一、超超临界锅炉的发展与关键问题（论文文献综述）
段鹏[1]（2021）在《超超临界机组耐热钢和高温合金的性能劣化研究》文中研究指明超超临界燃煤发电技术是洁净煤利用的重要途径,安全稳定运行是确保超超临界机组清洁高效、经济运行的基础。随着我国向“3060”双碳目标发展战略的迈进,超超临界机组频繁参与深度调峰,这将导致高温部件材料的老化与损伤问题日益突出,亟需深入研究其在长时间、复杂工况服役下的微结构与力学性能劣化规律。P92马氏体耐热钢和Incone1783高温合金以及T23贝氏体耐热钢是超超临界火电机组的关键材料。本文对P92马氏体耐热钢、Incone1783高温合金及T23贝氏体耐热钢进行了长时间高温下的性能劣化特性研究,主要工作如下:（1）开展了 P92钢在650℃下29000h、680℃下21000h的长时间高温时效老化实验。P92钢的室温强度、高温强度和硬度,在时效初期1000h内均出现明显下降,之后在650℃时效至29000h基本保持稳定不变,但在680℃下时效至18000h时明显下降。P92钢的室温塑性和高温塑性均在时效早期出现快速下降,之后基本不变。Laves相在时效初期1000h时均快速析出,其粗化现象十分显着且粗化速率高于M23C6相的粗化速率。680℃时效比650℃时效更容易引起马氏体板条结构的回复和Laves相的粗化团聚,680℃时效至7000h与650℃时效至20000h具有相同的此类特征。马氏体板条结构的稳定对于保持P92钢的强度性能起主导作用。（2）开展了 P92钢在610℃、630℃、650℃下的等温持久强度实验以及显微硬度与蠕变断裂时间的变化规律研究,建立了 610℃、630℃、650℃下基于持久强度的P92钢蠕变断裂寿命评估模型和基于显微硬度的蠕变断裂寿命监测模型,该模型可用于实际服役中P92钢的蠕变损伤寿命评估。发现Laves相在610℃下蠕变1000h时已经析出,而在650℃下蠕变3915h出现明显的粗化团聚现象。相同的老化温度下,蠕变比时效更易促进马氏体板条结构的回复。（3）通过对P92马氏体耐热钢在650℃和680℃下不同时效阶段的力学性能实验,得到了其在时效过程中硬度与强度仍基本满足线性关系的规律,并建立了P92钢老化过程中基于布氏硬度的静态拉伸强度预测模型,该模型可直接用于预测不同服役时间下P92钢的拉伸强度。（4）针对已经运行35000h的国产Incone1783合金分别在650℃和700℃下开展了 20000h的长时间高温时效老化实验。室温和高温强度在时效后均有不同程度的下降,但室温塑性均降低到极低水平,伸长率分别达3.7%和4.2%,合金出现严重脆化倾向;高温伸长率几乎保持不变,收缩率略有升高。Incone1783合金的高温性能优于室温性能。γ’相和β相的粗化及演变行为决定了合金的强度和塑性。700℃时效条件下合金中的γ’相和β相的粗化程度显着高于650℃同样时效时间下的相应程度。650℃和700℃时效20000h后,Incone1783合金的室温冲击韧性由初始值26J分别下降至3.8J和2.9J,表明高温时效后合金的室温脆性显着增高。研究发现,Inconel783合金的室温冲击韧性随老化时间呈指数函数的下降关系,提出了 Incone1783合金在650℃和700℃时效老化过程中的冲击韧性预测模型,可用于指导该合金在长期服役中的性能劣化监测。（5）研究了在569℃蒸汽温度下实际服役7.8万小时后末级再热器用T23钢的组织及性能,发现管子迎烟气侧强度均低于背烟气侧强度,且低于ASME SA213的标准下限而不满足使用要求。高温长期服役下T23钢晶界和晶内的M23C6会转变为M6C型碳化物,较多粗大的M6C相是导致T23钢性能劣化的主要原因。该研究结果可用于指导电站高温受热面的寿命及安全管理。
张肖龙[2]（2021）在《C-HRA-5奥氏体耐热钢焊接接头组织与性能研究》文中认为随着我国社会用电量的日益增加,由于目前火电机组技术水平落后、发电效率较低、排放污染严重,所以发展大容量、高效率的超超临界机组是未来火电发展的重要目标,是实现火电可持续发展的重要保障。火力电站蒸汽压力和温度参数的提高对关键部位的材料提出了更高的要求。过热器和再热器作为电站锅炉中服役环境最恶劣的部件,严重制约了电站机组的发展。因此,研发先进锅炉管材料是发电技术的关键。目前,C-HRA-5作为一种新型奥氏体耐热不锈钢,由于其抗高温氧化性能及高温力学性能优异被广泛应用。在实际应用过程中会出现大量C-HRA-5钢的焊接,因此,研究焊接接头的微观组织,对高温力学性能,持久强度的预测以及晶间腐蚀敏感性的影响,不仅可以为保证焊接质量提供理论依据,而且对确保机组安全有效的运行具有重要的实际意义。本文针对C-HRA-5钢焊接接头,综合利用金相光学显微镜、透射电子显微镜、扫描电子显微镜及能谱仪,以及室温力学性能试验、高温拉伸试验和双环电化学动电位再活化法等手段,研究了C-HRA-5钢焊接接头不同区域的微观组织结构以及其对室温拉伸性能、高温拉伸性能的影响,基于Larson-Miller参数,建立了高温持久强度预测的数学模型;研究了焊接接头在不同敏化温度下的微观组织变化规律以及其对晶间腐蚀敏感性的影响。在供货状态下C-HRA-5钢焊接接头的微观组织为奥氏体基体和析出相。焊缝区为粗大的树枝状奥氏体组织,在熔合线附近的焊缝区存在凝固晶粒边界（SGB）、凝固亚晶界（SSGB）和迁移晶粒边界（MGB）。热影响区和母材区的组织均为典型的奥氏体组织,且在基体中弥散分布着细小和聚集成块状的析出相。焊接过程中较大的热输入使得热影响区的晶粒有明显长大的趋势。焊缝金属的析出相主要有γ（Gamma）相和强化相γ’（Gamma prime）。在热影响区的奥氏体基体中,主要有MX相分布在晶内和晶界处,在母材区中,在晶内析出了块状的MX相和短棒状的Z相,在晶界处析出了球状的MX相和M23C6碳化物。在室温条件下对C-HRA-5钢焊接接头进行了不同速率下（0.01 mm/s、0.05 mm/s、0.1 mm/s）的拉伸试验。研究发现,当拉伸速率增大时,位错运动受阻,形变阻抗提高,使得随着拉伸速率的增大,焊接接头的抗拉强度和屈服强度增大,且屈服强度的变化更为敏感。供货状态下焊接接头的硬度值分布不均匀,熔合区的硬度最高,母材区的硬度最低,热影响区的硬度较高于母材,焊缝区的硬度较高于热影响区。由于多层多道焊可以起到焊后热处理的作用,所以焊缝根部的硬度较大。焊缝区Co元素的含量远远高于母材区,Co元素强化了γ’相,使得焊缝区的硬度较高。在高温条件下对C-HRA-5钢焊接接头进行了不同温度下（650℃、700℃、750℃）的拉伸试验,同室温拉伸试验一样,焊接接头均在焊缝处断裂,导致焊缝区强度较低的原因可能是焊缝区的晶粒粗大或化学成分不均匀以及元素的偏析。随着试验温度的升高,韧窝中的析出物和夹杂物随之增多,位错塞积作用增强,导致裂纹扩展加快最终断裂,使得焊接接头的强度和伸长率不断降低。基于L-M参数,利用状态函数和全微分的特征,建立了C-HRA-5钢焊接接头持久强度预测的数学模型,700℃时外推拟合公式为lgσ=2.76018-0.13151 lgτ,外推10万小时的持久强度为α105973=116.0203MPa。高于ASME SA-213标准的要求。在650℃～850℃敏化处理后,C-HRA-5钢焊接接头各区域的组织为奥氏体组织,随着敏化温度的升高,热影响区的晶粒尺寸呈现先增大后减小的趋势,这是由于温度的升高使得第二相析出增多,析出相对晶界产生钉扎作用,抑制了晶粒的长大。随着敏化温度的升高,大量M23C6碳化物沿晶界析出,造成晶界处贫铬,从而引起晶间腐蚀,焊接接头对晶间腐蚀的敏感性随之增大。通过对C-HRA-5钢焊接接头的微观组织分析、力学性能和晶间腐蚀敏感性的分析,表明C-HRA-5钢具有良好的焊接性,对其应用于超超临界锅炉过热器和再热器具有极其深远的实际意义。
