动力工程学报

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锅炉技术

超超临界直流锅炉垂直管屏水冷壁壁温分布特性

何洪浩, 李文军, 曾俊, 谢国鸿, 彭敏, 段学农, 杨益

2017, 37(4): 257-260.

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以燃用高钠煤的660 MW超超临界压力直流锅炉为例，对不同工况下垂直管屏水冷壁壁温分布特性进行了试验研究.结果表明：提高高钠煤的掺烧比例，可降低燃烧区域热负荷，有利于水冷壁壁温分布的均匀性；超临界压力下低负荷运行时，水冷壁壁温偏差值会增大，节流孔圈未完全发挥控制工质质量流量的作用是造成水冷壁壁温偏差较大的原因之一；通过调整锅炉运行方式，可在一定程度上改善水冷壁壁温分布的均匀性.

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锅炉技术

660 MW超超临界锅炉再热汽温偏低问题分析及技术改造

党黎军, 杨辉, 应文忠, 王振浩, 范尚东, 刘灿华, 刘明奇

2017, 37(4): 261-266.

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针对某电厂660 MW超超临界锅炉投产后汽温偏低，尤其是中低负荷再热蒸汽温度明显偏低的问题，对该锅炉进行燃烧优化调整试验及燃烧器浓相偏转改造，并进行受热面面积的技术改造.结果表明：再热器受热面面积不足是产生问题的主要原因，可适当增加再热器受热面面积；增加受热面面积的技术改造解决了再热汽温偏低问题，为同类锅炉问题技术改造提供了参考.

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锅炉技术

CFB锅炉设计煤种燃烧特性试验研究

孙保民, 赵立正

2017, 37(4): 267-272.

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在3 MW循环流化床（CFB）燃烧试验台上，进行了某CFB锅炉设计煤种在不同负荷和一、二次风配比下的燃烧试验，研究了床温和投入石灰石对炉内燃烧稳定性以及污染物排放特性的影响.结果表明：设计煤种着火温度为436 ℃，床温在780 ℃时炉内仍能保持稳定运行；投入石灰石能有效提高炉内脱硫效率，但会使燃烧效率降低；中断给煤10 min后重新给煤，仍可自行恢复到正常运行工况；设计煤种自脱硫效率可达38%，当Ca与S物质的量比为3.7时，床温发生波动时脱硫效率为88.2%~95.1%；负荷和一次风率对炉内NO_x生成量影响较大，通过调节负荷和一次风率，NO_x排放质量浓度可降至100 mg/m³以下.

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监测与测量

基于工况辨识和变分模态分解的风电机组滚动轴承故障诊断

刘长良, 闫萧

2017, 37(4): 273-278.

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针对风电机组运行工况变化导致滚动轴承故障分类性能降低的问题，采用模糊C均值聚类进行运行工况识别，在子工况下进行相应的滚动轴承故障诊断.提出了基于变分模态分解（VMD）、AR模型以及奇异值分解的特征提取方法，将滚动轴承振动信号分解成若干个模态，采用每个模态AR模型参数、模型方差以及模态矩阵的奇异值作为特征向量，建立欧氏距离判别函数，来识别滚动轴承状态和故障类型.结果表明：该方法可以成功提取滚动轴承故障特征信息并正确判断出滚动轴承故障类型，对工况变化有更强的适应能力.

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辅机技术

1 000 MW机组凝汽器水侧胶球清洗三维数值模拟及结构优化

付文锋, 张娜, 刘康, 王蓝婧, 周兰欣

2017, 37(4): 279-284.

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以某1 000 MW机组凝汽器为研究对象，应用Fluent软件对投运胶球清洗系统时的水室流场和胶球运动轨迹进行了数值模拟.结果表明：胶球的运动轨迹在水室内变化很大，部分管束区的胶球出现汇集，造成管束不通畅，影响了对管束的清洗效果；通过在入口管板上加装弧形凸起扣板，胶球在管束内分布变得均匀；当凸起扣板厚度取0.15 m时，凝汽器的总体传热系数可以提高约4.4%.

