SHW10-1.25-P锅炉设计毕业论文

哈尔滨工业大学工学硕士学位论文 SHW10-1.25-P锅炉设计 哈尔滨理工大学学士学位论文 SHW10-1.25-P锅炉设计 摘要 随着国民经济的发展，锅炉作为一种重要的能源转换设备得到了广泛的研究和长足的发展。 本次设计的课题是SHW10-1.25-P，即双锅筒横置式往复炉。其循环方式为自然循环，燃烧煤种为贫煤，其低位发热量是20900KJ/Kg。 在本次锅炉设计的过程中，主要考虑的因素有炉膛水冷壁的合理布置，以及炉膛容积热负荷和炉膛面积热负荷对锅炉的影响，对流受热面的布置，还有尾部受热面的选择和合理布置。 在整个锅炉结构的设计过程中，首先根据煤种和其它技术要求以及给定的锅炉型号进行受热面的合理布置，然后进行热力计算，其中包括炉膛及其它各部位的结构特性计算和传热计算，计算完毕后必须进行热力校核；校核完毕后对上下锅筒及封头等压力元件进行强度计算，以保证锅炉运行的安全性；最后进行系统的烟风阻力计算，以及根据计算结果进行风机的选择。 关键词 锅炉设计；热力计算；强度计算；烟风阻力计算 The design of boiler whose type is SHW10-1.25-P Abstract As the development of country economy, the boiler as an important transformer has researched broadly and developed progressly. The subject of this design is a two-drum reciprocating boiler, whose type is SHW10-1.25-P. The fuels are poor bituminous, whose low heat values is 20900KJ/Kg. On the process of design, the first factor be considered seriously is that the reasonable arrangement of furnace water walland the effect of heat release rate per unit and heat release rate per unit volume .In additional,the arrangement of convection surface and the choice of rear surface are considerate factors. Among the whole design of boiler structure, first, boiler surfaces are arranged reasonably according to the kind of coals,other technical requirement and the boiler type.Then,the calculation of thermal is made, which includes structure and heat transfer calculation of furnance and other position. When the calculation is over, it is necessary to make thermal checking.After checking,the pressure equipment of two durms are designed to easure the safety of boiler. Last,the gas force of the system is caculated and the draft fans are chosen on the basis of calculation result. Keywords boiler design；thermal calculation；strength caculaton；gas force caculation 不要删除行尾的分节符，此行不会被打印 目录 摘要……………………………………………………………………………...I Abstract……………………………………………………………………….II 第1章 绪论…………………………………………………………………….1 第2章 锅炉结构与设计简介………………………………………………….2 22.1 锅炉概述………………………………………………………………... 32.2 锅炉基本特性........................................................................................... 42.3 方案论证………………………………………………………………... 52.4 锅炉结构简介…………………………………………………………... 第3章 热力计算……………………………………………………………….7 73.1 设计任务………………………………………………………………... 73.2 燃料特性………………………………………………………………... 73.3 辅助计算………………………………………………………………... 73.3.1 空气平衡…………………………………………………………... 83.3.2 燃烧产物的容积及焓的计算……………………………………... 133.4 炉膛计算………………………………………………………………. 133.4.1 炉膛结构特性计算………………………………………………. 153.4.2 炉膛传热计算……………………………………………………. 173.5 燃尽室计算……………………………………………………………. 173.5.1 燃尽室结构计算…………………………………………………. 183.5.2 燃尽室传热计算…………………………………………………. 193.6 锅炉管束计算…………………………………………………………. 193.6.1 结构特性计算……………………………………………………. 213.6.2 锅炉管束传热计算………………………………………………. 223.7 省煤器计算……………………………………………………………. 223.7.1 省煤器几何特性计算……………………………………………. 233.7.2 省煤器传热计算…………………………………………………. 3.8 空气预热器计算……………………………………………………….24 3.8.1 空气预热器几何特性计算……………………………………….24 3.8.2 空气预热器传热计算…………………………………………….24 23.8 热力计算的误差校核…………………………………………………. 6 263.9 热力计算结果汇总表…………………………………………………. 第4章 强度计算……………………………………………………………...28 4.1 上锅筒强度设计…………………………………………………….....28 4.2 上锅筒有孔封头的强度设计…………………………………………30 4.3 下锅筒强度设计……………………………………………………….31 324.4 下锅筒封头开孔计算…………………………………………………. 334.5 后集箱开孔计算………………………………………………………. 344.6 安全阀排放能力计算…………………………………………………. 第5章 烟风阻力计算………………………………………………………...35 355.1 烟道阻力计算…………………………………………………………. 5.2 风道阻力计算………………………………………………………….39 5.3 送风机的选择………………………………………………………….40 5.4 引风机的选择………………………………………………………….40 结论…………………………………………………………………………….42 致谢…………………………………………………………………………….43 参考文献……………………………………………………………………….44 附录…………………………………………………………………………….45 45附录A 英文资料原文…………………………………………………….. 56附录B 英文资料翻译…………………………………………………….. 千万不要删除行尾的分节符，此行不会被打印。在目录上点右键“更新域”，然后“更新整个目录”。打印前，不要忘记把上面“Abstract”这一行后加一空行 第1章 绪论 如今，锅炉随着社会的发展不断地得到发展。在各种工业企业的动力设备中，锅炉是重要的组成部分。锅炉生产的蒸汽供工业生产直接使用，还供取暖使用。现代锅炉除了工业锅炉和电站锅炉之外，还包括一切动力工业中用于产生蒸汽的换热设备，如核反应蒸汽发生器及太阳能锅炉。 本次设计的主题为SHW10-1.25-P，即双锅筒横置式往复炉，额定蒸发量为10t/h，蒸汽出口压力为1.25Mp，燃用燃料为贫煤。 往复炉目前在我国的应用广度仅次于链条炉，具有结构简单，制造方便，金属耗量少等优点。它通过可动炉排片在固定炉排片上的往复移动，推动煤层沿着炉排面向前移动，从而完成其燃烧过程。它的炉排尺寸不宜过大，因此只适用于容量20—35 t/h以下的锅炉，尤其是在一些小型锅炉中被广泛地运用。往复炉的燃烧过程基本上和链条炉相似，需装设炉拱，并采用分段送风等。但是，在往复炉中，由于可动炉排的推饲，使引燃的燃料和未燃的燃料之间产生混合作用，所以引燃条件较好。同时，推饲工作也起到了拨火作用。同时还可以挤碎较大的灰渣块，因而还可以使燃料更好的燃尽。但是，它也存在着一些缺点，比如漏煤多，高温区炉排片容易烧坏等。为了确保炉排工作的可靠性，对燃料的品种有所限制，一般只适用于燃用高挥发份煤和多水多灰的低质煤。［2］ 本次设计的燃料是以四川芙蓉的贫煤为代表煤种，其低位发热量为20900kJ/kg,其挥发份较低，着火不是很容易，但是其低位发热量不是很低，因此炉膛温度会较高。所以在设计时这方面的问题都应该考虑在内。 基于以上对往复炉和代表煤种的优、缺点的了解及初步分析，在设计该炉时采取了一些切实可行的措施，以改善着火条件、提高热效率、降低成本的方法，例如：合理布置前后拱，采用分段送风，有效组织二次风等。 作为一名本科生，由于理论知识和实践经验都很有限，所以在本次设计中也必定会存在一些问题和不足，也有待于在以后的工作和学习中进一步提高和完善。因此也希望老师能对设计中的错误给以指正。 在本次设计过程中，得到了热能教研室许多老师的指导和帮助，在此对他们表示衷心的感谢！ 第2章 锅炉结构与设计简介 2.1 锅炉概述 锅炉是一种生产蒸汽的换热设备。其本体分为：炉膛，水冷壁、锅炉管束、省煤器、空气预热器，它们都是各种类型的受热面，烟气的热能通过这些受热面传递给工质。锅炉本体一侧处在高温烟气条件下，因而要求它们的结构和材料要能够承受高温和抵抗烟气的腐蚀；锅炉的另一侧工质是水、水蒸气和空气，水和水蒸气工作时具有很高的压力，所以锅炉本体主要部件还要具有一定的承受能力；另外，锅炉本体还要有良好的传热性能。 燃烧设备：煤斗、煤闸门、往复炉排、风室及炉拱等。燃烧设备要能适应不同煤种的燃烧，保证燃料的及时着火和燃尽，还应有一定的燃烧强度，能给锅炉提供足够的可利用热能。 锅炉炉墙：金属框架和砖结构。金属框架起支撑、稳定作用，要具有一定的强度和稳定性；砖结构起耐热、绝热、保温、密封作用。［2］ 本锅炉的型号为SHW10-1.25-P,即双锅筒横置式往复炉，自然循环水管锅炉，额定蒸发量为10t/h,额定工作压力为1.25MPa,设计煤种为四川芙蓉贫煤。 本次设计的锅炉型号的结构特性如下: 1.据锅炉行业长期设计和运行经验，水管系列采用φ51的碳素无缝钢管，管束弯头半径R160mm。 2.燃烧方式采用的是水平往复推动炉排，其倾角为20°。 3.锅炉炉膛采用前后拱配合方式。前拱高而短，倾角为30°，后拱低而长，倾角为30°，覆盖率为55%，后拱通过前后拱的配合可以使燃料迅速着火，改善着火条件。 4.炉排有效宽度为2000mm,长度为5500mm，有效面积为11m2。 5.冷风温度为30℃，热风温度为120℃。 6.采用双侧进风,分段送风,可调节燃烧状况，改善燃烧区段性。 在后拱尖端处布置二次风，二次风喷嘴与后拱管交叉布置，加强炉膛喉口处的烟气扰动和混合，强化燃尽，提高效率。 2.2 锅炉基本特性 表2-1 锅炉规范 型号 额定蒸发量 蒸汽压力 出口蒸汽温度 给水温度 SHW10-1.25-P 10t/h 1.25Mpa 193.361℃ 100℃ 表2-2 燃料特性 碳 氢 氧 氮 硫 水分 灰分 挥发分 低位发热量 符号 Cy Hy Oy Ny Sy Wy Ay Vy Qydw 数值 55.19 2.38 1.51 0.74 2.51 9.00 28.67 13.25 20900KJ/Kg 表2-3 管子特性 名称 管径×厚度 节距 排列及气流流向 符号 Dw×δ 横向 纵向 管子排列方式 烟气冲刷方式 烟气与工质流向 单位 mm mm mm 水冷壁 51×3 锅炉管束 51×3 110 100 顺列 横向 交叉流 省煤器 60×3 67 60 顺列 横向 交叉流 空气预热器 40×1.5 60 40 错列 纵向 交叉流 下降管 108×6 蒸汽引出管 133×6 表2-4 主要经济技术指标 锅炉效率η（%） 排烟温θpy(℃) 燃料耗B(kg/s) 给水温度tgs(℃) 79.0211 165 0.3912 100 表2-5 锅炉基本尺寸 炉膛宽度 炉膛深度 上下锅筒中心距 锅炉外形尺寸 长 宽 高 单位 mm mm mm mm mm mm 数值 2000 2200 4250 7647 2837 7923 2.3 方案论证 本次设计课题为SHW10-1.25-P，属低压小型工业锅炉，受到应用条件的限制，需要停炉和起炉，负荷经常发生变化，因双锅筒水容量较大，并且有较大的蓄热能力，所以适应负荷变化能力强，且气压稳定，运行特性好。所以此次设计采取双锅筒。对于低压锅炉单靠辐射受热面是不够的，而双锅筒可以布置较多的对流受热面。从而提高了其换热量，降低烟气出口温度，提高了锅炉效率。采用横置式可以使锅炉结构紧凑，尺寸小，便于安装。 为了减少不完全燃烧损失，以便提高锅炉热效率，在炉膛和锅炉管束之间布置燃尽室，燃尽室既可以调节烟速，又能使燃料燃烧充分，同时也起了保护后面管束免受磨损的作用。 锅炉管束中烟气作混合冲刷。管束区烟道被管板隔呈倒″S″形，从而可以降低钢耗，减少总体尺寸。管束顺列布置，目的是为了减少锅炉运行中的阻力，以降低电耗，同时也使加工工艺简化，管束区的除灰更方便。因为烟气流程中有冲刷死角，可以采用较小的热有效系数来补偿，而三个烟道的流通截面积应逐渐减小，保证了烟速的均匀性，对流换热更均匀。同时每一流程都设置了吹灰器以便对管束进行吹灰，以提高其换热系数。管束在节距的选择上主要考虑以下因素：第一，相邻两根管子焊接时，热影响区不重合；第二，焊缝及热影响区内，不可开孔；第三，保证烟速合理性。 烟气温度的选取重点是炉膛出口烟温θl”和排烟温度θpy的选取。由于θl” 直接影响锅炉的经济性和安全性，所以θl” 的选择一定要合理：若θl” 过低，则对燃烧不利，使固体不完全燃烧损失增加，从而锅炉运行经济性下降；若θl” 过高，飞灰尚处于熔化状态就遇到受热面，将引起受热面结渣，影响锅炉的安全可靠运行。所以对一般煤种θl” 应选择在950℃～1050℃范围内。同样对排烟温度的选择，也应根据技术经济性分析来选取：若θpy降低，锅炉排烟热损失减少热效率提高从而节约燃料，降低锅炉运行费用。但θpy 过低时，传热不良从而使尾部受热面增加，体积增大，金属耗量增加，投资增加，同时θpy 太低时尾部受热面易发生低温腐蚀或堵灰，影响运行可靠性。所以θpy 在D≥6t/h的锅炉中，根据所用煤种水分和硫分的大小，不宜低于150℃，通常新设计锅炉取为160-180℃。 为了降低θpy，锅炉尾部设有尾部受热面：省煤器。省煤器除了可以降低排烟温度，还可以利用尾部烟气的热量加热锅炉给水，提高锅炉热效率减少燃料耗量，降低θpy 采用增加蒸发受热面积是不经济的，因为蒸发受热面中工质的温度是工作压力下的饱和温度，而为了保证受热面有一定的传热温差，θpy 不能低于或达到这个温度，而采用省煤器时省煤器的工质——锅炉给水比这一饱和温度低得多，因此传热温压较大，这样在降低同样数值的烟气温度时，所需省煤器受热面积比蒸发受热面少很多，降低了生产成本。由于本锅炉压力低，为了安全，设置烟气和给水旁通系统。 此次设计尾部烟道设置空气预热器，因为燃料为贫煤，其挥发分较低，不易燃烧，因此需设置一个空气预热器使其更好地燃烧。 2.4 锅炉结构简介 锅炉构造仅考虑承受锅炉本体的载荷在六级地震情况下安全运行。因此当属于锅炉以外的烟、风、汽水管道要支撑在锅炉构架上时，必须按负荷的大小及负荷着力点的位置校核构架强度，必要时另行加固。 本锅炉为双锅筒横置式自然循环水管锅炉，整体呈“П”型布置。锅炉前部是上升烟道即炉膛，炉膛四壁布满水冷壁，在锅炉中部——两锅筒间布置有对流管束，对流管束被隔板隔成“S”型烟道，锅炉后部为下行烟道即尾部烟道，在尾部烟道中布置有省煤器。 锅炉各部分特点如下： 1. 锅筒及炉内设备： 锅筒是容纳水和蒸汽的筒形受压容器，采用双锅筒结构，既经济易安装，检修固定方便。 （1）上锅筒：内径1100mm，壁厚16mm，筒身长4200 mm，包括两侧封头一起为4760mm。上锅筒筒身用20g钢板热卷冷校而成，封头为20g钢冲压而成的椭圆形封头，为了焊接方便，封头和筒身壁厚都采用一致即16 mm，上锅筒中的设备有：Ⅰ.方形挡板：汽水混合物进入锅筒汽空间后进入上下挡板组成的缝隙，依靠转向时汽水所受惯性力不同进行汽水分离，并减弱汽水的动能。Ⅱ.水下孔板，水下孔板离锅筒底部300-400mm以免蒸汽带入下降管中，水下孔板一般布置在最低水位下50-100 mm，孔径8-12 mm，其作用为均衡水下蒸汽负荷，使锅筒内水面较平稳，减少蒸汽带水造成虚假水位，引起事故。Ⅲ.顶部设有匀汽孔板。Ⅳ.给水分配管。Ⅴ.上锅筒内设有连续的排污管。Ⅵ.加药管。 （2）下锅筒：下锅筒内径Dn=900mm,壁厚δ=12mm，筒身长 3700mm，包括两侧封头一起为4200mm,筒身及封头都为20g钢板制成。下锅筒底部有定期排污管，以便排出杂质和沉淀物。上下锅筒之间有管束。 2. 水冷壁 在锅炉炉膛内经常布置大量水冷壁，一方面可以充分发挥辐射受热面换热系数高的特点，同时它用来保护炉墙免受高温破坏 以及使灰渣不易粘结在炉墙上，防止炉膛被冲刷磨损，过热破坏。它是自然循环锅炉构成水循环回路不可缺少的重要部件。［4］ 本锅炉炉膛内四壁都布置有水冷壁其中前墙由16根Φ51×3的碳素无缝钢管组成，节距为120mm。前墙水冷壁管组下部焊在Φ219×6的集箱上，上部直接与锅筒焊在一起，后墙由 18根Φ51×3的碳素无缝钢管组成。两侧水冷壁分别由18根Φ51×3的碳素无缝钢管组成，节距为125mm。上下部分别与上下集箱连接，集箱规格为Φ219×6，其蒸汽由4根Φ76×4.5的钢管引入锅筒，所有下降管均从上锅筒中引出。 3. 燃烧设备： 燃烧由煤斗和往复推动炉排及其传动装置组成，炉排有效燃烧面积为11m2 。 4. 锅炉管束： 上下锅筒中心距为4250mm，中间由288根Φ51×3碳素无缝钢管焊在上下锅筒而组成，管子顺列布置，横向18根，纵向16根，横向节距为120 mm，纵向节距为110 mm，同时隔板把它分隔成倒“S”型烟道，流通面积逐渐减小，以利于传热和烟道烟速均匀。