王伟聪[3]（2021）在《新型奥氏体耐热不锈钢C-HRA-5的热变形行为及热加工图》文中指出现阶段,在全球电力供应需求增大和减少环境污染的时代背景下,超超临界燃煤发电逐渐成为我国电力供给的主要方式。研究表明提高火电机组的能源转换效率,减少CO2、SO2等污染物的排放,需要提高机组的运行参数,这对机组火电锅炉用关键部件如过热器、再热器管耐热材料的服役性能提出新的要求。但是目前我国此类耐热材料主要依赖国外进口,国产化的程度不高,限制了我国超超临界发电技术前进的脚步。因此开发能够满足我国机组要求的新一代耐热材料及其制造技术,对于我国工业发展具有重要的现实意义。由山西太钢和钢铁研究总院共同研发的新一代奥氏体耐热不锈钢C-HRA-5,在苛刻的服役环境下仍然具有良好的性能,能够满足实际应用的需求。目前C-HRA-5耐热钢处于试制阶段,在材料热轧生产过程中可能会出现裂纹、变形不均匀等缺陷,对于材料加工成型过程中最佳的工艺参数范围尚未完全了解。因此,研究C-HRA-5耐热钢的热变形行为和可加工性,获得优异的热加工工艺参数,对材料批量生产应用及产品质量有重要的意义。本文使用Gleeble-3800试验机对新型奥氏体耐热不锈钢C-HRA-5进行双道次热压缩实验。实验在变形温度为900～1100℃,应变速率为0.01～1 s-1,道次间隙时间分别为1s,5 s,15 s,30 s的参数下获得C-HRA-5耐热钢的应力-应变曲线,探究不同变形参数下C-HRA-5耐热钢流变应力变化规律;确定道次间隙期间发生的软化机制及变化规律,并且建立动力学方程;观察变形后微观组织,分析不同变形参数下微观组织演变;以动态材料模型为理论指导,绘制C-HRA-5耐热钢的功率耗散图、失稳图和热加工图,确定最佳的热加工范围。主要研究结果如下:（1）C-HRA-5耐热钢双道次热压缩实验得到的应力-应变曲线呈现出典型特征,即随着变形温度升高和应变速率降低,流变应力逐渐减小。这种规律主要是不同变形参数下原子、位错运动性差异的结果。C-HRA-5耐热钢在高应变速率下变形的应力-应变曲线呈现出波浪形特征,这是材料变形过程中组织发生不连续动态再结晶的体现。（2）C-HRA-5耐热钢间隙期间的软化机制为亚动态再结晶,采用0.2%补偿法计算各个变形参数下的亚动态再结晶分数。结果对比后发现,变形温度升高、应变速率增大和道次间隙时间延长,都会使亚动态再结晶分数增大。在本文变形参数范围内,C-HRA-5耐热钢的激活能为311.775 KJ/mol,其亚动态再结晶动力学方程为（?）（3）不同变形参数下,C-HRA-5耐热钢变形后的微观组织演变存在规律:变形温度升高和应变速率减小有利于动态再结晶发生,微观组织中出现项链结构是动态再结晶发生的标志。（4）基于动态材料模型（DMM）,绘制C-HRA-5耐热钢的功率耗散图与失稳图,然后处理获得热加工图。发现不同变形参数下,C-HRA-5耐热钢热加工图中稳定的工艺参数范围具有相似性。在本文的研究范围内,并结合实际生产情况,C-HRA-5耐热钢合适的工艺参数范围是:变形温度是1000～1100℃、应变速率是0.01～0.1 s-1,道次间隙时间是15 s。
盛歆歆[4]（2021）在《数据驱动的超超临界机组协调控制系统智能辨识算法及应用研究》文中研究说明近年来,尽管以风电、光伏发电为代表的新能源发电蓬勃发展,但火力发电仍在我国电力行业中具有举足轻重的地位。与传统的超临界和亚临界机组相比,超超临界机组具有蒸汽参数高、功率容量大、发电范围广等特点,在提升发电效率、提高电网调峰调频经济性和稳定性、减轻CO2排放污染等方面具备显着优势。我国火力发电行业部署已迈进“超超临界”时代,超超临界机组已成为我国火电机组建设的关键构成部分。为确保超超临界机组的优化运行,需要保证其核心环节协调控制系统的安全稳定。针对超超临界机组协调控制系统而言,一个精确的机炉耦合过程模型是进一步设计先进控制策略、获得满意的控制性能以及节能优化运行的基础。但是机炉耦合过程中涉及的各个重要变量之间存在较强的耦合作用,并且机炉耦合过程整体呈现较严重的非线性和复杂性,这为机炉耦合过程的模型辨识造成了很大的阻碍,也是本文建立机炉耦合过程模型的主要难点。针对上述超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程的建模问题,本文考虑到目前电厂中应用较为广泛的仍是传递函数模型,为此希望借助群智能算法构建机炉耦合过程的传递函数显性模型。此外,深度学习方法适合分析大数据中蕴含的关键信息,因此将堆叠降噪自编码器引入到超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程,构建过程的深度学习隐性模型,以实现对机组的全工况建模。首先,本文对超超临界机组协调控制系统的整体架构以及待辨识的协调控制系统锅炉-汽轮机单元机组的原理和关键变量进行阐述。通过剖析探讨机炉耦合被控过程的关键变量对过程的影响,确定了超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程的简化概念模型。其次,本文确立机炉耦合过程的传递函数模型结构,并建立数据驱动的多变量模型参数智能辨识方案以确定机炉耦合过程传递函数模型参数。为使方案辨识出的模型参数精确有效,提出融合羊群和狮群算法的云自适应混沌鸟群算法（SO-LSO-CACBSA）,并采用测试函数从多角度验证展示改进鸟群算法的有效性。依托机组实际运行数据,对我国某1000MW超超临界机组开展机炉耦合过程的模型辨识和验证,实验结果表明数据驱动的多变量模型参数智能辨识方案和SO-LSO-CACBSA辨识算法的有效性。最后,为获得超超临界机组大范围运行工况下机炉耦合过程模型,将深度学习方法中的堆叠降噪自编码器（SDAE）引入超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程的模型辨识中。基于我国某1000MW超超临界机组实际运行数据,开展机炉耦合过程的模型辨识和验证,实验结果表明堆叠降噪自编码器模型可以基本体现1000MW超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程在机组大范围运行工况下的特征。为了使堆叠降噪自编码器在实际超超临界机组实现更方便地应用,利用MATLAB中的GUI功能设计了机炉耦合过程堆叠降噪自编码器模型辨识软件,能够更好地实现人机交互。
王超[5]（2021）在《超临界机组腐蚀产物在汽水系统中沉积及迁徙规律研究》文中认为超临界发电机组在未来的能源结构中仍扮演重要角色,而机组汽水侧Fe离子参与的低温腐蚀和颗粒沉积影响了超临界机组的安全、高效运行。因此,理解和掌握Fe离子在超临界发电机组汽水系统中的迁徙规律,是进一步提高超临界机组运行经济性和安全性的关键。由于超临界发电机组汽水系统中工质流动与传热间存在复杂的相互作用,特别是跨临界区域内工质参数变化剧烈,颗粒在跨临界区流场内沉积及迁徙演化规律尚不明晰。另外,超临界机组存在多支路循环,同时,工质参数变化幅度较大,Fe离子的迁徙路径和形态变化复杂。目前尚缺乏这种复杂循环回路中Fe离子迁徙的评价方法。针对上述问题,本文设计搭建了颗粒沉积超临界实验系统,并对跨临界流场内颗粒沉积演化行为进行了模拟研究,建立了复杂系统中Fe离子迁徙模型,分别对亚临界和超临界机组汽水系统中Fe离子迁徙规律进行了评价和验证。本文主要开展的工作如下:（1）颗粒沉积超临界实验系统设计及搭建。对管内流场及温度场随管径及热流密度变化规律进行了数值研究,获得了试验段内流场及温度场。对试验段结构参数、冷热流体混合、加热功率等关键参数进行了设计优化,并完成超临界实验系统搭建。通过对实验样品分析方法的设计,发展了一种Fe离子全局监测方法,实现了试验段输入Fe离子全部可追踪。（2）为了获得跨临界流场中的颗粒沉积规律,通过数值分析方法,分析了温度边界层和流动边界层在跨临界过程中的演化规律;基于普朗特数变化率,建立了流体在跨临界区域内传热恶化判据。通过离散相模型对跨临界区湍流中颗粒沉积行为进行研究,获得了热泳力对不同粒径颗粒沉积行为的影响规律,分析了颗粒浓度边界层在跨临界过程中的演化规律,得到了水的跨临界区域内颗粒沉积优化模型。（3）为了评估火电机组汽水中Fe离子迁徙规律,基于质量守恒定律,建立了综合考虑网络传播和局部扰动的Fe离子迁徙模型。模型对Fe离子的传播路径和方向进行了网络拓扑,类比内热源,利用低温腐蚀反应的动力学模型和跨临界区颗粒沉积优化模型作为网络中的质量源;通过模型计算,分析了稳态条件下颗粒态Fe和溶解态Fe在系统网络中的传播特征以及扰动特性。（4）为了验证火电机组汽水中Fe离子迁徙模型,针对亚临界锅炉和超临界锅炉,设计了锅炉汽水取样和实验分析方案,取样过程考虑了过滤器对颗粒的捕捉,通过过滤液和颗粒的加权还原汽水样品中实际Fe离子含量。通过锅炉满负荷条件下获得的实验数据,对Fe离子迁徙模型的计算结果进行验证。验证结果表明,Fe离子迁徙模型的计算结果能够与实验数据相吻合。
