一種基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的制作方法

本發明屬于能源利用設備領域，尤其是一種基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統。

背景技術：

能源是人類社會賴以生存和發展的重要物質基礎。縱觀人類社會發展的歷史，人類文明的每一次重大進步都伴隨著能源的改進和更替。能源的開發利用極大地推進了世界經濟和人類社會的發展。

但隨著能源的不斷被開發消耗，石油、煤礦、天然氣等不可再生能源逐步縮緊，能源的節約和循環利用逐步被重視。當前我國的能源戰略的基本內容是：堅持節約優先、立足國內、多元發展、依靠科技、保護環境、加強國際互利合作，努力構筑穩定、經濟、清潔、安全的能源供應體系，以能源的可持續發展支持經濟社會的可持續發展。

我國全面落實能源節約的措施是：推進結構調整，加快產業結構優化升級，大力發展高新技術產業和服務業，嚴格限制高耗能、高耗材、高耗水產業發展，淘汰落后產能，促進經濟發展方式的根本轉變，加快構建節能型產業體系。加強工業節能，加快技術改造，提高管理水平，降低能源消耗。實施節能工程，鼓勵高效節能產品的推廣應用，大力發展節能省地型建筑，提高能源利用效率，加快節能監測和技術服務體系建設，強化節能監測，創新服務平臺。加強管理節能，積極推進優先采購節能（包括節水）產品，研究制定鼓勵節能的財稅政策。倡導社會節能，大力宣傳節約能源的重要意義，不斷增強全民資源憂患意識和節約意識。

為響應國家節能戰略，越來越多的企業開始研發、使用節能設備，并加強對廢棄產能物、余熱能的利用。其中，在余熱的利用方面，主要通過熱能發電設備來實現余能利用。現有的熱能發電設備包括多種類別，但主要可分為兩類，一類是利用渦輪機將熱能轉化成機械能，再將機械能轉化成電能，該種原理類別的發電設備較為成熟，種類多；另一類是利用熱電效應原理，通過熱電轉化元件將熱能直接轉化成電勢能，但由于用于發電技術方面不成熟，電功率小，制造成本高，熱電轉化效率低，主要應用于微電子領域。

現階段，大多數企業由于余能排除量大，在余熱的利用上，主要還需依靠上述第一類熱能發電設備，通過渦輪機將熱能轉化成機械能，再將機械能轉化成電能。現有的該類熱能發電設備主要包括循環工質、集熱裝置、氣化裝置、渦輪機、發電機和冷凝裝置；工作時，循環工質在循環管道中首先通過氣化裝置，將工質氣化并推動渦輪機旋轉，渦輪機帶動發電機發電，氣化后的工質在通過渦輪機時，對外做功，溫度及氣壓會降低，并通過冷凝裝置冷卻成液態工質。

然而，現有的熱能發電設備普遍存在的問題是：a. 對高溫熱源的溫度要求高，一般在200℃以上，且熱能轉化效率偏低，熱能轉化效率普遍在15%至35%，在200℃的熱源下,熱能轉化效率平均為18%；b.工質氣化溫度不穩定，工質冷凝效果不佳，工質容易變質或出現雜質；c.渦輪機的帶動力小，將氣化工質對外做功轉化成機械能的效率較小；d.渦輪轉速不穩定，且容易出現卡死問題；e.集熱裝置的集熱效果不佳，外界余熱吸收率小，f.冷凝裝置的熱排量較大，熱能浪費大，通過自然冷凝方式的冷凝速度慢，而采用主動冷凝方式（風機風冷或液泵水冷）需額外功耗；g.現有設備體積較大；f.渦輪機容易出現泄漏工質的問題。

另一方面，隨著生活水平的提高，家用電器、煤氣使用日益廣泛，農民朋友對柴草的需求下降，為了便捷化處理秸稈、柴草，大量的秸稈、柴草被就地焚燒；秸稈被直接焚燒，不僅污染環境，產生大量的有毒有害氣體，同時也造成了較大的能源浪費。