上下锅筒及管束通过上锅筒支撑在锅炉钢架上。 5. 省煤器： 本锅炉为小型低压锅炉，采用铸铁式省煤器。省煤器规格为Φ60×3，外形尺寸为120×120长1500mm，安装有8排8列省煤器管，受热面积为193.52mm2，烟气流通截面积为0.704m2。 6．空气预热器： 增加管式空气预热器，单级布置，由416根长2600mm，Φ40×1.5钢管组成，横向节距60 mm,纵向节距40 mm。烟气在管内自上而下流动，空气在管外横向冲刷，空气两次交叉流动后由热空气管道进入炉膛，空气预热器受热面积为130.8209 m2。 6. 钢架、平台和扶梯： 为了支撑锅筒、集箱、管子及炉墙，设置了钢架，锅炉本体重量由钢架传至基础，为安装、检查和维修，设置了平台,各平台之间由扶梯连接。 7.炉墙 炉膛炉墙的负荷作用在钢架和基础,分三层。内层为耐火砖,中间层为硅藻土保温砖,外层为红砖。在侧墙上分别在前拱下方,锅炉管束中部,燃尽室,省煤器上方,以及后拱上方均开有人孔,以便安装维修,清除灰渣。 8. 锅炉范围内的阀门仪表 锅炉产生的蒸汽由主蒸汽阀供给用户。为了保证安全,装有两个安全阀,同时在上锅筒装有两个Y200的压力表以便观察压力,有副气阀一个,水压表两个。为了省煤器检修时锅炉安全运行,设有旁通烟道和旁通水道。 第3章 热力计算 3.1 设计任务 1. 额定蒸发量 D=10t/h 2. 锅炉蒸汽压力 P=1.25Mpa 3. 给水温度 tgs=100℃ 4. 冷空气温度 tlk =30℃ 5. 热空气温度 trk=120℃ 6. 排污率 ppw=5% 7. 出口蒸汽温度 tck=193.361℃ 3.2 燃料特性 1．燃料名称：贫煤 产地：四川芙蓉 2．燃料工作基（应用基）成分 1） 碳 Cy=55.19% 2） 氢 Hy =2.38% 3） 氧 Oy=1.51% 4） 氮 Ny=0.74% 5） 硫 Sy=2.51% 6） 水分 Wy=9.00% 7） 灰分 Ay=28.67% 8） 挥发分 Vy=13.25% 3．燃料低位发热量 Qydw=20900kJ/kg 3.3 辅助计算 3.3.1 空气平衡 烟道各处过量空气系数，各受热面的漏风系数，列于表3-1中。炉膛出口过量空气系数按表2-1[1]取。烟道中各受热面的漏风系数按表2-3取。 表3-1 烟道中各处过量空气系数及各受热面的漏风系数 烟道名称 过量空气系数 漏风系数 α′ α″ Δα 炉 膛 1.4 0.1 燃 尽 室 1.4 1.45 0.05 锅 炉 管 束 1.45 1.55 0.1 省 煤 器 1.55 1.65 0.1 空 气 预 热 器 1.65 1.75 0.1 3.3.2 燃烧产物的容积及焓的计算 1. 理论空气量及α=1时的燃烧产物容积的计算 理论空气量 Vo=0.0889（Cy+0.375Sy）+0.265Hy-0.0333Oy =5.5705Nm3/kg RO2理论容积 VRO2=0.01866（Cy+0.375Sy）=1.0474 Nm3kg N2理论容积 VoN2=0.79Vo+0.8Ny/100 =4.4066Nm3/kg H2O理论容积 VoH2O=0.111Hy+0.0124Wy+0.0161Vo =0.4655 Nm3/kg 2. 不同过量空气系数下燃烧产物的容积及成分见表3-2 表3-2 烟气特性表 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 炉 膛 燃尽室 锅炉管 束 省煤器 空气预热器 1 入口过量空气系数 α — 1.4 1.45 1.55 1.65 2 出口过量空气系数 α — 1.4 1.45 1.55 1.65 1.75 3 平均空气系数 αpj — 1.4 1.425 1.5 1.6 1.7 4 水蒸汽容积 VH2O Nm³/㎏ 0.5013 0.5036 0.5103 0.5193 0.5282 5 烟气总容积 Vy Nm³/㎏ 8.1835 8.3250 8.7496 9.316 9.8816 6 RO2容积份额 rRO2 — / 0.1280 0.1258 0.1197 0.112 0.1060 7 H2O容积份额 rH2O — / 0.0613 0.0605 0.0583 0.056 0.0535 8 三原子气体容积 份额 rq — 0.1893 0.1863 0.178 0.168 0.1595 9 烟气重量 G ㎏/㎏ 10.898 11.08 11.626 12.35 13.0809 10 飞灰浓度 μfh ㎏/㎏ Ay 0.0053 0.0052 0.0049 0.0046 0.0044 注：飞灰份额afh按表2-1取0.2。 3. 不同过量空气系数下燃烧产物的焓温表见表3-3 表3-3 不同过量空气系数下燃烧产物的焓温表 烟气 温度 θ℃ VRO2=0.882(m3) 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 /kg VoN2=3.807(m3)标准/kg VoH2O =0.529(m3)标准/kg V°=4.81(m3)标准/kg kJ/(m3) 标准 kJ/kg kJ/(m3) 标准 kJ/kg kJ/(m3) 标准 kJ/kg kJ/(m3) 标准 kJ/kg 100 170 178.0596 130 572.8584 151 70.2825 132 735.3040 200 358 374.9725 260 1145.7168 305 141.9668 266 1481.7491 300 559 585.5017 392 1727.3885 463 215.5102 403 2244.9055 400 7727 808.5998 527 2322.2799 626 291.3810 542 3019.2029 500 994 1041.1247 664 2925.9846 795 370.0445 684 3810.2118 600 1225 1283.0762 804 3542.9090 969 451.0354 830 4623.5027 700 1462 1531.3121 948 4155.4269 1149 534.8191 978 5447.9345 800 1705 1785.8326 1094 4820.8240 1334 620.9301 1129 6289.0777 900 1952 2044.5426 1242 5473.0012 1526 710.2993 1282 7141.3619 1000 2204 2308.4897 1392 6133.9917 1723 801.9959 1437 8004.7871 1100 2458 2574.5316 1544 6703.7954 1925 896.0198 1595 8884.9238 1200 2717 2845.8106 1697 7478.0057 2132 992.3710 1753 9765.0604 1300 2977 3118.1370 1853 8165.4358 2344 1091.0495 1914 10661.9085 1400 3239 3392.5582 2009 8852.8659 2559 1191.1245 2076 11564.3271 1500 3503 3669.0742 2166 9544.7026 2779 1293.5267 2239 12472.3162 1600 3769 3947.6850 2325 10245.3526 3002 1397.3254 2403 13385.8758 1700 4036 4227.3432 2484 10946.0025 3229 1505.9859 2567 14299.4353 Iyo=IRO2+ IN2+IH2O Iy= Iy°+(α-1) Iko KJ/Kg αl″=1.4 αrj″=1.45 αgg″=1.55 αsm″=1.65 αky″=1.70 kJ/kg I △I I △I I △I I △I I △I 821.2032 1362.0442 1381.9242 1393.8951 1417.1743 1422.8937 1433.9506 1448.4832 1451.3925 1305.8477 1315.5318 1384.5430 1383.7845 1319.7239 1349.9479 1387.1768 1397.9750 1361.7960 1397.1537 1429.0488 1372.6812 1401.2867 1438.1116 1474.5834 1662.6561 2625.7930 2773.9679 2528.4004 3763.0984 3987.5890 4212.0795 3422.2607 5082.8223 5384.7426 5686.6629 4337.1538 6051.7491 6432.7703 6813.7914 5277.0206 7357.5968 7819.9471 6221.5581 8673.1286 9217.9220 7227.5866 10057.6715 8227.8431 11084.3879 11441.4560 9244.4773 12446.3922 10274.3468 13828.3163 11316.1873 15222.2115 12374.6223 16639.3857 13436.5485 18062.2794 14507.3035 19496.2300 15590.3629 20944.7132 16676.3316 22396.1057 4. 锅炉热平衡及燃料耗量计算见表3-4 表3-4 热平衡及燃料消耗量计算 序号 名称 符号 单位 计算公式或来源 数值 1 燃料低位发热量 Qydw KJ/㎏ 由给定燃料定 20900 2 冷空气温度 tlk ℃ 给定 30 3 理论冷空气焓 I0lk KJ/㎏ Vº(ct) lk =5.569×26.78 220.5912 4 排烟温度 θpy ℃ 假设 165 5 排烟焓 Ipy KJ/㎏ αpy=α″ky=1.70（表1-3） 2283.5175 6 固体不完全燃烧损失 q4 % 按[1]表2-1取 10 7 气体不完全燃烧损失 q3 % 按[1]表2-1取 0.5 8 排烟损失 q2 % 8.171 9 散热损失 q5 % 按[1]表2-6取 1.7 10 飞灰份额 αfh — 按[1]表2-1取 0.2 11 灰渣焓 Cθ hz KJ/㎏ 按附表取（600℃） 554 12 灰渣物理热损失 q6 % 0.608 13 锅炉总热损失 ∑q % 20.9789 14 锅炉热效率 η % 79.0211 15 给水温度 tgs ℃ 给定 100 16 给水焓 igs KJ/㎏ 查未饱和水性质表 420.003 17 排污率 ρpw % 给定 5 18 饱和蒸汽焓 ibq KJ/㎏ 查水和蒸汽性质表 2785.64 19 饱和水焓 ibs KJ/㎏ 查水和蒸汽性质表 806.765 20 汽化潜热 r KJ/㎏ 查水和蒸汽性质表 1961.5 21 蒸汽湿度 W % 给定 22 锅炉蒸发量 D ㎏/s 给定 2.7778 23 锅炉输出热量 Ql KW 6460.0225 24 燃料消耗量 B ㎏/s 0.3912 25 计算燃料消耗量 Bj ㎏/s 0.352 26 保热系数 φ — 0.9789 3.4 炉膛计算 3.4.1 炉膛结构特性计算 炉排面积热负荷qR=800KW/m2 炉排容积热负荷qv=300KW/m3 炉排面积 =0.3912×20900/800=11m2 取炉排宽度B=2.0m 炉排长度L= =11/2=5.5m 取 L=5.5m 炉膛容积V=BQydW/qV =0.3912×20900/300=27.2502m3 1.炉膛周界面积计算 (1)前墙面积Fq 光管面积：Fq1=2.0×3.4=6.8㎡ 覆盖耐火砖面积：Fq2=2.0×(1.5+0.5)=4㎡ 前墙总面积：Fq= Fq1＋Fq2=10.8㎡ (2)后墙面积Fh 光管面积：Fh1=2.0×(3.6-1.3+1.7)=8.0㎡ 覆盖耐火砖面积：Fh2=2.0×3.4=6.8㎡ 后墙面积Fh3=0.5×2.0=1.0㎡ 后墙总面积：FH=FH1+FH2+FH3 =15.80㎡ (3)左侧墙面积Fzc Fzc1=(3.4+3.6）×2.05/2=7.175㎡ Fzc2=(0.5+1.7)×1.3/2=1.43 Fzc3=(1.7+0.4+1.15+1.3)×0.95/2=2.1613㎡ Fzc4=1.1×1.3/2=0.715㎡ Fzc5=(0.5+1.15)×2.9/2=2.3925㎡ 左侧墙总面积： =13.8738㎡ (4)右侧墙面积Fyc 右侧墙面积：Fyc= Fzc=13.8738㎡ (5)顶棚面积Fd 顶棚面积 ： Fd=2.0×2.174=4.348㎡ (6)出口窗面积Fch 出口窗面积：Fch=1.3×2.0=2.6㎡ (7)炉排面积R=2.0×5.5=11㎡ 周界面积： =72.2955㎡ 图3-1 炉膛结构简图 2.炉膛容积计算Vl 炉膛容积Vl=S×Fzc=2.0×13.8738=27.7475m3 3.辐射受热面的计算 (1)前墙辐射受热面积Hq 光管：s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735 Hq1=xFq1=0.735×6.8=4.998㎡ 耐火砖：Hq2=0.15×Fq2=0.15×4=0.6㎡ 前墙总辐射受热面积：Hq= Hq1＋Hq2=5.598㎡ (2)后墙辐射受热面积Hh 光管: s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735 HH1=XFh1=0.735×8=5.88㎡ 耐火砖：Hh2=0.15×Fh2=0.15×6.8=1.02㎡ 后墙总辐射受热面积： =6.9㎡ (3)左侧墙辐射受热面积Hzc 左侧墙光管：s/d=110/51=2.16,e/d=0.5,x=0.79 Hzc1=xFzc1=0.79×7.175+0.79×(2.05+1.2)×1/2=6.952㎡ 覆盖耐火砖：Hzc2=0.15×[1.43+2.1613+0.715+2.3925-(2.05+1.2)×1/2]=0.7611㎡ 左侧墙辐射受热面积：Hzc=Hzc1+ Hzc2=7.7131㎡ (4)右侧墙辐射受热面积Hyc 右侧墙辐射受热面积：Hyc=Hzc=7.7131㎡ (5)顶棚辐射受热面积Hd s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735 Hd=xFd1=0.735×4.348=3.1958㎡ (6)出口窗辐射受热面积Hch s/d=125/51=2.45,由曲线5得: x=0.405 出口窗辐射受热面积：Hch=0.405×2.6=1.053㎡ 总辐射受热面积Hf =32.1729㎡ 4.有效辐射层厚度S =1.3817m 5.膛水冷度x =0.5249 6.火床与炉墙面积比ρ =0.1795 3.4.2 炉膛传热计算 炉膛传热计算见表3-5 表3-5 炉膛传热计算 序号 名 称 符号 单 位 计 算 公 式 或 来 源 数 值 1 输入热量 Qr kJ/kg 由表3-4 20900 2 冷空气理论焓 Ilk0 kJ/kg 由表3-4 220.5912 3 炉膛出口过量空气系数 αl″ — 由表3-1 1.4 4 炉膛漏风系数 Δαl — 由表3-1 0.1 5 热空气温度 trk ℃ 假定 120 6 热空气焓 Irk kJ/kg 884.593 5 空气带入热量 Qk kJ/kg 6 入炉热量 Ql kJ/kg 21814.7351 7 理论燃烧温度 θ0 ℃ 由表3-3按 =1.45查得 1672.9569 8 炉膛出口烟气温度 θl″ ℃ 假设 950 9 炉膛出口烟气焓 Il″ kJ/kg 按表3-3查取 11765.39 10 平均热容量 Vc kJ/kg·℃ 13.9003 11 水蒸气容积份额 rH2O — 由表3-2 0.0613 12 三原子气体容积份额 rq — 由表3-2 0.1893 13 飞灰浓度 μfh kg/kg 由表3-2 0.0053 14 三原子气体辐射减弱系数 kq 1/m·Mpa 1.7791 15 飞灰辐射减弱系数 kfh 1/m·Mpa 0.3496 16 系数 c 1/m·Mpa 按[1]表5-7查取 0.15 17 烟气辐射减弱系数 k 1/m·Mpa 2.2787 18 火焰黑度 αh 0.2701 19 水冷壁表面黑度 αb 0.8 20 炉膛黑度 αl 0.4917 21 计算燃料耗量 Bj kg/s 由表3-4 0.352 22 保热系数 φ — 由表3-4 0.9789 23 波尔茨曼准则 B0 0.3564 24 管外结灰层热阻 ε m2·℃/kW 2.6 25 炉内传热量 Qf kJ/kg 9837.7041 26 辐射热流密度 qf kW/ m2 107.6442 27 金属管壁温度 Tgb K +273 462.82 水冷壁灰污层表面温度 Tb K εqf+ Tgb 742.695 28 系数值 m — 0.1603 29 无因次方程 0.7819 30 系数 k — 按[1]表5-4查取 0.6711 31 系数 p — 按[1]表5-4查取 0.2144 32 无因次温度 θ — k 0.6366 33 炉膛出口烟气温度 θl″ ℃ 965.8224 34 炉膛出口烟气焓 Il″ kJ/kg 按表3-3查取 11967.1787 35 炉内辐射传热量 Qf kJ/kg 9640.1651 36 辐射热流密度 qf kJ/kg 105.4827 与假设炉膛出口烟气温度相差-15.8224℃，小与±100℃，因此不用重新计算。 3.5 燃尽室计算 3.5.1 燃尽室结构计算 1周界面积计算 (1)前墙面积Fq 光管面积：Fq1=2.0×2.35=4.7㎡ 入口窗：Fq2=2.0×1.3 =2.6㎡ 前墙总面积：Fq=Fq1+Fq2=7.3㎡ (2)后墙面积Fh 覆盖耐火砖面积：Fh1=2.0×2.2=4.4㎡ 出口窗：Fh2=1.2×2.0=2.4㎡ 后墙总面积：Fh= Fh1＋Fh2=6.8㎡ (3)左侧墙面积Fzc 左侧墙面积：Fzc=(2.35+3.4)×1/2=2.875㎡ (4)右侧墙面积Fyc 右侧墙面积：Fyc= Fzc=2.875㎡ (5)顶棚光管面积Fd 顶棚光管面积：Fd=1.2×2.0=2.4㎡ (6)底面积：Fd1=1.075×2.0=2.15㎡ 燃尽室周界面积: 24.4㎡ 2.燃尽室容积: Vrj=2.0×Fzc=5.75m3 3.燃尽室辐射受热面积 (1)前墙辐射受热面积Hq 前墙光管面积：Hq1=0.735×Fq1=0.735×4.7=3.4545㎡ 入口窗：s/d=120/51=2.35 按曲线5 x=0.52 Hq2=0.52×Fq2=0.52×2.6=1.352㎡ 前墙辐射受热面积：Hq= Hq1 + Hq2 =4.8065 (2)后墙辐射受热面积Hh 后墙耐火砖面积：Hh1=0.15×Fh1=0.15×4.4=0.66㎡ 出口窗：x=1 Hh2=1×Fh2=1×2.4=2.4㎡ 后墙辐射受热面积：Hh = Hh1 + Hh2=3.06 (3)顶棚辐射受热面积Hd s/d=125/51=2.45 e/d=0.5 x=0.735 Hd=0.735×Fd=0.735×2.4=1.764㎡ (4)底部面积：Hdi=0.15×Fd1=0.15×2.15=0.3225 (5)燃尽室辐射受热面积Hrj + Hdi =10.8155㎡ (6)有效辐射层厚度S =0.8484m (7)燃尽室水冷度x =0.4433 3.5.2 燃尽室传热计算 燃尽室传热计算见表3-6 表3-6 燃尽室传热计算 序号 名称 符号 单位 计 算 公 式 或 来 源 数值 1 入口烟温 θˊrj ℃ 由表3-5取 965.8224 2 入口烟焓 Iˊrj KJ/kg 由表3-5取 11967.1787 3 漏风系数 Δαrj — 由表3-1取 0.05 4 理论冷空气焓 I0lk KJ/kg 由表3-4取 220.5912 5 出口烟温 θ"rj 。