宋爱玲[6]（2021）在《形变/热处理对HR3C耐热钢组织形态分布及性能的影响》文中研究表明我国以煤炭为主的能源结构决定了我国的电力结构在未来一段时间内仍将以火力发电为主,因此相对高效、节能的超超临界机组也必将持续发展。HR3C奥氏体耐热钢由于自身优良的高温性能、抗蒸汽氧化和耐烟气腐蚀能力,被广泛应用于过热器和再热器等超超临界机组中工作环境恶劣的地方。但是大量研究结果表明HR3C钢在高温服役过程中由于组织形态及析出相的变化,会出现脆性大幅增加的现象,这无疑成为机组安全运行的隐患。因此,针对HR3C钢服役后沿晶脆断的普遍现象,本文设计了不同的形变及热处理工艺来改变HR3C钢的组织形态及分布,并分析了其对HR3C钢时效后析出相及力学性能的影响。以期提出能够使HR3C耐热钢获得较合理晶粒结构的同时也具有优良力学性能的工艺,为改善HR3C钢的时效脆性工作提供依据。本文以热轧态和供货态的HR3C钢为研究对象,热轧态HR3C钢分别进行了冷轧变形8%（L8%-HR3C）和热锻变形50%（RD50%-HR3C）处理,供货态HR3C钢（TG-HR3C）部分进行了冷轧（L8%-TG-HR3C）处理。其中,L8%-HR3C和L8%-TG-HR3C分别在1093℃固溶并以不同方式冷却,以研究其对晶界形态的影响;RD50%-HR3C分别在不同温度（1143℃、1230℃）固溶处理,以研究其对晶粒尺寸的影响;RD50%-HR3C和TG-HR3C分别在1093℃固溶不同的时间（2h、24h）,以研究其对时效后σ相析出的影响。利用光学显微镜、SEM、粒径分析仪等对各种处理工艺获得的样品进行晶粒形态及分布、析出形貌和成分及冲击断口形貌观察;同时研究各种处理工艺对材料时效前后硬度、室温冲击韧性及高温蠕变性能的影响,并分析其与微观形貌的关系。研究结果表明:L8%-HR3C钢晶界形态差异主要与晶界碳化物有关,固溶后快冷样品的硬度及冲击韧性均略高于缓冷样品。RD50%-HR3C细小晶粒样品（1143℃）时效后硬度及冲击韧性均高于粗大晶粒样品（1230℃）,粗大晶粒样品的晶界M23C6更连续,时效脆性更明显,但高温下的蠕变抗力更好。HR3C不同时间固溶样品在不同温度进行相同时间的时效,σ相的析出随着固溶时间的延长而减少;RD50%-HR3C长时固溶样品冲击韧性较短时固溶样品明显提高,蠕变速率也较高;而TG-HR3C不同时间固溶的样品由于时效后的冲击断口沿晶特征更为明显,σ析出的影响减小,长时间固溶样品的冲击韧性未得到改善,但与供货态TG-HR3C对比,其蠕变断裂时间提高,抗蠕变性能增加。综合对比结果发现:RD50%-HR3C细小晶粒样品与长时固溶样品对时效脆性具有一定的改善作用,且长时固溶样品抗蠕变性能略高于细小晶粒样品。
王越[7]（2021）在《彭城电厂锅炉DCS控制系统应用研究》文中研究说明超超临界机组是当前世界上火电发电的主力机型,基本上全部的100万千瓦级机组、部分60万千瓦级机组为超超临界型,该机型的锅炉炉膛受热面长年在高温高压的工况下运行,通常伴有超温和爆管事故,因此对锅炉的高温受热面壁温的监测显得格外重要。本论文以彭城电厂100万千瓦级机组为对象进行研究论证,设计了一款对锅炉水冷壁向火侧实时壁温的在线监测DCS系统。对于受热面的温度计算,直接测量向火侧温度很困难,因此本文在热力性能计算的基础上,结合彭城电厂的具体情况,提出超超临界锅炉水冷壁的背火侧三点计算方法,通过计算结果与设计的热性能相比较得出参数吻合良好。同时,传统的对向火侧温度计算存在迟滞、模型泛化性较差等问题,本文用深度学习的方法展开对向火侧壁温预测的研究,并对多种循环神经网络方法进行充足的实验对比,分析其可行性。最后,在线监测DCS系统可以从前端机的数据采集到、上位机的通讯、集控室PI监测软件的功能和实时界面最后到数据的分析和报表。壁温的实时监控为操作员提供有效的操作指导,并为维护人员提供有关受热面温度的有用信息,以确保超超临界锅炉的运行更经济,更安全。
聂立[8]（2021）在《660MW超超临界循环流化床锅炉关键技术与方案研究》文中指出超超临界循环流化床锅炉兼具高参数发电和清洁燃烧两方面的优势,是循环流化床（CFB）燃烧技术发展的重要方向。实现循环流化床燃烧技术与超超临界蒸汽参数发电技术的有效结合、满足国家最新的环保排放要求并形成稳妥可行的锅炉方案是超超临界循环流化床技术能否成为产品的关键。本文基于国家重点研发计划课题“660MW超超临界循环流化床锅炉研制”（2016YFB0600204）研究内容,从工程实践角度出发,聚焦关键技术瓶颈,提出技术难题解决路径,确定和完成660MW超超临界循环流化床锅炉方案,并在国家示范工程贵州威赫项目中实施。论文主要进行了以下六方面的工作:（1）在综述循环流化床燃烧技术发展现状和方向、特别是超临界、超超临界参数大型循环流化床锅炉发展和研发过程中关键技术、技术瓶颈的基础上,提出受热面壁温偏差、燃烧侧进一步抑制NOx生成问题是660MW超超临界循环流化床锅炉方案研发的关键问题。针对这2个问题的解决并在此基础上形成660MW超超临界循环流化床锅炉方案为本文重点研究内容。（2）超超临界循环流化床锅炉受热面的壁温偏差问题,是制约循环流化床燃烧技术能否实现超超临界蒸汽参数的技术瓶颈。论文针对600MW超临界循环流化床锅炉壁温环境最恶劣的高再外置式换热器受热面壁温偏差开展实炉试验,通过风速、循环灰量等运行调节措施,在一定范围内可减小其壁温偏差。为满足超超临界循环流化床锅炉的安全运行要求,论文进一步根据实测数据拟合了相同尺寸和运行工况的超超临界循环流化床锅炉高再外置式换热器热负荷分布,并通过工质侧节流,解决了壁温偏差问题,从设计角度提出了超超临界循环流化床锅炉受热面壁温偏差问题的解决措施。（3）针对超超临界循环流化床锅炉受热面的壁温偏差问题,为了工程实施中提供进一步的运行调节手段,论文研究搭建了冷态试验台并开展了试验研究,总结了灰侧减缓偏差的建议。论文结合工质侧和灰侧的解决措施与建议,提出了660MW超超临界循环流化床锅炉外置式换热器设计思路和原则,为锅炉方案的实施奠定基础。（4）为了适应我国不断严苛的新建燃煤机组大气污染物排放要求,论文在简要综述循环流化床燃烧NOx生成机理及影响因素的基础上,提出了通过抬高超超临界循环流化床锅炉二次风布置位置降低NOx原始排放的“二次风延迟入炉降氮法”思路。通过3MW热态试验台进行了不同燃料的试验研究,验证了该思路的可行性并得到不同燃料的排放差异。在理论方面,基于课题组超超临界循环流化床锅炉整体数学模型（Com-CFD-CFB-model）和二维当量快算方法,开展了实际尺寸的三维数值计算和更具有时间竞争力的二维当量快算数值模拟工作,提出了660MW超超临界循环流化床锅炉二次风可进一步提高布置位置的建议。（5）600MW超临界循环流化床锅炉的运行经验是660MW超超临界循环流化床锅炉方案的优良借鉴。论文总结白马600MW超临界循环流化床锅炉投运调试阶段风帽断裂、空预器漏风率较高问题与二次风支管均匀性优化问题,从工程与理论角度讨论分析产生原因、改进措施与效果,在此基础上,提出660MW超超临界循环流化床锅炉研发中通过风帽结构与材料优化、预热器增设柔性密封与二次风支管全部单独布置等措施以解决上述问题的建议。（6）论文基于上述研究结果和锅炉设计条件,讨论了660MW超超临界循环流化床锅炉工程实施过程中需要确定的关键参数。通过热力特性和受热面布置比对,确定了锅炉方案和主要尺寸。通过水动力特性研究,实现了锅炉水动力安全;通过对环境最恶劣的末级受热面的壁温特性研究,实现了高再、高过受热面的壁温安全,最终提出采用单炉膛双布风板配6台旋风分离器和6台外置式换热器的660MW超超临界循环流化床锅炉方案。目前,在贵州威赫国家示范项目中,参考该方案设计的660MW超超临界循环流化床锅炉正在设计,计划2022年安装调试,并拟于同年投入运行。