技術實現要素：

本發明所要實現的目的是：針對現有熱能設備，提高熱能轉化效率，增大渦輪機的帶動力，提高渦輪機效率，穩定工質氣化溫度和工質流速，改善工質品質，防止工質變質，改善渦輪結構，避免渦輪泄露以及轉速不穩，改進冷凝裝置，加快冷凝速率；同時，綜合利用秸稈、柴草；以解決上述背景技術中現有熱能設備所存在的：熱能轉化效率低，工質氣化溫度不穩定，工質冷凝效果不佳，工質容易變質或出現雜質，渦輪機容易出現工質泄漏，渦輪轉速不穩定、以及容易出現卡死，冷凝裝置的熱能浪費大、冷凝速率慢或需額外功耗等問題；并解決秸稈被直接焚燒所存在的污染問題和能源浪費問題。

為解決其技術問題本發明所采用的技術方案為：一種基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統，包括集熱裝置、氣化裝置、偏心式渦輪機、生物質爐、冷凝裝置、循環管道、循環工質和單向液壓泵，氣化裝置、偏心式渦輪機、冷凝裝置和單向液壓泵依次通過循環管道實現循環聯通，循環管道內含有循環工質，集熱裝置安裝在氣化裝置外部；

其特征是：生物質爐包括燃燒爐膛、螺旋送料器、螺旋排灰器、鼓風機和排熱口，燃燒爐膛內中下部設置有漏灰網，燃燒爐膛的中部側邊為螺旋送料器，燃燒爐膛的下部側邊分別設置有螺旋排灰器和鼓風機，燃燒爐膛上部為排熱口，排熱口聯通集熱裝置，所述偏心式渦輪機包括渦輪機殼、旋轉渦輪結構、進氣口、排氣口和密封軸承，旋轉渦輪結構通過密封軸承安裝在渦輪機殼內，進氣口和排氣口分布在渦輪機殼徑向兩側，所述旋轉渦輪結構包括活動葉片和槽型轉軸，槽型轉軸的軸面上分布有凹槽，活動葉片通過彈簧活動安裝在槽型轉軸的凹槽內，槽型轉軸通過密封軸承偏心安裝在渦輪機殼內，進氣口距偏心軸較近，排氣口距偏心軸較遠，相鄰活動葉片間構成腔室，與進氣口相通的為膨脹腔，與排氣口相通的為排氣腔；由于膨脹腔的兩側葉片面積不同，膨脹腔趨向于體積變大方向轉動，該種結構的渦輪機具有較大的推力，能較充分地利用氣化工質的動能和勢能，具有較好的熱能轉化效率。

作為進一步優化說明，所述旋轉渦輪結構的活動葉片包含至少三片。

作為進一步優化說明，所述生物質爐使用的燃氣為天然氣、人工燃氣、液化石油氣和沼氣中的任意一種。

作為進一步具體優化，所述偏心式渦輪機的排氣口處設置有預冷凝器；采取該結構可增大進氣口與排氣口的壓差，提高渦輪機的轉化效率。

作為進一步具體優化，所述預冷凝器包括工質導通管和冷凝吸熱管，工質導通管用于連通排氣口和循環管道，冷凝吸熱管用于吸收工質導通管內工質的熱量，工質導通管與冷凝吸熱管螺旋并列接觸，冷凝吸熱管內為吸熱流體，為增大冷凝效率，吸熱流體的流動方向與工質導通管內工質的流動方向相反。

作為進一步具體優化，所述冷凝吸熱管可以采用聯通單向液壓泵與氣化裝置之間的循環管道；由于單向液壓泵與氣化裝置之間的循環管道需要吸熱，而工質導通管內工質需要排熱，該結構較大程度的循環利用循環管道內工質熱量，增大熱轉化效率。

作為進一步優化說明，所述集熱裝置包括上罩和下罩，下罩中部開設加熱口，上罩和下罩分別位于上、下方，上罩與下罩間為集熱腔，集熱裝置的上罩下部分布有多層上罩突環，集熱裝置的下罩上部分布有多層下罩突環，上罩突環與下罩突環錯開；氣化裝置位于集熱腔內；

