一、HPL-2000型激光器热交换系统的改进（论文文献综述）
何顺之[1]（2021）在《激光辐照花岗岩热裂破碎试验分析》文中进行了进一步梳理在对深部复杂地层的油气或地热资源进行钻探开采时,传统机械钻具极易因遇到硬岩而发生刀具损坏严重、钻进困难等问题,严重影响长距离钻探作业的成本和效率。为解决这一问题,相关学者开始研究可替代的新型快速破岩方法,目前最具发展前景的是激光破岩技术,其通过激光对岩石的非接触式破坏和弱化作用,可极大提升机械刀具的钻进速度和服役寿命,提高破岩量和效率。本文以花岗岩为例,通过移动激光扫描破岩和激光定点辐照钻孔的方法研究了不同因素对岩石破碎效果的影响规律,给出了破岩质量、比能、烧蚀沟截面积和破岩速率等破岩效率指标在多因素交互作用下的拟合预测模型及最优参数组合方案,分析了花岗岩热裂机理和表面微观裂隙形貌,并检测了激光辐照前后岩石矿物成分及力学性能的变化。主要研究内容及结论如下:（1）通过控制变量法研究了激光功率、扫描速度、辐照距离与破岩量、烧蚀沟几何尺寸和比能的关系,并对比分析了岩石性质和多轨迹扫描方式的影响。研究表明,破岩量和烧蚀沟尺寸随激光功率的增大或扫描速度的减小而增大,辐照距离的增大使烧蚀沟变宽变浅,过大的激光功率和辐照距离会造成比能的增大。此外,岩面粗糙度对破岩效率影响较小,大理岩因反射率高而较难被破碎,减小扫描轨迹间距会加剧二次效应。（2）利用响应面法建立了破岩质量、比能、烧蚀沟截面积和破岩速率与激光功率、扫描速度、离焦量和扫描间距间的预测模型,分析了多因素交互影响下破岩效率的变化趋势,并对工艺参数进行了优化和验证。最终得到的最佳工艺参数组合为:激光功率1300 W,扫描速度10 mm/s,离焦量5 mm,扫描间距7 mm。（3）由激光辐照前后岩石矿物成分的XRD分析可知,岩石的主要成分由堇青石、钠长石、云母和石英转变为云母、石英、钠长石和钙长石,石英的增加主要由硅酸盐的受热分解造成,云母的高耐热性使其分解较少。结果表明,激光辐照前后岩石成分变化明显,其性能也在高温作用下发生弱化。（4）通过混合田口法开展了激光定点辐照破岩及力学性能实验研究,分析了较长辐照时间下的破岩效果和裂纹形貌,研究了热应力引起的热裂机理和不同参数下岩石强度的变化趋势。结果表明,岩石性能弱化程度随辐照时间和激光功率的增加及辐照距离的减小而增大,抗压强度最大降幅达56.8%。该论文有图46幅,表19个,参考文献71篇。
吴国龙[2]（2020）在《非共光路外差激光干涉镜组热漂移抑制及测试方法》文中进行了进一步梳理近年来随着超精密加工制造及精密计量等领域的快速发展,位移测量精度需求逐渐由纳米量级向亚纳米甚至皮米量级过渡。非共光路外差干涉光路由于解决了传统共光路外差干涉光路中几纳米至十几纳米的周期非线性误差,已然成为下一代干涉仪的发展方向。然而,非共光路干涉结构的光路更复杂且光程更长,这导致其比传统共光路干涉结构更容易受到温度的影响,此时镜组热漂移误差则凸显出来,成为制约非共光路外差干涉仪进一步提高测量精度的关键因素。本文为解决非共光路外差激光干涉仪测量精度受温度变化引起镜组热漂移误差制约的问题,建立了非共光路外差激光干涉镜组热漂移误差的数学模型,并提出了对应上述误差的抑制方法,同时提出了一种能够精确、快速地测试镜组热漂移误差的测试方法。具体研究内容如下:（1）针对非共光路外差干涉镜组在均匀温场条件下存在干涉镜组热漂移误差的问题,建立了均匀温场条件下非共轴外差激光干涉镜组的热漂移误差的数学模型。该模型量化了非共光路外差干涉镜组热漂移误差与光学材料、干涉光路结构及镜组温度的关系,同时表明光路结构是影响该误差的重要因素。基于上述模型提出了一种基于结构平衡的被动式抑制方法。该方法通过在镜组光路结构设计时保证参考臂和测量臂的光程满足结构平衡条件的方式避免了温度变化引起附加光程,进而实现消除镜组热漂移误差的目的。理论计算和仿真结果表明,通过使干涉光路满足结构平衡条件的方法可以有效地抑制匀温场条件下非共光路外差干涉镜组的热漂移误差。（2）针对非共光路外差干涉镜组在梯度温场条件下存在干涉镜组热漂移误差的问题,建立了梯度温场条件下非共轴外差激光干镜组的热漂移误差的数学模型。该模型表明在梯度温场条件下满足结构平衡条件的非共光路外差干涉镜组仍存在镜组热漂移误差,并阐释了该误差形成的主要原因是梯度温场破坏了测量臂和参考臂之间光程的平衡。基于上述模型提出了一种基于RBF神经网络的主动式补偿方法,该方法通过对边界条件一定的条件下干涉仪输出随温度的表现进行学习建立对应的RBF神经网络,实现了对镜组热漂移误差主动补偿。仿真结果表明,当x轴双边热冲击条件下冲击表面温度变化速率为1℃/h时,镜组原有的热漂移误差可达到15 nm,通过RBF神经网络补偿的方式可将该误差峰峰值降低至0.8 nm。（3）针对目前关于外差激光干涉镜组热漂移误差测试装置对温场主动控制和外界干扰隔离技术的需求,提出了一种适用于外差激光干涉镜组热漂移测试系统中的热调控装置。该热调控装置主要有两个特性:一是通过主动控制辐射变温单元中热源的分布,可以使上述测试装置具有能够分别测量均匀和梯度温场条件下镜组热漂移误差的能力;二是利用多层复合壁式热屏蔽结构可有效屏蔽和均化外部辐射扰动。仿真结果表明,当真空腔上表面在外界环境温度变化的影响下2h内温度从20℃线性变化为21℃时,在没有热屏蔽结构存在的条件下干涉镜组的温度随腔体的温度升高且呈非线性关系,热屏蔽结构可将干涉镜组上表面的最大温升从0.44℃降低至0.042℃。（4）以上述研究内容为基础,搭建了非共光路外差干涉镜组热漂移误差测试系统,对本文的研究内容进行实验验证。首先,对干涉镜组热漂移测试系统的性能进行了实验验证,实验结果表明多层复合壁结构可将真空腔体引起的镜组温度变化抑制降低至无屏蔽结构条件下的1/7,与理论计算值一致。其次,对均匀温场条件下镜组热漂移误差形成机理和基于结构平衡的镜组热漂移抑制方法进行实验验证,实验结果表明均匀温场条件下,满足结构平衡条件的镜组无论在1 h的短期（温度变化速率0.1℃/h）还是在10h的长期（温度变化速率0.01℃/h）测试条件下,镜组的温场梯度恒定,并且干涉仪输出值没有出现明显漂移的现象;而不满足结构平衡条件的干涉镜组在相同测试条件下输出值结果出现了明显的漂移现象,镜组热漂移系数约28.6 nm/℃,与理论计算值26.4 nm/℃接近。最后,对梯度温场变温条件下镜组热漂移误差形成机理和基于RBF神经网络的镜组热漂移误差补偿方法进行实验验证,实验结果表明镜组温度分布随时间发生变化所设计的全对称非共光路外差干涉镜组在0.7 h的测试时间内温度整体变化了约0.07℃,而干涉镜组各测试点的温度变化速率不同导致干涉仪的输出值漂移了约2.5 nm,通过对前2/3数据进行学习并建立RBF神经网络对后1/3数据进行补偿,补偿后镜组的输出值保持在峰峰值小于1 nm的噪声水平无明显漂移现象;随后又用相同的RBF网络对不同变化速率条件下的镜组热漂移误差进行有效的补偿。
陈波[3]（2020）在《水位波动条件下洲滩水-热动态变化特性试验研究》文中认为水库运行通常会引起河流水位的频繁波动,这种波动会持续到下游很长一段距离,迫使河水进出河岸带,使得河岸带温度场和水分场重新分布。了解水位波动下河岸带水-热动态变化规律对河流水资源管理、地下水抽取及生态系统的可持续性至关重要。本文选取湖南省洞庭湖典型洲滩断面为研究对象,基于理论分析、野外试验以及数值模拟等方法,就水位波动条件下洲滩水-热动态变化特征问题开展研究,并将其应用推广。主要研究成果如下:（1）通过对洞庭湖洲滩实测数据分析可知,在整个监测期间,洲滩温度场及水分场均呈现明显的时空变化。洲滩温度场在水平方向上温度波动幅度较小,而在垂直方向上分层现象明显,温度随深度的增大而升高,呈现出“上冷下暖”的现象,且温度波动的幅度及日变化随深度的增加而衰减。而洲滩水分场随着深度的增加,土壤水分含量的波动幅度逐渐减小,深层（>50 cm）土壤水分含量基本保持稳定。在水平方向上,随着离岸边距离的增加,各监测井距离地表同一深度的土壤水分含量波动幅度也逐渐减小。另外,洞庭湖洲滩的土壤水分含量和湖水位之间的相关性随着深度的增加呈先增强后减弱的趋势。其中,浅层及深层的土壤水分含量和湖水位之间均呈无显着相关性,地表以下50 cm至70 cm深度处土壤水分含量与湖水位相关性较高。（2）基于上述野外实测数据,采用COMSOL Multiphysics有限元软件构建了洞庭湖洲滩流-热耦合数值模型,并采用均方根误差（RMSE）、纳什效率系数（NSE）以及相对误差（Re）对模型的模拟精度进行了评估,拟合效果良好,率定后的洲滩流-热耦合数值模型能够较好地刻画水位波动以及地表辐射等复杂边界条件下洞庭湖洲滩的温度动态变化过程。模拟结果表明,在高水位期,由于湖水入渗,洲滩温度梯度随深度的增加而减小,低水位期环境辐射温度对洲滩内部温度场的影响范围比高水位期更大,使得洲滩温度梯度则相对稳定,且略大于高水位期。（3）全局灵敏度分析结果表明,渗透系数（Ks）对模型的敏感性影响最大,其次为孔隙率（n）和土壤导热系数（λs）。而饱和含水率（θs）、残余含水率（θr）和土体比热容（Cs）对模型的影响不显着。另外,参数对模型的敏感性越高,与其他参数的相互作用也越大。