谢晓强[9]（2021）在《600MW前后墙对冲燃煤锅炉侧墙CO富集与优化研究》文中提出我国电力生产以燃煤发电为主,燃煤发电约占每年发电总量的70%。目前,前后墙对冲燃烧是大型电站锅炉广泛采用的一种燃烧方式。在前后墙对冲燃烧锅炉中,各燃烧器单独组织气流结构、火焰相对独立,因而理论上应该实现较为均匀的燃烧过程和组分浓度分布。但在实际运行中,前后墙对冲燃烧锅炉普遍存在沿炉膛宽度CO浓度分布呈中间低、两边高的现象,燃烧均匀性并不理想,同时侧墙CO富集,加剧了水冷壁结渣、高温腐蚀的风险。本文针对上述现象,通过数值模拟与试验相结合的方法,开展了前后墙对冲燃烧锅炉侧墙CO富集机理与优化技术研究。首先,建立某600MW前后墙对冲燃烧锅炉全尺度数值模型,并对模型结果进行验证。在该模型的基础上,定义炉膛横向风、煤扩散与混合系数,探究风煤混合分布特性与CO分布特性的内在联系,发现炉内气流分布相对均匀,而两侧墙区域存在煤粉富集现象,煤粉的扩散差异导致了炉内燃烧程度不均,从而产生CO浓度偏差。采用氩气示踪法,研究了一、二次风、燃尽风的扩散过程,得出不同配风与煤粉的偏离程度,一次风与煤粉的偏离主要发生在侧墙中心,二次风则提前至炉膛中心,而燃尽风与煤粉的混合程度最差。基于炉膛气流结构特点,阐述了炉内CO分布规律的形成过程,并指出由前后墙风粉气流对冲形成的四角涡流是导致侧墙煤粉聚集,CO浓度偏高的主要原因。其次,针对HT-NR3旋流燃烧器的气固流动特点,研究了旋流强度、内二次风率、一次风率以及外二次风扩口角度对炉内风煤流动与混合过程的影响。减小旋流强度可以使燃烧器气流外围的煤粉比例减少,侧墙区域的煤粉比例随之减少。当旋流强度由0.8降至0时,燃烧器区域侧墙风煤混合系数由1.43降至1.21。而内二次风率对炉内风煤分布则几乎没有影响。一次风率增加将使炉膛中心烟气上升动量增强,煤粉向侧墙的扩散程度减小,一次风率由原23%提升至27%,燃烧器区域侧墙风煤混合系数由1.37减少到1.18。减小外二次风扩口角度同样能在一定程度上减轻煤粉向侧墙的扩散程度,但与其它参数的调解效果一致,均无法消除侧墙富燃料状态。再次,针对前后墙对冲燃烧锅炉内CO浓度偏差,采用现场试验和数值模拟相结合的方式,研究二次风碗式配风对炉内风煤混合与燃烧过程的影响。碗式配风能够有效减轻燃烧器区域侧墙的煤粉富集程度,改善炉内宽度方向上的风煤混合过程,减小CO浓度偏差,降低炉膛出口CO排放和飞灰含碳量,从而提高锅炉燃烧效率。随着碗式配风偏差增大,炉膛出口NOx排放增加,但是当风量偏差不大于10%时,NOx排放浓度变化不大于4.4%。综合燃烧器碗式配风对炉内风煤混合特性和炉膛出口烟气中NOx排放浓度的影响,在燃用常用煤种的条件下,碗式配风的风量偏差宜控制在10%以内。炉膛出口CO、NOx浓度曲线模拟值与现场试验值的变化趋势一致,且实际应用中,碗式配风对CO整体浓度与分布的改善效果更加显着。最后,针对四角涡流与侧墙CO富集的影响机制,提出了侧边风消涡方法,基于四角涡流的结构特点,形成了前后墙与侧墙布置侧边风两种方案,对比分析了喷口位置对消涡效果的影响,并对二者分别开展了优化设计。结果表明,侧墙侧边风的消涡效果较为理想,当喷口间距取2.4m,中、下层侧边风喷口与燃烧器同层布置,上层喷口与燃烧器错层布置时,侧墙近壁CO高浓度区域面积相较于原始工况减少67%,炉膛出口CO排放浓度以及飞灰含碳量略有减少,而NOx质量浓度增加不到6%,综合效果良好。
刘宇钢,刘银河,莫春鸿,冉燊铭,潘绍成,王婷[10]（2021）在《先进高效超超临界煤粉锅炉技术创新发展》文中研究表明中国为提高燃煤发电机组效率,进行了20年的超超临界锅炉技术研究。以600℃超超临界锅炉的国产化为契机,进行了620℃高效一次再热和二次再热锅炉的研制和批量应用,并成功攻克了壁温偏差精细化控制和二次再热汽温调节技术,为发展更高蒸汽参数超超临界锅炉奠定了基础,正在进行的更高参数630℃锅炉示范工程应用,有助于提高中国超超临界锅炉制造技术水平。
二、超超临界锅炉的发展与关键问题（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、超超临界锅炉的发展与关键问题（论文提纲范文）
（1）超超临界机组耐热钢和高温合金的性能劣化研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景及研究的目的和意义 |
| 1.2 P92钢的发展与研究进展 |
| 1.2.1 P92钢的发展 |
| 1.2.2 P92钢的研究现状 |
| 1.3 Inconel783合金的发展与研究现状 |
| 1.3.1 Inconel783合金的发展 |
| 1.3.2 Inconel783合金的研究现状 |
| 1.4 T23钢的发展与研究进展 |
| 1.4.1 T23钢的发展 |
| 1.4.2 T23钢的研究现状 |
| 1.5 本文的主要研究内容 |
| 1.5.1 P92钢的主要研究内容 |
| 1.5.2 Inconel783合金的主要研究内容 |
| 1.5.3 T23钢的主要研究内容 |
| 第2章 实验材料与研究方法 |
| 2.1 P92钢实验材料 |
| 2.2 Inconel783合金实验材料 |
| 2.2.1 国产Inconel783合金性能参数 |
| 2.2.2 进口Inconel783合金基本性能 |
| 2.3 高温时效实验 |
| 2.3.1 P92钢高温时效实验及样品制取 |
| 2.3.2 国产Inconel783合金高温时效实验及样品制取 |
| 2.4 微观组织与结构分析 |
| 2.4.1 OM金相组织 |
| 2.4.2 SEM微观形貌 |
| 2.4.3 EDS元素分布 |
| 2.4.4 XRD相组成 |
| 2.4.5 TEM相结构/点阵 |
| 2.5 力学性能分析 |
| 2.5.1 显微硬度测试 |
| 2.5.2 布氏硬度测试 |
| 2.5.3 力学拉伸实验 |
| 2.5.4 冲击试验 |
| 2.6 化学成分分析 |
| 2.7 高温持久强度实验 |
| 第3章 P92钢650℃与680℃时效的组织及性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 材质成分分析 |
| 3.3 金相组织分析 |
| 3.4 SEM-EDS元素分布及XRD能谱分析 |
| 3.5 SEM扫描电镜分析 |
| 3.6 TEM透射电镜分析 |
| 3.7 650℃与680℃时效力学性能变化及机理研究 |
| 3.7.1 布氏硬度和显微硬度 |
| 3.7.2 室温拉伸性能 |
| 3.7.3 高温拉伸性能 |
| 3.7.4 拉伸断口形貌分析 |
| 3.7.5 力学性能变化机理分析 |
| 3.8 P92钢强度预测模型研究 |