C 假定 850 6 出口烟焓 I"rj KJ/kg 由表3-3查得( =1.45) 10749.5638 7 烟气平均温度 Tpj K 1179.4904 8 平均热容量 VC KJ/kg。C 10.608 9 水蒸气容积份额 rH2O — 由表3-2取 0.0605 10 三原子气体容积份额 rq — 由表3-2取 0.1863 11 飞灰浓度 μfh ㎏/㎏ 由表3-2取 0.0052 12 三原子气体辐射减弱系数 Kq 1/mMPa 2.2107 13 飞灰辐射减弱系数 Kfh 1/mMPa 0.3523 14 烟气辐射减弱系数 K 1/mMPa 2.563 15 烟气黑度 αy — 0.1954 16 水冷壁表面黑度 αb — 0.8 17 燃尽室水冷度 x 由结构计算得 0.4433 18 燃尽室系统黑度 αrj — 0.3252 19 波尔茨曼准则 B0 — 3.633 20 系数 m — 0.15 21 无因次方程 Θ"rj — 0.9267 22 出口烟温 θ"rj 。C 875.0202 23 出口烟焓 I"rj KJ/kg 由表3-3查得 11095.7888 24 燃尽室吸热量 Qrj KJ/kg 863.8356 与假设燃尽室出口温度相差-25.0202℃，小于±100℃,不必重新计算。 3.6 锅炉管束计算 3.6.1 结构特性计算 横向： =18根 EMBED Equation.3=100/51=1.96 纵向： =16根 EMBED Equation.3=125/51=2.45 上锅筒直径：D=1100mm 下锅筒直径：d=900mm 两锅筒间距：L=4250mm 最内侧排间距：600mm 每排管角度差：α=9。 1. 管子的长度 l=(3.2651+3.3157+3.4028+3.5287+3.6969+3.9126+4.1828+4.5174） ×2=59.6439m 2. 受热面积H =3.145926×0.051×59.6439×18=172.012㎡ 3. 烟道截面积Fpj =0.9597×(2.0-18×0.051)=1.0384㎡ =0.7786×2.0-18×8×3.1415926×0.0512=1.263㎡ =0.9455×(2.0-18×0.051)=1.023㎡ =0.7×2-18×8×3.1415926×0.0512/4=1.1058㎡ =0.8061×(2-18×0.051)=0.8722㎡ =0.8724×(2-18×0.051)=0.9439㎡ = /6=1.0411㎡ 4.有效辐射层厚度S 有效辐射层厚度 =0.2507m 图3-2 锅炉管束简图 3.6.2 锅炉管束传热计算 锅炉管束传热计算见表3-7 表3-7 锅炉管束传热计算 序号 名称 符号 单位 计算公式或来源 数值 1 入口烟温 θˊgg 。C 由表3-6取 875.0202 2 入口烟焓 Iˊgg kj/kg 由表3-6取 11095.7888 3 漏风系数 △αgg — 由表3-1取 0.1 4 理论冷空气焓 Iolk kj/kg 由表3-4取 220.5912 5 工质温度 tbh 。C 给定 193.361 6 出口烟温 θ"gg 。C 假定 320 7 出口烟焓 I"gg KJ/kg 由表3-3查得 4027.0432 8 烟气侧放热量 Qrp KJ/kg 6941.4711 9 最大温差 △td 。C 681.6529 10 最小温差 △tx 。C 126.639 11 平均温压 △t 。C （ － ）/ln( / ) 329.7432 12 烟气容积 Vy Nm3/㎏ 由表3-2查得 8.7496 13 烟气平均流通截面积 Fy ㎡ 有结构特性得 1.0411 14 烟气平均温度 θpj 。C + 523.1042 15 烟气速度 Wy m/s 8.6279 16 水蒸气容积份额 rH2O — 由表3-2取 0.0583 17 三原子气体容积份额 rq — 由表3-2取 0.178 18 对流换热系数 αd KW/(㎡。C) 按图6-6a，6-8a查（工大版P155） 0.065 19 飞灰浓度 μfh ㎏/㎏ 由表3-2取 0.0049 20 三原子气体辐射减弱系数 Kq 1/mMPa 5.0662 21 飞灰辐射减弱系数 Kfh 1/mMPa 0.4364 22 烟气辐射减弱系数 K 1/mMPa 5.5026 23 烟气黑度 αy — 0.1289 24 管壁温度 tb 。C 286.02 25 辐射换热系数 αf KW/㎡。C 按[1]图6-12查取 0.0082 26 热有效系数 ψ — 由[1]表6-7取 0.66 27 传热系数 K KW/㎡。C 0.0483 28 传热量 QCr KJ/㎏ 6622.0152 29 相对误差 ΔQ % 0.2803 ∣△Q∣=0.2803%<0.5%,设计合格。 3.7 省煤器计算 图3-3 省煤器简图 3.7.1 省煤器几何特性计算 省煤器几何特性计算见表3-8 表3-8 省煤器几何特性计算 序号 名称 符号 单位 计算公式或来源 数值 1 省煤器管长 L ㎜ [1]表3-3 1500 2 管内径 Dn ㎜ [1]表3-3 60 3 每根管受热面积 H1 ㎡ [1]表3-3 2.18 4 每根管烟气流通截面积 F1 ㎡ [1]表3-3 0.088 5 横向管子数 Z1 8 6 纵向管子数 Z2 8 7 受热面积 Hsm ㎡ 139.52 8 烟气流通面积 F ㎡ 0.704 9 工质流通面积 f ㎡ 0.0028 3.7.2 省煤器传热计算 省煤器传热计算见表3-9 表3-9 省煤器传热计算 序号 名称 符号 单位 计算公式或来源 数值 1 入口烟温 θˊsm 。C 由表3-7取 320 2 入口烟焓 Iˊsm KJ/kg 由表3-3查得 4267.0197 3 出口烟温 θ"sm 。C 假定 223 4 出口烟焓 I"sm KJ/kg 由表3-3查得 2939.006 5 漏风系数 △αsm 由表3-1取 0.1 6 理论冷空气焓 Iolk KJ/kg 由表3-4取 220.5912 7 烟气侧放热量 Qrp KJ/kg 1321.64 8 工质入口焓 KJ/kg 由表2-4取 420.003 9 排污率 ρpw % 给定 5 10 计算燃料量 BJ Kg/s 由表3-4取 0.3520 11 蒸发量 D Kg/s 给定 2.7778 12 工质出口焓 KJ/kg 579.5225 13 工质出口温度 t″ 。C 由表3-3查得 105 14 工质入口温度 EMBED Equation.3 。C 给定 100 15 工质平均温度 tpj 。C 102.5 16 烟气平均温度 Qpj 。C 271.5 17 最大温差 Δtd 。C 215 18 最小温差 Δtx 。C 123 19 温压 Δt 。C 164.7406 20 烟气容积 VY Nm3/㎏ 由表3-2取 9.3156 21 烟气速度 WY M/s 9.2909 22 传热系数 K KW/(㎡。C) 0.0203 23 工质吸热量 QCR KJ/kg 1327.355 24 相对误差 % 0.4324 25 工质平均比容 v m3/㎏ [1]附表5 0.001023 26 工质流通截面 f ㎡ 由表2-8取 0.00283 27 工质流速 w m/s 1.0553 3.8 空气预热器计算 3.8.1.1 空气预热器结构计算 外径： =40㎜ 厚度： =1.5mm 横向节距： =0.06 纵向节距： =0.04 管子长度： =2.6 横向管子数： =26 纵向管子数： =16 受热面积： EMBED Equation.3=130.8209㎡ 空气流通面积： =L/2(a-dn)=0.7150㎡ 烟气流通面积： =0.4473㎡ 横向相对节距： EMBED Equation.3=1.5 纵向相对节距： EMBED Equation.3=1.0 3.8.1.2 空气预热器传热计算 空气预热器传热计算见表3-10 表3-10 空气预热器传热计算 序号 名称 符号 单位 计算公式或来源 数值 1 入口烟温 。C 表3-9 223 2 入口烟焓 Kj/kg 查表3-3 2939.006 3 漏风系数 表3-1 0.1 4 出口烟温 。C 假定 165 5 出口烟焓 Kj/kg 查表3-3 2283.5175 6 比值 1.3 7 热空气出口焓 Kj/kg 735.9025 8 热空气出口温度 。C 查表3-3 100.0802 9 烟气侧放热量 Kj/kg 695.6702 10 烟气平均温度 。C 194 11 烟气速度 m/s 8.304 12 水蒸气容积份额 rH2O 表3-2 0.0535 13 三原子气体容积份额 表3-2 0.1595 14 烟气纵向放热系数 KW/(㎡。C) 0.0412 15 空气平均温度 。C ( + )/2 65.0401 16 空气流速 M/s 4.5847 17 空气侧放热系数 KW/(㎡。C) 0.067 18 热有效系数 [1]表6-7 0.8 19 传热系数 KW/(㎡。C) 0.0171 20 最大温差 。C 70.0802 21 最小温差 。C 58 22 逆流平均温压 。C ( - )/ln( / ) 128.8656 23 差数 0.3005 24 差数 1.2083 25 温压修正系数 0.97 26 平均温压 。C 124.9996 27 传热量 Kj/kg 794.3182 28 相对误差 % 1.418 误差满足计算要求，故不再重算。 3.9 热力计算的误差校核 表3-11 热力计算误差校核表 序号 名称 符号 单位 计算公式或来源 数值 1 锅炉有效利用热量 Q1 kJ/㎏ Qrη/100 16515.3999 2 炉膛吸热量 Qf kJ/㎏ 由表3-5查取 9640.1651 3 燃尽室吸热量 Qrj kJ/㎏ 由表3-6查取 863.8356 4 管束吸热量 Qgg kJ/㎏ 由表3-7查取 6922.0152 5 省煤器吸热量 QSM kJ/㎏ 由表3-9查取 1327.355 6 锅炉总吸热量 kJ/㎏ 18753.3709 7 绝对误差 △Q kJ/㎏ 16.263 8 相对误差 % ×100% 0.174 3.10 热力计算结果汇总表 表3-12 热力计算结果汇总表 序号 名 称 符号 单位 炉膛 燃尽室 管束 省煤器 空气预热器 1 受热面积 3.10.1.1 H ㎡ 32.1729 10.8155 172.012 139.52 130.8209 2 入口烟温 Q’ ℃ 965.8224 875.0202 320 223 3 出口烟温 Q” ℃ 965.8224 875.0202 320 223 165 4 工质入口温度 t’ ℃ 105 105 105 100 30 5 工质出口温度 t” ℃ 193.361 193.361 193.361 105 100.0802 6 烟气平均速度 WY m/s 8.6279 9.2909 8.304 7 工质平均速度 W m/s 1.0553 4.5847 8 平均温压 △t ℃ 329.7432 164.7406 124.9996 9 传热系数 K KW/(㎡。C) 48.3×10-3 20.3×10-3 17.1×10-3 10 传热量 Q kw 9640.1651 863.8356 6922.0152 1327.355 794.3182 第4章 强度计算 4.1 上锅筒强度设计 图4-1 上锅筒孔简图 表4-1 上锅筒强度计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 锅筒内径 Dn mm 设计数据 1100 2 锅筒壁厚 S mm 设计数据 16 3 额定压力 Pe MP 设计数据 1.25 4 上锅筒至锅炉出口压降 ΔPz MP 0 5 液注静压力 ΔPsz MP 上锅筒为0 0 6 锅筒工作压力 Pg MP 1.25 7 安全阀低位开启压力 ΔPa MP 0.05 8 计算压力 P MP 1.3 9 材料 选用 20g 10 锅筒计算壁温 tj ℃ 250 11 基本许用应力 [б]j MP GB9222-88 12 修正系数 η GB9222-88 0.95 13 许用应力 [б] MP 118.75 14 互不影响孔距 to mm dp+2 330.97 A区 纵向节距 t mm 设计数据 110 纵向节距 t′ mm 95.46 孔径 d mm 设计数据 52 纵向减弱系数 φ 0.527 2倍横向减弱系数 2φ′ 0.91 B区 纵向节距 t mm 设计数据 120 横向节距 t′ mm 106 孔径 d mm 设计数据 52 纵向减弱系数 φ 0.567 2倍横向减弱系数 2φ′ 1.02 C区 纵向节距 a mm 15 横向节距 b mm 106 斜向节距 t" mm 107.2 斜向系数 n 7.07 平均直径 dp mm 52 斜向孔径减弱系数 φ" 0.52 斜向孔桥换算系数 k 1.01 当量减弱系数 φd 0.525 15 最小减弱系数 φmin 0.525 16 理论计算壁厚 Sl mm 12.64 17 附加壁厚 C mm 1.0 18 最小许用壁厚 Smin mm 13.64 19 有效壁厚 Sy mm 154 20 实际减弱系数 Φs 0.44 21 最大允许开孔直径 [d] mm 174.97 22 系数 β 1.03 23 屈服极限 бs MPa GB9222-88 225 24 允许最高水压实验压力 Psw MPa 2.151 25 水压实验压力 Ps MPa 1.25P 1.63 结论： d<[d]=174.97 β=1.025<1.2 S=16> Smin=13.64 所以强度合格 4.2 上锅筒有孔封头的强度设计 表4-2 上锅筒有孔封头强度计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 材料 取用 20g 2 内径 Dn mm 设计数据 1100 3 壁厚 S mm 设计数据 16 4 计算压力 P MP Pg+ΔPa 1.3 5 计算壁温 tbj ℃ 250 6 基本许用应力 [б]j MP GB9222-88 125 7 修正系数 η 1 8 许用压力 [б] MP 125 9 人孔最大直径 d mm 设计数据 400 10 减弱系数 ψ 0.67 11 封头内高 hn mm 0.25Dn 275 12 形状系数 r 1 13 理论计算壁厚 Sl mm 9.39 14 附加壁厚 C mm 1.44 15 最小许用壁厚 Smin mm 10.87 16 封头尺寸校核 =0.25>0.2 =0.0079<0.1 =0.331<0.6 封头 强度 合格 17 封头有效壁厚 Sy mm 14.56 18 实际减弱系数 φs 0.43 29 系数 β 1.02 20 屈服极限 бs MPa GB9222-88 225 21 允许最高水压实验压力 Psw MPa 2.12 22 水压实验压力 Ps MPa 1.25P 1.63 结论: hh/Dn=0.25>0.2 SL/Dn=0.0078<0.1 d/Dn=0.333<0.6 Psw=2.12> Ps=1.63所以强度合格。 4.3 下锅筒强度设计 图 4-2 下锅筒孔简图 表4-3 下锅筒强度计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 锅筒内径 Dn mm 设计数据 900 2 壁厚 S mm 设计数据 12 3 额定压力 Pe MPa 设计数据 1.25 4 液柱净压力 ΔPsz MPa 0.044 5 锅筒工作压力 Pg MPa 1.29 6 计算压力 P MPa 1.29 7 材料 选用 20g 8 锅筒计算壁温 tj ℃ 250 9 基本许用应力 [б]j MPa GB9222-88 125 10 修正系数 η GB9222-88 0.95 11 许用应力 [б] MPa 118.75 12 互不影响孔距 to mm 272.4 A区 纵向节距 t mm 设计数据 110 横向节距 t′ mm 79.4 孔径 d 设计数据 52 纵向减弱系数 t′ mm 0.527 2倍横向减弱系数 2φ′ 0.69 13 焊封减弱系数 φn GB9222-88 1.0 14 最小减弱系数 φmin 0.527 15 理论计算壁厚 S1 mm 10.41 16 附加壁厚 C mm 1.0 17 最小许用壁厚 Smin mm 11.41 18 有效壁厚 Sy mm 11 19 实际减弱系数 φs 0.496 20 最大允许开孔直径 [d] mm 143.36 21 系数 β 1.02 22 屈服极限 бs MPa GB9222-88 225 23 最大水压实验压力 Psw MPa 1.95 24 实际水压实验压力 Ps MPa 1.25P 1.61 结论： d<[d]=143.36 β=1.03<1.02 S=12> Smin=11.41 所以强度合格。 4.4 下锅筒封头开孔计算 表4-4 下锅筒封头开孔计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 材料 设计数据 20g 2 内径 Dn mm 设计数据 900 3 壁厚 S mm 设计数据 12 4 计算压力 P MPa 1.29 5 计算壁温 tbj ℃ 250 6 基本许用应力 [б]j MPa GB9222-88 125 7 修正系数 η 椭球封头 1.0 8 许用应力 [б] MPa 125 9 人孔最大直径 d mm 设计数据 400 10 减弱系数 φ 0.6 11 封头内高 hn mm 0.25Dn 225 12 形状系数 r 1 13 理论计算壁厚 Sl mm 8.67 14 附加壁厚 C mm 1.37 15 最小取用壁厚 Smin mm 10.04 16 取用壁厚 S mm S>Smi 12 17 封头几何尺寸校核 hn/Dn 250/1000=0.25>0.2 S1/ Dn 8.67/1000=0.00867<0.1 d/ Dn 400/1000=0.4<0.6 18 封头有效壁厚 Sy mm 10.63 19 系数 β 1.02 20 实际减弱系数 φs 0.49 21 最大水压实验压力 Psw MPa 1.96 22 实际水压实验压力 Ps MPa 1.25P 1.61 结论: hh/Dn=0.25>0.2 SL/Dn=0.00867<0.1 d/Dn=0.4<0.6 Psw=1.96> Ps=1.61 所以强度合格。 