（4）将构建的洲滩流-热耦合模型及方法应用推广至其他同类型的河流、湖泊流域,从验证结果来看,建立的河道二维全横断面流-热耦合数值模型中各观测点温度的模拟值与实验值较为吻合,数值的差异相对较小,模型评价指标均在合理范围内。因此本文所构建的河道二维全横断面流-热耦合数值模型及数值模拟方法基本可靠。（5）利用Hatch振幅法解析模型对由潜流带固有的多尺度特征以及空间变异性的垂向通量估算的不确定性进行了分析,并绘制不同季节河道全断面潜流通量空间分布图,结果表明:长期通量在-111.78至86.07 L/m2/d之间,在季节性变化条件下,夏季平均潜流通量为-44.35 L/m2/d,到冬季时平均潜流通量降为-36.78 L/m2/d。通量大小随深度的增加中呈现出非单调性变化,充分体现了其变化特征的空间异质性。且不论冬、夏,靠近河岸地区的潜流通量比河段中部地区更大,且左岸通量普遍大于右岸。同时,通过观察冬、夏季河道全断面潜流通量空间分布与河道剖面温度场分布的相似性,发现季节性变化条件下河流平均潜流通量的空间分布可以明显地通过相应季节的河道剖面温度场表现出来。综上所述,对水位波动条件下洲滩水-热动态变化特性开展野外试验及数值模拟研究,不仅能揭示水库运行导致水位频繁波动下的河岸带土壤水-热运移规律、刻画水位波动过程中的河岸带水-热状况,而且能为季节性河流、湖泊土壤水-热资源的有效利用,地表水、地下水资源评价,水土保持,环境保护等方面的研究提供理论支撑和科学依据。
吴孝泉[4]（2019）在《Al-Si合金表面激光熔覆层的制备及其性能研究》文中进行了进一步梳理为规避传统表面处理技术方法成本高、污染大、不易加工自动化等缺点,解决铸造铝合金表面硬度低、耐磨性差、零件使用寿命短等突出问题,本文以Nd:YAG固态激光器对Al-Si合金表面处理为研究对象,采用预置法和同步送粉法,运用SEM、EDS、XRD、显微硬度计、摩擦磨损实验机等检测设备系统地研究了铝合表面制备复合增强熔覆层的组织和性能,并对熔覆过程中增强相的生成、溶解、析出及强化机制进行了讨论。主要的研究内容及研究成果如下:1.利用镍基自熔性熔覆材料,采用自动送粉法在AlSi7Mg表面制备出单道复合熔覆层。发现熔覆层中生成了细小的NiAl相、网状结构Ni3Al相以及M7C3相,显微硬度最高为780HV;在室温条件下进行滑动干摩擦实验,发现当载荷为80N时,平均摩擦系数最小,熔覆层平均摩擦系数在0.37～0.43间。对激光熔覆熔池中晶粒的长大、生长速度、生长方向进行了讨论。揭示了熔覆层中晶粒长大的规律以及晶粒形貌呈梯度变化的机理。2.利用Al-Ti-C粉熔覆材料,采用预置法在AlSi7Mg表面原位制备多道TiC复合增强熔覆层。发现熔覆层中生成了颗粒状尺寸约为1μm的TiC和尺寸约为6-10μm的Al3Ti强化相;显微硬度呈梯度分布,最高为824HV,在离熔覆层表层0.25mm处,显微硬度快速降低;对熔覆层中热能密度分布进行讨论并对熔覆层的稀释率进行计算,发现本实验中圆形光斑能量密度遵从高斯分布,得到的熔覆层平均稀释率仅为3.5%。3.在镍基自熔性熔覆材料中加入WC颗粒,采用自动送粉法在AlSi7Mg表面制备出WC/Ni基复合增强熔覆层。利用Marangoni效应揭示WC颗粒在熔覆层中的分布机理。复合增强熔覆层中,生成AlNi、Al3Ni、M7C3、M23C3等相;熔覆层显微硬度值呈梯度分布,最大值约为1100HV。室温条件下进行干滑动摩擦实验,在载荷低于60N时,磨损率随载荷的增加而增加,当载荷达80N时,对磨副材料发生转移,磨损率下降。在20N和40N的条件下,平均摩擦系数基本保持在0.4左右;当载荷为60N时,平均摩擦系数降低到最小值0.137;当载荷增加到80N时,平均摩擦系数升高到0.67。对WC颗粒在熔覆层中的烧损情况进行了分析与讨论,揭示了WC烧损分别以熔解扩散式和溃散式烧损的机理。4.对激光熔覆工艺中裂纹、气孔、球化、高稀释率等缺陷的产生机理及其控制措施进行了分析与讨论,得到如下结论:裂纹主要分为热裂与冷裂两类,热裂由于熔覆层中过冷度过大、生成脆性相、物相间热膨胀系数及其体积间的差异而产生的;冷裂主要由于残余应力得不到有效释放而产生的。科学设计熔覆材料的成分,控制增强颗粒的形貌、尺寸和分布等方法是改善热裂的途径;热处理是改善冷裂缺陷的最有效方法。熔覆层中气体来源于冶金反应生成气和外来气体（保护气、载粉气以及粉体中水气）,适当提高激光功率、减小扫描速度以及合理的熔覆材料成分是改善熔覆层气孔缺陷的方法。球化缺陷分为熔覆层内金属颗粒球化和熔覆层表面金属球化两种,熔覆层内金属颗粒球化主要是因为比能量过小,造成金属颗粒吸热不足而球化,影响熔覆层性能。熔覆层表面金属球化是由于熔体温度过高,金属液滴在熔体表面发生Leidenfrost现象,使金属液滴在熔覆层表面凝固,影响熔覆层表面质量。控制激光比能量,设计熔覆材料尺寸与成分能显着改善球化缺陷。稀释率的计算分为实测成分计算法和几何尺寸计算法,其影响因素包括:激光功率、扫描速度、送粉速率以及熔覆层成分。激光熔覆过程中,科学设计激光熔覆材料、选用低激光功率、高扫描速度和高送粉率能得到低稀释率激光熔覆层,其中,提高送粉率是降低稀释率的最有效方法。
傅卫[5]（2018）在《铜结晶器激光熔覆双梯度涂层制备及热力行为研究》文中提出铜结晶器作为连铸设备中的核心部件,其性能和寿命对连铸生产的稳定顺行至关重要。在结晶器铜板表面制备涂层是延长结晶器使用寿命的重要途径之一,但当前生产中广泛应用的结晶器镀层因局部过早失效主要表现为上部涂层热裂甚至剥落、下部涂层磨损以及铜板变形等,已越来越无法满足高效连铸生产的性能需求及环保要求。激光熔覆技术被认为是制备冶金结合且高质量结晶器铜板表面涂层的一种新兴绿色环保工艺,但是由于铜合金的高热导率及对激光的高反射率等特性,使得如何大面积制备与铜基材界面相容性好、可靠冶金界面连接、无裂纹等缺陷且具有良好使用性能的涂层仍是目前需要解决的难题。结晶器铜板的首要功能是作为冷凝器的结晶器系统的一个部件,铜板表面涂层的制备势必影响整个冷却系统的传热和受力状态。因此,研究了解涂层本身对系统热力行为的影响是结晶器铜板涂层制备的前提,基于研究结果反过来指导涂层的设计。课题建立铜结晶器温度场和应力场有限元耦合计算数值模型,研究不同涂层材质、涂层厚度以及非等厚涂层设计对结晶器铜板传热及热应力的影响规律,结果表明,结晶器铜板工作涂层表面具有不均匀的温度场和应力分布,弯月面附近承受最高的表面温度和热应力。结晶器铜板涂层表面温度随涂层厚度增加而明显增加,且导热性能越差的材质表面温度随厚度增加增长越快。等效热应力最大值出现在涂层表面,涂层表面承受热应力要高于涂层与基体结合面的热应力;且在弯月面以下随着高度的降低,等效应力值随之发生显着降低。根据结晶器铜板工作涂层表面温度场及应力场的分布特点以及涂层结构设计对其的影响规律,结合结晶器表面不同区域表现的不同失效形式,提出对结晶器铜板热面沿拉坯方向进行分区涂层设计,使涂层硬度与厚度梯度变化,以使各区域获得大致相同使用寿命的设计思想。结晶器热面上部区域制备0.6-0.8 mm厚度的低硬度Co基合金涂层,可保证铜结晶器弯月面附近区域良好的传热,热面最高温度在350℃以下;中部区域制备1 mm厚度的中等硬度Co基合金涂层,在铜结晶器热面高度方向上形成良好的传热及耐磨性过渡;下部区域制备2 mm厚度的高硬度Co基合金涂层,保证下部涂层的高耐磨性能。通过对铜合金表面激光熔覆制备涂层的材料、工艺方法和涂层结构进行设计解决了目前在研发及生产中难于在铜合金表面大面积制备可靠冶金界面连接且无缺陷的激光熔覆涂层的难题。采用光纤耦合输出半导体激光器,常温下对铜合金表面预置的0.4 mm纯镍镀层进行激光重熔,功率4200 W,扫描速度10 mm/s,搭接率30%时可获得较优的无缺陷且可靠冶金结合的涂层。镍镀层的预置和半导体激光的应用降低了铜基表面涂层制备的难度;预置镍镀层由重熔前的γ-Ni转变为重熔后的（Ni,Cu）固溶体是保证新涂层与铜合金基体良好的界面相容性和可靠界面冶金结合的基础。此外,激光重熔层硬度约为135 HV0.05,稍高于CuCrZr基体的硬度,这种硬度平滑过渡的分布有利于缓解熔合界面的应力,为后续梯度强化涂层的制备奠定了基础。在激光重熔打底层上采用激光熔覆同步送粉法依次制备钴基过渡层和工作层获得无缺陷的梯度复合涂层。涂层组织成分和硬度的梯度变化缓解了涂层激光熔覆制备过程的热应力,避免了激光熔覆层裂纹的产生。所获激光熔覆梯度复合涂层具备良好的抗热疲劳及高温热稳定性能。其常温及高温销盘式摩擦磨损性能均远高于工业中成熟应用的结晶器铜板NiCo镀层,相对耐磨性为其10倍以上。激光熔覆涂层磨损机制表现为微切削“犁沟”状的磨粒磨损。为降低多层多道激光熔覆过程中的应力水平以避免涂层制备中的开裂现象,研究了熔覆工艺路径、单层熔覆厚度等对平板激光熔覆涂层应力的影响。并采用单元生死法数值模拟分析多层多道激光熔覆过程的应力场,研究分析了多层多道激光熔覆过程中热应力演变、分布与变形情况。结果表明,激光熔覆层残余应力为拉应力,且沿熔覆焊道方向残余拉应力远大于垂直焊道方向的残余拉应力;试件背部残余应力同样为拉应力。单层激光熔覆厚度的增加导致涂层及背部基材残余应力均明显增大。激光熔覆前对基材进行约2 mm拱度的预变形对涂层残余应力影响并不明显,但显着降低了试件背部残余应力。五种多层多道激光熔覆路径设计方案中,对待熔覆区分区堆焊且各分区间及子区域内多层熔覆层扫描路径垂直交叉熔覆的情况下,可有效降低激光熔覆层的残余应力,所得激光熔覆涂层残余应力水平最低。熔覆结束并充分冷却后板材产生沿长度中线方向的向上翘曲变形;熔覆层表面纵向拉应力大于横向拉应力及厚度方向应力,纵向塑性变形是产生熔覆层裂纹的主要原因。基于以上的涂层设计思想、新型涂层制备工艺及优化的熔覆路径,制作连铸铜结晶器实物,并进行工程上机验证,其过钢量从当前钢铁行业广泛应用的NiCo镀层结晶器的5万吨提高到18万吨,大幅度降低了生产成本。