| 3.8.1 时效温度对P92钢性能的影响 |
| 3.8.2 强度与硬度的物理关系 |
| 3.8.3 P92钢的强度预测模型 |
| 3.9 本章小结 |
| 第4章 P92钢蠕变断裂寿命实验研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 持久强度测定的理论依据 |
| 4.2.1 等温线外推法 |
| 4.2.2 Larson-Miller参数法 |
| 4.3 实验参数 |
| 4.4 金相组织分析 |
| 4.5 SEM扫描电镜分析 |
| 4.6 TEM透射电镜分析 |
| 4.7 基于持久强度的蠕变寿命评估模型 |
| 4.8 硬度测试 |
| 4.9 基于显微硬度的蠕变寿命监测模型 |
| 4.10 本章小结 |
| 第5章 Incone1783合金650℃与700℃时效组织与性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 金相组织分析 |
| 5.3 SEM扫描电镜分析 |
| 5.4 SEM-EDS元素分布分析 |
| 5.5 TEM透射电镜分析 |
| 5.6 650℃时效力学性能及断口形貌分析 |
| 5.6.1 650℃时效室温拉伸性能 |
| 5.6.2 650℃时效冲击韧性 |
| 5.6.3 650℃时效硬度测试 |
| 5.6.4 650℃时效高温拉伸性能 |
| 5.7 700℃时效力学性能及其与650℃时效的对比研究 |
| 5.7.1 700℃时效室温拉伸性能 |
| 5.7.2 700℃时效冲击韧性 |
| 5.7.3 Incone1783合金冲击韧性预测模型 |
| 5.7.4 700℃时效硬度测试 |
| 5.7.5 700℃时效高温拉伸性能 |
| 5.8 650℃与700℃时效拉伸断口分析 |
| 5.8.1 室温拉伸断口 |
| 5.8.2 高温拉伸断口 |
| 5.9 本章小结 |
| 第6章 长时服役后T23钢组织和力学性能研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 试样制备与试验方法 |
| 6.3 金相组织与SEM扫描电镜分析 |
| 6.4 SEM-EDS元素分布分析 |
| 6.5 TEM透射电镜分析 |
| 6.6 力学拉伸性能 |
| 6.7 本章小结 |
| 第7章 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 创新成果 |
| 7.3 工作展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 攻读博士学位期间参加的科研工作 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（2）C-HRA-5奥氏体耐热钢焊接接头组织与性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 超(超)临界机组的发展 |
| 1.2.1 超(超)临界机组概述 |
| 1.2.2 超(超)临界机组的发展 |
| 1.3 电站锅炉用新型耐热钢的发展概况 |
| 1.3.1 铁素体耐热钢的发展 |
| 1.3.2 奥氏体耐热钢的发展 |
| 1.3.3 C-HRA-5 耐热钢的研发 |
| 1.4 超超临界机组锅炉用高温材料的焊接技术 |
| 1.4.1 超超临界机组锅炉用T91/P91 钢的焊接 |
| 1.4.2 超超临界机组锅炉用T92/P92 钢的焊接 |
| 1.4.3 超超临界机组锅炉用HR3C钢的焊接 |
| 1.5 奥氏体耐热钢焊接研究现状 |
| 1.5.1 焊接接头的脆化 |
| 1.5.2 晶间腐蚀 |
| 1.5.3 应力腐蚀裂纹 |
| 1.6 本研究的意义与研究内容 |
| 1.6.1 研究意义 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 第2章 试验材料及试验方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 试验用C-HRA-5 钢管 |
| 2.1.2 试验用Thermanit617 焊丝 |
| 2.2 试验方法 |
| 2.2.1 焊接工艺 |
| 2.2.2 室温拉伸试验 |
| 2.2.3 高温拉伸试验 |
| 2.2.4 显微硬度试验 |
| 2.2.5 热处理工艺 |
| 2.2.6 晶间腐蚀试验 |
| 2.2.7 组织表征 |
| 第3章 C-HRA-5 钢焊接接头的微观组织结构 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 C-HRA-5 钢中主要合金元素的作用 |
| 3.3 镍基合金中主要合金元素的作用 |
| 3.4 C-HRA-5 钢焊接接头的微观组织 |
| 3.4.1 焊接接头金相组织 |
| 3.4.2 焊接接头微观组织和成分 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 C-HRA-5 钢焊接接头的力学性能 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 C-HRA-5 钢焊接接头的室温力学性能 |
| 4.2.1 焊接接头室温拉伸性能 |
| 4.2.2 焊接接头显微硬度 |
| 4.3 C-HRA-5 钢焊接接头的高温力学性能 |
| 4.4 C-HRA-5 钢焊接接头高温持久强度预测 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 C-HRA-5 钢焊接接头的晶间腐蚀 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 显微组织变化 |
| 5.2.1 焊缝金属组织变化 |
| 5.2.2 热影响区组织变化 |
| 5.2.3 母材区组织变化 |
| 5.3 焊接接头晶间腐蚀 |
| 5.3.1 晶间腐蚀敏感性分析 |
| 5.3.2 晶间腐蚀形貌分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间取得的研究成果 |
| 致谢 |
（3）新型奥氏体耐热不锈钢C-HRA-5的热变形行为及热加工图（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 超超临界机组的发展 |
| 1.3 超超临界机组用钢的发展 |
| 1.3.1 铁素体耐热钢 |
| 1.3.2 奥氏体耐热钢 |
| 1.3.3 C-HRA-5 奥氏体耐热钢 |
| 1.4 金属热变形行为研究 |
| 1.4.1 热变形行为研究方法 |
| 1.4.2 热变形行为研究内容 |
| 1.5 热加工图基本理论及应用 |
| 1.6 本文的研究目的、意义和内容 |
| 1.6.1 本文研究目的和意义 |
| 1.6.2 本文研究主要内容 |
| 第二章 实验材料及实验方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.1.1 试样制备 |
| 2.1.2 试样形貌 |
| 2.2 实验仪器 |
| 2.2.1 Gleeble-3800 热力模拟试验机 |
| 2.2.2 显微镜 |
| 2.3 实验方法及过程 |
| 2.3.1 热模拟实验 |
| 2.3.2 金相实验 |
| 2.3.3 扫描电镜和能谱分析 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 C-HRA-5 钢的热变形行为 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 变形参数对C-HRA-5 钢流变行为的影响 |