作為上述方案的進一步優化，氣化裝置包括氣化腔，氣化腔為氣化裝置內工質實現氣化的空腔，氣化裝置位于集熱腔內，氣化腔呈錐型空腔。

作為上述方案的進一步優化，所述氣化裝置還包括預熱腔，預熱腔與氣化腔相聯通，預熱腔位于氣化腔前端，預熱腔用于工質的預熱。

作為上述方案的進一步優化，所述預熱腔為螺旋管型空腔，氣化腔為球型空腔。

作為上述方案的進一步優化，所述預熱腔與氣化腔之間還設置有霧化嘴，霧化嘴用于將預熱腔中的液態工質進行霧化，噴入氣化腔內。

作為上述方案的進一步優化，所述氣化腔為橢圓型空腔。

作為上述方案的進一步優化，所述氣化腔成錐型，氣化腔的水平截面呈藕孔狀。

作為上述方案的進一步優化，所述氣化腔成多邊錐型，氣化腔的水平截面均呈蜂窩孔狀。

作為上述方案的進一步優化，所述預熱腔螺旋盤繞在集熱裝置周邊，用于吸收集熱裝置周邊的廢熱。

作為進一步優化說明，所述冷凝裝置與氣化裝置之間還設置有雜質過濾泵。

作為進一步優化說明，所述冷凝裝置包括冷凝管和散熱扇，冷凝管均勻分多層分布，冷凝管相互聯通，散熱扇安裝在冷凝管上方或下方，散熱扇以抽風方式或壓風方式驅動。

作為上述方案的進一步具體優化，所述冷凝管成斜型分布。

作為上述方案的進一步具體優化，所述冷凝管成垂直或水平分布。

作為上述方案的進一步具體優化，所述冷凝管成水平分布時，上、下層冷凝管相互錯開。

作為上述方案的進一步具體優化，所述冷凝管為銅質金屬管或穩定性合金金屬管。

作為上述方案的進一步具體優化，為了加速工質的液化，減少冷凝過程的放熱量，所述冷凝裝置還增設有增壓泵，增壓泵安裝在冷凝管中端。

作為上述方案的進一步具體優化，為了減小冷凝裝置中工質的壓縮能耗，所述冷凝裝置中壓縮方式采取階梯式壓縮，冷凝裝置內設置有多個增壓泵，增壓泵均勻分布在冷凝管中；采取該結構，相比于采用單個增壓泵，能較好的實現分級冷凝，較大程度的提高壓強差，并降低增壓所需能耗。

作為上述方案的進一步具體優化，為了避免冷凝管中未冷凝液化的工質進入單向液壓泵，冷凝管尾端設置有集液箱。

作為上述方案的進一步具體優化，為了加速散熱，冷凝裝置還設置有散熱片。

作為上述方案的進一步具體優化，所述增壓泵采用渦輪增壓，多個增壓泵通過動力傳動機構由同一電動機帶動。

作為上述方案的進一步具體優化，所述循環工質采用純凈水。

作為上述方案的進一步具體優化，所述循環工質采用甲醇。

作為上述方案的進一步具體優化，所述循環工質采用乙醇。

作為上述方案的進一步具體優化，所述循環工質采用丙醇或異丙醇。

作為上述方案的進一步具體優化，所述循環工質采用液氨。

作為上述方案的進一步具體優化，所述循環工質采用常規的氟利昂。

作為上述方案的進一步具體優化，所述偏心式渦輪機與冷凝裝置之間還設置有工質調節器，所述工質調節器包括渦輪限流器和壓強穩壓控壓器，渦輪限流器包括渦輪結構和渦輪轉速控制器，壓強穩壓控壓器包括緩壓儲流缸和緩壓活塞和氣壓調節器，緩壓儲流缸的頂端聯通循環管道，緩壓儲流缸的底端聯通氣壓調節器，緩壓活塞安裝在緩壓儲流缸內；當循環管道內工質的壓強或流速發生變化時，渦輪限流器可通過限制渦輪結構的轉動而實現流速的限制，同時部分工質可從緩壓儲流缸流出或流入實現體積的擴充或壓縮，從而實現穩定壓強的作用。

