的分布式供能系統(tǒng) |
| 1.3.2 基于生物質(zhì)氣化的分布式供能系統(tǒng) |
| 1.4 本文研究主要內(nèi)容 |
| 第2章 分布式供能系統(tǒng)中的循環(huán)單元及能量轉(zhuǎn)換機(jī)理 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 分布式供能系統(tǒng)的組成部件 |
| 2.3 分布式供能系統(tǒng)的循環(huán)單元 |
| 2.3.1 布雷頓循環(huán) |
| 2.3.2 狄賽爾循環(huán) |
| 2.3.3 朗肯循環(huán) |
| 2.3.4 有機(jī)朗肯循環(huán) |
| 2.3.5 斯特林循環(huán) |
| 2.3.6 壓縮式制冷循環(huán) |
| 2.3.7 吸收式制冷循環(huán) |
| 2.4 分布式供能系統(tǒng)的集成原則及耦合機(jī)理 |
| 2.4.1 熱能的梯級利用 |
| 2.4.2 物理能與化學(xué)能的梯級利用 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 第3章 基于燃?xì)廨啓C(jī)的大型分布式供能系統(tǒng) |
| 3.1 引言 |
| 3.2 基于燃?xì)廨啓C(jī)的大型分布式供能系統(tǒng) |
| 3.2.1 系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù) |
| 3.2.2 系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型 |
| 3.2.3 系統(tǒng)性能評價(jià)準(zhǔn)則 |
| 3.3 系統(tǒng)聯(lián)合循環(huán)熱力學(xué)特性 |
| 3.4 系統(tǒng)靜態(tài)(?)特性 |
| 3.4.1 傳統(tǒng)(?)分析 |
| 3.4.2 先進(jìn)(?)分析 |
| 3.4.3 瞬時(shí)(?)損 |
| 3.5 系統(tǒng)逐時(shí)(?)特性 |
| 3.5.1 系統(tǒng)整體逐時(shí)(?)特性 |
| 3.5.2 布雷頓循環(huán)逐時(shí)(?)特性 |
| 3.5.3 朗肯循環(huán)逐時(shí)(?)特性 |
| 3.5.4 太陽能集熱器逐時(shí)(?)特性 |
| 3.6 本章小結(jié) |
| 第4章 基于綠色燃料的船用中型分布式供能系統(tǒng) |
| 4.1 引言 |
| 4.2 分布式供能系統(tǒng)中二甲醚燃料的制備 |
| 4.2.1 二甲醚燃料特性 |
| 4.2.2 二甲醚燃料制備系統(tǒng) |
| 4.2.3 系統(tǒng)能量流動(dòng)分析 |
| 4.3 基于綠色燃料的船用分布式聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng) |
| 4.3.1 系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù) |
| 4.3.2 有機(jī)朗肯循環(huán)回收煙氣余熱性能分析 |
| 4.4 有機(jī)朗肯循環(huán)與斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)余熱回收對比 |
| 4.4.1 所需熱源溫度及熱效率對比 |
| 4.4.2 輸出功率對比 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 第5章 基于二甲醚內(nèi)燃機(jī)的小型分布式供能系統(tǒng) |
| 5.1 引言 |
| 5.2 以內(nèi)燃機(jī)為原動(dòng)機(jī)的小型分布式供能系統(tǒng) |
| 5.3 分布式供能系統(tǒng)中內(nèi)燃機(jī)的實(shí)驗(yàn)特性 |
| 5.3.1 內(nèi)燃機(jī)實(shí)驗(yàn)臺(tái) |
| 5.3.2 實(shí)驗(yàn)測量設(shè)備 |
| 5.3.3 實(shí)驗(yàn)臺(tái)控制設(shè)備 |
| 5.4 內(nèi)燃機(jī)的性能指標(biāo) |
| 5.4.1 指示指標(biāo) |
| 5.4.2 有效指標(biāo) |
| 5.5 實(shí)驗(yàn)工況及結(jié)果 |
| 5.6 分布式供能系統(tǒng)研究方法 |
| 5.6.1 部件數(shù)學(xué)模型 |
| 5.6.2 能量平衡方程 |
| 5.6.3 系統(tǒng)評價(jià)準(zhǔn)則 |
| 5.6.4 系統(tǒng)計(jì)算流程 |
| 5.7 本章小結(jié) |
| 第6章 小型分布式供能系統(tǒng)特性及優(yōu)化分析 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 小型分布式供能系統(tǒng)特性 |
| 6.2.1 用戶建筑能耗分析 |