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辅机技术

动叶可调轴流风机叶片磨损对其性能的影响

叶学民, 张丹, 李春曦

2017, 37(4): 285-292.

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利用Fluent软件对某单级动叶可调轴流风机进行全三维数值模拟，分析了不同动叶安装角下的颗粒轨迹、动叶压力面颗粒质量浓度分布和叶片磨损特征，并比较了不同动叶安装角下叶片磨损对风机性能的影响.结果表明：动叶安装角增大导致颗粒运动轨迹更加复杂，在叶片间反弹更加频繁，撞击尾缘的颗粒数增多，压力面颗粒高质量浓度区域向尾缘延伸，尾缘磨损加剧；受叶片磨损影响，在运行一段时间后风机全压基本不变，而效率显著降低，随着动叶安装角的增大，风机效率降幅有所减小.

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环保技术与设备

基于改良的鸡群优化算法优化锅炉NO_x排放质量浓度

李霞, 牛培峰, 马云鹏, 陈科, 王丘亚

2017, 37(4): 293-300.

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为达到锅炉NO_x排放质量浓度最优的目标，针对鸡群优化算法收敛速度慢、容易早熟等缺点，对算法中母鸡和小鸡的觅食行为分别进行了修改，得到改良的鸡群优化（A-CSO）算法，并通过测试函数验证了A-CSO算法性能优于粒子群算法、引力搜索算法、磷虾群算法和原鸡群优化算法.利用A-CSO算法以及快速学习网建立锅炉NO_x排放质量浓度预测模型，对锅炉运行时的可调参数进行优化，获得锅炉燃烧优化调整方式.结果表明：优化后所有工况的NO_x排放质量浓度明显下降，相对下降率优于文献[12]中的结果；由于锅炉燃烧中飞灰含碳量的影响，可适当调整优化后的氧量和一次风量，以达到锅炉高效低污染燃烧.

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环保技术与设备

选择性非催化脱硝反应等温过程的实验研究

林育平, 王治宙, 梁凌, 孙志翱, 钱军, 赵建新, 牛艳青, 惠世恩

2017, 37(4): 301-306.

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为促进工程中选择性非催化法脱硝系统的优化，有效控制燃煤电厂NO_x排放量，通过建立完善的选择性非催化脱硝（SNCR）反应等温实验系统，研究了反应温度、混合时间和O₂体积分数对SNCR过程的影响.结果表明：在973~1 373 K内，随反应温度的升高，脱硝效率先升高后下降，1 173 K为最佳脱硝温度，此时脱硝效率达到92.9%；混合时间缩短可有效提高脱硝效率，特别是当温度高于1 203 K时，随着混合时间的缩短，脱硝效率明显提高；O₂体积分数的增加在温度低于1 148 K时促使脱硝效率升高，而在温度高于1 148 K时会导致脱硝效率降低.

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新能源

槽式太阳能聚光集热器传热性能研究

王修彦, 韩露

2017, 37(4): 307-312.

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建立了槽式太阳能聚光集热器单侧吸收高热流密度的传热数学模型.该传热数学模型将金属吸热管壁面所能接受到的非均匀热流简化为矩形分布，考虑了金属吸热管管壁的周向导热，选取Dudley的试验数据验证了传热数学模型的可靠性并分析了影响集热器传热特性的主要因素.通过Fluent软件研究了槽式太阳能聚光集热器金属吸热管的周向温度分布规律.结果表明：该传热数学模型具有一定可靠性；流体温度、太阳辐射强度和流体体积流量是影响集热器管内换热特性和管壁周向温度分布的主要因素.

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新能源

两段式塔式太阳能腔式吸热器设计及性能分析

王婷, 庞力平, 杨勇平

2017, 37(4): 313-320.