4.5 后集箱开孔计算 表4-5 后集箱开孔计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 集箱外径 Dw mm 设计数据 219 2 壁厚 S mm 设计选取 6 3 额定压力 Pe MPa 设计数据 1.25 4 液柱静压 Psz MPa 0.055 5 集箱工作压力 Pg MPa 1.305 6 计算压力 P MPa 1.702 7 材料 选用 20g 8 集箱壁温 tj ℃ 250 9 基本许用应力 [б]j MPa GB9222-88 125 10 修正系数 η GB9222-88 0.9 11 许用应力 [б] MPa 112.5 12 纵向节距 t mm 设计数据 125 13 孔径 d mm 设计数据 52 14 纵向减弱系数 φ 0.584 15 最小减弱系数 φmin 0.584 16 理论计算壁厚 S1 mm 1.52 17 系数 A GB9222-88 0.18 18 附加壁厚 C mm 0.77 19 最小许用壁厚 Smin mm 2.29 20 取用壁厚 S mm S> Smin 6 21 有效壁厚 Sy mm 5.23 22 实际减弱系数 φs 0.169 23 最大允许开孔直径 [d] mm 69.76 24 系数 β 1.07 25 屈服极限 бs MPa GB9222-88 225 26 允许最高水压实验压力 Psw MPa 2.17 28 水压实验压力 Ps MPa 1.25P 1.68 结论: β=1.07<1.5 φs=0.169<0.4 S=6>Smin=2.29 d<[d]=69.76 所以强度合格。 因为前后集箱及左右集箱的型号和受情况相同，后集箱的压力最大，其符合强度要求，故其它集箱强度也符合要求。 4.6 安全阀排放能力计算 安全阀排放能力计算见表4-6 表4-6 安全阀排放能力计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 额定输出热量 D kg 设计给定 20900 2 额定压力 Pe MPa 设计数据 1.25 3 安全阀最大开启压力 P MPa 1.06 Pe 1.325 4 取用直径 d mm 设计选取 50 5 安全阀提升高度 h mm h≥0.25d 12.5 6 排汽系数 C 由[9]查得 0.235 7 蒸气比容修正系数 K 查表Kp·Kg 1.0 8 安全阀个数 N 设计选取 2 9 安全阀截面积 A m² 3925 10 排放能力 E 13388.27 结论： E=13388.27>20000 所以强度合格。 第5章 烟风阻力计算 5.1 烟道阻力计算 1.炉膛真空度： 根据平衡通风情况给出的炉膛出口负压取值范围为20-30Pa,在此取炉膛真空度Δhl=25Pa。 2.燃尽室真空度： 取Δhrj=0Pa。 故总的炉膛出口负压（包括燃尽室）为 =25Pa。 3.锅炉管束阻力计算 表5-1 烟道阻力计算 序号 名 称 符 号 单 位 依 据 数值 1 烟气平均容积 Vy Nm3/s 热力计算 8.7496 2 烟气有效流通面积 F m2 热力计算 1.0411 3 平均烟温 θpj ○C 热力计算 523.1042 4 平均烟速 wy m/s 热力计算 8.6279 5 管外径 d mm 51 6 管子布置方式 顺列 7 横向相对节距 σ1 — 2.16 8 纵向相对节距 σ2 — 1.96 9 比值 Ψ 1.2 10 管子排数 Z 3个回程 48 11 单排管子阻力系数 ξ1 — 查[1]图8-5 0.47 12 横向冲刷阻力系数 ξ 22.56 13 动压头 hd Pa 查[1]图8-9 16.5 14 横向冲刷阻力 Δhhx Pa 372.24 15 转弯阻力系数 ξ2 一个90°和两个180°转弯 6 16 转弯阻力 Δhzww Pa 99 17 积灰修正系数 k — 查[1]表8—10 1.15 18 锅炉管束阻力 Δhgs Pa 541.926 4.省煤器的烟道烟风阻力 表5-2 省煤器的烟道烟风阻力计算 序号 名 称 符 号 单 位 依 据 数值 1 烟气平均容积 Vy Nm3/s 热力计算 9.3156 2 烟气有效流通面积 F m2 热力计算 0.704 3 平均烟温 θpj ℃ 热力计算 271.5 4 平均烟速 wy m/s 热力计算 9.2909 5 管子排数 Z 热力计算 8 6 管子直径 d mm 热力计算 60 7 横向冲刷阻力系数 ξ Pa 4 8 动压头 hd Pa 查[1]图8-9 27.98 9 积灰修正系数 k — 含于ξ中 — 10 省煤器阻力 Δhsm Pa 111.92 5. 空气预热器阻力计算 表5-3 空气预热器阻力计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 烟气平均容积 Nm3/s 热力计算 9.8816 2 烟气有效流通面积 m2 热力计算 0.4473 3 平均烟温 ○C 热力计算 194 4 平均烟速 m/s 热力计算 13.304 5 管内径 mm 40 6 冲刷长度 m 表3-11 2.6 7 每米冲刷阻力 Pa/m 查[1]图8-7 37.5 8 修正系数 — 查[1]图8-7 1.0 9 积灰修正系数 — 查表8—10 1.1 10 沿程摩擦阻力 Pa/m EMBED Equation.3 EMBED Equation.3 97.5 11 截面比值 — / =0.785 / EMBED Equation.3 0.34 12 进口局部阻力系数 — 查[1]表8-8 0.33 13 出口局部阻力系数 — 查[1]表8-8 0.49 14 动压头 Pa 0.5 EMBED Equation.3 66.893 15 空气预热器进出口局部阻力 Pa （ + ） 60.3375 16 空气预热器总阻力 Pa + 157.84 5.除尘器总阻力计算 容量为20t/h的SHL20-1.5-AII锅炉必须加装旋风除尘器，一般采用旋风除尘器，这里预估计烟气流经此类除尘器的阻力hch=800Pa。 6.空气预热器至烟囱之间的连接烟道的阻力 假定为hy=200Pa。 7.烟囱阻力计算 表5-4 烟囱阻力计算 序号 名 称 符 号 单 位 依 据 数值 1 烟囱高度 Hyz M GBJ—62 30 2 烟囱出口烟速 wy m/s 表5—4 15 3 引风机处烟温 θyf ℃ 取 166.814 4 烟囱平均烟温 θpj ℃ 按θyf 166.814 5 烟气平均容积 Vy ㎏/Nm³ αpj=1.7 9.8816 6 标准状态下烟气平均密度 ρºy ㎏/Nm³ 1.0623 7 实际烟气平均密度 ρy 压力修正略去 0.6594 8 内壁平均斜度 i — 由[8]查得 0.02 9 烟囱出口阻力系数 ξ — 一般取1.1 1.1 10 烟囱摩擦阻力 Δhmc 14.8365 11 烟囱局部阻力 Δhjb 81.601 12 烟囱总阻力 Δhyc 96.44 8.烟道（包括烟囱）自生通风力计算 表5-5 烟道（包括烟囱）自生通风力计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 尾部竖井烟道计算高度 H m 假定 6 2 受热面平均过量空气系数 αpj — =（1.4+1.7）/2 1.55 3 平均烟气量 Vy Nm3/㎏ 9.393 4 标准状态下烟气平均密度 ρoy ㎏/Nm3 1.334 5 平均烟温 θpj ℃ 265 7 尾部竖井烟道自生通风力 Δhzsy Pa -30.79 10 烟囱自生通风力 Δhycy Pa 112.25 11 烟道总自生通风力 Hyczs Pa 81.46 9.锅炉烟道系统总压降 表5-6 锅炉烟道系统总压降计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 燃料折算灰分 Ayzs % 5.734 2 判别式 ufh Ayzs % 0.2×5.734=1.147<6 烟气含灰量不必修正 3 当地最低大气压 b pa 假定 101325 4 受热面平均过量空气系数 αpj — 1.55 5 烟气平均容积 Vy Nm3/㎏ 7.906 6 标准状态下烟气密度 ρºy ㎏/Nm³ 1.334 7 修正前本体总阻力 Σh1 Pa 521.3 8 修正后本体总阻力 ΔH1 Pa 537.8 9 尾部受热面之后总阻力 Σh2 Pa 1119.48 10 修正后的总阻力 ΔH2 Pa 1154.98 11 烟道系统流动总阻力 ΔHylz Pa 1676.28 12 炉膛负压 Sl″ Pa 平衡通风 25 13 烟道总压降 ΔHy Pa 1701.28 5.2 风道阻力计算 1.进口冷风道阻力： 按实际设计经验，取进口冷风道阻力Δhl=200Pa。 2.热风道阻力： 按实际设计经验，取进口冷风道阻力Δhl=100Pa。 3.炉排下必须具备的风压： 这个风压是用来克服炉排和其上燃料层的阻力，按实际设计经验，取阻力Δhl=800Pa。 4.风道系统总的阻力 =200+100+800 =1100 Pa 5.3 送风机的选择 表5-7 送风机计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 进口冷空气量 Vlk m³/s 见表5-4 1.98 2 流量储备系数 β1 — 设计规范 1.1 3 压头储备系数 β2 — 设计规范 1.1 4 计算空气流量 Qj m³/s 2.18 5 计算压头 Hj Pa 1210 6 压头换算系数 kρ — 1.0 7 折算压头 Hzs Pa 1246.36 8 送风机的选择 9-351 12D 风 量 Q m³/s 3.969 风 压 H Pa 1942.38 风机型号: JO2-72-6 功率=22KW 转数=960r/min 5.4 引风机的选择 表5-8 引风机计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 1 引风机处烟温 θyf ℃ 由表5-4 171.89 2 引风机处烟气流量 Vyf m³/s 取Δα=0.2 4.15 3 流量储备系数 β1 — 设计规范 1.1 4 压头储备系数 β2 — 设计规范 1.2 5 计算烟气流量 Qj m³/s 4.56 6 计算压头 Hj Pa 1943.78 7 压头换算系数 Kρ — 取 0.913 8 折算压头 Hzs Pa 1774.67 9 引风机的选择 型号Y9-35-1 12D 风 量 Q m³/s 15.45 风 压 H Pa 2079.72 电动机型号 JO2-81-6 功率N=30Kw 转数n=960r/min 千万不要删除行尾的分节符，此行不会被打印。“结论”以前的所有正文内容都要编写在此行之前。 结论 本次毕业设计的任务是根据给定的参数和技术要求，自行设计一台工业锅炉，在整个锅炉结构的设计过程中，本着简单可靠、减低技术成本的 原则 组织架构调整原则组织架构设计原则组织架构设置原则财政预算编制原则问卷调查设计原则 。本次设计的主要部分为传热计算，根据所给出的设计数据，如额定蒸发量、额定蒸汽压力和煤种等，进行资料的查阅和进一步的计算校核。设计的第二部分为上下锅筒及封头等的强度校核计算，主要应用强度公式完成。第三部分为烟风阻力计算，通过第一部分的计算结果进行引风机和送风机的选择。最后，根据这三部分的计算进行图形的绘制，完成了本次设计的要求。 通过本次设计，我更加全面和系统地了解工业锅炉的设计，也是把四年来所学的有关的理论知识和实际设计实践结合起来，同时也提高了自己分析问题及解决问题的能力，这些都为以后的学习和工作打下了坚实的基础。同时，由于本人知识水平及知识结构方面的有限，在设计过程中肯定有些问题没有考虑到或是考虑不周全，也可能存在很多错误，有待于以后的提高和改善。总之，通过这次毕业设计，提高了自己的学习和设计能力，也更加丰富和完善了我的专业知识体系。 致谢 几个月的毕业设计在老师的帮助和自己的努力之下已经全部完成。毕业设计是我对大学四年所学知识的一次全面回顾，让我在离开学校之前有个理由再一一梳理那些学过的或有趣或枯燥的东西，让它们在我的脑海中留下深刻的印象。 经过大学四年的学习，我对锅炉方面的理论知识已有基本了解，同时也初步掌握了一些实践操作经验。尤其是在这次毕业设计中，我很好的将课堂上的理论与设计中的实践结合起来，为今后的工作与学习打下了一个坚实的基础，相信在不久的将来这些所学将得到印证。 这次毕业设计能够顺利地完成，与指导老师王佐民老师的不倦指导是分不开的，也得益于热能教研室其他老师和同学们的关心和帮助。在此，我由衷地表示最真诚的感谢和最崇高的敬意。 鉴于自己在工业锅炉设计方面的知识有限，在课题中难免存在一些理论与实际不相联系，又或者由于思考得不够周密而存在的错误，恳请各位老师多多指教，学生俯首甘听教诲。 设计者：张悦 2007年6月10日 参考文献 1 赵明泉.锅炉结构与设计.哈尔滨工业大学出版社, 1991 2 陈学俊,陈听宽.锅炉原理.机械工业出版社,1990 3 庞丽君,孙恩召.锅炉燃烧技术与设备.哈尔滨工业大学出版社，1991 4 张永照,陈听宽,黄祥新.工业锅炉.机械工业出版社，1982:65～96 5 李之光,王铣庆.锅炉受压元件强度分析与设计.机械工业出版社, 1990:21～67 6 高才苹.新型供热锅炉手册上海.上海交通大学出版社，2002:152～201 7 杨世铭.传热学.高等教育出版社，1987:87～133 8 上海工业锅炉研究所.工业锅炉技术手册，1981:35～89 9 蒸汽锅炉安全技术监察规程.机械工业出版社,1996:78～122 10 张松涛.工程燃烧学.上海交通大学出版社,1988:67～134 11 马同泽,候增祺.热管.科学出版社，1983:1～53 12 刘兴家.节能与环保.哈尔滨工程大学出版社，2001:105～128 13（美）辛格，严金绥，顾景贤.锅炉与燃烧.机械工业出版社，1989:105～220 14 Mathiesen M M.Journal of Heat Transfer.Journal of the Institute of Eneergy,2004:33～89 15 S.T.JOHNSON.SERVICE MANUAL CONTRACT.Hemisphere Publishing Corp,1995:55～135 附录 附录A 英文资料原文 Unsteady Effects on Trailing Edge Cooling Mechanical Engineering Department, Stanford University, Stanford, CA (Received: January 21, 2003; revised: November 8, 2004) It is shown how natural and forced unsteadiness play a major role in turbine blade trailing edge cooling flows. Reynolds averaged simulations are presented for a surface jet in coflow, resembling the geometry of the pressure side breakout on a turbine blade. Steady computations show very effective cooling; however, when natural—or even moreso, forced—unsteadiness is allowed, the adiabatic effectiveness decreases substantially. Streamwise vortices in the mean flow are found to be the cause of the increased heat transfer. Introduction The trailing edges of high-pressure turbine blades are subjected to substantial heat loads. For this reason cooling air is blown from breakouts on the pressure side, jetting toward the trailing edge. A computational analysis has tended to significantly overestimate the cooling effectiveness of these jets. Indeed, adiabatic effectiveness, , is found to be nearly 1 to the trailing edge; at least, that is so when the predictions in question are steady, Reynolds-averaged (RANS) computations. Unfortunately, lab tests show that the effectiveness starts to drop after about four jet nozzle diameters, and might fall to about 0.5 near the trailing edge, at typical blowing ratios. It has been suggested that the discrepancy between prediction and observation might be due to coherent unsteadiness In the present paper, we describe unsteady RANS computations of a flow that is representative of the pressure-side, trailing edge. Some interesting phenomenology is observed. It is this, not applied prediction methods, that is the subject of this article. We find that natural unsteadiness does arise, due to three-dimensional vortex shedding from the upper lip of the breakout (Fig. 2, later). This mean flow unsteadiness causes some extra mixing, and causes the time-averaged to decrease noticeably below 1; however, it does not seem to drop as much as lab tests lead one to expect. Pulsations added to the upstream plenum cause a more substantial drop in . Adiabatic effectiveness then mimics that observed experimentally. It is unclear whether the pulsations have any analogy to conditions that occur in lab tests; so they are presented here simply as a study in the effect of forcing. A fascinating change in the mean vortical structure is seen under the imposition of