工作原理：該發明所述基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統，工作時，氣化裝置中的循環工質從集熱腔吸熱氣化，氣化工質流到偏心式渦輪機，帶動偏心式渦輪機轉動，同時偏心式渦輪機帶動發電機轉動發電；氣化工質流過偏心式渦輪機后，由于對外做功，其工質溫度和氣壓均會降低，并導致部分工質液化；氣化工質流過偏心式渦輪機后，工質依次流到工質調節器和冷凝裝置；工質調節器用于控制循環管道內工質的壓強、流速，工質調節器能根據外界吸熱區及放熱區的溫度情況，調節工質液化溫度或氣化溫度，從而能有效地提高熱能轉化效率；冷凝裝置可將工質完全液化；液化后工質依次經過雜質過濾泵和單向液壓泵，雜質過濾泵可將工質內雜質過濾出來，單向液壓泵對工質進行單向抽送增壓；液化后工質依次經過雜質過濾泵和單向液壓泵后，并再次進入氣化裝置，完成一個循環。

該發明所述基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統中的偏心式渦輪機，在導入高壓氣體時，由于其膨脹腔的兩側葉片面積不同，膨脹腔趨向于體積變大方向轉動，該做功過程為靜壓做功，無體積泄露，具有推動扭矩大、氣體做功轉化效率高的特點；同時，由于膨脹腔在旋轉中的受力較為均勻，比常規的缸式汽輪機，具有更均勻的輸出力。

有益效果：本發明所述的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統，相對現有技術中的熱能機，具有如下幾方面的優點和進步：1. 通過采用偏心式渦輪機，可較大程度地增大渦輪機的轉力，并提高渦輪機效率，且具有更均勻的輸出動力；2.通過增設預冷凝器，可增大偏心式渦輪機中進氣口與排氣口的壓差，并能循環利用工質的熱能，實現對循環工質不同區段的吸熱和排熱過程進行綜合利用，減小熱能浪費和冷卻耗能；3.通過增設雜質過濾泵和單向液壓泵，能有效防止工質變質以及出現較多雜質，并防止工質回流；4.通過在冷凝裝置中增設增壓泵，能較大程度地提高冷凝速率，降低冷凝耗能；5. 通過增設工質調節器，對工質的壓強和流量進行控制，能有效提高氣化效能和冷凝效率，并穩定工質氣化溫度和工質流速，防止密封件形變較大，避免渦輪轉速不穩和工質泄露問題；6.綜合利用秸稈、柴草，減少能源浪費和環境污染。