梁导伦[6]（2018）在《硼基贫氧固体推进剂一次燃烧产物体系能量释放特性研究》文中进行了进一步梳理硼是一种质量热值和体积热值都非常高的金属燃料。以硼作为主要能量来源的硼基贫氧固体推进剂非常适合应用于固体火箭冲压发动机。硼基贫氧固体推进剂在固体火箭冲压发动机燃气发生室点火后喷入补燃室的不完全燃烧产物称为一次硼产物,是连接硼基贫氧固体推进剂一、二次燃烧过程的重要纽带。为了解硼基贫氧固体推进剂的一次燃烧过程,并高效组织其后续的二次燃烧,有必要对一次硼产物体系,包括一次硼产物、含硼多元体系及硼颗粒的能量释放特性进行研究。首先利用X射线衍射、X射线光电子能谱和热重分析试验定性分析了一次硼产物样品的主要成分。以此为基础,通过结合管式炉、离子色谱、红外光谱和电感耦合等离子发射光谱等多种分析方法提出了对一次燃烧产物样品组分进行定量分析的完整流程,并得到了样品复杂成分的定量分析结果。试验测试的一次硼产物样品组分主要包含B、C、B13C2、B4C、H3BO3、B2O3、BN、Mg、MgCl2、和NH4Cl等,其中质量分数最大的三种成分依次为BmCn（22-24%）、B203（20%）和B（16.8%）,而质量分数最大的三种含能成分依次为BmCn、B和C（9.8-11.8%）。推进剂中的氧化剂NH4ClO4在一次燃烧过程中已完全消耗,而金属添加剂Mg在一次燃烧过程中反应程度很低。硼基固体推进剂的一次燃烧整体反应程度较低,组织好二次燃烧对提高推进剂性能具有重要意义。通过激光点火试验和热重/差示扫描量热分析对比研究了无定形硼与一次硼产物样品的点火燃烧特性差异及关联。此外,利用激光点火试验系统比较了不同金属添加剂和燃气发生器压力对一次硼样品点火燃烧特性的影响规律。一次硼产物中硼元素含量远低于无定形硼,但其燃烧过程最大全波段光谱强度比无定形硼高出约5%,其全时段光谱强度仅比无定形硼低2%以下。一次硼产物点火延迟时间比无定形硼短约150 ms,而自持燃烧时间比无定形硼长约200 ms。无定形硼的热氧化过程主要包括水分蒸发失重和单质硼氧化增重两个过程,而一次硼产物的热氧化过程还包括NH4Cl分解和碳化硼与碳氧化两个失重过程。镁铝合金能有效增大样品的燃烧强度,使样品的平均燃烧温度达到1440.36 ℃。样品的点火延迟时间在61-96 ms之间,燃烧时间在1243-1254 ms之间。其中镁铝合金和金属钛有助于缩短样品的点火延迟时间,并延长样品的自持燃烧时间。各金属添加剂中,镁铝合金对促进样品能量释放最为有利,而金属铝效果最弱。此外,燃气发生器内部压力越高,对应样品的点火燃烧性能越差。利用双摄像双滤镜火焰形貌测试系统和热重/红外光谱联用热分析系统分析了不同配比硼/碳化硼二元体系样品的点火燃烧和热氧化特性。利用激光点火固体微推进测试系统测定了不同燃氧比的硼/高氯酸铵二元体系样品在微圆管燃烧器中的推进性能。利用热重分析系统对硼/端羟基聚丁二烯/氧化剂三元体系样品进行了热重/差示扫描量热分析和动力学分析。硼/碳化硼二元体系样品的燃烧过程可以分为初始发展阶段、稳定燃烧阶段和熄火阶段。样品燃烧时形成耀眼的绿色特征火焰,稳定燃烧阶段的火焰形状为锥形。样品热氧化过程的低温段分解会发生轻微失重（吸热）。而B4C和B的氧化会使样品在热氧化过程的高温段产生明显增重（放热）。样品热氧化过程中气体产物主要包括CO2和CO等。含硼量为60%时样品的氧化温度最低,样品的放热强度和放热量最大。当硼/高氯酸铵二元体系样品的燃氧比降低时,样品的最大推力、比冲和密度比冲先增大后减小。当样品燃氧质量比为40%时性能最优,最大密度比冲为0.474 kg/m2 ·s。在硼/端羟基聚丁二烯/氧化剂三元体系样品的热氧化过程中,NH4ClO4包覆的样品比相同配方机械混合的样品性能显着提高。KNO3包覆能够显着改善样品的点火特性;LiClO4包覆对降低样品中硼的氧化反应难度最为有利;奥克托今（HMX）包覆对增加样品的放热量最为有利;NH4ClO4机械混合的样品中硼的反应最为困难。分别利用压力聚光点火试验系统（原始系统）和经“氧射流”改造的试验系统对压力环境下无定形硼的静态和动态点火燃烧特性进行研究。模压无定形样品（静态）点火延迟时间和燃烧时间均随环境压力升高而缩短,同时燃烧强度逐渐增大。9 atm下,样品点火延迟时间和燃烧时间分别为2640 ms和2596 ms,而最大燃烧温度为1561.5℃。样品表面火焰亮度最大,由中间燃烧产物B02（对应发射光谱波长547.3nm,绿色）产生。此外,试验还检测到了中间燃烧产物BO（431.9nm,青色）的发射光谱。样品固相燃烧产物中存在两种不同结构,一为片状B2O3结构,二为絮状不完全氧化物结构（主要包含B6O、B2O3等）。其中结构二的大部分被结构一覆盖。样品的完全氧化率随燃烧时环境压力升高而增大,最高为68.71%。无定形硼及包覆硼颗粒的氧射流点火试验（动态）中,各样品平均点火时间均短于平均燃烧时间。包覆和增大氧压力均能改善样品的点火燃烧特性。具体表现为减小样品的平均点火和燃烧时间,增大燃烧强度,提高燃烧均匀性。相对而言,硝基胍包覆的改善效果要优于高氯酸铵包覆。在样品最大发射光谱曲线中,观察到了 BO2、BO和Na（杂质）的特征峰。采用双束聚焦离子束微纳加工仪对不同热氧化程度和点火阶段的无定形硼样品进行刻蚀,切取厚度约300 nm的超薄切片。将样品切片置于扫描透射电子显微镜下进行观测,并使用X射线能谱仪对切片元素分布进行扫描。热氧化过程中样品先后经历两种不同反应模式:加热终温不大于650 ℃的样品,其氧化反应仅发生在颗粒表面,即表面反应模式。加热至700 ℃的样品颗粒内部也发生了氧化,形成大量孔隙,呈蜂窝状结构,即全局反应模式。实际点火过程中硼颗粒全局反应被推迟,氧扩散几乎完全被限制在颗粒表面。结合前人研究结果可知,硼颗粒表面同时存在氧和（BO）n的双向扩散。以此为依据建立硼颗粒点火延迟阶段动力学模型。建模时,认为硼颗粒在传热阶段只进行传热,不发生氧化;而在低温氧化阶段传热和氧化同时进行。在低温氧化阶段,氧化反应的作用则包括氧化硼蒸发、氧扩散、（BO）n扩散和水蒸汽反应四个宏观反应。最终硼颗粒的点火延迟时间等于传热和低温氧化阶段持续时间之和。模型的计算结果与前人在同时含氧和水蒸汽环境下的试验结果相吻合。
何宇雷[7]（2018）在《蓝宝石金刚线切割废料综合回收利用的研究》文中进行了进一步梳理近年来,随着科技的进步,蓝宝石晶片在LED照明、电子行业等领域的应用越来越广泛。蓝宝石晶片的制备通常需要对蓝宝石晶锭进行线切割,由于金刚丝的直径与所得晶片厚度相差不大,故在切割晶锭的同时,有将近40%～50%的高纯蓝宝石晶锭以粉末的形式进入到切割废料浆中。随着LED行业的迅速发展,对蓝宝石晶片的需求量也将快速增长,故可以预见切割蓝宝石晶锭产生的切割废料也将迅速增多,目前国内对蓝宝石切割废料大多采用堆积或填埋的方式处理,既浪费了资源,又污染了环境。若能将蓝宝石切割废料（α-Al2O3）进行回收再用来制备蓝宝石晶锭,可以降低环境污染,实现资源的二次利用,间接降低蓝宝石晶片的生产成本。本文的研究目的是探索一条从蓝宝石切割废料中回收高纯α-Al2O3的工艺路线,为将来工业化回收蓝宝石切割废料提供科学的理论基础。本文以云南玉溪恒宇科技有限公司蓝宝石金刚线切割废料为原料,主要的研究结果如下:将蓝宝石金刚线切割废料预处理后进行分析,结果表明切割废料的主要成分为氧化铝,同时还含有0.70%杂质镍和0.164%杂质金刚石。通过对常规酸浸和超声酸浸除镍的研究,在常规酸洗较优工艺条件下,杂质镍的质量分数由0.70%降至0.012%,去除率为98.25%;在超声酸洗较优工艺条件下,杂质镍的质量分数由0.70%降至0.004%,去除率为99.67%;对比分析发现切割废料超声酸洗的浸出效果要优于常规酸洗。通过对常规和超声酸洗过程的动力学研究,得出切割废料中杂质镍在酸中浸出的过程受化学反应控制。通过萃取与反萃取的实验确定回收酸洗废液中镍的较优工艺条件,镍回收率可达95.32%。将酸洗除镍后的切割废料在氧气中进行高温煅烧以去除杂质金刚石,并对工艺条件进行优化,在较优条件下切割废料中杂质金刚石质量分数由0.164%降至0.00062%,去除率为99.62%。此外,对煅烧过程进行动力学分析,得出切割废料中杂质金刚石在氧气中煅烧的过程受化学反应控制。经提纯处理后,切割废料（α-Al2O3）的纯度达到99.99%,已基本达到用于制备蓝宝石单晶用高纯氧化铝的要求。