| 3.2.1 变形温度对C-HRA-5 钢流变行为的影响 |
| 3.2.2 应变速率对C-HRA-5 钢流变行为的影响 |
| 3.3 变形参数对C-HRA-5 钢软化行为的影响 |
| 3.3.1 变形温度对C-HRA-5 钢软化行为的影响 |
| 3.3.2 应变速率对C-HRA-5 钢软化行为的影响 |
| 3.4 C-HRA-5 钢动力学方程的建立 |
| 3.5 C-HRA-5 钢动力学方程的验证 |
| 3.6 C-HRA-5 钢微观组织演变 |
| 3.6.1 变形温度对微观组织影响 |
| 3.6.2 应变速率对微观组织影响 |
| 3.7 本章小结 |
| 第四章 C-HRA-5 钢的热加工图 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 基于动态材料模型的热加工图 |
| 4.2.1 基于动态材料模型的功率耗散 |
| 4.2.2 基于动态材料模型的失稳判据 |
| 4.3 C-HRA-5 钢热加工图的建立 |
| 4.3.1 C-HRA-5 钢功率耗散图 |
| 4.3.2 C-HRA-5 钢失稳图 |
| 4.3.3 C-HRA-5 钢热加工图 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间取得的研究成果 |
| 致谢 |
（4）数据驱动的超超临界机组协调控制系统智能辨识算法及应用研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 超超临界机组建模国内外研究现状 |
| 1.3 研究内容及框架结构 |
| 第2章 超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程概述 |
| 2.1 超超临界机组 |
| 2.1.1 协调控制系统 |
| 2.1.2 锅炉-汽轮机单元机组 |
| 2.2 机炉耦合过程模型辨识问题描述 |
| 2.3 本章小结 |
| 第3章 超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程传递函数模型辨识 |
| 3.1 数据驱动的多变量模型参数智能辨识方案 |
| 3.2 融合羊群和狮群算法的云自适应混沌鸟群算法 |
| 3.2.1 鸟群算法简介 |
| 3.2.2 改进的鸟群算法 |
| 3.2.3 数值仿真 |
| 3.3 智能辨识数据选择与预处理 |
| 3.3.1 数据选择 |
| 3.3.2 数据预处理 |
| 3.4 辨识实例 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 超超临界机组协调控制系统机炉耦合过程深度学习模型辨识 |
| 4.1 堆叠降噪自编码器 |
| 4.2 辨识实例 |
| 4.3 机炉耦合过程SDAE模型辨识图形用户界面 |
| 4.3.1 GUI总体设计 |
| 4.3.2 GUI总体操作流程 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 总结与展望 |
| 5.1 总结 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文及其他成果 |
| 致谢 |
（5）超临界机组腐蚀产物在汽水系统中沉积及迁徙规律研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 系统中的腐蚀产物迁徙过程研究现状 |
| 1.2.1 颗粒凝聚的理论与实验研究 |
| 1.2.2 颗粒沉积的理论与实验研究 |
| 1.2.3 离子与颗粒在系统中迁徙的评估模型研究 |
| 1.3 存在的问题和挑战 |
| 1.4 论文的主要工作 |
| 第2章 颗粒沉积超临界实验系统设计及搭建 |
| 2.1 实验系统流程 |
| 2.2 实验方案设计 |
| 2.2.1 实验管段内径选取 |
| 2.2.2 实验热流密度选取 |
| 2.3 冷热流混合方式与结构参数设计 |
| 2.3.1 几何尺寸与边界条件 |
| 2.3.2 计算与结果分析 |
| 2.4 试验段加热方法设计 |
| 2.5 样品收集与分析方法 |
| 2.5.1 过滤器选择 |
| 2.5.2 数据分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 跨临界流场中的颗粒沉积模型研究与数值模拟 |
| 3.1 湍流模型和边界条件 |
| 3.2 跨临界湍流计算结果和分析 |
| 3.2.1 壁面计算结果及与实验的对比分析 |
| 3.2.2 传热恶化评价指标分析 |
| 3.2.3 主流水普朗特数与传热恶化的关系 |
| 3.3 离散相模型和边界条件 |
| 3.4 跨临界流场颗粒沉积数值模拟结果和分析 |
| 3.4.1 基于结晶入射面的颗粒沉积模拟结果分析 |
| 3.4.2 基于入口入射面的颗粒沉积模拟结果分析 |
| 3.4.3 基于主流水普朗特数的经验模型优化 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 超临界锅炉中Fe的迁徙模型及迁徙规律研究 |
| 4.1 超临界锅炉汽水中Fe的循环特征 |
| 4.2 超临界锅炉汽水系统的网络拓扑 |
| 4.3 Fe在迁徙过程中的质量动力学平衡 |
| 4.4 模型计算结果和分析 |
| 4.4.1 工质中Fe元素含量的分布 |
| 4.4.2 Fe元素的径向传质速率分布 |
| 4.4.3 扰动传播特性 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 锅炉汽水中Fe离子分布实验分析与模型验证 |
| 5.1 亚临界锅炉汽水中Fe离子分布特性实验研究 |
| 5.1.1 实验样品制备和分析方法 |
| 5.1.2 Fe离子浓度与颗粒特征分析 |
| 5.1.3 Fe离子迁徙模型验证 |
| 5.2 超临界锅炉汽水中Fe离子分布特性实验研究 |
| 5.2.1 Fe离子浓度与电导率的关系 |
| 5.2.2 Fe离子浓度与pH的关系 |
| 5.2.3 Fe离子迁徙模型验证 |
| 5.3 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士期间发表的论文及其他成果 |
| 攻读博士学位期间参加的科研工作 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（6）形变/热处理对HR3C耐热钢组织形态分布及性能的影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 超超临界机组概述 |
| 1.2 超超临界机组用耐热材料 |
| 1.2.1 铁素体耐热钢 |
| 1.2.2 奥氏体耐热钢 |
| 1.2.3 镍基高温合金 |
| 1.3 HR3C耐热钢相析出规律与组织/性能的关系 |
| 1.3.1 HR3C钢时效过程中的析出相 |
| 1.3.2 HR3C钢组织与性能关系的研究 |
| 1.3.3 HR3C钢服役过程中的脆性问题 |
| 1.4 论文研究目的及内容 |
| 2 实验材料与方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 实验工艺流程 |
| 2.3 实验分析方法 |
| 2.3.1 微观组织分析 |
| 2.3.2 力学性能分析 |
| 3 不同处理工艺对HR3C钢的微观组织的影响 |
| 3.1 冷轧变形+固溶后不同方式冷却对HR3C钢晶界形态的影响 |