附圖說明

圖1為本發明方案一的整體連接結構示意圖；

圖2為本發明方案一的生物質爐結構示意圖；

圖3為本發明方案一的偏心式渦輪機結構示意圖；

圖4為本發明方案一的偏心式渦輪機的槽型轉軸結構示意圖；

圖5為本發明方案一的集熱裝置結構示意圖；

圖6為本發明方案一的氣化裝置結構示意圖；

圖7為本發明方案一的冷凝裝置垂直剖視結構示意圖；

圖8為本發明方案一的冷凝裝置水平剖視結構示意圖；

圖9為本發明方案二的集熱裝置結構示意圖；

圖10為本發明方案三的集熱裝置結構示意圖；

圖11為本發明方案四的氣化裝置安裝連接結構示意圖；

圖12為本發明方案五的氣化裝置安裝連接結構示意圖；

圖13為本發明方案六的氣化腔截面結構示意圖；

圖14為本發明方案七的氣化腔截面結構示意圖；

圖15為本發明方案八的預冷凝器結構示意圖；

圖16為本發明方案九的預冷凝器連接結構示意圖；

圖17為本發明方案十的冷凝裝置垂直剖視結構示意圖；

圖18為本發明方案十一的冷凝裝置垂直剖視結構示意圖；

圖19為本發明方案十二的冷凝裝置垂直剖視結構示意圖；

圖20為本發明方案十三的整體連接結構示意圖；

圖21為本發明方案十三的工質調節器結構示意圖；

圖22為本發明方案十四的冷凝裝置結構示意圖；

圖23為本發明方案十五的冷凝裝置結構示意圖；

圖中：

1為集熱裝置、11為上罩、111為上罩突環、12為下罩、121為下罩突環、13加熱口、14為集熱腔；

2為氣化裝置、21為氣化腔、22為預熱腔、23為霧化嘴；

3為偏心式渦輪機、31為渦輪機殼、32為旋轉渦輪結構、321為活動葉片、322為槽型轉軸、323為凹槽、324為彈簧、33進氣口、34為排氣口、35為密封軸承、36為預冷凝器、361為工質導通管、362為冷凝吸熱管、331為膨脹腔、341為排氣腔；

4為生物質爐、41為燃燒爐膛、42為螺旋送料器、43為螺旋排灰器、44為鼓風機、45為排熱口、46為漏灰網；

5為冷凝裝置、51為冷凝管、52為散熱扇、53為增壓泵、54為集液箱；

6為循環管道；

7為循環工質；

8為雜質過濾泵；

9為單向液壓泵；

10為工質調節器、101為渦輪限流器、102為壓強穩壓控壓器、103為渦輪結構、104為渦輪轉速控制器、105為緩壓儲流缸、106為緩壓活塞、107為氣壓調節器。

具體實施方式

下面將結合本發明實施例中的附圖，對本發明實施例中的技術方案進行清楚、完整地描述；顯然，所描述的實施例僅僅是本發明一部分實施例，而不是全部的實施例。基于本發明中的實施例，本領域普通技術人員在沒有做出創造性勞動前提下所獲得的所有其他實施例，都屬于本發明保護的范圍。

實施例一（如圖1所示）：一種基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統，包括集熱裝置1、氣化裝置2、偏心式渦輪機3、生物質爐4、冷凝裝置5、循環管道6、循環工質7和單向液壓泵9，氣化裝置2、偏心式渦輪機3、冷凝裝置5和單向液壓泵9依次通過循環管道6實現循環聯通，循環管道6內含有循環工質7，集熱裝置1安裝在氣化裝置2外部；

（如圖2所示）生物質爐4包括燃燒爐膛41、螺旋送料器42、螺旋排灰器43、鼓風機44和排熱口45，燃燒爐膛41內中下部設置有漏灰網46，燃燒爐膛41的中部側邊為螺旋送料器42，燃燒爐膛41的下部側邊分別設置有螺旋排灰器43和鼓風機44，燃燒爐膛41上部為排熱口45，排熱口45聯通集熱裝置1；

（如圖3、圖4所示）所述偏心式渦輪機3包括渦輪機殼31、旋轉渦輪結構32、進氣口33、排氣口34和密封軸承35，旋轉渦輪結構32通過密封軸承35安裝在渦輪機殼31內，進氣口33和排氣口34分布在渦輪機殼31徑向兩側，所述旋轉渦輪結構32包括活動葉片321和槽型轉軸322，槽型轉軸322的軸面上分布有凹槽323，活動葉片321通過彈簧324活動安裝在槽型轉軸322的凹槽323內，槽型轉軸322通過密封軸承35偏心安裝在渦輪機殼31內，進氣口33距偏心軸較近，排氣口34距偏心軸較遠，相鄰活動葉片321間構成腔室，與進氣口33相通的為膨脹腔331，與排氣口34相通的為排氣腔341；由于膨脹腔的兩側葉片面積不同，膨脹腔趨向于體積變大方向轉動，該種結構的渦輪機具有較大的推力，能較充分地利用氣化工質的動能和勢能，具有較好的熱能轉化效率。