| 6.2.2 系統(tǒng)能源供應(yīng)逐時(shí)分析 |
| 6.2.3 系統(tǒng)性能逐時(shí)分析 |
| 6.3 分布式供能系統(tǒng)中內(nèi)燃機(jī)與燃?xì)廨啓C(jī)對比 |
| 6.3.1 主要設(shè)備參數(shù)計(jì)算 |
| 6.3.2 原動(dòng)機(jī)對比分析 |
| 6.4 分布式供能系統(tǒng)集熱器面積優(yōu)化 |
| 6.4.1 優(yōu)化理論 |
| 6.4.2 結(jié)果分析 |
| 6.5 系統(tǒng)敏感性分析 |
| 6.5.1 能源價(jià)格對投資回收期影響 |
| 6.5.2 不同燃料價(jià)格對比分析 |
| 6.6 本章小結(jié) |
| 第7章 結(jié)論與展望 |
| 7.1 結(jié)論 |
| 7.2 創(chuàng)新點(diǎn) |
| 7.3 展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 攻讀博士學(xué)位期間發(fā)表的論文及其它成果 |
| 攻讀博士學(xué)位期間參加的科研工作 |
| 致謝 |
| 作者簡介 |
（6）基于沼氣利用的微燃機(jī)預(yù)混噴嘴流動(dòng)與燃燒特性研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 研究背景及意義 |
| 1.2 國內(nèi)外研究發(fā)展現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 沼氣利用 |
| 1.2.2 分布式供能系統(tǒng) |
| 1.2.3 微型燃?xì)廨啓C(jī) |
| 1.2.4 燃燒室噴嘴 |
| 1.3 本文研究內(nèi)容 |
| 第二章 數(shù)學(xué)模型及試驗(yàn)分析方法 |
| 2.1 數(shù)學(xué)模型 |
| 2.1.1 控制方程 |
| 2.1.2 湍流數(shù)值模擬方法 |
| 2.1.3 燃燒模型 |
| 2.1.4 NO_x生成模型 |
| 2.2 數(shù)據(jù)分析方法 |
| 2.2.1 本征正交分解 |
| 2.2.2 快速傅里葉變換 |
| 2.3 火焰可見光成像測量 |
| 2.3.1 火焰光譜 |
| 2.3.2 火焰三維重構(gòu) |
| 2.4 本章小結(jié) |
| 第三章 預(yù)混噴嘴混合性能影響參數(shù)分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化 |
| 3.1 預(yù)混噴嘴結(jié)構(gòu)建模及參數(shù)設(shè)定 |
| 3.2 預(yù)混噴嘴混合性能參數(shù)化指標(biāo) |
| 3.3 流動(dòng)參數(shù)對噴嘴混合性能影響 |
| 3.3.1 當(dāng)量比 |
| 3.3.2 燃料組分 |
| 3.3.3 動(dòng)量比 |
| 3.4 結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴嘴混合性能影響 |
| 3.4.1 燃料孔尺寸 |
| 3.4.2 空氣孔結(jié)構(gòu) |
| 3.4.3 空氣通道結(jié)構(gòu) |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 第四章 預(yù)混噴嘴流動(dòng)及燃燒性能分析 |
| 4.1 預(yù)混噴嘴瞬態(tài)計(jì)算域建模及PIV試驗(yàn)臺(tái)設(shè)計(jì) |
| 4.1.1 噴嘴瞬態(tài)計(jì)算流體域 |
| 4.1.2 噴嘴冷態(tài)PIV試驗(yàn)臺(tái) |
| 4.2 預(yù)混噴嘴內(nèi)部渦耗散過程 |
| 4.2.1 流線分布 |
| 4.2.2 壓力波動(dòng) |
| 4.2.3 渦量分布 |
| 4.3 預(yù)混噴嘴流動(dòng)不穩(wěn)定性 |
| 4.3.1 旋流形態(tài) |
| 4.3.2 速度波動(dòng)及POD分析 |
| 4.4 燃燒區(qū)域燃燒不穩(wěn)定性及污染物生成 |
| 4.4.1 主燃區(qū)溫度分布及波動(dòng) |
| 4.4.2 近壁面溫度分布及波動(dòng) |
| 4.4.3 污染物生成 |
| 4.5 當(dāng)量比對流動(dòng)及燃燒性能影響 |
| 4.5.1 預(yù)混噴嘴內(nèi)部旋流形態(tài) |
| 4.5.2 預(yù)混噴嘴出口速度波動(dòng) |
| 4.5.3 燃燒區(qū)域內(nèi)部溫度分布及波動(dòng) |
| 4.6 本章小結(jié) |
| 第五章 弱旋流預(yù)混噴嘴火焰形態(tài)及不穩(wěn)定性分析 |
| 5.1 LSPN燃燒試驗(yàn)設(shè)備 |
| 5.1.1 LSPN燃燒試驗(yàn)件 |
| 5.1.2 LSPN燃燒試驗(yàn)臺(tái) |
| 5.1.3 火焰可見光成像測量系統(tǒng) |