何克亮,张为群,林传富[8]（2017）在《主动型氢原子钟的研究进展》文中研究指明基于氢原子微波激射器（氢脉泽）的主动型氢原子钟（氢钟）拥有极好的中短期频率稳定度,而原子储存泡是氢脉泽的关键技术。位于微波谐振腔内的原子储存泡中的氢原子系综与电磁场相互作用。简述了氢原子系综与电磁场相互作用的动力学过程、氢脉泽和主动型氢原子钟的相位噪声,还介绍了原子储存、原子与原子的自旋交换碰撞、原子与泡壁的碰撞和磁场不均匀弛豫等主要弛豫过程。并概述了在腔频的自动调谐方法、双选态系统方面的发展和电离源、真空系统等技术方面的改进。最后,讨论了氢钟的发展前景。
郑启池[9]（2017）在《NbC颗粒相对镍基非晶复合涂层力学性能的影响》文中进行了进一步梳理激光熔覆非晶涂层制备技术是通过添加特定成分合金,利用连续激光对待加工零部件表面进行均匀扫描,提高其表面硬度、耐蚀及耐磨等性能。本文采用大功率光纤激光器同轴送粉熔覆的方式,通过一步法在中碳钢表面获得非晶复合涂层,在本课题组的前期研究基础上,本文对该非晶复合涂层进行更深入的探讨,主要研究内容包括:分析镍基非晶复合涂层的相组成及组织形貌,研究NbC颗粒相在涂层力学性能方面发挥的作用,探讨激光热输入对涂层组织及力学性能的影响以及激光熔覆过程热循环和涂层残余应力分布。主要研究成果如下:采用一步法激光熔覆在中碳钢表面成功制备了由非晶相、NbC相和细小枝晶组成的非晶复合涂层。观察分析了在热输入为56.3 J/mm时激光熔覆涂层的组织分布,结果表明,从涂层与基体的界面到涂层的顶端,组织呈梯度分布:基体/涂层界面生成了平面晶、胞状晶和柱状树枝晶,随后发生柱状晶细化并生成细小等轴晶;在涂层中部主要由非晶相、NbC颗粒相以及细小等轴晶相组成,NbC颗粒相弥散分布于整个涂层中。随着激光热输入的增加,涂层宽度基本不变而高度显着增加,涂层中非晶含量下降,树枝晶逐渐取代非晶/细小等轴晶。系统测试了Ni-Fe-B-Si-Nb-C非晶复合涂层的力学性能,并分别研究了NbC颗粒相及激光热输入对涂层力学性能的影响。结果显示热输入为52.5 J/mm条件下涂层中部显微硬度约1049.3 HV,压痕形貌显示NbC颗粒相对涂层的硬度值有贡献。加载5mN载荷条件下,涂层中非晶/细小等轴晶基底（不含NbC颗粒相）纳米硬度值约为1500.8 HV,弹性模量290 GPa,远高于涂层的显微维氏硬度。利用Nix-Gao模型拟合计算,得到基底层的显微硬度为952.6 HV,NbC颗粒相对涂层的硬度增强96.7 HV,根据Orowan-Ashby公式和Tabor关系理论估算NbC颗粒对基体的硬度贡献值为92.5HV,与实际测量值基本一致。通过维氏硬度压头加载大载荷,使压痕涂层横截面开裂,观察裂纹扩展方向,结果表明NbC颗粒对裂纹具有阻碍作用和增殖效应。另外,增加热输入使得涂层非晶含量减少,造成涂层硬度值下降,摩擦磨损试验结果表明,热输入较低时涂层硬度值较高,NbC颗粒相能够阻止Al2O3磨球对涂层表面的切削,阻碍了涂层的塑性形变,提高涂层耐磨性能;激光热输入较高时涂层硬度值较低,NbC颗粒容易在摩擦过程中与涂层材料一起发生脱落,跟随Al2O3磨球对涂层表面进行磨损,降低涂层耐磨性能。采用ANSYS有限元软件,并利用其单元生死功能模拟了激光熔覆镍基非晶复合涂层制备过程的温度场分布,并采用间接法对涂层应力场进行模拟。通过X射线应力测定对模拟结果进行验证。结果表明,在垂直于扫描方向路径上的横向残余应力的测试结果与模拟值基本吻合;而纵向应力测试基本无应力,这可能的原因在于涂层产生裂纹,释放了应力。熔覆结束后涂层处于拉应力状态,沿横向和纵向的应力分布大小不同,纵向应力大于横向应力,涂层材料沿激光扫描方向发生塑性拉伸变形,形成了比较大的纵向残余应力,是造成涂层开裂的主要原因,涂层与基材结合处存在相对较大的应力集中,增加了裂纹生成的敏感性。
杨振[10]（2017）在《双向激光诱导荧光用于层流火焰中OH基浓度的测量研究》文中认为稀释燃烧技术是当前燃气轮机合成气燃烧领域的研究热点,能够有效抑制NOx污染物的排放。然而,与稀释剂火焰燃烧特性和化学反应机理密切相关的基础参数测量（如OH基浓度分布的定量化）遇到了极大的困难,限制了该技术的进一步发展。因此,发展有效的定量光谱诊断技术对于燃气轮机合成气火焰机理研究及实际工程应用具有十分重要的指导意义。平面激光诱导荧光技术（planar laser-induced fluorescence,PLIF）是一种高灵敏度高时空分辨率激光光谱燃烧诊断技术。然而,激光诱导荧光（laser-induced fluorescence,LIF）信号在常压及高压下易受淬灭效应影响,难以实现组分浓度的定量测量。双向LIF技术是一种新型定量光谱诊断技术,其最大的优点在于既保留了传统LIF技术高灵敏度和高空间分辨率的优势,又有效克服了传统LIF技术在定量化时遇到的定标难和易受淬灭效应影响的问题。鉴于以上原因,本文利用双向激光诱导荧光新方法对甲烷/空气部分预混火焰及合成气火焰中的OH基浓度分布进行了定量研究。本文首先详细阐述了激光诱导荧光技术及其在合成气燃烧领域内的研究现状,分析了当前研究中存在的不足,提出了本文的研究内容和拟解决的关键问题。然后,给出了双向LIF技术的基本原理并分析了能对其测量结果产生影响的四种因素,据此详细制定了OH基浓度实验测量方案,搭建了国内首套双向PLIF实验装置。此外,针对现有待测组分有效峰值吸收截面研究不足的问题,明确地给出了这一重要物理参量的实验测量公式,并对甲烷/空气部分预混火焰中OH基A2Σ+←X 2Π（0,0）带内Q1（8）线及合成气预混火焰中OH基A2Σ+←X 2Π（1,0）带内Q1（8）线的有效峰值吸收截面及其随火焰高度的变化规律进行了实验研究。研究表明:这两种火焰的OH基有效峰值吸收截面在不同高度上基本保持不变。对比发现,OH基（0,0）带内Q1（8）线的有效峰值吸收截面比（1,0）带内的Q1（8）线有效峰值吸收截面约高5.5倍,这一结果与理论计算结果基本符合,证明了实验测量结果的正确性。其次,基于双向PLIF技术首次开展了甲烷/空气部分预混平面火焰一维及二维OH基浓度空间分布的定量测量工作,获得了其随当量比的变化规律,为化学动力学模型及相关机理提供了极具价值的基础实验数据,这一工作在国内外研究中尚未见报导。研究结果表明:甲烷/空气部分预混火焰在贫燃区和富燃区内的OH基浓度分布存在明显差别。对于前者,OH基主要分布于燃烧器表面很窄的一段区域内,且随着轴向距离的不断增加,OH基浓度会迅速下降;对于后者,OH基则主要分布于火焰外侧,形成了两条较强的OH基分布带,中间区域内的OH基数量非常稀少。实验发现在当量比1.0时OH基峰值浓度并未达到最大,而是在靠近贫燃端当量比0.90时达到了最大值,此时测得的OH基峰值浓度为（1.20±0.10）×1016 cm3。再次,基于双线PLIF测温技术和双向PLIF技术分别开展了N2、CO2和H2O稀释剂合成气预混火焰及扩散火焰的温度场和OH基浓度场的定量测量工作,这一工作在国内外研究中尚未报导。获得了不同稀释剂对合成气火焰温度场和OH基浓度场的影响规律,为当前合成气火焰的化学动力学模型和机理研究提供了可靠的基础实验数据。研究结果表明:OH基浓度在合成气预混及扩散火焰中的空间分布规律基本相同,即都呈现出对称且非均匀式的分布形态。OH基主要分布于火焰锋面附近,火焰外侧的OH基数量明显少于火焰锋面附近的OH基数量。进一步的分析表明,H2O和CO2都能够促进OH基的生成,但相比于H2O,以CO2作为稀释剂的合成气火焰具有更低的火焰温度。最后,基于已有的OH基浓度测量结果分别对甲烷燃烧中最为经典的GRI-Mech 3.0机理和合成气燃烧中的Davis机理进行了检验和对比,指出了现有反应机理中存在的问题及需要改进之处。研究结果表明:GRI-Mech 3.0机理在各当量比下均能准确预测OH基浓度随轴向距离的变化规律。但由于GRI-Mech 3.0机理模拟的是绝热状态下的OH基浓度和火焰温度,并未考虑辐射损失,因此模拟值比实验值偏高。对于以N2、CO2和H2O稀释的合成气预混火焰（常压、预热温度为400 K）,Davis机理给出的OH基浓度分布规律与实验结果能够很好地符合,但OH基峰值浓度的预测值却低于实验值。更细致的分析表明:Davis机理低估了稀释剂在合成气火焰中的化学效应,尤其是低估了CO2的化学效应。
二、HPL-2000型激光器热交换系统的改进（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、HPL-2000型激光器热交换系统的改进（论文提纲范文）
（1）激光辐照花岗岩热裂破碎试验分析（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| abstract |
| 变量注释表 |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 激光破岩技术概述 |
| 1.3 激光直接破岩技术研究现状 |
| 1.4 激光辅助破岩技术研究现状 |
| 1.5 主要研究内容及技术路线 |
| 2 激光破岩理论研究及实验设备 |
| 2.1 激光破岩的理论机理 |
| 2.2 激光破岩的影响因素 |
| 2.3 实验材料与设备 |
| 2.4 本章小结 |