periodic forcing. The shed vortices become more three-dimensional, forming into loops, which are the cause of greatly enhanced mixing. Figure 2. The rationale for unsteady RANS is sometimes a cause of confusion. There is no inconsistency between representing turbulent mixing by a statistical closure, while computing an unsteady mean flow. In the presence of coherent, periodic unsteadiness, the energy spectrum will look like Fig. 1. Mixing due to the broadband portion of the spectrum is represented by the closure model. The spike is due to mean flow unsteadiness. This must be computed by an unsteady simulation. It is a source of additional mixing—mixing that is not due to turbulence, but rather, to vortices in the mean flow. Figure 1. Holloway et al. have previously suggested a role of unsteadiness in the pressure-side bleed problem. Indeed, the present is a follow-on to their study, and is motivated by the same experiments. Those experiments are described in Holloway et al.. The papers by Holloway et al. appear be the only previous computational studies of coherent unsteadiness in external trailing edge film cooling. Computations addressing the passages internal to the trailing edge are discussed in Rigby and Bunker. A recent article by Martini and Shultz describes experiments and computations of a trailing edge geometry, cooled by a row of jets, without lands. They found unsteadiness due to random coalescence between the jets. However, unsteadiness was not important in their CFD analysis. Their geometry differs substantially from the present, because of the lands. Computations The commercial code, CFX, was used for the present simulations. Second-order time stepping must be used for this code to capture the coherent unsteadiness. With that switched on, we conducted a number of grid- and time-step refinements to be convinced that the observed unsteadiness is not a numerical artifact. In fact, we ran a few simulations with a different code, Star-CD, with similar results. Hence, the numerical accuracy appears to be sufficient for the task at hand. The present computations invoke the SST model, as implemented in CFX. The broad features of these simulations are insensitive to the particulars of the turbulence closure; similar results were seen with the two-layer RNG and Chen k– models. Figure 2 shows the computational domain. It consists of an upstream plenum, a land that channels the flow into jets, and an external region of coflowing fluid. At the breakout the internal flow exits through a rectangular nozzle. The thickness of the upper lip of the nozzle is equal to the height of the jet. The land protrudes downstream from the nozzle, in a wedge shape, to the trailing edge. The lower part of Fig. 2 shows a geometry constructed from four images of the domain. The flow is from left to right, in two streams: the wall jet exits from the plenum and is channeled by the land; the external flow enters in the upper portion. Generally, the two streams have different bulk velocities; their ratio, Ujet/Ufree-stream is the blowing ratio, since we consider constant density, incompressible flow. A few compressible simulations showed the same vortical flow components and heat transfer that are described herein. The geometry is subject to a symmetry condition on the left and the right lateral sides of the domain. This emulates a series of jets, blowing toward the trailing edge. The computational domain contains only one-half of the jet exit; hence the second symmetry condition is at the center of the jet. Computations with a full jet cross section produced very similar results to those shown herein. In the presence of forcing, the flow becomes quite complex. That was the primary motive for testing the validity of the symmetry assumption. The present forcing was plane wave; hence, it is consistent with the symmetry, but it was uncertain whether the flow respects that symmetry—it appears that it does. Therefore, we present results only for the geometry of Fig. 2. The Reynolds number based on free-stream velocity and nozzle lip thickness is 5×104. The final grid consisted of 0.75 million cells, in a block structured form. The solver treats it as fully unstructured, but block structured gridding produced a smooth grid, with good resolution near surfaces and in the wake of the upper nozzle lip. A grid refinement study was conducted, with a special focus on the grid blocks in the shedding region. The resolution in those blocks was successively doubled in the streamwise and spanwise direction. The finest grid had 1.25 million cells. Coarsening the grid in the same manner led to a loss of accuracy for grids with approximately 0.25 million cells. The 0.75 million cell mesh was designed from these studies, to provide grid insensitivity. For the time-accurate computations, the time step was adjusted to provide about 50t per period. In the natural case, no forcing was applied. The flow was allowed to develop a self-sustained unsteadiness. A large number of simulations, not reported herein, were conducted at various blowing ratios. It was found that coherent unsteadiness developed spontaneously for all simulations with a blowing ratio larger than 0.35 (simulations for very low blowing ratios were not performed). For blowing ratios larger than 1.5, the unsteadiness was damped down and the flow became steady. To confirm the computational results, lab tests were conducted on the rig described in Holloway et al. solely to determine whether or not coherent unsteadiness occurred. The results were positive: a frequency was seen corresponding to a Strouhal number of about 0.2. Results Observations will be summarized for steady, unsteady, and forced simulations. To an extent, we are using a RANS simulation to understand the averaged mixing processes of the pressure-side cooling jets. Temperature contours in a vertical section through the mid plane of the nozzle shows how a layer of cool fluid lies next to the wall in the steady flow calculation: see Fig. 3. The same midplane section through an unsteady computation shows vortex shedding from the upper nozzle lip: see Fig. 4. Figure 3. HYPERLINK "http://scitation.aip.org/journals/doc/JHTRAO-ft/vol_127/iss_4/388_1.html" \l "F4" Figure 4. Comparing the temperature contours from the steady (Fig. 3) and unsteady solutions (Fig. 4) shows that the mean flow vortices cause substantial additional mixing. However, a layer of cool air persists next to the wall for a distance of about eight jet heights. The cooling effectiveness, depends only on the adiabatic surface temperature. Despite the enhanced mixing away from the wall, in the unsteady simulation remains near unity until near the trailing edge. In these incompressible computations, temperature is a passive scalar. The contour levels in the figures could be regarded as ranging from 0 in the coolant stream to 1 in the gas stream. Dark regions show where the temperature is low. The plan form in Fig. 4 illustrates this more completely. Hot fluid is seen on top of the land. This is carried over the land, and is not cooled by mixing with the jet; but the lower surface, between the lands, remains near the jet temperature to the trailing edge. Hot fluid begins to impinge near the vertical walls of the land. Time histories of temperature near the lower wall show the strict periodicity. This demonstrates that the computation has converged to a limit cycle. Spectra contain a sharp peak at a Strouhal number of 0.2 based on the nozzle lip thickness (Fig. 5). In reference to Fig. 1, the spike in Fig. 5 is the coherent unsteadiness; it is resolved as part of the mean flow. The broadband is not simulated; it is represented by the Reynolds-averaged turbulence model. Figure 5. The extra mixing due to unsteadiness motivated a further study in which the velocity at the inlet to the plenum was pulsated: Although the forcing frequency, f, was varied, the largest and most interesting response was for fH/U=0.2; i.e., forcing with the natural shedding frequency. A was also varied. The value A=0.1 is selected as representative of cases where forcing has a pronounced effect. Figure 6 contains a time history and spectrum for the flow produced by inlet pulsations. Rather curiously, the response contains a strong subharmonic of the forcing frequency, and even a sub-subharmonic. The period is four times that