| 5.2 LSPN與 OPN火焰形態(tài)不穩(wěn)定性對比 |
| 5.3 二次空氣對火焰形態(tài)及不穩(wěn)定性影響 |
| 5.3.1 二次空氣流量分配 |
| 5.3.2 時(shí)均火焰形態(tài) |
| 5.3.3 時(shí)均火焰各部分間差異 |
| 5.3.4 火焰形態(tài)不穩(wěn)定性 |
| 5.3.5 沼氣燃燒火焰 |
| 5.4 燃料組分對火焰形態(tài)及不穩(wěn)定性影響 |
| 5.4.1 火焰瞬時(shí)投影及三維形態(tài)重構(gòu) |
| 5.4.2 沼氣火焰形態(tài)不穩(wěn)定性 |
| 5.5 本章小結(jié) |
| 第六章 環(huán)形燃燒室多噴嘴燃燒特性分析 |
| 6.1 環(huán)形燃燒室整體結(jié)構(gòu)及計(jì)算域建模 |
| 6.2 噴嘴周邊二次空氣對燃燒室燃燒特性影響 |
| 6.2.1 燃燒室空氣分配 |
| 6.2.2 燃燒室流線分布 |
| 6.2.3 燃燒室內(nèi)部溫度分布 |
| 6.2.4 燃燒室內(nèi)襯及噴嘴壁面溫度 |
| 6.2.5 污染物排放 |
| 6.3 多燃料利用對燃燒室燃燒特性影響 |
| 6.3.1 燃燒室整體性能指標(biāo)及氣量分配 |
| 6.3.2 燃燒室內(nèi)部溫度分布 |
| 6.3.3 燃燒室壁面溫度及熱流量 |
| 6.3.4 污染物排放 |
| 6.4 本章小結(jié) |
| 第七章 全文總結(jié)及展望 |
| 7.1 工作總結(jié) |
| 7.2 創(chuàng)新點(diǎn) |
| 7.3 研究展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 致謝 |
| 攻讀博士學(xué)位期間已發(fā)表或錄用的論文 |
（7）熔融碳酸鹽燃料電池-微型燃?xì)廨啓C(jī)混合發(fā)電系統(tǒng)半實(shí)物仿真研究（論文提綱范文）
| 中文摘要 |
| 英文摘要 |
| 主要符號表 |
| 1 緒論 |
| 1.1 研究背景和意義 |
| 1.2 MCFC研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 MCFC發(fā)展現(xiàn)狀 |
| 1.2.2 MCFC研究現(xiàn)狀 |
| 1.3 MCFC-MGT研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.1 實(shí)驗(yàn)研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.2 仿真研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.3 半實(shí)物仿真研究現(xiàn)狀 |
| 1.4 本文主要工作 |
| 1.5 本文主要?jiǎng)?chuàng)新點(diǎn) |
| 2 MCFC實(shí)時(shí)仿真模型開發(fā) |
| 2.1 引言 |
| 2.2 MCFC數(shù)學(xué)模型 |
| 2.2.1 MCFC結(jié)構(gòu)及原理 |
| 2.2.2 MCFC的集總參數(shù)模型 |
| 2.2.3 MCFC的一維分布參數(shù)模型 |
| 2.3 嵌入仿真平臺(tái)中的實(shí)現(xiàn)方法 |
| 2.3.1 算法的選取 |
| 2.3.2 Gear算法 |
| 2.3.3 APROS和DLL的混合仿真 |
| 2.4 MCFC仿真結(jié)果 |
| 2.4.1 MCFC模型穩(wěn)態(tài)驗(yàn)證 |
| 2.4.2 MCFC模型動(dòng)態(tài)驗(yàn)證 |
| 2.4.3 MCFC集總參數(shù)模型瞬態(tài)分析 |
| 2.4.4 MCFC一維分布參數(shù)模型瞬態(tài)分析 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 3 MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)中Sim-Stim界面模型的驗(yàn)證 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 模型描述 |
| 3.2.1 研究對象介紹 |
| 3.2.2 數(shù)學(xué)模型 |
| 3.3 模型驗(yàn)證 |
| 3.4 仿真結(jié)果分析 |
| 3.4.1 MCFC電流密度階躍下降5% |
| 3.4.2 MCFC電流密度階躍上升5% |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 4 MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)的構(gòu)建 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)介紹 |
| 4.2.1 MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)介紹 |