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，所述旋轉渦輪結構32的活動葉片321包含四片。

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，所述冷凝裝置5與氣化裝置2之間還設置有雜質過濾泵8。

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，（如圖5所示）所述集熱裝置1包括上罩11和下罩12，下罩12中部開設加熱口13，上罩11和下罩12分別位于上、下方，上罩11與下罩12間為集熱腔14；

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，（如圖6所示）所述氣化裝置2包括氣化腔21，氣化腔21為氣化裝置2內工質在實現氣化的空腔，氣化裝置2位于集熱腔14內，氣化腔21呈錐型空腔。

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，（如圖7、圖8所示）所述冷凝裝置5包括冷凝管51和散熱扇52，冷凝管51均勻分多層分布，冷凝管51相互聯通，散熱扇52安裝在冷凝管51上方或下方，散熱扇52以抽風方式或壓風方式驅動；所述冷凝管51為銅質金屬管或合金金屬管，冷凝管51呈水平分布。

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，冷凝管51尾端設置有集液箱54。

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，冷凝裝置5還設置有散熱片55。

作為本實施上述實施方式的進一步優化說明，所述循環工質7采用純凈水。

本實施例結構的偏心式渦輪機，由于膨脹腔的兩側葉片面積不同，膨脹腔趨向于體積變大方向轉動，從而使葉片轉動；該種渦輪機的葉片受力為氣體靜壓強差，且做功距離較大，相比常規的轉葉渦輪（通過流體流動產生壓力來帶動，也即氣體動壓強差），具有較大的推力，能較充分地利用氣化工質的動能和勢能，具有較好的熱能轉化效率。

通過對上述實施例一中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為18%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為21%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為25%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為29%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為35%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為39%；通過對數據進行分析，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高7%，效率提高比率為40%左右；同時，本實施例基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行噪音小，運行穩定性好，同時可實現功率輸出調節。

實施例二（如圖9所示）：與實施例一不同之處在于：所述集熱裝置1的上罩11下部分布有兩層上罩突環111，集熱裝置1的下罩12上部分布有兩層下罩突環121，上罩突環111與下罩突環121錯開。

通過對上述實施例二中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為18.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為21.5%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為25.5%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為30%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為36%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為40%；通過對數據進行分析，本實施例二的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高7.6%，效率提高比率為44%左右。

實施例三（如圖10所示）：與實施例一不同之處在于：所述集熱裝置1的上罩11下部分布有三層上罩突環111，集熱裝置1的下罩12上部分布有三層下罩突環121，上罩突環111與下罩突環121錯開。

通過對上述實施例三中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為18.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為21.5%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為25.5%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為30.5%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為37.5%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為40%；通過對數據進行分析，本實施例三的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高7.8%，效率提高比率為45%左右。

實施例四（如圖11所示）：與實施例一不同之處在于：所述氣化裝置2還包括預熱腔22，預熱腔22與氣化腔21相聯通，預熱腔22位于氣化腔21前端，預熱腔22用于工質的預熱。

作為上述實施例的進一步優化說明，所述預熱腔22為螺旋管型空腔，氣化腔21為球型空腔。

作為上述方案的進一步優化，所述預熱腔22螺旋盤繞在集熱裝置1周邊，用于吸收集熱裝置1周邊的廢熱。

通過對上述實施例四中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為19%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為22%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為26.5%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為32%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為39%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為41%；通過對數據進行分析,本實施例四的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高8.8%，效率提高比率為50%左右。

實施例五（如圖12所示）：與實施例四不同之處在于：所述預熱腔22與氣化腔21之間還設置有霧化嘴23，霧化嘴23用于將預熱腔22中的液態工質進行霧化，噴入氣化腔21內。

作為上述實施例的進一步優化說明，所述氣化腔21為橢圓型空腔。

通過上述實施例五的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為20%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為23%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為28%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為34%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為40%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為42%；通過對數據進行分析,本實施例五的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高10%，效率提高比率為57%左右。