| 3 激光破岩工艺试验研究 |
| 3.1 单因素设计实验 |
| 3.2 量化表征方法 |
| 3.3 单因素实验结果分析 |
| 3.4 岩石性质对破岩的影响 |
| 3.5 激光扫描方式对破岩的影响 |
| 3.6 本章小结 |
| 4 激光破岩工艺参数建模与优化 |
| 4.1 基于响应面法的激光破岩实验研究 |
| 4.2 实验结果分析 |
| 4.3 参数优化与验证 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 岩样热裂机理及力学性能分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 激光定点破岩研究 |
| 5.3 激光辐照岩石物相变化分析 |
| 5.4 岩样力学性能分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历 |
| 学位论文数据集 |
（2）非共光路外差激光干涉镜组热漂移抑制及测试方法（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景与研究目的和意义 |
| 1.2 外差激光干涉镜组的研究综述 |
| 1.2.1 传统共光路外差激光干涉镜组的研究综述 |
| 1.2.2 新一代非共光路外差激光干涉镜组的研究综述 |
| 1.2.3 外差干涉镜组热误差测试方法研究现状 |
| 1.3 本领域存在的问题和关键技术难题 |
| 1.4 本文的主要研究内容 |
| 第2章 均匀温场非共光路外差激光干涉镜组热漂移形成机理与抑制方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 非共光路外差激光干涉测量原理 |
| 2.3 均匀温场非共光路外差激光干涉镜组热漂移形成机理 |
| 2.4 均匀温场非共光路外差激光干涉镜组热漂移抑制方法 |
| 2.4.1 基于结构平衡的干涉镜组热漂移误差抑制方法 |
| 2.4.2 基于结构平衡的全对称非共光路外差干涉镜组 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 梯度温场非共光路外差激光干涉镜组热漂移形成机理与补偿方法 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 梯度温场非共光路外差激光干涉镜组热漂移误差形成机理 |
| 3.2.1 轴向双边热作用条件下的非共光路外差激光干涉镜组热漂移误差 |
| 3.2.2 轴向单边热作用条件下的镜组热漂移误差 |
| 3.3 梯度温场非共光路外差激光干涉镜组热漂移补偿方法 |
| 3.3.1 RBF神经网络结构 |
| 3.3.2 基于RBF神经网络的干涉镜组热漂移误差补偿方法 |
| 3.3.3 基于RBF神经网络的干涉镜组热漂移误差补偿方法仿真验证 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 外差激光干涉镜组热漂移测试方法研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 外差激光干涉镜组热漂移测试系统及测试方法 |
| 4.3 基于辐射换热和多层复合壁结构的热调控装置 |
| 4.3.1 基于辐射换热和多层复合壁结构的热调控装置基本组成 |
| 4.3.2 基于辐射换热和多层复合壁结构的热调控装置热力学模型分析 |
| 4.3.3 基于辐射换热和多层复合壁结构的热调控装置热力学仿真分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 实验与分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 全对称非共光路外差激光干涉镜组非线性误差测试 |
| 5.3 外差激光干涉镜组热漂移测试系统性能验证 |
| 5.3.1 温度传感器测量一致性测试 |
| 5.3.2 多层复合壁结构屏蔽效果测试 |
| 5.4 非共光路外差干涉镜组热漂移模型与抑制方法的验证 |
| 5.4.1 恒温条件下实验系统稳定性测试 |
| 5.4.2 均匀温场条件下镜组热漂移误差模型与抑制方法验证 |
| 5.4.3 梯度温场条件下镜组热漂移误差模型与补偿方法验证 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其他成果 |
| 致谢 |
| 个人简历 |
（3）水位波动条件下洲滩水-热动态变化特性试验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 流-热耦合模型研究进展 |
| 1.2.2 地表水-地下水相互作用研究进展 |
| 1.2.3 存在的问题 |
| 1.3 研究内容及技术路线 |
| 1.3.1 主要研究内容 |
| 1.3.2 本文研究的技术路线 |
| 2 洲滩流-热耦合数学模型的构建 |
| 2.1 理论基础 |
| 2.1.1 Darcy定律 |
| 2.1.2 Fourier定律 |
| 2.1.3 饱和-非饱和地下水运动方程 |
| 2.1.4 地下水热量运移方程 |
| 2.1.5 多孔介质地下流-热耦合方程 |
| 2.2 洲滩流-热耦合数学模型 |
| 2.2.1 基本假设 |
| 2.2.2 渗流场控制方程 |
| 2.2.3 温度场控制方程 |
| 2.3 COMSOL Multiphysics软件介绍 |
| 2.4 垂向潜流交换通量解析模型 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 水位波动条件下洞庭湖洲滩断面水-热运移规律研究 |
| 3.1 研究区域概况 |
| 3.1.1 研究区域位置 |
| 3.1.2 流域概况 |
| 3.2 试验方案 |
| 3.2.1 试验目的 |
| 3.2.2 试验设计与监测仪器布置 |
| 3.2.3 参数测定 |
| 3.3 水库运行调控对研究区域水位、水温及大气温度响应分析 |
| 3.4 洞庭湖洲滩断面温度场时空分布规律研究 |
| 3.4.1 洲滩温度时空变化特征 |
| 3.4.2 洲滩温差曲线分析 |
| 3.5 洞庭湖洲滩断面水分时空分布规律研究 |
| 3.5.1 洲滩水分时空变化特征 |
| 3.5.2 洲滩土壤水分含量和湖水位相关性分析 |
| 3.6 本章小节 |
| 4 水位波动条件下洞庭湖洲滩流-热耦合数值模拟及敏感性分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 边界条件及参数设置 |
| 4.2.1 边界条件 |
| 4.2.2 模型参数 |
| 4.3 模型评价 |
| 4.4 模型校准 |
| 4.5 模型验证 |
| 4.6 洲滩剖面温度随深度变化特征及垂向温度梯度分析 |
| 4.7 基于Morris法的洞庭湖洲滩流-热耦合模型参数敏感性分析 |
| 4.7.1 Morris全局敏感性分析方法 |
| 4.7.2 模型参数抽样 |
| 4.7.3 数值模拟 |
| 4.7.4 结果分析 |
| 4.8 本章小结 |
| 5 洲滩流-热耦合模型应用推广 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实例资料介绍 |
| 5.3 模型参数及边界条件 |
| 5.3.1 模型参数 |
| 5.3.2 边界条件 |
| 5.4 模型校正与验证 |
| 5.5 河床潜流层温度场时空分布规律研究 |
| 5.6 河流潜流交换通量动态变化规律研究 |
| 5.6.1 长期、季节、月尺度下河床潜流通量动态变化特征 |
| 5.6.2 数值解方法与解析解方法计算潜流交换通量对比分析 |
| 5.6.3 河床全断面潜流通量空间分布特征 |
| 5.7 本章小结 |
| 6 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间主要研究成果 |
（4）Al-Si合金表面激光熔覆层的制备及其性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 Al-Si合金材料组成及其在工业中的应用 |
| 1.1.1 Al-Si合金的特点 |
| 1.1.2 Al-Si合金在工业中的应用 |
| 1.2 铝合金表面强化技术 |
| 1.2.1 阳极氧化技术 |
| 1.2.2 电镀与化学镀技术 |
| 1.2.3 电弧喷涂技术 |
| 1.2.4 等离子喷涂技术 |
| 1.2.5 激光表面改性技术 |
| 1.3 激光熔覆技术 |
| 1.3.1 激光与材料相互作用基础理论 |
| 1.3.2 激光熔覆设备特点 |
| 1.3.3 激光熔覆材料体系 |
| 1.3.4 激光熔覆工艺特征 |
| 1.3.5 激光熔覆技术的应用 |
| 1.3.6 激光熔覆技术的研究现状 |
| 1.4 铝合金激光熔覆的研究现状 |
| 1.5 复合熔覆层强化机理 |
| 1.5.1 载荷传递强化 |