| 4.2.2 MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)結(jié)構(gòu) |
| 4.3 MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)中實(shí)物部分 |
| 4.3.1 MGT子系統(tǒng) |
| 4.3.2 Sim-Stim界面模型 |
| 4.4 MCFC數(shù)值模型 |
| 4.5 MCFC-MGT半實(shí)物仿真系統(tǒng)的啟動(dòng)模擬 |
| 4.5.1 MCFC-MGT穩(wěn)態(tài)仿真 |
| 4.5.2 半實(shí)物仿真系統(tǒng)啟動(dòng)模擬 |
| 4.6 本章小結(jié) |
| 5 基于半實(shí)物仿真的MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)特性研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 實(shí)驗(yàn)方案和參數(shù) |
| 5.2.1 實(shí)驗(yàn)方案 |
| 5.2.2 實(shí)驗(yàn)步驟 |
| 5.3 仿真實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 5.3.1 燃料利用率的影響 |
| 5.3.2 MCFC-MGT混合發(fā)電系統(tǒng)負(fù)荷響應(yīng)特性分析 |
| 5.4 本章小結(jié) |
| 6 結(jié)論與展望 |
| 6.1 本文主要結(jié)論 |
| 6.2 后續(xù)研究工作展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 附錄 |
| A.作者在攻讀博士學(xué)位期間發(fā)表的學(xué)術(shù)論文 |
| B.作者在攻讀博士學(xué)位期間參與的科研項(xiàng)目 |
| C.作者在攻讀博士學(xué)位期間的發(fā)明專利 |
| D.學(xué)位論文數(shù)據(jù)集 |
| 致謝 |
（8）燃燒器幾何結(jié)構(gòu)對于非預(yù)混旋流燃燒熱聲不穩(wěn)定的影響及其控制研究（論文提綱范文）
| 致謝 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符號清單 |
| 1.緒論 |
| 1.1 研究背景及意義 |
| 1.2 燃燒熱聲不穩(wěn)定 |
| 1.2.1 流體不穩(wěn)定 |
| 1.2.2 火焰不穩(wěn)定 |
| 1.2.3 火焰-渦團(tuán)耦合 |
| 1.2.4 當(dāng)量比波動(dòng) |
| 1.2.5 霧化和蒸發(fā)過程的影響 |
| 1.3 燃燒熱聲不穩(wěn)定的實(shí)驗(yàn)和模擬研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.1 燃燒熱聲不穩(wěn)定的實(shí)驗(yàn)研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.2 燃燒熱聲不穩(wěn)定的模擬研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.3 國內(nèi)燃燒熱聲不穩(wěn)定研究現(xiàn)狀 |
| 1.4 燃燒熱聲不穩(wěn)定的被動(dòng)控制研究現(xiàn)狀 |
| 1.5 本文的研究內(nèi)容及組織結(jié)構(gòu) |
| 2.非預(yù)混火焰在聲場激勵(lì)下的響應(yīng) |
| 2.1 引言 |
| 2.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)置 |
| 2.3 燃燒室聲學(xué)模式分析 |
| 2.4 燃燒器入口段長度對火焰聲場響應(yīng)的影響 |
| 2.5 火焰分隔板的影響 |
| 2.6 非線性壓力響應(yīng) |
| 2.7 本章小結(jié) |
| 3.重油鍋爐旋流燃燒熱聲不穩(wěn)定一維分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 熱聲線性模型 |
| 3.2.1 縱向模式 |
| 3.2.2 橫向模式 |
| 3.2.3 垂直模式 |
| 3.3 燃燒器燃燒模擬 |
| 3.4 重油鍋爐熱聲不穩(wěn)定的一維分析 |
| 3.4.1 火焰指數(shù)和時(shí)間延遲的影響 |
| 3.4.2 燃燒器入口段長度的影響 |
| 3.4.3 火焰分隔板的影響 |
| 3.5 沙特延布660 MW油氣鍋爐熱聲不穩(wěn)定預(yù)測 |
| 3.6 本章小結(jié) |
| 4.重油鍋爐的低NOx燃燒及三維熱聲不穩(wěn)定分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 重油鍋爐熱聲不穩(wěn)定的三維模擬 |