實施例六（如圖13所示）：與實施例五不同之處在于：所述氣化腔21成錐型，氣化腔21的水平截面呈藕孔狀。

通過對上述實施例六中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為21%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為25%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為30%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為37%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為42%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為44%；通過對數據進行分析,本實施例六的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高12%，效率提高比率為67%左右。

實施例七（如圖14所示）：與實施例五不同之處在于所述氣化腔21成多邊錐型，預熱腔22和氣化腔21的水平截面均呈蜂窩孔狀。

通過對上述實施例七中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為21%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為25%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為31%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為38%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為43%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為44.5%；通過對數據進行分析,本實施例七的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高12.6%，效率提高比率為72%左右。

實施例八（如圖15所示）：與實施例七不同之處在于：為了增大渦輪機進氣口33與排氣口34的壓差，所述偏心式渦輪機3的排氣口34處還設置有預冷凝器36。

作為上述實施例的進一步具體說明，所述預冷凝器36包括工質導通管361和冷凝吸熱管362，工質導通管361用于連通排氣口34和循環管道6，冷凝吸熱管362用于吸收工質導通管361內工質的熱量，工質導通管361與冷凝吸熱管362螺旋并列接觸，冷凝吸熱管362內為吸熱流體。

作為上述實施例的進一步具體說明，為增大冷凝效率，吸熱流體的流動方向與工質導通管361內工質的流動方向相反。

通過對上述實施例八中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為21.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為26%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為32%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為39%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為44%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為45%；通過對數據進行分析,本實施例八的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例八的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高13.4%，效率提高比率為76%左右。

實施例九（如圖16）：與實施例八不同之處在于：所述冷凝吸熱管362采用聯通單向液壓泵9與氣化裝置2之間的循環管道6；由于單向液壓泵9與氣化裝置2之間的循環管道6需要吸熱，而工質導通管361內工質需要排熱，該結構較大程度的循環利用循環管道6內工質熱量，增大熱轉化效率。

通過對上述實施例九中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為22.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為27%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為33.5%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為41%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為45%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為47%；通過對數據進行分析,本實施例九的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例九的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高15%，效率提高比率為84%左右。

實施例十（如圖17所示）：與實施例九不同之處在于：所述冷凝管51成斜型分布。

通過對上述實施例十中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為22.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為27%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為33.5%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為41.5%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為45.5%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為47%；通過對數據進行分析,本實施例十的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高15.2%，效率提高比率為85%左右。

實施例十一（如圖18所示）：與實施例九不同之處在于：所述冷凝管51成垂直分布。

通過對上述實施例十一中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為22%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為26%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為33%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為41%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為45%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為46%；通過對數據進行分析,本實施例十一的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例八的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高14.6%，效率提高比率為82%左右。

實施例十二（如圖19所示）：與實施例一不同之處在于：所述冷凝管51成水平分布時，上、下層冷凝管相互錯開。

通過對上述實施例十二中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為22.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為27%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為33.5%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為41.5%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為45.5%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為47%；通過對數據進行分析,本實施例十二的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高15.2%，效率提高比率為85%左右。

實施例十三（如圖20和21所示）：與實施例十二不同之處在于：偏心式渦輪機3與冷凝裝置5之間還設置有工質調節器10；所述工質調節器10包括渦輪限流器101和壓強穩壓控壓器102，渦輪限流器101包括渦輪結構103和渦輪轉速控制器104，壓強穩壓控壓器102包括緩壓儲流缸105和緩壓活塞106和氣壓調節器107，緩壓儲流缸105的頂端聯通循環管道6，緩壓儲流缸105的底端聯通氣壓調節器107，緩壓活塞106安裝在緩壓儲流缸105內；當循環管道6內工質的壓強或流速發生變化時，渦輪限流器101可通過限制渦輪結構103的轉動而實現流速的限制，同時部分工質可從緩壓儲流缸105流出或流入實現體積的擴充或壓縮，從而實現穩定壓強的作用。

通過對上述實施例十三中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為23%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為27.5%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為34%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為42%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為46%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為47%；通過對數據進行分析,本實施例十三的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高15.8%，效率提高比率為88%左右。