| 1.5.2 细晶强化 |
| 1.5.3 位错强化 |
| 1.5.4 固溶强化 |
| 1.6 本文的主要研究内容 |
| 第2章 试验材料与方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 基体材料的选择 |
| 2.1.2 熔覆材料的选择 |
| 2.2 试验设备与方法 |
| 2.2.1 激光熔覆设备 |
| 2.2.2 激光熔覆实验 |
| 2.2.3 组织与性能测试 |
| 2.2.4 稀释率的计算 |
| 2.2.5 磨损性能测试 |
| 第3章 激光熔覆制备Ni_XAl/M_7C_3 增强熔覆层的研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 熔覆工艺参数 |
| 3.3 原位生成Ni_XAl/M_7C_3 增强熔覆层宏观形貌 |
| 3.4 原位生成Ni_XAl/M_7C_3 增强熔覆层微观形貌 |
| 3.5 熔覆层化学成分分析 |
| 3.6 熔覆层显微硬度与摩擦磨损性能分析 |
| 3.7 溶池晶粒生长机制 |
| 3.7.1 熔池晶粒生长速度与方向 |
| 3.7.2 熔池晶粒生长形貌 |
| 3.8 本章小结 |
| 第4章 激光熔覆制备Al_3Ti/Ti C增强熔覆层的研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 熔覆材料与工艺 |
| 4.2.1 熔覆材料 |
| 4.2.2 熔覆工艺 |
| 4.3 原位制备Al_3Ti/Ti C增强熔覆层宏观形貌 |
| 4.4 原位制备Al_3Ti/Ti C增强熔覆层微观形貌 |
| 4.5 熔覆层化学成分分析 |
| 4.6 不同扫描速度熔覆层显微硬度分析 |
| 4.7 热能密度分布与稀释率的计算 |
| 4.7.1 熔覆层中的热能密度分布 |
| 4.7.2 熔覆层稀释率的计算 |
| 4.8 本章小结 |
| 第5章 激光熔覆制备WC/Ni基增强熔覆层的研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 熔覆工艺 |
| 5.2.1 单道激光熔覆参数 |
| 5.2.2 多道激光熔覆参数 |
| 5.3 WC/Ni复合熔覆层形貌 |
| 5.3.1 单道WC/Ni熔覆层形貌 |
| 5.3.2 多道WC/Ni熔覆层形貌 |
| 5.4 熔覆层的稀释率 |
| 5.5 熔覆层化学成分分析 |
| 5.6 熔覆层显微硬度分析 |
| 5.7 熔覆层磨损性能分析 |
| 5.7.1 熔覆层磨面的分析 |
| 5.7.2 WC颗粒破碎模型 |
| 5.7.3 熔覆层磨削的分析 |
| 5.7.4 摩擦磨损性能分析 |
| 5.7.5 熔覆层摩擦性能的分析 |
| 5.8 WC烧损机理的分析 |
| 5.8.1 溶解扩散式烧损模型 |
| 5.8.2 溃散析出式烧损模型 |
| 5.9 本章小结 |
| 第6章 激光熔覆工艺中常见缺陷与改善措施 |
| 6.1 裂纹 |
| 6.1.1 裂纹的分类及其形成机理 |
| 6.1.2 控制裂纹的措施 |
| 6.2 气孔 |
| 6.2.1 气孔的产生及其形成机理 |
| 6.2.2 控制气孔的措施 |
| 6.3 球化 |
| 6.3.1 球化的分类及其形成机理 |
| 6.3.2 控制球化的措施 |
| 6.4 稀释率 |
| 6.4.1 稀释率的定义及形成机理 |
| 6.4.2 控制稀释率的措施 |
| 6.5 其它缺陷 |
| 6.6 本章小结 |
| 第7章 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 本文创新点 |
| 7.3 下一步工作的方向 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间的研究成果 |
（5）铜结晶器激光熔覆双梯度涂层制备及热力行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景 |
| 1.2 铜结晶器失效及长寿化研究现状 |
| 1.2.1 铜结晶器的失效形式及机理 |
| 1.2.2 结晶器铜板本体强化 |
| 1.2.3 结晶器铜板结构及现场工艺优化 |
| 1.2.4 结晶器铜板表面涂层强化 |
| 1.2.5 存在的问题 |
| 1.3 铜合金表面激光熔覆研究现状 |
| 1.3.1 熔覆材料体系 |
| 1.3.2 熔覆层制备工艺 |
| 1.3.3 涂层评价 |
| 1.4 本课题的主要研究内容 |
| 第2章 涂层设计目标及研究方法 |
| 2.1 涂层设计目标及技术路线 |
| 2.2 试验材料 |
| 2.2.1 试验用基材 |
| 2.2.2 激光熔覆材料 |
| 2.3 激光熔覆涂层制备试验设备与工艺 |
| 2.4 组织结构分析方法 |
| 2.5 应力测试试验方法 |
| 2.5.1 激光熔覆过程热应力动态演变监测方法 |
| 2.5.2 残余应力测试方法 |
| 2.6 涂层性能分析 |
| 2.6.1 热疲劳性能测试 |
| 2.6.2 热稳定性试验 |
| 2.6.3 摩擦磨损性能测试 |
| 第3章 涂层结构设计对铜结晶器热力行为的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 结晶器铜板有限元模型建立 |
| 3.2.1 物理模型 |
| 3.2.2 数学模型建立 |
| 3.3 表面涂层对结晶器铜板温度场的影响 |
| 3.3.1 表面涂层种类及厚度对铜板温度场分布的影响 |
| 3.3.2 铜板表面非等厚涂层对温度场分布的影响 |
| 3.4 表面涂层对结晶器铜板热应力的影响 |
| 3.5 结晶器铜板热面高度方向上涂层设计方案的提出 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 铜合金表面激光熔覆梯度复合涂层设计及制备 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 结晶器铜板激光熔覆梯度复合涂层设计 |
| 4.3 激光重熔Ni镀层复合工艺制备铜合金表面涂层打底层 |
| 4.3.1 单道重熔截面形貌及组织 |
| 4.3.2 面扫描激光重熔打底层组织及界面分析 |
| 4.3.3 激光重熔前后的硬度分布 |
| 4.4 激光同步送粉法制备过渡层及工作层 |
| 4.4.1 过渡层及工作层制备 |
| 4.4.2 打底层/过渡层组织及界面 |
| 4.4.3 过渡层/工作层组织及界面 |
| 4.4.4 梯度涂层显微硬度 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 多层多道激光熔覆路径对涂层应力的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 多层多道激光熔覆工艺路径设计方案及试验方法 |
| 5.3 多层多道激光熔覆过程动态应力演变 |
| 5.3.1 熔覆过程中特定点的温度曲线 |
| 5.3.2 熔覆过程中特定点的热应力演变 |
| 5.3.3 不同熔覆路径下各试板背部残余应力分布 |
| 5.3.4 熔覆路径规划对试板残余应力的影响 |
| 5.4 工艺路径对多层多道激光熔覆残余应力的影响 |
| 5.4.1 多层多道激光熔覆层残余应力分布 |
| 5.4.2 不同工艺路径下的激光熔覆层残余应力分析 |
| 5.4.3 不同工艺路径下的试件背部残余应力分析 |
| 5.4.4 两种测试方法下的背部残余应力比对 |
| 5.5 多层多道激光熔覆温度场与应力场数值模拟 |
| 5.5.1 有限元数值模型 |
| 5.5.2 多层多道激光熔覆温度场演变 |
| 5.5.3 多层多道激光熔覆应力场演变及分布 |
| 5.6 本章小结 |
| 第6章 结晶器铜板激光熔覆涂层性能评价 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 涂层热疲劳性能 |
| 6.2.1 热疲劳试验结果 |
| 6.2.2 热疲劳试验后的涂层组织变化 |
| 6.2.3 热疲劳试验后的涂层硬度变化 |
| 6.3 涂层高温热稳定性 |
| 6.4 涂层耐磨性能 |
| 6.4.1 常温销-盘式摩擦磨损性能 |
| 6.4.2 450℃销-盘式干摩擦磨损性能 |
| 6.5 激光熔覆结晶器铜板实物制作及上机验证 |
| 6.6 本章小结 |
| 结论 |
| 创新点 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
| 个人简历 |
（6）硼基贫氧固体推进剂一次燃烧产物体系能量释放特性研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 课题背景及意义 |
| 1.2 硼颗粒点火燃烧研究进展 |
| 1.2.1 硼颗粒点火燃烧机理 |
| 1.2.2 硼颗粒点火燃烧影响因素和促进方法 |