| 4.3 重油鍋爐爐膛燃燒模擬 |
| 4.4 火焰分隔板對于爐膛NOx排放的影響 |
| 4.5 火焰分隔板對于爐膛燃燒不穩(wěn)定性的影響 |
| 4.6 本章小結(jié) |
| 5.單層多孔吸聲板吸聲特性 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 偏流下多孔吸聲板吸聲理論 |
| 5.3 實(shí)驗(yàn)設(shè)置 |
| 5.4 單層多孔板的吸聲特性 |
| 5.4.1 理論計(jì)算比較 |
| 5.4.2偏流下單層多孔板吸聲特性的模擬和實(shí)驗(yàn) |
| 5.5 本章小結(jié) |
| 6.雙層多孔吸聲板的吸聲特性 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 理論計(jì)算 |
| 6.3 實(shí)驗(yàn)設(shè)置 |
| 6.4 雙層多孔板的吸聲特性 |
| 6.4.1 偏流速度的影響 |
| 6.4.2 壓力幅值的影響 |
| 6.5 本章小結(jié) |
| 7.多孔吸聲板在非預(yù)混火焰強(qiáng)迫聲場下的被動(dòng)控制 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)置 |
| 7.3 多孔板的吸收特性 |
| 7.4 多孔吸聲板對非預(yù)混火焰聲場響應(yīng)的影響 |
| 7.5 本章小結(jié) |
| 8.全文總結(jié)與展望 |
| 8.1 全文總結(jié) |
| 8.1.1 主要研究成果和結(jié)論 |
| 8.1.2 主要?jiǎng)?chuàng)新點(diǎn) |
| 8.2 下一步工作展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 作者簡介 |
| 教育背景 |
| 發(fā)表論文 |
| 授權(quán)專利 |
| 項(xiàng)目經(jīng)歷 |
（9）15kWth微型燃?xì)廨啓C(jī)加壓燃燒室燃燒性能研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 緒論 |
| 1.1 課題背景及研究的目的和意義 |
| 1.2 國內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 車用微型燃?xì)廨啓C(jī)國內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.2 微型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室國內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.3 火焰圖像處理國內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.4 壓力對燃燒室性能的影響 |
| 1.3 本文的主要研究內(nèi)容 |
| 第2章 加壓燃燒室變負(fù)荷燃燒排放特性分析 |
| 2.1 試驗(yàn)臺(tái)簡介 |
| 2.2 燃燒室供油結(jié)構(gòu)優(yōu)化 |
| 2.2.1 供油方式優(yōu)化 |
| 2.2.2 噴油嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化 |
| 2.3 15 KW_(th)加壓燃燒室燃燒試驗(yàn)內(nèi)容 |
| 2.3.1 試驗(yàn)臺(tái)可行性驗(yàn)證 |
| 2.3.2 燃燒數(shù)據(jù)采集試驗(yàn) |
| 2.4 15 KW_(th)加壓燃燒室燃燒試驗(yàn)結(jié)果及分析 |
| 2.4.1 不同熱功率下壓力對燃燒室出口溫度的影響 |
| 2.4.2 不同熱功率下壓力對CO排放量的影響 |
| 2.4.3 不同熱功率下壓力對NO排放量的影響 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 第3章 加壓燃燒室流場數(shù)值模擬 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 加壓燃燒室流場數(shù)值模擬基本流程 |
| 3.2.1 構(gòu)建燃燒室流域三維模型 |
| 3.2.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證 |
| 3.3 FLUENT求解器中模型及邊界條件選擇 |
| 3.3.1 基本控制方程數(shù)學(xué)模型 |
| 3.3.2 計(jì)算邊界條件及求解模型 |
| 3.4 加壓燃燒室流場數(shù)值模擬 |
| 3.4.1 壓力對冷態(tài)條件下燃燒室速度場影響 |
| 3.4.2 壓力對冷態(tài)條件下燃油蒸氣擴(kuò)散影響 |