| 3.2 不同温度固溶对HR3C钢晶粒尺寸的影响 |
| 3.3 1093℃固溶不同时间对HR3C钢时效后σ相的析出的影响 |
| 3.3.1 σ相析出量随固溶时间的变化 |
| 3.3.2 σ相的析出动力学分析 |
| 3.3.3 萃取析出相分析 |
| 4 不同处理工艺对HR3C钢的力学性能的影响 |
| 4.1 常温力学性能变化 |
| 4.1.1 不同晶界形态样品的硬度与冲击韧性 |
| 4.1.2 不同晶粒尺寸样品的硬度与冲击韧性 |
| 4.1.3 不同σ相析出样品的硬度与冲击韧性 |
| 4.1.4 不同工艺处理后的冲击韧性综合比较 |
| 4.2 高温力学性能变化 |
| 4.2.1 应力松弛性能 |
| 4.2.2 蠕变性能 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表学术论文情况 |
| 致谢 |
（7）彭城电厂锅炉DCS控制系统应用研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| abstract |
| 变量注释表 |
| 1 绪论 |
| 1.1 概述 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.3 彭城电厂控制系统 |
| 1.4 本文研究内容 |
| 2 超超临界锅炉系统构成 |
| 2.1 汽水系统 |
| 2.2 燃烧系统 |
| 2.3 吹灰系统 |
| 2.4 锅炉制粉系统 |
| 2.5 锅炉壁温测点 |
| 2.6 本章小结 |
| 3 超超临界锅炉壁温监测系统 |
| 3.1 壁温监测的重要性 |
| 3.2 壁温及火焰监测系统 |
| 3.3 锅炉热交换模型 |
| 3.4 水冷壁影响因素 |
| 3.5 理论基础 |
| 3.6 数学模型的建立 |
| 3.7 模型比较分析 |
| 3.8 本章小结 |
| 4 基于深度学习的超超临界锅炉壁温预测研究 |
| 4.1 深度学习与RNN基本理论 |
| 4.2 BPTT算法 |
| 4.3 常见的循环神经网络 |
| 4.4 算法实现 |
| 4.5 实验结果与对比 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 超超临界锅炉壁温监测方案的实现 |
| 5.1 DCS系统 |
| 5.2 汽温调节系统 |
| 5.3 系统的硬件集成 |
| 5.4 系统的软件集成 |
| 5.5 锅炉DCS系统改造分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 总结与展望 |
| 6.1 全文总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历 |
| 学位论文数据集 |
（8）660MW超超临界循环流化床锅炉关键技术与方案研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 主要符号表 |
| 1 绪论 |
| 1.1 我国能源现状及发展循环流化床燃烧技术的意义 |
| 1.2 循环流化床锅炉发展现状 |
| 1.2.1 国外大型循环流化床锅炉发展情况 |
| 1.2.2 国内大型循环流化床锅炉发展情况 |
| 1.3 660MW超超临界循环流化床锅炉关键技术分析 |
| 1.3.1 660MW超超临界循环流化床锅炉整体布置研究 |
| 1.3.2 循环流化床锅炉污染物排放技术研究 |
| 1.4 研究重点和研究内容 |
| 1.4.1 研究重点 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 2 超超临界循环流化床外置式换热器壁温偏差及工质侧解决措施研究 |
| 2.1 600MW超临界循环流化床锅炉试验对象 |
| 2.1.1 超临界600MW循环流化床锅炉简介 |
| 2.1.2 超临界600MW循环流化床锅炉外置式换热器 |
| 2.2 试验目的与方法 |
| 2.2.1 试验目的 |
| 2.2.2 试验方法 |
| 2.2.3 试验工况 |
| 2.3 试验结果与分析 |
| 2.3.1 高再外置式换热器壁温偏差特性分析 |
| 2.3.2 高再外置式换热器运行优化后的壁温偏差特性 |
| 2.3.3 高再外置式换热器偏差系数拟合 |
| 2.4 超超临界循环流化床高再外置式换热器壁温偏差工质侧解决措施研究 |
| 2.4.1 计算对象与方法 |
| 2.4.2 验证计算 |
| 2.4.3 超超临界循环流化床高再外置式换热器壁温计算结果 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 超超临界循环流化床外置式换热器灰侧减缓偏差措施与外置式换热器设计思路研究 |
| 3.1 外置式换热器试验系统 |
| 3.1.1 试验系统与装置 |
| 3.1.2 试验物料 |
| 3.1.3 试验方法 |
| 3.1.4 试验工况 |
| 3.2 试验结果分析 |
| 3.2.1 风量标定与布风板阻力试验 |
| 3.2.2 外置式换热器回料量标定试验 |
| 3.2.3 不同流化速度对外置式换热器内换热的影响 |
| 3.2.4 外置式换热器内不同高度换热系数分布特性 |
| 3.2.5 改变布风对外置式换热器内换热系数的影响 |
| 3.2.6 增加吹扫风对外置式换热器内换热分布的影响 |
| 3.2.7 侧壁吹扫风影响范围研究 |
| 3.3 660MW超超临界循环流化床锅炉外置式换热器设计思路 |
| 3.3.1 外置式换热器壁温偏差特性总结 |
| 3.3.2 解决壁温偏差的外置式换热器设计思路 |
| 3.4 小结 |
| 4 超超临界循环流化床锅炉燃烧侧抑制NO_x生成技术研究 |
| 4.1 循环流化床NO_x生成机理与抑制措施分析 |
| 4.2 试验台系统及试验内容 |
| 4.2.1 循环流化床燃烧试验台系统 |
| 4.2.2 燃烧试验用燃料和工况安排 |
| 4.3 燃烧试验结果分析 |
| 4.3.1 一次风率及二次风组合的影响 |
| 4.3.2 烟气含氧量的影响 |
| 4.3.3 床温的影响 |
| 4.3.4 不同运行条件对燃烧效率的影响 |
| 4.3.5 试验研究小结 |
| 4.4 超超临界循环流化床锅炉整体数学模型与燃烧特性计算 |
| 4.4.1 气固流动模型 |
| 4.4.2 煤燃烧模型 |
| 4.4.3 壁面传热模型 |
| 4.4.4 超超临界循环流化床锅炉的水动力模型 |
| 4.4.5 模型计算结果与验证 |
| 4.4.6 660MW超超临界循环流化床锅炉炉数值计算结果 |
| 4.5 基于二维当量快算的超超临界循环流化床锅炉二次风布置建议 |
| 4.5.1 超超临界循环流化床锅炉二维计算对象与边界条件 |
| 4.5.2 二维与三维计算结果对比 |
| 4.5.3 超超临界循环流化床锅炉二次风二维快算结果分析 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 600MW超临界循环流化床锅炉运行问题、改进与借鉴经验 |
| 5.1 炉膛风帽性能优化与经验分析 |
| 5.1.1 循环流化床布风装置及作用 |
| 5.1.2 风帽出现问题与分析 |
| 5.1.3 解决方法与借鉴分析 |
| 5.2 二次风支管均匀性优化经验分析 |
| 5.2.1 600MW超临界循环流化床锅炉实炉试验 |
| 5.2.2 超超临界循环流化床二次风支管数值计算 |
| 5.2.3 计算结果与分析 |
| 5.2.4 经验借鉴 |
| 5.3 回转式空预器性能优化与经验分析 |