| 1.2.3 硼颗粒点火燃烧模型 |
| 1.3 一次硼产物点火燃烧研究进展 |
| 1.3.1 一次硼产物成分分析 |
| 1.3.2 一次硼产物点火燃烧特性 |
| 1.4 本文主要研究内容 |
| 2 试验装置及方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 点火燃烧试验装置 |
| 2.2.1 激光点火试验系统 |
| 2.2.2 压力聚光点火试验系统 |
| 2.2.3 热重分析试验系统 |
| 2.3 测量分析仪器 |
| 2.3.1 激光粒度仪 |
| 2.3.2 扫描电子显微镜 |
| 2.3.3 透射电子显微镜 |
| 2.3.4 X射线衍射仪 |
| 2.3.5 X射线光电子能谱仪 |
| 2.3.6 离子色谱仪 |
| 2.3.7 红外光谱仪 |
| 2.3.8 电感耦合等离子发射光谱仪 |
| 2.3.9 双束聚焦离子束微纳加工仪 |
| 2.3.10 光纤光谱仪 |
| 2.3.11 高速摄影仪 |
| 2.3.12 高速测温仪 |
| 2.3.13 红外热像仪 |
| 2.4 样品来源及预处理 |
| 2.4.1 一次硼产物制备与收集 |
| 2.4.2 含硼燃料机械混合、包覆与模压 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 一次硼产物组分及含量分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 一次硼产物组分分析 |
| 3.2.1 一次硼产物组分定性分析 |
| 3.2.2 一次硼产物组分定量分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 4 一次硼产物点火燃烧特性 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 一次硼产物和无定形硼点火燃烧特性对比与关联性分析 |
| 4.2.1 发射光谱分析 |
| 4.2.2 热重/差示扫描量热分析 |
| 4.3 推进剂配方与一次燃烧环境对一次硼产物点火燃烧特性影响 |
| 4.3.1 推进剂配方中金属添加剂影响 |
| 4.3.2 燃气发生器内压力影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 含硼多元体系点火燃烧特性 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 硼/碳化硼二元体系点火燃烧特性 |
| 5.2.1 燃烧火焰分析 |
| 5.2.2 热重/红外光谱分析 |
| 5.3 硼/高氯酸铵二元体系推进性能 |
| 5.3.1 推力测试 |
| 5.3.2 比冲与密度比冲计算 |
| 5.4 硼/端羟基聚丁二烯/氧化剂三元体系热氧化特性 |
| 5.4.1 热重/差示扫描量热分析 |
| 5.4.2 动力学分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 压力环境下硼颗粒点火燃烧特性 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 模压无定形硼静态点火燃烧特性 |
| 6.2.1 聚光点火试验 |
| 6.2.2 燃烧产物分析 |
| 6.2.3 完全氧化率计算 |
| 6.3 氧射流中无定形硼动态点火燃烧特性 |
| 6.3.1 点火燃烧时间 |
| 6.3.2 发射光谱分析 |
| 6.4 本章小结 |
| 7 硼颗粒点火延迟动力学模型 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 硼颗粒点火延迟阶段表面扩散机理 |
| 7.2.1 热氧化试验中硼颗粒表面氧化层的生成与演变 |
| 7.2.2 点火试验中硼颗粒表面氧化层的生成与演变 |
| 7.3 干湿环境硼颗粒点火延迟阶段动力学模型 |
| 7.3.1 模型机理 |
| 7.3.2 控制方程 |
| 7.3.3 模型与试验结果对比 |
| 7.4 本章小结 |
| 8 全文总结及展望 |
| 8.1 本文主要结论 |
| 8.2 本文主要创新点 |
| 8.3 下一步工作展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历 |
（7）蓝宝石金刚线切割废料综合回收利用的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 蓝宝石简介 |
| 1.1.1 单晶蓝宝石结构与性质 |
| 1.1.2 蓝宝石的制备方法 |
| 1.1.3 蓝宝石的应用及发展现状 |
| 1.2 金刚石线锯切割 |
| 1.2.1 金刚石线锯切割技术 |
| 1.2.2 金刚石线锯切割技术的应用 |
| 1.3 蓝宝石切割废料的产生及回收利用 |
| 1.3.1 蓝宝石切割废料的产生 |
| 1.3.2 蓝宝石切割废料的回收与利用 |
| 1.4 高纯氧化铝 |
| 1.4.1 高纯氧化铝的制备方法 |
| 1.4.2 高纯氧化铝的应用 |
| 1.5 镍二次资源的回收利用 |
| 1.6 研究内容 |
| 1.7 研究意义和创新点 |
| 1.7.1 研究意义 |
| 1.7.2 创新点 |
| 第2章 蓝宝石切割废料的性质分析 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 蓝宝石切割废料的预处理 |
| 2.3 蓝宝石切割废料的粒度分析 |
| 2.4 蓝宝石切割废料的主要化学成分分析 |
| 2.5 蓝宝石切割废料的物相分析 |
| 2.6 蓝宝石切割废料的形貌分析 |
| 2.7 蓝宝石切割废料中主要杂质的定量分析 |
| 2.7.1 杂质镍的定量分析 |
| 2.7.2 杂质金刚石的定量分析 |
| 2.8 本章小结 |
| 第3章 蓝宝石切割废料酸洗除镍的研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 切割废料酸洗热力学分析 |
| 3.3 实验设备与步骤 |
| 3.4 常规酸洗除镍实验结果与讨论 |
| 3.4.1 酸种类的选择与讨论 |
| 3.4.2 温度对镍浸出率的影响 |
| 3.4.3 时间对镍浸出率的影响 |
| 3.4.4 固液比对镍浸出率的影响 |
| 3.4.5 搅拌速率对镍浸出率的影响 |
| 3.5 超声酸洗除镍实验结果与讨论 |
| 3.5.1 超声频率对镍浸出率的影响 |
| 3.5.2 超声功率对镍浸出率的影响 |
| 3.5.3 超声下常规因素对镍浸出率的影响 |
| 3.6 常规酸洗和超声酸洗浸出镍的对比分析 |
| 3.7 酸洗除镍动力学分析 |
| 3.7.1 反应模型的探讨 |
| 3.7.2 动力学方程的确定 |
| 3.7.3 常规酸洗除镍动力学分析 |
| 3.7.4 超声酸洗除镍动力学分析 |
| 3.7.5 表观反应速率常数的确定 |
| 3.8 酸洗后切割废料的微观形貌分析 |
| 3.9 本章小结 |
| 第4章 回收酸洗浸出液的研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 萃取实验试剂及仪器设备 |
| 4.3 萃取实验原理与方法 |
| 4.4 萃取实验结果与讨论 |
| 4.4.1 萃取剂浓度对镍萃取率的影响 |
| 4.4.2 平衡pH对镍萃取率的影响 |
| 4.4.3 萃取时间对镍萃取率的影响 |
| 4.4.4 萃取温度对镍萃取率的影响 |
| 4.4.5 萃取相比对镍萃取率的影响 |
| 4.5 反萃实验结果与讨论 |
| 4.5.1 反萃剂浓度对镍反萃率的影响 |
| 4.5.2 接触时间对镍反萃率的影响 |
| 4.6 硫酸镍的制备 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 蓝宝石切割废料去除质金刚石的研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 除金刚石实验的热力学分析 |
| 5.3 实验设备与步骤 |
| 5.3.1 实验设备 |
| 5.3.2 煅烧实验过程 |
| 5.4 实验结果与讨论 |
| 5.4.1 反应温度对金刚石去除率的影响 |
| 5.4.2 反应时间对金刚石去除率的影响 |
| 5.4.3 反应气氛对金刚石去除率的影响 |
| 5.4.4 气体流量对金刚石去除率的影响 |
| 5.5 切割废料除杂质金刚石的动力学研究 |
| 5.5.1 气固反应模型的探讨 |
| 5.5.2 氧气气氛下除金刚石动力学分析 |
| 5.5.3 空气气氛下除金刚石动力学分析 |
| 5.5.4 表观活化能的确定 |
| 5.6 除杂后蓝宝石切割废料的纯度分析 |
| 5.7 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间取得的学术成果 |
| 致谢 |