| 3.4.3 燃燒室冷態(tài)流場模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比 |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 第4章 基于火焰圖像處理的燃燒評價(jià)方法 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 火焰圖像拍攝及處理研究方法 |
| 4.2.1 拍攝火焰圖像 |
| 4.2.2 火焰圖像處理方法 |
| 4.3 火焰圖像處理結(jié)果 |
| 4.3.1 火焰充滿度 |
| 4.3.2 火焰亮度 |
| 4.3.3 火焰質(zhì)心位置 |
| 4.3.4 火焰質(zhì)心徑向運(yùn)動(dòng)速度 |
| 4.3.5 火焰質(zhì)心角速度 |
| 4.3.6 火焰閃爍頻率 |
| 4.4 利用排放特性預(yù)測火焰圖像信息 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 第5章 15KW_(th)加壓燃燒室點(diǎn)火升負(fù)荷優(yōu)化試驗(yàn) |
| 5.1 引言 |
| 5.2 點(diǎn)火升負(fù)荷試驗(yàn)流程及要求 |
| 5.3 燃燒室升負(fù)荷試驗(yàn)結(jié)果及過程優(yōu)化 |
| 5.4 本章小結(jié) |
| 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 攻讀碩士學(xué)位期間發(fā)表的論文及其它成果 |
| 致謝 |
（10）整體煤氣化濕空氣透平循環(huán)動(dòng)態(tài)建模及模型在回路控制平臺(tái)研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符號說明表 |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.1.1 中國能源結(jié)構(gòu)與環(huán)境問題 |
| 1.1.2 潔凈煤技術(shù)和整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)(IGCC) |
| 1.1.3 濕空氣透平(HAT)循環(huán)和整體煤氣化濕空氣透平(IGHAT)循環(huán) |
| 1.1.4 熱力系統(tǒng)仿真和模型在回路控制平臺(tái) |
| 1.2 整體煤氣化濕空氣透平(IGHAT)循環(huán)研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 氣化爐和IGCC研究 |
| 1.2.2 飽和器和HAT循環(huán)研究 |
| 1.2.3 模型在回路仿真與控制系統(tǒng)研究 |
| 1.3 本文的主要工作 |
| 第二章 基于容積-阻力特性模型的氣化爐建模 |
| 2.1 氣化爐概述 |
| 2.1.1 氣化爐的原理和分類 |
| 2.1.2 Shell氣化爐介紹 |
| 2.2 基于容積-阻力特性的氣化爐建模 |
| 2.2.1 容積-阻力特性模型 |
| 2.2.2 質(zhì)量和化學(xué)反應(yīng)方程 |
| 2.2.3 能量方程 |
| 2.2.4 渣層模型 |
| 2.3 氣化爐模型驗(yàn)證與分析 |
| 2.3.1 穩(wěn)態(tài)仿真結(jié)果 |
| 2.3.2 動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果及分析 |
| 2.4 氣化爐控制邏輯及控制性能仿真 |
| 2.4.1 氣化爐控制對象分析 |
| 2.4.2 氣化爐分散PID控制 |
| 2.4.3 氣化爐模糊控制 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 第三章 飽和器性能試驗(yàn)及新型動(dòng)態(tài)建模方法 |
| 3.1 飽和器基本原理和實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)介紹 |
| 3.1.1 飽和器基本原理 |
| 3.1.2 飽和器實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)介紹 |
| 3.1.3 飽和器空氣加濕實(shí)驗(yàn)和結(jié)果介紹 |
| 3.2 飽和器建模原理 |
| 3.2.1 經(jīng)典傳熱傳質(zhì)理論 |
| 3.2.2 飽和曲線和工作線 |
| 3.2.3 基于飽和曲線的穩(wěn)態(tài)建模 |
| 3.2.4 基于飽和曲線的動(dòng)態(tài)建模 |
| 3.3 飽和器模型驗(yàn)證 |
| 3.3.1 穩(wěn)態(tài)仿真結(jié)果 |
| 3.3.2 動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果 |
| 3.4 本章小結(jié) |
| 第四章 IGHAT循環(huán)系統(tǒng)建模及模型在回路控制平臺(tái) |
| 4.1 IGHAT循環(huán)部件及系統(tǒng)建模 |