| 5.3.1 循环流化床锅炉的回转式预热器及漏风率 |
| 5.3.2 空气预热器运行问题及分析 |
| 5.3.3 研究分析与解决方案 |
| 5.3.4 改进效果与借鉴 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 660MW超超临界循环流化床锅炉方案研究 |
| 6.1 设计条件与性能要求 |
| 6.1.1 锅炉汽水参数 |
| 6.1.2 煤质与石灰石数据 |
| 6.1.3 工程概况及气象条件 |
| 6.1.4 对锅炉主要性能要求 |
| 6.2 超超临界循环流化床锅炉方案研发思路与关键参数确定 |
| 6.3 锅炉主要尺寸确定与热力特性 |
| 6.3.1 主要尺寸的确定 |
| 6.3.2 热力特性与结果 |
| 6.3.3 热力特性小结 |
| 6.4 超超临界循环流化床锅炉水动力特性与安全性评估 |
| 6.4.1 计算方法与工况 |
| 6.4.2 计算结果与分析 |
| 6.5 超超临界循环流化床锅炉高等级受热面壁温特性与安全评估 |
| 6.5.1 高温过热器的壁温安全性 |
| 6.5.2 高温再热器的壁温安全 |
| 6.5.3 壁温安全计算小结 |
| 6.6 超超临界660MW循环流化床锅炉整体布置与主要系统 |
| 6.6.1 锅炉整体布置情况 |
| 6.6.2 锅炉汽水流程 |
| 6.6.3 锅炉烟风系统 |
| 6.7 本章小结 |
| 7 全文总结及工作展望 |
| 7.1 全文总结 |
| 7.2 主要创新点 |
| 7.3 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学期间所取得的科研成果 |
（9）600MW前后墙对冲燃煤锅炉侧墙CO富集与优化研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 煤粉锅炉前后墙燃烧的设计特性 |
| 1.3 前后墙燃烧实际运行存在的问题 |
| 1.4 研究现状 |
| 1.4.1 前后墙对冲燃烧锅炉的热态燃烧与数值模拟研究 |
| 1.4.2 影响前后墙对冲燃烧锅炉内CO分布的因素 |
| 1.4.3 减轻侧墙CO富集的措施 |
| 1.5 本文主要研究内容 |
| 第2章 设备概况与研究方法 |
| 2.1 设备概况 |
| 2.1.1 锅炉结构与设计参数 |
| 2.1.2 HT-NR3低NO_x燃烧器结构与设计参数 |
| 2.2 锅炉运行状态测试 |
| 2.2.1 试验工况与方法 |
| 2.2.2 试验结果与存在的问题 |
| 2.3 研究方法 |
| 2.3.1 数学模型 |
| 2.3.2 锅炉几何建模与网格设计 |
| 2.3.3 模型边界条件与网格无关化验证 |
| 2.4 模型的验证 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 前后墙对冲燃烧锅炉CO分布规律形成机制研究 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 风煤混合特性 |
| 3.2.1 风、煤扩散系数与风/煤混合系数定义 |
| 3.2.2 沿炉膛宽度CO浓度分布特征 |
| 3.2.3 风煤混合特性与CO分布特性的关联分析 |
| 3.2.4 影响风煤混合特性的主要参数分析 |
| 3.3 影响煤粉扩散特性的因素分析 |
| 3.3.1 一、二次风与燃尽风扩散系数定义 |
| 3.3.2 配风扩散性能分析 |
| 3.3.3 炉膛气流结构特性 |
| 3.3.4 颗粒粒径对煤粉扩散分布的影响 |
| 3.4 前后墙对冲燃烧锅炉CO分布特征形成原因分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 旋流燃烧器运行与结构参数对炉内风煤分布的影响 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 燃烧器风门特性试验与数值模拟 |
| 4.2.1 试验系统与数值模型介绍 |
| 4.2.2 试验与模拟结果分析 |
| 4.3 燃烧器运行参数对炉内风煤分布的影响 |
| 4.3.1 计算工况与分析方法介绍 |
| 4.3.2 旋流强度对炉内风煤分布的影响 |
| 4.3.3 内二次风率对炉内风煤分布的影响 |
| 4.3.4 一次风率对炉内风煤分布的影响 |
| 4.4 二次风扩口对炉内风煤分布的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 碗式配风对炉内风煤分布与燃烧过程的影响 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 碗式配风数值模拟 |
| 5.2.1 计算工况 |
| 5.2.2 碗式配风对炉内风煤分布的影响 |
| 5.2.3 碗式配风对炉内燃烧过程的影响 |
| 5.3 碗式配风调整试验 |
| 5.3.1 试验工况 |
| 5.3.2 碗式配风试验结果 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 侧边风对四角涡流强度与炉内燃烧过程的影响 |
| 6.1 前言 |
| 6.2 侧边风布置方案 |
| 6.3 分析方法介绍 |
| 6.4 前后墙布置侧边风方案 |
| 6.4.1 侧边风与侧墙间距对消涡效果的影响 |
| 6.4.2 侧边风组合方式对炉内燃烧过程的影响 |
| 6.4.3 侧边风率对燃烧效果的影响 |
| 6.5 侧墙布置侧边风方案 |
| 6.5.1 侧边风间距对消涡效果的影响 |
| 6.5.2 侧边风组合方式对炉内燃烧过程的影响 |
| 6.5.3 侧边风率对燃烧效果的影响 |
| 6.6 方案比较 |
| 6.7 本章小结 |
| 第7章 全文总结与展望 |
| 7.1 全文总结 |
| 7.2 主要创新点 |
| 7.3 下一步工作展望 |
| 参考文献 |
| 作者简介 |
| 作者攻读博士学位期间的主要研究成果 |
| 参加的科研项目 |
（10）先进高效超超临界煤粉锅炉技术创新发展（论文提纲范文）
| 1 620℃高效超超临界锅炉技术 |
| 2 二次再热锅炉技术 |
| 3 更高蒸汽参数锅炉研制展望 |
| 3.1 630℃锅炉研制 |
| 3.2 700℃锅炉研制 |
| 4 结语 |
四、超超临界锅炉的发展与关键问题（论文参考文献）
- [1]超超临界机组耐热钢和高温合金的性能劣化研究[D]. 段鹏. 华北电力大学(北京), 2021(01)
- [2]C-HRA-5奥氏体耐热钢焊接接头组织与性能研究[D]. 张肖龙. 太原理工大学, 2021(01)
- [3]新型奥氏体耐热不锈钢C-HRA-5的热变形行为及热加工图[D]. 王伟聪. 太原理工大学, 2021(01)
- [4]数据驱动的超超临界机组协调控制系统智能辨识算法及应用研究[D]. 盛歆歆. 华北电力大学(北京), 2021(01)
- [5]超临界机组腐蚀产物在汽水系统中沉积及迁徙规律研究[D]. 王超. 华北电力大学(北京), 2021(01)
- [6]形变/热处理对HR3C耐热钢组织形态分布及性能的影响[D]. 宋爱玲. 大连理工大学, 2021(01)
- [7]彭城电厂锅炉DCS控制系统应用研究[D]. 王越. 中国矿业大学, 2021
- [8]660MW超超临界循环流化床锅炉关键技术与方案研究[D]. 聂立. 浙江大学, 2021(01)
- [9]600MW前后墙对冲燃煤锅炉侧墙CO富集与优化研究[D]. 谢晓强. 浙江大学, 2021(01)
- [10]先进高效超超临界煤粉锅炉技术创新发展[J]. 刘宇钢,刘银河,莫春鸿,冉燊铭,潘绍成,王婷. 东方电气评论, 2021(01)