（9）NbC颗粒相对镍基非晶复合涂层力学性能的影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 非晶合金的研究现状 |
| 1.2.1 非晶合金的发展 |
| 1.2.2 非晶合金的形成理论 |
| 1.2.3 非晶合金的制备技术 |
| 1.2.4 非晶合金的特点 |
| 1.3 非晶涂层的激光制备 |
| 1.3.1 激光熔覆设备及技术特点 |
| 1.3.2 激光熔覆非晶涂层的现状 |
| 1.3.3 激光熔覆非晶涂层制备和研究中存在的问题 |
| 1.4 本文主要研究内容 |
| 第2章 试验材料及方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 合金粉末 |
| 2.1.2 基体材料 |
| 2.2 试验设备及工艺 |
| 2.2.1 激光熔覆设备 |
| 2.2.2 试验步骤及工艺参数 |
| 2.3 测试分析 |
| 2.3.1 相、成分及组织形貌分析 |
| 2.3.2 性能测试 |
| 2.3.3 数值模拟 |
| 第3章 激光熔覆镍基非晶复合涂层成形及组织研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 合金体系的非晶形成能力 |
| 3.3 涂层成形及组织分析 |
| 3.3.1 涂层形貌特征 |
| 3.3.2 涂层成分分析 |
| 3.3.3 涂层相组成分析 |
| 3.3.4 涂层TEM分析 |
| 3.4 热输入对涂层组织的影响 |
| 3.4.1 热输入对涂层形貌及晶粒尺寸的影响 |
| 3.4.2 热输入对涂层组织结构的影响 |
| 3.4.3 热输入对涂层物相组成的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 NbC颗粒相及热输入对镍基非晶复合涂层的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 NbC颗粒相对涂层力学性能的影响 |
| 4.2.1 涂层显微硬度分布 |
| 4.2.2 涂层基底纳米压痕测试 |
| 4.2.3 NbC颗粒相对涂层硬度的贡献 |
| 4.2.4 NbC颗粒相对涂层耐磨性的贡献 |
| 4.2.5 NbC颗粒相对裂纹的阻碍作用 |
| 4.3 热输入对涂层力学性能的影响 |
| 4.3.1 热输入对涂层显微硬度的影响 |
| 4.3.2 热输入对涂层基底纳米压痕的影响 |
| 4.3.3 热输入对涂层摩擦磨损的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 镍基非晶复合涂层温度场及应力场数值模拟 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 激光熔覆模型的建立 |
| 5.2.1 定义单元类型和材料属性 |
| 5.2.2 建立几何模型及网格划分 |
| 5.2.3 初始条件和边界条件 |
| 5.2.4 施加载荷 |
| 5.3 激光熔覆温度场数值模拟 |
| 5.3.1 温度场求解 |
| 5.3.2 激光熔覆热循环曲线 |
| 5.4 激光熔覆应力场数值模拟 |
| 5.4.1 单元类型转换和材料属性 |
| 5.4.2 边界条件和加载载荷 |
| 5.4.3 应力场求解 |
| 5.4.4 X射线衍射残余应力测试 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间所发表的学术论文 |
| 致谢 |
（10）双向激光诱导荧光用于层流火焰中OH基浓度的测量研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景及研究的意义和目的 |
| 1.2 激光诱导荧光技术简析 |
| 1.3 合成气火焰OH-PLIF技术的研究现状 |
| 1.4 应用于燃烧诊断的LIF技术研究现状 |
| 1.4.1 定性LIF技术的研究现状 |
| 1.4.2 定量LIF技术的研究现状 |
| 1.4.3 LIF技术研究现状分析 |
| 1.5 本文的主要研究内容 |
| 第2章 双向LIF技术定量测量OH基浓度的理论研究与实验方案 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 双向LIF技术的基本理论 |
| 2.3 双向LIF技术测量OH基浓度影响因素研究 |
| 2.3.1 激发-探测方案对OH基浓度测量的影响 |
| 2.3.2 有效峰值吸收截面对OH基浓度测量的影响 |
| 2.3.3 火焰温度对OH基浓度测量的影响 |
| 2.3.4 数据处理方法对OH基浓度测量的影响 |
| 2.4 双向LIF技术测量OH基浓度的实验方案 |
| 2.4.1 OH基浓度测量的总体实验方案 |
| 2.4.2 双向LIF信号实验测量方案 |
| 2.4.3 OH基吸收截面实验测量方案 |
| 2.4.4 火焰温度实验测量方案 |
| 2.5 组分浓度测量结果的不确定度来源 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 甲烷/空气部分预混火焰OH基浓度的定量测量 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验装置 |
| 3.3 双向LIF信号的实验测量 |
| 3.3.1 一维双向OH-LIF信号的实验测量 |
| 3.3.2 二维双向OH-LIF信号的实验测量 |
| 3.4 OH基有效峰值吸收截面的实验测量 |
| 3.5 火焰温度的实验测量 |
| 3.6 OH基浓度随预混火焰当量比的变化规律 |
| 3.6.1 一维OH基浓度随当量比的变化规律 |
| 3.6.2 二维OH基浓度随当量比的变化规律 |
| 3.7 测量结果的不确定度分析 |
| 3.8 本章小结 |
| 第4章 稀释剂对合成气预混及扩散火焰OH基浓度空间分布规律的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验装置 |
| 4.2.1 双向OH-PLIF图像测量系统 |
| 4.2.2 火焰温度场测量系统 |
| 4.2.3 燃烧系统 |
| 4.3 合成气火焰中OH基有效峰值吸收截面的实验测量 |
| 4.4 N_2、CO_2和H_2O稀释剂对合成气预混火焰 2D温度的影响 |
| 4.5 N_2、CO_2和H_2O对合成气预混火焰OH基 2D浓度的影响 |
| 4.6 N_2、CO_2和H_2O稀释剂对合成气扩散火焰 2D温度的影响 |
| 4.7 N_2、CO_2和H_2O对合成气扩散火焰OH基 2D浓度的影响 |
| 4.8 测量结果的不确定度分析 |
| 4.9 本章小结 |
| 第5章 甲烷及合成气预混火焰的化学动力学模型与实验结果的对比分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 化学动力学数值模拟方法 |
| 5.2.1 CHEMKIN简介 |
| 5.2.2 层流预混火焰燃烧的物理模型 |
| 5.2.3 化学反应机理 |
| 5.3 甲烷/空气层流预混平面火焰温度的数值模拟 |
| 5.4 甲烷/空气层流预混平面火焰OH基浓度的数值模拟 |
| 5.5 甲烷/空气预混平面火焰数值模拟与实验测量结果的对比分析 |
| 5.6 合成气稀释预混火焰温度的数值模拟 |
| 5.7 合成气稀释预混火焰OH基浓度的数值模拟 |
| 5.8 合成气稀释预混火焰数值模拟与实验测量结果的对比分析 |
| 5.9 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
| 个人简历 |
四、HPL-2000型激光器热交换系统的改进（论文参考文献）
- [1]激光辐照花岗岩热裂破碎试验分析[D]. 何顺之. 辽宁工程技术大学, 2021
- [2]非共光路外差激光干涉镜组热漂移抑制及测试方法[D]. 吴国龙. 哈尔滨工业大学, 2020(02)
- [3]水位波动条件下洲滩水-热动态变化特性试验研究[D]. 陈波. 西安理工大学, 2020
- [4]Al-Si合金表面激光熔覆层的制备及其性能研究[D]. 吴孝泉. 南昌大学, 2019(01)
- [5]铜结晶器激光熔覆双梯度涂层制备及热力行为研究[D]. 傅卫. 哈尔滨工业大学, 2018(01)
- [6]硼基贫氧固体推进剂一次燃烧产物体系能量释放特性研究[D]. 梁导伦. 浙江大学, 2018(01)
- [7]蓝宝石金刚线切割废料综合回收利用的研究[D]. 何宇雷. 东北大学, 2018(02)
- [8]主动型氢原子钟的研究进展[J]. 何克亮,张为群,林传富. 天文学进展, 2017(03)
- [9]NbC颗粒相对镍基非晶复合涂层力学性能的影响[D]. 郑启池. 江苏科技大学, 2017(02)
- [10]双向激光诱导荧光用于层流火焰中OH基浓度的测量研究[D]. 杨振. 哈尔滨工业大学, 2017(01)