| 4.1.1 燃?xì)廨啓C(jī)建模 |
| 4.1.2 換熱器建模 |
| 4.1.3 IGHAT循環(huán)系統(tǒng)建模 |
| 4.1.4 建模軟件介紹 |
| 4.2 HAT循環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置介紹及模型驗(yàn)證 |
| 4.2.1 HAT循環(huán)分軸燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)臺(tái)介紹 |
| 4.2.2 等燃油控制試驗(yàn)及模型驗(yàn)證 |
| 4.3 IGHAT循環(huán)性能仿真 |
| 4.3.1 燃料切換過程仿真 |
| 4.3.2 等功率加濕過程仿真 |
| 4.3.3 喘振邊界仿真 |
| 4.4 IGHAT循環(huán)模型在回路控制平臺(tái)研究 |
| 4.4.1 模型在回路控制平臺(tái)設(shè)計(jì) |
| 4.4.2 基于Ovation控制系統(tǒng)的邏輯組態(tài) |
| 4.4.3 基于Ovation控制系統(tǒng)的模型在回路仿真結(jié)果 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 第五章 基于OVATION DCS的 IGHAT循環(huán)仿真培訓(xùn)系統(tǒng) |
| 5.1 仿真培訓(xùn)系統(tǒng)框架設(shè)計(jì) |
| 5.1.1 基于西門子V94.3A的 IGHAT循環(huán)電站 |
| 5.1.2 基于Ovation DCS的仿真培訓(xùn)平臺(tái) |
| 5.2 仿真培訓(xùn)系統(tǒng)功能實(shí)現(xiàn) |
| 5.2.1 定義結(jié)構(gòu)體 |
| 5.2.2 創(chuàng)建、初始化共享區(qū) |
| 5.2.3 模型運(yùn)算與數(shù)據(jù)交互 |
| 5.3 仿真培訓(xùn)系統(tǒng)功能及使用說明 |
| 5.3.1 仿真培訓(xùn)系統(tǒng)功能介紹 |
| 5.3.2 仿真培訓(xùn)系統(tǒng)使用說明 |
| 5.4 本章小結(jié) |
| 第六章 總結(jié)與展望 |
| 6.1 主要結(jié)論 |
| 6.2 主要?jiǎng)?chuàng)新點(diǎn) |
| 6.3 未來工作展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 致謝 |
| 攻讀博士學(xué)位期間已發(fā)表或錄用的論文 |
四、Experimental Study on the Dynamic Characteristics of a Gas Turbine Combustor Burning Syn-gas（論文參考文獻(xiàn)）
- [1]旋流預(yù)混燃燒熱聲不穩(wěn)定的動(dòng)態(tài)特性與控制研究[D]. 陶成飛. 浙江大學(xué), 2021(01)
- [2]重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室污染物排放預(yù)估模型研究[D]. 趙巧男. 沈陽工程學(xué)院, 2021
- [3]航改燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室頭部結(jié)構(gòu)參數(shù)及燃燒特性研究[D]. 姜磊. 中國科學(xué)院大學(xué)(中國科學(xué)院工程熱物理研究所), 2020(08)
- [4]分布式供能系統(tǒng)中的聯(lián)合循環(huán)特性研究[D]. 王樹成. 華北電力大學(xué)(北京), 2020
- [5]IGCC電站燃?xì)廨啓C(jī)啟動(dòng)燃料的替換研究[J]. 穆延非,史紹平,張波,王相平,秦曄. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2020(03)
- [6]基于沼氣利用的微燃機(jī)預(yù)混噴嘴流動(dòng)與燃燒特性研究[D]. 劉閎釗. 上海交通大學(xué), 2020(01)
- [7]熔融碳酸鹽燃料電池-微型燃?xì)廨啓C(jī)混合發(fā)電系統(tǒng)半實(shí)物仿真研究[D]. 鄧康杰. 重慶大學(xué), 2019(01)
- [8]燃燒器幾何結(jié)構(gòu)對于非預(yù)混旋流燃燒熱聲不穩(wěn)定的影響及其控制研究[D]. 孟晟. 浙江大學(xué), 2019(04)
- [9]15kWth微型燃?xì)廨啓C(jī)加壓燃燒室燃燒性能研究[D]. 齊寶恒. 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2019(02)
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標(biāo)簽：燃燒室論文; 噴嘴論文; nox論文; 燃?xì)廨啓C(jī)論文; 系統(tǒng)仿真論文;