of the forcing. On close inspection, a very weak subharmonic is seen, even in the natural case of Fig. 5; it becomes quite pronounced with forcing. The flow structure responsible for the appearance of subharmonics will be discussed below. Figure 6. Again, the time history in Fig. 6 shows that we are simulating a periodic, ensemble-averaged flow. The chaotic, broadband component is represented by the closure model. There is no randomness in the time history; in particular, this is not a turbulent eddy simulation. That point should be emphasized: there is no connection between the present unsteady RANS computations and large eddy simulation (LES). The latter simulates random fields and would have to be phase averaged to extract coherent unsteadiness. That would require an extremely expensive computation, that included several hundred periods to obtain statistical convergence. The influence of the plenum pulsations on mixing is protrayed in Fig. 7. Mixing now brings heated fluid to the wall a couple of nozzle diameters downstream. The pattern of wall temperature, in the lower part of Fig. 7, shows a distinct change in the distribution of mixing. The highest temperature now occurs on the midline, between the lands. The warmer fluid is swept down in the central region of the lower wall, leaving a small region next to the lands at the cold temperature. Figure 7. The centerline effectivenesses for the three cases of steady, natural unsteadiness, and forced unsteadiness are plotted in Fig. 8 versus the distance between the slot breakout and trailing edge. The forced case shows a significant decline in effectiveness, beginning shortly after the nozzle exit. It was the intention of this simulation to produce mixing that resembled lab tests. The data in Fig. 8 are from Holloway et al. [1]. Figure 8. While it is unlikely that simple, plane wave forcing occurred in the lab, both and the spatial pattern of heating in Fig. 7 very closely mirror those seen in experiments. To repeat a previous disclaimer, this simulation is not being presented as a prediction method. It illustrates the role that mean flow unsteadiness and three-dimensionality can play in trailing edge coolant flows. The time-averaged, unsteady midspan temperature fields are compared to the steady computation in Fig. 9. The contribution of coherent unsteadiness is enhanced mixing. The steady computation represents mixing by broadband turbulence alone (via the turbulence model). The natural vortex street wafts the mixing layer, spreading the time-averaged temperature field. The evolution is similar to the steady case, but with faster spreading. Forcing produces stronger periodic, steamwise vortices. These change the nature of mixing. Heat disperses more quickly and the layer between free-stream and jet temperature is disrupted. A well-mixed region forms near the wall. Figure 9. The drastic change in mixing that accompanies unsteadiness warrants explanation. Its origin is in the vortical features that occur in the jet. The following observations are presented for the purpose of uncovering some of the physical mechanisms that are at work. The unsteadiness is associated with quite complex flow patterns. The midspan sections (Figs. 4, 7) are misleading in their simplicity: the flow is highly three-dimensional. The midspan sections have the appearance of shedding from a blunt trailing edge. While it is obvious that a two-dimensional geometry will produce a von Kàrmàn vortex street, it is far from obvious in three dimensions; indeed, three-dimensionality can suppress coherent shedding. In fact, a modification to the present geometry produced that effect. The question arose as to whether the natural frequency is peculiar to the present geometry. To an extent it is. The present geometry was simplified to a series of rectangular wall jets in coflow by removing the protruding section of the lands. Simulations then converged to steady flow, even though they were computed with time accuracy. Grid- and time-step refinements on the truncated land geometry always converged to steady flow. These results are consistent with the observation by Martini and Shultz that coherent unsteadiness was not significant in their geometry—which did not have lands. This might not be surprising. The unsteadiness originates at the upper wall of the breakout. The jets are not the cause of unsteadiness; rather, they break up the spanwise coherence of the flow leaving the upper surface, above the nozzles; i.e., three-dimensionality suppresses unsteadiness. The surprising observation is that the protruding lands restores coherent unsteadiness. The protruding section seems to impose a spanwise periodicity that resynchronizes the vortex shedding from the upper and lower surfaces of the nozzle lip. A perspective on the flow complexity is provided by vortex visualization. Figures 10 and 11 show the three-dimensional vortex streets with natural and forced unsteadiness. A surface Q>0 is plotted, where Q||2–|S|2, with S and being the rate of strain and rate of rotation tensors. Inside these surfaces, the rate of rotation is larger than the rate of strain: that is the sense in which Q detects vortices. Note that a full jet nozzle was created in these figures by reflecting the computational domain across the symmetry plane—solely for the purpose of display. As complex as the vortical structure appears to be, this is not a turbulent eddy simulation: the vortex pattern repeats periodically and represents the ensemble-averaged flow. figure 10 . figure 11 The natural unsteadiness (Fig. 10) takes the form of vortex tubes, with strong three-dimensionality only occurring near the vertical walls of the lands. The connection to a two-dimensional, von Kàrmàn street is apparent. The three-dimensionality due to the wall jets is not disruptive of shedding. A horseshoe vortex wraps around the junctions between the upstream edge of the land and the upper and lower walls in the plenum portion of Fig. 2. This vortex can be seen exiting the jet at the bottom of Fig. 10. These horseshoe vortices may contribute to the distortion of the shed vortices near the end walls in the case of natural unsteadiness. However, they do not seem to make a major contribution to mixing beyond the nozzle exit. The forced case, in Fig. 11, is more intriguing. The shedding now breaks into vortex loops. The subharmonic component in the spectrum seems to be due to the loops appearing alternatively at the sides and in the middle of the slot. This can be seen by comparing the figures at the left and the right; they are one natural period apart in time. Again, it must be emphasized that, as complex as the flow may seem to be, it repeats periodically; this is not a LES. The mean flow vortices now have a stronger streamwise component than in the unforced case. Streamwise vorticity is known to greatly enhance mixing in shear layers. The surface temperature patterns in Figs. 4 and 7 reflect the role of streamwise vortices. In Fig. 4, higher wall temperatures occur near the lands because that is where the streamwise vortices occur. In the forced case, Fig. 7, vortex loops in the middle of the flow result in the higher wall temperatures. These simulations raise the intriguing possibility of reducing mixing and improving cooling via control of the unsteadiness. Because the mean flow unsteadiness is at issue, this does not require suppression of turbulence; the broadband, turbulent component does not mix the hot stream to the wall. Passive devices might be able to break the coherence and suppress mixing. We have seen that modifications to the land geometry downstream of the nozzle breakout can have this effect. 附录B 英文资料翻译 边缘冷却的不稳定效果 机械工程部，斯坦福大学，史丹福,加州 9 (收到: 2003 年1月21日; 校订: 2004 年11月8日) 资讯科技显示,自然不稳定性和强制不稳定性在涡轮机轮叶的边缘冷却流体中,起到了主要的作用。在表面喷射流上做雷诺数的平均模拟，就像在涡轮机轮叶上做几何学上的压力边沿突破。稳定性计算可以得到效果较好的冷却，然而,当实验允许自然的或更自然的,或强制的不稳定性计算时，它的绝热效果就会显著减少。人们发现，中间流的旋涡是热传递增加的影响因素。 1 介绍 高压涡轮机轮叶边缘承载着主要的热负荷。由于这个原因，冷空气从边沿上的突破口吹出,并一直在边缘喷射。计算分析容易对这些喷射流的冷却效果作夸大的评价。实际上,热交换率η在边缘处接近1;至少在用稳定性计算平均雷诺数时是这样的。遗憾的是，实验室测试表明：热交换率在大约四个喷嘴直径之后开始降低,而且可能在边缘的附近大约落到0.5。相关资料表明，在预测值和观测值之间的误差可能是由于不稳定性引起的。 在目前的论文中,我们描述流体的不稳定性雷诺数计算的说的是边沿压力。观察一些有趣的现象发现，它不能应用于预测方法,而只是这篇文章的主题。我们发现自然的不稳定性确实存在，那是因为从上沿口中流出的三维旋涡。 (如下所示，图2) 这就意味，中间流的不稳定性引起一些额外的混合，而且导致平均时间的η显著减少在到1以下;然而，它似乎并不像实验室中所期待的一样降低。上游送气通风脉动的增加会引起更大的η的降低。然后，绝热热交换率模仿实验室观察。