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针对一种新型两段式塔式太阳能热发电的吸热器进行几何设计，建立了呈高斯分布热流密度的条件下吸热器辐射和对流换热以及流动模型，确定了吸热器I和吸热器Ⅱ受热面蛇形管管道布置方式和几何尺寸，获得了吸热器内部不同位置受热面的热流密度分布情况.结合气液两相传热和流动特点确定了吸热器典型管道内部工质温度、干度、压降和沿管道流程的壁温分布规律.得出两段式塔式太阳能腔式吸热器几何结构的系统化设计流程，并对吸热器进行了热力性能分析.结果表明：两段式塔式太阳能腔式吸热器能够有效减小预热蒸发吸热器的几何尺寸，提高平均辐射热负荷的同时降低吸热器的平均温度，有效提高吸热器的热效率；多管程蛇形管道布置可使出口参数分布更加均匀，避免受热严重不均等安全问题.

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系统工程

电站锅炉尾部烟气余热利用系统技术经济性比较

马有福, 杨丽娟, 吕俊复

2017, 37(4): 321-328.

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以某600 MW超超临界燃烟煤机组为对比机组，对常规低温省煤器、低温省煤器前移和旁通烟道3种锅炉尾部烟气余热利用系统进行了热经济性与技术经济性比较.结果表明：回收锅炉排烟由122 ℃降温至90 ℃的余热，3种系统可使机组供电标准煤耗分别减小1.51 g/（kW·h）、1.71 g/（kW·h）和2.81 g/（kW·h），需分别投资1 125万元、1 940万元和1 685万元，动态投资回收期分别为4.42 a、8.66 a和3.29 a；低温省煤器前移对机组供电效率的提高不明显，但因应用水媒式空气预热器，受热面投资显著增大，因而技术经济性欠佳；由于节能效果显著，旁通烟道表现出最优的热经济性和技术经济性，建议对其进一步研究和推广应用.

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系统工程

第二类吸收式热泵模拟研究

彭烁, 周贤, 王保民

2017, 37(4): 329-334.

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基于第二类吸收式热泵原理，建立了第二类吸收式热泵关键过程的数学模型，开发出第二类吸收式热泵循环模拟计算程序，研究了蒸发温度、发生温度、冷凝温度和吸收温度对吸收式热泵主要评价指标性能系数η_COP、循环倍率R、温升能力ΔT和放气范围ΔX的影响.结果表明：当吸收温度一定时，循环倍率随着蒸发温度的升高逐渐减小，系统的η_COP先急剧增大，然后缓慢减小；当吸收温度一定时，循环倍率随着冷凝温度的升高逐渐升高，系统的η_COP先缓慢减小，然后急剧减小；当蒸发温度一定时，循环倍率随着吸收温度的升高逐渐升高，系统的η_COP先缓慢增大，然后急剧减小.

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核电技术

堆芯熔融下反应堆压力容器结构失效模式探讨

朱建伟, 毛剑峰, 李曰兵, 包士毅, 高增梁

2017, 37(4): 335-340.

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利用有限元方法分析了堆芯熔融严重事故下反应堆压力容器（RPV）器壁的应力分布，探讨了RPV结构的失效模式，提出了RPV结构分层失效模型，可将RPV沿壁厚由内到外分为5个层面，即熔化区、高温蠕变主导区、压缩塑性主导区、弹性区和拉伸塑性区.分析了RPV塑性失效和高温蠕变失效的影响因素，并给出了塑性失效和高温蠕变失效的载荷条件.结果表明：内压是塑性失效的主要影响因素，随着内压增大，RPV壁内弹性层会逐渐减小，弹性层消失时对应的内压即为塑性失效的载荷条件；在蠕变条件下，当内压达到一定值后，截面塑性区、蠕变应变和塑性应变迅速增大，RPV达到极限状态，此时的内压即为高温蠕变失效的载荷条件.

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