實施例十四（如圖22所示）：與實施例十三不同之處在于：所述冷凝裝置5還增設有一個增壓泵53，增壓泵53安裝在冷凝管51中端；采取該結構，可加速工質的液化，增大渦輪機進氣口與排氣口的壓差，減小渦輪機排氣口的氣體溫度。

通過對上述實施例十四中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為24.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為29%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為36%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為44%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為48%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為50%；通過對數據進行分析,本實施例十四的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高17.8%，效率提高比率為98.5%左右。

實施例十五（如圖23所示）：與實施例十三不同之處在于：所述冷凝裝置5增設有多個增壓泵53，增壓泵53均勻分布在冷凝管51中，述增壓泵53采用渦輪增壓，多個增壓泵53通過動力傳動機構由同一電動機帶動；采取該結構，可加速工質的液化，增大渦輪機進氣口與排氣口的壓差，減小渦輪機排氣口的氣體溫度。

通過對上述實施例十五中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為25%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為29.5%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為36.5%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為45%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為49%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為51%；通過對數據進行分析,本實施例十五的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高18.6%，效率提高比率為103%左右。

實施例十六：與實施例十五不同之處在于：所述循環工質7采用常規的氟利昂；采用氟利昂作為工質，可用于較低溫度熱源的利用，但由于其需要循環管道6內的壓強較高，實施過程對循環管道6、以及密封部件的制作工藝要求較高。

通過對上述實施例十六中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，調高冷凝裝置5內工質的壓強，同時調高氣化裝置2內工質壓強，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為23%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為27%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為35%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為43%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為47%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為49%；通過對數據進行分析,本實施例十六的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高16.8%，效率提高比率為93%左右。

實施例十七：與實施例十五不同之處在于：所述循環工質7采用甲醇；該種工質的在常溫下的沸點為64.7℃，易氣化，對高溫熱源的溫度要求較低，可用于小于100℃的低溫熱源發電，但屬于有毒有害易燃氣體，對循環管道的密封性要求高。

通過對上述實施例十七中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為23.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為27.5%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為36%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為44%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為48%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為50%；通過對數據進行分析,本實施例十七的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高17.6%，效率提高比率為97%左右。

實施例十八：與實施例十五不同之處在于：所述循環工質7采用乙醇；該種工質的在常溫下的沸點為78.15℃，易氣化可燃燒，對高溫熱源的溫度要求相對較低，可用于小于100℃的低溫熱源發電，但對循環管道的密封性要求高。

通過對上述實施例十八中的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統進行實驗，通過調節生物質輸送速率和鼓風速率，分別將燃燒爐膛41的溫度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循環管內工質流速根據基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的運行穩定性進行調整；實驗效果為：燃燒爐膛41的溫度為120℃左右時，熱能轉化效率約為23.5%，燃燒爐膛41的溫度為150℃左右時，熱能轉化效率約為28%，燃燒爐膛41的溫度為200℃左右時，熱能轉化效率約為36%，燃燒爐膛41的溫度為250℃左右時，熱能轉化效率約為44%，燃燒爐膛41的溫度為300℃左右時，熱能轉化效率約為48%，燃燒爐膛41的溫度為400℃左右時，熱能轉化效率約為50%；通過對數據進行分析,本實施例十六的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統與常規熱能機的熱能轉化效率（200℃時,平均為18%）相比，本實施例的基于偏心式渦輪的生物質熱能動力系統的能轉化效率比常規熱能機的熱能轉化效率高17.7%，效率提高比率為98%左右。

最后應說明的是：以上所述僅為本發明的優選實施例而已，并不用于限制本發明，盡管參照前述實施例對本發明進行了詳細的說明，對于本領域的技術人員來說，其依然可以對前述各實施例所記載的技術方案進行修改，或者對其中部分技術特征進行等同替換,凡在本發明的精神和原則之內，所作的任何修改、等同替換、改進等，均應包含在本發明的保護范圍之內。