然而，至今还不是很清楚，脉冲和实验室中所做的实验有什么相似之处;因此，他们在这里只是简单地做强制方面的研究。已经发现，中间的旋涡结构在周期性的强制力下有较大的改变。空间旋涡变得更加立体,形成回流,回流就是混合增强的原因。 图2 不稳定平均雷诺数的根本原因很多时候就是造成混乱的因素。当计算一个不稳定中间流时，在表述紊流混合时时一致的。在互相密合时，周期性的不稳定性能量波谱看起来如图1所示。由于波谱的宽频部分的混合由封闭模型表现。钉状是由于中间流的不稳定性引起的。这必须用不稳定模拟计算。高度混合的源点，不是紊流，而是中间流的旋涡。 . 图1 Holloway et al 先前已经表明不稳定性在压力边沿排气问题所起的作用。的确，现在他们的研究很受追从,而且被相同的实验所证明。那些实验在 Holloway et al的论文中都有描述。Holloway et al 的论文，是外边缘薄膜冷却不稳定性的唯一早先计算研究。在 Rigby 和Bunker的文章中，对边缘的内部通道计算进行讨论 。Martini和 Shultz 的一篇最近文章中[描述一个边缘几何学的实验和计算问题,由一排喷射流进行冷却,没有平台。他们发现不稳定性是由在于在喷射流之间的任意混合。然而，不稳定性在他们的 CFD 分析中并不是很重要。由于平台不存在的原因，他们的几何学实质上和现在的不同。 2 计算 商业代码，CFX,现在已经用于模拟。这个代码必须用二级时间阶来寻找互相结合的不稳定性。随着它的打开,我们确认了若干的晶格和时间的安排，使观察的不稳定性不是一个数字的人工品。事实上，我们用不同的代码运行一些模拟,如激光唱碟,都是相似的结果。因此，数字的精度似乎对现在的操作是足够的。 现在的计算可以唤起 SST 模型,如 CFX 所实现的相似。这些模拟的广泛特征对特殊的紊流是不敏感的;相似的结果在双层RNG和Chen k –模型中可以见到。 图 2显示了计算的定义域。它包含了一个向上游的送气通风，一个引导流体进喷射流之内的平台和一个流体的外面区域。在内部流体的突破口存在一个矩形喷嘴。喷嘴的上喷嘴的厚和喷射流的高度相等。楔形状的平台从喷嘴下游凸出,一直到边缘。图2表示的是四个假想定义域的几何尺寸。 流体是从左往右流的,分成两股:层喷射流来自送气通风的出口而且通过平台引导;外面的流体在上部进入。通常，二股流体有不同的体积流速，它们比值为Ujet/Ufree，即吹制比,这是因为我们考虑流体的密度是持续的,并且不可压缩。 在此描述的一些可压缩的模拟流体表现了相同的旋涡流度分力和热传递。 几何学受限于在定义域的左边和右边的横边沿上的一个对称状态。这模拟一系列的喷射流,向边缘流动。计算的定义域只含有一半的喷射流出口，因此第二个对称状态在喷射流的中心。一个完全的喷射流的计算断面和在此显示的有着相似的结果。 在强制力存在之前，流体变得相当复杂。那是测定对称假定的有效性的最初原因。 现在的强制力是平面波浪形; 因此它和对称相符合，但是流体是否像表现出来那样存在着对称性，还是难以确定的。因此,我们只能得出图2所示的几何结果。根据自由流速度和喷嘴孔厚度，可得雷诺数是5×104。 在一块结构化模型中，最后的晶格有七十五万个细胞室。实验者视它为完全无结构,但是块结构能产生一个光滑结构化格子,在表面附近能很好地分解，并在上面的喷嘴钻孔唇缘之后。曾做过一项关于晶格的精密研究, 在研磨台的隐蔽区域有个特别的焦点。这些区域在细流和平面方向中被增加两倍。最好的晶格有一百二十五万个细胞室。 以同样的劣等方式把晶格研磨成大约二十五万个细胞室的格子将会导致一个精度的损失。从这些研究中设计七十五万个细胞室的晶格,用来提供晶格的精度。 对于正确时刻的计算，时间频率调整成提供大约每段时间 50个 t标识。在自然状态下，没有应用强制力。这样流体就可以发展自我持续的不稳定性。在这里没有提到的大量的模拟,运用各种不同的吹制比。资讯科技发现，互相结合的不稳定性自然地为所有模拟实验提供了一个大于 0.35 的吹制比。(模拟对于非常低的吹制比不能运行) 。由于吹制比超过 1.5,不稳定性降下来，流体变成稳定。为了要保证计算结果的正确性,在 Holloway et al 描述的打井机上做过该实验，只是表明了互相结合的不稳定性是否会发生。结果是正确的:测试出频率符合到Strouhal 数，大约为0.2。 3 结果 科学家将会描述出关于定态，不稳定和强制式的模拟情况。从某种意义上来说，我们正在使用平均雷诺数模拟，以了解压力边沿冷却喷射流的平均混合过程。 喷嘴的中间平面垂直截面的温度表明了靠边界的层流冷流体是进行恒流计算的方法，见图3。相同中间截面的不稳定计算表示从旋涡上面的喷嘴孔流出的情况，见图 4 。 . 图3 HYPERLINK "http://scitation.aip.org/journals/doc/JHTRAO-ft/vol_127/iss_4/388_1.html" \l "F4" 图4 比较温度从稳定状态到 (如图 3)不稳定状态(如图 4)，我们可以看到中间流旋涡会引起本质的混合。然而，冷空气层一直存在直到大约八个喷射流高度。 冷却的热交换率 它只取决于绝热层表面温度。 尽管从层开始一直在加强混合,在不稳定模拟中的η直到边缘附近仍然保持一致。 在这些不能压缩的计算中，温度是一个应变量。图中的曲线可以认为是从0的冷却流到1的气流。较暗的区域表示温度低的地方。 图4的平面图模型更加充分地举例说明了这个原理。 热流体可以在平台顶上看到。它来自于平台，但不能于喷射流混合。但是在平台的低表面，一直到边缘仍然维持在喷射温度。热流开始在平台的垂直面附近冲击。 在较低层的温度显示出严格的周期性。这就说明计算就在一个有限的循环之内。 频谱在以喷嘴为基础钻孔唇缘厚 (图 5) 的一个 0.2 的 Strouhal 数目含有一个最高值。参照图1，图 5 的道钉是互相密合着的不稳定性;它作为中间流的一部分处理。宽频不能模拟; 它用平均雷诺数的紊流模型表现。 图5 别的混合是因为不稳定性引发了更深的研究，在这项研究中，从入口到送气通风口的速度在变动： 虽然力压频率ωf会不断改变，但是最显著的和最有趣的反应是公式ωfH/U=0.2;也就是自然的频率。A也被会改变。数值A=0.1选择为代表强制发生的情况。 图6表示进水口脉动产生的流体的时间周期和波谱。有趣的是，在强制力下含有力压周率的一个强亚谐波,甚至是子亚谐波。 这个周期比强制力存在时的四倍。在接近的检验，可以观察到一个非常弱的亚谐波,甚至在图5所示的自然情况下，它会因为强制力变得更加显著。流体的结构就代表了下面将要讨论得流度构成有责任的亚谐波的形状。 . 图6 另外，图6所示的时间周期表明了我们正在模拟周期性的、整体平均的流体。紊流, 宽频分力用封闭模型表现。在时间周期中没有任意性;尤其，这不是一个紊流的漩涡模拟。应该强调一点: 在不稳定平均雷诺数计算和大的漩涡模拟 (LES)之间不存在联系。 后者模拟任意的区域而且必须是平均吸取互相结合的不稳定性的相。这是一个昂贵的计算，包括计算几百个周期永来获得相关数据。 和送气通风脉动的混合的影响如图7所示。现在的混合带着热流体到层的喷嘴直径下游。层温的类型，用图7较低部分表示，表明在混合分配上有明显的改变。最高的温度现在在中线上发生,在平台之间。较热的流体在较低的层中央区域中撤除下来，只留下在低温平台附近的一块小区域。 . 图 7 图8中心线上画出稳定态，自然的不稳定性和强制强制的情况在热效率上有明显的的减少，从离开喷嘴附近就开始。用这些模拟混合产生实验数据正是原因所在。图8的数据来自 Holloway et al的实验。 图 8 当它不太可能那么简单时，平面波浪力就会在实验室中发生,两者都如图 7 中所示的的 和热学空间套式非常接近地反映在实验中见到的。为了要重复事先声明,这一个模拟没有呈现成一个预测方法。 资讯科技举例说明均流量不稳定性和三维在边缘冷却流体方面起的作用。 如图9所示，平均时间,不稳定中跨温度区域与稳定计算相比较。互相密合着不稳定性会提高混合程度。稳定的计算只能用于宽频紊流的混合.(经由紊流模型)。 自然的旋涡通道混合层,传布时间在平均的温度区域。它的计算与稳定时很类似，只是传播速度会更快。力压产生比较强的周期性的旋涡。这些改变了混合的性质。更强的热扩散，自由流间的隔层，还有喷射流温度都会被打乱。在壁的附近形成良好的混合区域 图 9 伴随着不稳定性的的混合时的剧烈变化需要合理的解释。它的起点在喷射流中发生的旋涡中。下列的观测是为了运行中的实际机构学呈现的。 不稳定性与相当复杂的流型有关。中跨区间(如图，4,7)误导了简洁性：流体高于三度空间。中跨区间是从一个钝的拖棱流出的形状。当它表现为明显二维空间的几何形状时，将会产生 K à rm à n 旋涡流，它在立体中的一点也不明显;的确,三维会限制互相密合着的流出。事实上，针对现代几何学的修正产生了那样的效果。 关于自然频率是否具备特有的几何形状，引起了一系列问题。在某种程度上它是正确的。现代几何学由取去平台的凸出区间在流体中被单一化成一系列的矩形铸壁喷射流。然后，模拟聚合到恒流,即使与时间精度一起计算。晶格和被切断的平台在几何学方面的时间间隔总是聚合到恒流。 这些结果与Martini和 Shultz 的观测一致 ，在没有平台时互相密合着的不稳定性在几何学中是不重要的。这可能不会令人感到惊讶。不稳定性从突破口上面的层开始。 喷射流不是不稳定性的因素; 然而，它们在喷嘴上面，瓦解了离开表面流度的平面流的相干性，也就是说,三维限制了不稳定性。令人惊讶的是在观测凸出平台复位互相密合着的不稳定性。突出部分似乎在喷嘴的上下沿强加了一个平面周期 旋涡可视化提供了流体复杂性的一个透视图。在图 10 和 11中显示了由于自然的和被迫的不稳定性形成的空间的旋涡通道。当 Q||2 –| S|2,且S作为旋转张量的应变率时，就可以画出表面的 Q>0 。在表面内，旋转率比应变率更大:那是因为 Q 发现旋涡的意义。在这些图中，注意一个完整的喷嘴反映横过对称的计算定义域平面产生，只是为了显示的目的。和旋涡的结构同样复杂时,这就不是狂暴的漩涡模拟: 旋涡型定期地重复而且表现整体的中间流。 . 图 10. 图11. 在强的三维只发生平台的垂直墙壁的附近时，自然的不稳定性 (图 10)就会形成轮流旋涡管的模型,。和二维空间相联系的, 出自 Kàrmàn 通道的表面。由于层喷射流，三维的不会迅裂流出的。 一个蹄铁形的旋涡包围了送气通风部分的在平台的向上游棱和上下沿之间的联系络点（如图2）。能在图 10中看到这个旋涡离开喷射流。这些马蹄旋涡可能在自然的不稳定性的情况成为在端墙壁附近的棚旋涡的畸变因素。然而，它们在混合超过喷嘴出口时似乎不作为一个主要原因。 在图 11 中,强迫的情况更引人注意。现在流体强行进入旋涡流道中。波谱的亚谐波分力由于在边沿和在狭槽的中央二者择一地出现在流道。这可以通过左边和右边的图比较得到;它们在时间上有一个独立的固有周期。而且必须强调的是,它可以和流体一样复杂的周期性重复;这不是 LES 。 中间流旋涡有一个较强的支流分力超过在非被强迫状态下。众所周知，支流涡量在薄层中的混合有很大的增强。表面温度在图4和图7中反映支流旋涡的作用。在图 4 中，较高的层温发生在平台的附近，因为那是支流旋涡发生的地方。在强迫的情况下，如图 7所示 ,旋涡流体的中央流道会有较高的层温。 这些模拟不仅提高了减少混合的可能性，而且通过控制不稳定性改进了冷却效果。因为中间流的不稳定性的课题在议,它不需要紊流的抑制;宽频,紊流分力不能一直混合到层。一些强迫装置可能可以破坏相干性和抑制混合。我们已经意识到，对于喷嘴口下游的平台几何尺寸的修正可以产生这种效果。 毕业设计（论文）原创性声明和使用授权说明 原创性声明 本人郑重承诺：所呈交的毕业设计（论文），是我个人在指导教师的指导下进行的研究工作及取得的成果。尽我所知，除文中特别加以标注和致谢的地方外，不包含其他人或组织已经发表或公布过的研究成果，也不包含我为获得 及其它教育机构的学位或学历而使用过的材料。对本研究提供过帮助和做出过贡献的个人或集体，均已在文中作了明确的说明并表示了谢意。 作 者 签 名：　　 　 　　日　 期：　　 　 　　 ​​​​​​​​​​​​ 指导教师签名：　　 　 　　 日　　期：　　 　 　　 使用授权说明 本人完全了解 大学关于收集、保存、使用毕业设计（论文）的规定，即：按照学校要求提交毕业设计（论文）的印刷本和电子版本；学校有权保存毕业设计（论文）的印刷本和电子版，并提供目录检索与阅览服务；学校可以采用影印、缩印、数字化或其它复制手段保存论文；在不以赢利为目的前提下，学校可以公布论文的部分或全部内容。 作者签名：　　 　 　　 日　 期：　　 　 　　 ​​​​​​​​​​​​ 学位论文原创性声明 本人郑重声明：所呈交的论文是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的研究成果。除了文中特别加以标注引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律后果由本人承担。 作者签名： 日期： 年 月 日 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权　　 　 　大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。 涉密论文按学校规定处理。 作者签名： 日期： 年 月 日 导师签名： 日期： 年 月 日 指导教师评阅书 指导教师评价： 一、撰写（设计）过程 1、学生在论文（设计）过程中的治学态度、工作精神 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、学生掌握专业知识、技能的扎实程度 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 3、学生综合运用所学知识和专业技能分析和解决问题的能力 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 4、研究方法的科学性；技术线路的可行性；设计方案的合理性 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 5、完成毕业论文（设计）期间的出勤情况 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 二、论文（设计）质量 1、论文（设计）的整体结构是否符合撰写规范？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、是否完成指定的论文（设计）任务（包括装订及附件）？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 三、论文（设计）水平 1、论文（设计）的理论意义或对解决实际问题的指导意义 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、论文的观念是否有新意？设计是否有创意？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 3、论文（设计说明书）所体现的整体水平 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 建议成绩：□ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 （在所选等级前的□内画“√”） 指导教师： （签名） 单位： （盖章） 年 月 日 评阅教师评阅书 评阅教师评价： 一、论文（设计）质量 1、论文（设计）的整体结构是否符合撰写规范？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、是否完成指定的论文（设计）任务（包括装订及附件）？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 二、论文（设计）水平 1、论文（设计）的理论意义或对解决实际问题的指导意义 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、论文的观念是否有新意？设计是否有创意？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 3、论文（设计说明书）所体现的整体水平 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 建议成绩：□ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 （在所选等级前的□内画“√”） 评阅教师： （签名） 单位： （盖章） 年 月 日 教研室（或答辩小组）及教学系意见 教研室（或答辩小组）评价： 一、答辩过程 1、毕业论文（设计）的基本要点和见解的叙述情况 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、对答辩问题的反应、理解、表达情况 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 3、学生答辩过程中的精神状态 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 二、论文（设计）质量 1、论文（设计）的整体结构是否符合撰写规范？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、是否完成指定的论文（设计）任务（包括装订及附件）？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 三、论文（设计）水平 1、论文（设计）的理论意义或对解决实际问题的指导意义 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 2、论文的观念是否有新意？设计是否有创意？ □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 3、论文（设计说明书）所体现的整体水平 □ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 评定成绩：□ 优 □ 良 □ 中 □ 及格 □ 不及格 （在所选等级前的□内画“√”） 教研室主任（或答辩小组组长）： （签名） 年 月 日 教学系意见： 系主任： （签名） 年 月 日 学位论文原创性声明 本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下进行的研究工作所取得的成果。尽我所知，除文中已经特别注明引用的内容和致谢的地方外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的研究成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式注明并表示感谢。本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。 学位论文作者（本人签名）： 年 月 日 学位论文出版授权书 本人及导师完全同意《中国博士学位论文全文数据库出版章程》、《中国优秀硕士学位论文全文数据库出版章程》(以下简称“章程”)，愿意将本人的学位论文提交“中国学术期刊（光盘版）电子杂志社”在《中国博士学位论文全文数据库》、《中国优秀硕士学位论文全文数据库》中全文发表和以电子、网络形式公开出版，并同意编入CNKI《中国知识资源总库》，在《中国博硕士学位论文评价数据库》中使用和在互联网上传播，同意按“章程”规定享受相关权益。 论文密级： □公开 □保密（___年__月至__年__月）(保密的学位论文在解密后应遵守此协议) 作者签名：_______ 导师签名：_______ _______年_____月_____日 _______年_____月_____日 独 创 声 明 本人郑重声明：所呈交的毕业设计(论文)，是本人在指导老师的指导下，独立进行研究工作所取得的成果，成果不存在知识产权争议。尽我所知，除文中已经注明引用的内容外，本设计（论文）不含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体均已在文中以明确方式标明。 本声明的法律后果由本人承担。   作者签名: 二〇一〇年九月二十日   毕业设计（论文）使用授权声明 本人完全了解滨州学院关于收集、保存、使用毕业设计（论文）的规定。 本人愿意按照学校要求提交学位论文的印刷本和电子版，同意学校保存学位论文的印刷本和电子版，或采用影印、数字化或其它复制手段保存设计（论文）；同意学校在不以营利为目的的前提下，建立目录检索与阅览服务系统，公布设计（论文）的部分或全部内容，允许他人依法合理使用。 （保密论文在解密后遵守此规定）   作者签名: 二〇一〇年九月二十日 致 谢 时间飞逝，大学的学习生活很快就要过去，在这四年的学习生活中，收获了很多，而这些成绩的取得是和一直关心帮助我的人分不开的。 首先非常感谢学校开设这个课题，为本人日后从事计算机方面的工作提供了经验，奠定了基础。本次毕业设计大概持续了半年，现在终于到结尾了。本次毕业设计是对我大学四年学习下来最好的检验。经过这次毕业设计，我的能力有了很大的提高，比如操作能力、分析问题的能力、合作精神、严谨的工作作风等方方面面都有很大的进步。这期间凝聚了很多人的心血，在此我表示由衷的感谢。没有他们的帮助，我将无法顺利完成这次设计。 首先，我要特别感谢我的知道郭谦功老师对我的悉心指导，在我的论文书写及设计过程中给了我大量的帮助和指导，为我理清了设计思路和操作方法，并对我所做的课题提出了有效的改进方案。郭谦功老师渊博的知识、严谨的作风和诲人不倦的态度给我留下了深刻的印象。从他身上，我学到了许多能受益终生的东西。再次对周巍老师表示衷心的感谢。 其次，我要感谢大学四年中所有的任课老师和辅导员在学习期间对我的严格要求，感谢他们对我学习上和生活上的帮助，使我了解了许多专业知识和为人的道理，能够在今后的生活道路上有继续奋斗的力量。 另外，我还要感谢大学四年和我一起走过的同学朋友对我的关心与支持，与他们一起学习、生活，让我在大学期间生活的很充实，给我留下了很多难忘的回忆。 最后，我要感谢我的父母对我的关系和理解，如果没有他们在我的学习生涯中的无私奉献和默默支持，我将无法顺利完成今天的学业。 四年的大学生活就快走入尾声，我们的校园生活就要划上句号，心中是无尽的难舍与眷恋。从这里走出，对我的人生来说，将是踏上一个新的征程，要把所学的知识应用到实际工作中去。 回首四年，取得了些许成绩，生活中有快乐也有艰辛。感谢老师四年来对我孜孜不倦的教诲，对我成长的关心和爱护。 学友情深，情同兄妹。四年的风风雨雨，我们一同走过，充满着关爱，给我留下了值得珍藏的最美好的记忆。 在我的十几年求学历程里，离不开父母的鼓励和支持，是他们辛勤的劳作，无私的付出，为我创造良好的学习条件，我才能顺利完成完成学业，感激他们一直以来对我的抚养与培育。 最后，我要特别感谢我的导师***老师、和研究生助教***老师。是他们在我毕业的最后关头给了我们巨大的帮助与鼓励，给了我很多解决问题的思路，在此表示衷心的感激。老师们认真负责的工作态度，严谨的治学精神和深厚的理论水平都使我收益匪浅。他无论在理论上还是在实践中，都给与我很大的帮助，使我得到不少的提高这对于我以后的工作和学习都有一种巨大的帮助，感谢他耐心的辅导。在论文的撰写过程中老师们给予我很大的帮助，帮助解决了不少的难点，使得论文能够及时完成，这里一并表示真诚的感谢。 致 谢 这次论文的完成，不止是我自己的努力，同时也有老师的指导，同学的帮助，以及那些无私奉献的前辈，正所谓你知道的越多的时候你才发现你知道的越少，通过这次论文，我想我成长了很多，不只是磨练了我的知识厚度，也使我更加确定了我今后的目标：为今后的计算机事业奋斗。在此我要感谢我的指导老师——***老师，感谢您的指导，才让我有了今天这篇论文，您不仅是我的论文导师，也是我人生的导师，谢谢您！我还要感谢我的同学，四年的相处，虽然我未必记得住每分每秒，但是我记得每一个有你们的精彩瞬间，我相信通过大学的历练，我们都已经长大，变成一个有担当，有能力的新时代青年，感谢你们的陪伴，感谢有你们，这篇论文也有你们的功劳，我想毕业不是我们的相处的结束，它是我们更好相处的开头，祝福你们！我也要感谢父母，这是他们给我的，所有的一切；感谢母校，尽管您不以我为荣，但我一直会以我是一名农大人为荣。 通过这次毕业设计，我学习了很多新知识，也对很多以前的东西有了更深的记忆与理解。漫漫求学路，过程很快乐。我要感谢信息与管理科学学院的老师，我从他们那里学到了许多珍贵的知识和做人处事的道理，以及科学严谨的学术态度，令我受益良多。同时还要感谢学院给了我一个可以认真学习，天天向上的学习环境和机会。 即将结束*大学习生活，我感谢****大学提供了一次在农大接受教育的机会，感谢院校老师的无私教导。感谢各位老师审阅我的论文。 毕业设计（论文）原创性声明和使用授权说明 原创性声明 本人郑重承诺：所呈交的毕业设计（论文），是我个人在指导教师的指导下进行的研究工作及取得的成果。尽我所知，除文中特别加以标注和致谢的地方外，不包含其他人或组织已经发表或公布过的研究成果，也不包含我为获得 及其它教育机构的学位或学历而使用过的材料。对本研究提供过帮助和做出过贡献的个人或集体，均已在文中作了明确的说明并表示了谢意。 作 者 签 名：　　 　 　　日　 期：　　 　 　　 ​​​​​​​​​​​​ 指导教师签名：　　 　 　　 日　　期：　　 　 　　 使用授权说明 本人完全了解 大学关于收集、保存、使用毕业设计（论文）的规定，即：按照学校要求提交毕业设计（论文）的印刷本和电子版本；学校有权保存毕业设计（论文）的印刷本和电子版，并提供目录检索与阅览服务；学校可以采用影印、缩印、数字化或其它复制手段保存论文；在不以赢利为目的前提下，学校可以公布论文的部分或全部内容。 作者签名：　　 　 　　 日　 期：　　 　 　　 ​​​​​​​​​​​​ 学位论文原创性声明 本人郑重声明：所呈交的论文是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的研究成果。除了文中特别加以标注引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律后果由本人承担。 作者签名： 日期： 年 月 日 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权　　 　 　大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。 涉密论文按学校规定处理。 作者签名： 日期： 年 月 日 导师签名： 日期： 年 月 日 独 创 声 明 本人郑重声明：所呈交的毕业设计(论文)，是本人在指导老师的指导下，独立进行研究工作所取得的成果，成果不存在知识产权争议。尽我所知，除文中已经注明引用的内容外，本设计（论文）不含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体均已在文中以明确方式标明。 本声明的法律后果由本人承担。   作者签名: 年 月 日   毕业设计（论文）使用授权声明 本人完全了解**学院关于收集、保存、使用毕业设计（论文）的规定。 本人愿意按照学校要求提交学位论文的印刷本和电子版，同意学校保存学位论文的印刷本和电子版，或采用影印、数字化或其它复制手段保存设计（论文）；同意学校在不以营利为目的的前提下，建立目录检索与阅览服务系统，公布设计（论文）的部分或全部内容，允许他人依法合理使用。 （保密论文在解密后遵守此规定）   作者签名: 年 月 日 基本要求：写毕业论文主要目的是培养学生综合运用所学知识和技能，理论联系实际，独立分析，解决实际问题的能力，使学生得到从事本专业工作和进行相关的基本训练。毕业论文应反映出作者能够准确地掌握所学的专业基础知识，基本学会综合运用所学知识进行科学研究的方法，对所研究的题目有一定的 心得体会 决胜全面小康心得体会学党史心得下载党史学习心得下载军训心得免费下载党史学习心得下载 ，论文题目的范围不宜过宽，一般选择本学科某一重要问题的一个侧面。 毕业论文的基本教学要求是： 1、培养学生综合运用、巩固与扩展所学的基础理论和专业知识，培养学生独立分析、解决实际问题能力、培养学生处理数据和信息的能力。2、培养学生正确的理论联系实际的工作作风，严肃认真的科学态度。3、培养学生进行社会调查研究；文献资料收集、阅读和整理、使用；提出论点、综合论证、总结写作等基本技能。 毕业论文是毕业生总结性的独立作业，是学生运用在校学习的基本知识和基础理论，去分析、解决一两个实际问题的实践锻炼过程，也是学生在校学习期间学习成果的综合性总结，是整个教学活动中不可缺少的重要环节。撰写毕业论文对于培养学生初步的科学研究能力，提高其综合运用所学知识分析问题、解决问题能力有着重要意义。 毕业论文在进行编写的过程中，需要经过开题 报告 软件系统测试报告下载sgs报告如何下载关于路面塌陷情况报告535n,sgs报告怎么下载竣工报告下载 、论文编写、论文上交评定、论文答辩以及论文评分五个过程，其中开题报告是论文进行的最重要的一个过程，也是论文能否进行的一个重要指标。 撰写意义：1.撰写毕业论文是检验学生在校学习成果的重要措施，也是提高教学质量的重要环节。大学生在毕业前都必须完成毕业论文的撰写任务。申请学位必须提交相应的学位论文，经答辩通过后，方可取得学位。可以这么说，毕业论文是结束大学学习生活走向社会的一个中介和桥梁。毕业论文是大学生才华的第一次显露，是向祖国和人民所交的一份有份量的答卷，是投身社会主义现代化建设事业的报到书。一篇毕业论文虽然不能全面地反映出一个人的才华，也不一定能对社会直接带来巨大的效益，对专业产生开拓性的影响。但是，实践证明，撰写毕业论文是提高教学质量的重要环节，是保证出好人才的重要措施。 2.通过撰写毕业论文，提高写作水平是干部队伍“四化”建设的需要。党中央要求，为了适应现代化建设的需要，领导班子成员应当逐步实现“革命化、年轻化、知识化、专业化”。这个“四化”的要求，也包含了对干部写作能力和写作水平的要求。 3.提高大学生的写作水平是社会主义物质文明和精神文明建设的需要。在新的历史时期，无论是提高全族的科学文化水平，掌握现代科技知识和科学管理方法，还是培养社会主义新人，都要求我们的干部具有较高的写作能力。在经济建设中，作为领导人员和机关的办事人员，要写指示、通知、总结、 调查报告 行政管理关于调查报告关于XX公司的财务调查报告关于学校食堂的调查报告关于大米市场调查报告关于水资源调查报告 等应用文；要写说明书、广告、解说词等说明文；还要写科学论文、经济评论等议论文。在当今信息社会中，信息对于加快经济发展速度，取得良好的经济效益发挥着愈来愈大的作用。写作是以语言文字为信号，是传达信息的方式。信息的来源、信息的收集、信息的储存、整理、传播等等都离不开写作。 论文种类：毕业论文是学术论文的一种形式，为了进一步探讨和掌握毕业论文的写作规律和特点，需要对毕业论文进行分类。由于毕业论文本身的内容和性质不同，研究领域、对象、方法、表现方式不同，因此，毕业论文就有不同的分类方法。 按内容性质和研究方法的不同可以把毕业论文分为理论性论文、实验性论文、描述性论文和设计性论文。后三种论文主要是理工科大学生可以选择的论文形式，这里不作介绍。文科大学生一般写的是理论性论文。理论性论文具体又可分成两种：一种是以纯粹的抽象理论为研究对象，研究方法是严密的理论推导和数学运算，有的也涉及实验与观测，用以验证论点的正确性。另一种是以对客观事物和现象的调查、考察所得观测资料以及有关文献资料数据为研究对象，研究方法是对有关资料进行分析、综合、概括、抽象，通过归纳、演绎、类比，提出某种新的理论和新的见解。 按议论的性质不同可以把毕业论文分为立论文和驳论文。立论性的毕业论文是指从正面阐述论证自己的观点和主张。一篇论文侧重于以立论为主，就属于立论性论文。立论文要求论点鲜明，论据充分，论证严密，以理和事实服人。驳论性毕业论文是指通过反驳别人的论点来树立自己的论点和主张。如果毕业论文侧重于以驳论为主，批驳某些错误的观点、见解、理论，就属于驳论性毕业论文。驳论文除按立论文对论点、论据、论证的要求以外，还要求针锋相对，据理力争。 按研究问题的大小不同可以把毕业论文分为宏观论文和微观论文。凡届国家全局性、带有普遍性并对局部工作有一定指导意义的论文，称为宏观论文。它研究的面比较宽广，具有较大范围的影响。反之，研究局部性、具体问题的论文，是微观论文。它对具体工作有指导意义，影响的面窄一些。 另外还有一种综合型的分类方法，即把毕业论文分为专题型、论辩型、综述型和综合型四大类： 1．专题型论文。这是分析前人研究成果的基础上，以直接论述的形式发表见解，从正面提出某学科中某一学术问题的一种论文。如本书第十二章例文中的《浅析领导者突出工作重点的方法与艺术》一文，从正面论述了突出重点的工作方法的意义、方法和原则，它表明了作者对突出工作重点方法的肯定和理解。2．论辩型论文。这是针对他人在某学科中某一学术问题的见解，凭借充分的论据，着重揭露其不足或错误之处，通过论辩形式来发表见解的一种论文。3．综述型论文。这是在归纳、总结前人或今人对某学科中某一学术问题已有研究成果的基础上，加以介绍或评论，从而发表自己见解的一种论文。4．综合型论文。这是一种将综述型和论辩型两种形式有机结合起来写成的一种论文。如《关于中国民族关系史上的几个问题》一文既介绍了研究民族关系史的现状，又提出了几个值得研究的问题。因此，它是一篇综合型的论文。 写作步骤：毕业论文是高等教育自学考试本科专业应考者完成本科阶段学业的最后一个环节，它是应考者的 总结 性独立作业，目的在于总结学习专业的成果，培养综合运用所学知识解决实际 问题 的能力。从文体而言，它也是对某一专业领域的现实问题或 理论 问题进行 科学 研究 探索的具有一定意义的论说文。完成毕业论文的撰写可以分两个步骤，即选择课题和研究课题。 首先是选择课题。选题是论文撰写成败的关键。因为，选题是毕业论文撰写的第一步，它实际上就是确定“写什么”的问题，亦即确定科学研究的方向。如果“写什么”不明确，“怎么写”就无从谈起。 教育部自学考试办公室有关对毕业论文选题的途径和要求是“为鼓励理论与工作实践结合，应考者可结合本单位或本人从事的工作提出论文题目，报主考学校审查同意后确立。也可由主考学校公布论文题目，由应考者选择。毕业论文的总体要求应与普通全日制高等学校相一致，做到通过论文写作和答辩考核，检验应考者综合运用专业知识的能力”。但不管考生是自己任意选择课题，还是在主考院校公布的指定课题中选择课题，都要坚持选择有科学价值和现实意义的、切实可行的课题。选好课题是毕业论文成功的一半。 第一、要坚持选择有科学价值和现实意义的课题。科学研究的目的是为了更好地认识世界、改造世界，以推动社会的不断进步和发展 。因此，毕业论文的选题，必须紧密结合社会主义物质文明和精神文明建设的需要，以促进科学事业发展和解决现实存在问题作为出发点和落脚点。选题要符合科学研究的正确方向，要具有新颖性，有创新、有理论价值和现实的指导意义或推动作用，一项毫无意义的研究，即使花很大的精力，表达再完善，也将没有丝毫价值。具体地说，考生可从以下三个方面来选题。首先，要从现实的弊端中选题，学习了专业知识，不能仅停留在书本上和理论上，还要下一番功夫，理论联系实际，用已掌握的专业知识，去寻找和解决工作实践中急待解决的问题。其次，要从寻找科学研究的空白处和边缘领域中选题，科学研究。还有许多没有被开垦的处女地，还有许多缺陷和空白，这些都需要填补。应考者应有独特的眼光和超前的意识去思索，去发现，去研究。最后，要从寻找前人研究的不足处和错误处选题，在前人已提出来的研究课题中，许多虽已有初步的研究成果，但随着社会的不断发展，还有待于丰富、完整和发展，这种补充性或纠正性的研究课题，也是有科学价值和现实指导意义的。 第二、要根据自己的能力选择切实可行的课题。毕业论文的写作是一种创造性劳动，不但要有考生个人的见解和主张，同时还需要具备一定的客观条件。由于考生个人的主观、客观条件都是各不相同的，因此在选题时，还应结合自己的特长、兴趣及所具备的客观条件来选题。具体地说，考生可从以下三个方面来综合考虑。首先，要有充足的资料来源。“巧妇难为无米之炊”，在缺少资料的情况下，是很难写出高质量的论文的。选择一个具有丰富资料来源的课题，对课题深入研究与开展很有帮助。其次，要有浓厚的研究兴趣，选择自己感兴趣的课题，可以激发自己研究的热情，调动自己的主动性和积极性，能够以专心、细心、恒心和耐心的积极心态去完成。最后，要能结合发挥自己的业务专长，每个考生无论能力水平高低，工作岗位如何，都有自己的业务专长，选择那些能结合自己工作、发挥自己业务专长的课题，对顺利完成课题的研究大有益处。 致 谢 这次论文的完成，不止是我自己的努力，同时也有老师的指导，同学的帮助，以及那些无私奉献的前辈，正所谓你知道的越多的时候你才发现你知道的越少，通过这次论文，我想我成长了很多，不只是磨练了我的知识厚度，也使我更加确定了我今后的目标：为今后的计算机事业奋斗。在此我要感谢我的指导老师——***老师，感谢您的指导，才让我有了今天这篇论文，您不仅是我的论文导师，也是我人生的导师，谢谢您！我还要感谢我的同学，四年的相处，虽然我未必记得住每分每秒，但是我记得每一个有你们的精彩瞬间，我相信通过大学的历练，我们都已经长大，变成一个有担当，有能力的新时代青年，感谢你们的陪伴，感谢有你们，这篇论文也有你们的功劳，我想毕业不是我们的相处的结束，它是我们更好相处的开头，祝福你们！我也要感谢父母，这是他们给我的，所有的一切；感谢母校，尽管您不以我为荣，但我一直会以我是一名农大人为荣。 通过这次毕业设计，我学习了很多新知识，也对很多以前的东西有了更深的记忆与理解。漫漫求学路，过程很快乐。我要感谢信息与管理科学学院的老师，我从他们那里学到了许多珍贵的知识和做人处事的道理，以及科学严谨的学术态度，令我受益良多。同时还要感谢学院给了我一个可以认真学习，天天向上的学习环境和机会。 即将结束*大学习生活，我感谢****大学提供了一次在**大接受教育的机会，感谢院校老师的无私教导。感谢各位老师审阅我的论文。 - II - - II - _1180704466.unknown _1180704500.unknown _1180704516.unknown _1180706652.unknown _1180760477.unknown _1180761119.unknown _1244346853.unknown _1244378351.dwg _1244378526.dwg _1244380128.dwg _1244378240.dwg _1243758658.unknown _1243787832.unknown _1243789513.unknown _1243770536.unknown _1180849941.unknown _1180943075.unknown _1180850341.dwg _1180765145.unknown _1180760592.unknown 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