一种基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的制作方法

本发明属于能源利用设备领域，尤其是一种基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统。

背景技术：

能源是人类社会赖以生存和发展的重要物质基础。纵观人类社会发展的历史，人类文明的每一次重大进步都伴随着能源的改进和更替。能源的开发利用极大地推进了世界经济和人类社会的发展。

但随着能源的不断被开发消耗，石油、煤矿、天然气等不可再生能源逐步缩紧，能源的节约和循环利用逐步被重视。当前我国的能源战略的基本内容是：坚持节约优先、立足国内、多元发展、依靠科技、保护环境、加强国际互利合作，努力构筑稳定、经济、清洁、安全的能源供应体系，以能源的可持续发展支持经济社会的可持续发展。

我国全面落实能源节约的措施是：推进结构调整，加快产业结构优化升级，大力发展高新技术产业和服务业，严格限制高耗能、高耗材、高耗水产业发展，淘汰落后产能，促进经济发展方式的根本转变，加快构建节能型产业体系。加强工业节能，加快技术改造，提高管理水平，降低能源消耗。实施节能工程，鼓励高效节能产品的推广应用，大力发展节能省地型建筑，提高能源利用效率，加快节能监测和技术服务体系建设，强化节能监测，创新服务平台。加强管理节能，积极推进优先采购节能（包括节水）产品，研究制定鼓励节能的财税政策。倡导社会节能，大力宣传节约能源的重要意义，不断增强全民资源忧患意识和节约意识。

为响应国家节能战略，越来越多的企业开始研发、使用节能设备，并加强对废弃产能物、余热能的利用。其中，在余热的利用方面，主要通过热能发电设备来实现余能利用。现有的热能发电设备包括多种类别，但主要可分为两类，一类是利用涡轮机将热能转化成机械能，再将机械能转化成电能，该种原理类别的发电设备较为成熟，种类多；另一类是利用热电效应原理，通过热电转化元件将热能直接转化成电势能，但由于用于发电技术方面不成熟，电功率小，制造成本高，热电转化效率低，主要应用于微电子领域。

现阶段，大多数企业由于余能排除量大，在余热的利用上，主要还需依靠上述第一类热能发电设备，通过涡轮机将热能转化成机械能，再将机械能转化成电能。现有的该类热能发电设备主要包括循环工质、集热装置、气化装置、涡轮机、发电机和冷凝装置；工作时，循环工质在循环管道中首先通过气化装置，将工质气化并推动涡轮机旋转，涡轮机带动发电机发电，气化后的工质在通过涡轮机时，对外做功，温度及气压会降低，并通过冷凝装置冷却成液态工质。

然而，现有的热能发电设备普遍存在的问题是：a. 对高温热源的温度要求高，一般在200℃以上，且热能转化效率偏低，热能转化效率普遍在15%至35%，在200℃的热源下,热能转化效率平均为18%；b.工质气化温度不稳定，工质冷凝效果不佳，工质容易变质或出现杂质；c.涡轮机的带动力小，将气化工质对外做功转化成机械能的效率较小；d.涡轮转速不稳定，且容易出现卡死问题；e.集热装置的集热效果不佳，外界余热吸收率小，f.冷凝装置的热排量较大，热能浪费大，通过自然冷凝方式的冷凝速度慢，而采用主动冷凝方式（风机风冷或液泵水冷）需额外功耗；g.现有设备体积较大；f.涡轮机容易出现泄漏工质的问题。

另一方面，随着生活水平的提高，家用电器、煤气使用日益广泛，农民朋友对柴草的需求下降，为了便捷化处理秸秆、柴草，大量的秸秆、柴草被就地焚烧；秸秆被直接焚烧，不仅污染环境，产生大量的有毒有害气体，同时也造成了较大的能源浪费。

技术实现要素：

本发明所要实现的目的是：针对现有热能设备，提高热能转化效率，增大涡轮机的带动力，提高涡轮机效率，稳定工质气化温度和工质流速，改善工质品质，防止工质变质，改善涡轮结构，避免涡轮泄露以及转速不稳，改进冷凝装置，加快冷凝速率；同时，综合利用秸秆、柴草；以解决上述背景技术中现有热能设备所存在的：热能转化效率低，工质气化温度不稳定，工质冷凝效果不佳，工质容易变质或出现杂质，涡轮机容易出现工质泄漏，涡轮转速不稳定、以及容易出现卡死，冷凝装置的热能浪费大、冷凝速率慢或需额外功耗等问题；并解决秸秆被直接焚烧所存在的污染问题和能源浪费问题。

为解决其技术问题本发明所采用的技术方案为：一种基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统，包括集热装置、气化装置、偏心式涡轮机、生物质炉、冷凝装置、循环管道、循环工质和单向液压泵，气化装置、偏心式涡轮机、冷凝装置和单向液压泵依次通过循环管道实现循环联通，循环管道内含有循环工质，集热装置安装在气化装置外部；

其特征是：生物质炉包括燃烧炉膛、螺旋送料器、螺旋排灰器、鼓风机和排热口，燃烧炉膛内中下部设置有漏灰网，燃烧炉膛的中部侧边为螺旋送料器，燃烧炉膛的下部侧边分别设置有螺旋排灰器和鼓风机，燃烧炉膛上部为排热口，排热口联通集热装置，所述偏心式涡轮机包括涡轮机壳、旋转涡轮结构、进气口、排气口和密封轴承，旋转涡轮结构通过密封轴承安装在涡轮机壳内，进气口和排气口分布在涡轮机壳径向两侧，所述旋转涡轮结构包括活动叶片和槽型转轴，槽型转轴的轴面上分布有凹槽，活动叶片通过弹簧活动安装在槽型转轴的凹槽内，槽型转轴通过密封轴承偏心安装在涡轮机壳内，进气口距偏心轴较近，排气口距偏心轴较远，相邻活动叶片间构成腔室，与进气口相通的为膨胀腔，与排气口相通的为排气腔；由于膨胀腔的两侧叶片面积不同，膨胀腔趋向于体积变大方向转动，该种结构的涡轮机具有较大的推力，能较充分地利用气化工质的动能和势能，具有较好的热能转化效率。

作为进一步优化说明，所述旋转涡轮结构的活动叶片包含至少三片。

作为进一步优化说明，所述生物质炉使用的燃气为天然气、人工燃气、液化石油气和沼气中的任意一种。

作为进一步具体优化，所述偏心式涡轮机的排气口处设置有预冷凝器；采取该结构可增大进气口与排气口的压差，提高涡轮机的转化效率。

作为进一步具体优化，所述预冷凝器包括工质导通管和冷凝吸热管，工质导通管用于连通排气口和循环管道，冷凝吸热管用于吸收工质导通管内工质的热量，工质导通管与冷凝吸热管螺旋并列接触，冷凝吸热管内为吸热流体，为增大冷凝效率，吸热流体的流动方向与工质导通管内工质的流动方向相反。

作为进一步具体优化，所述冷凝吸热管可以采用联通单向液压泵与气化装置之间的循环管道；由于单向液压泵与气化装置之间的循环管道需要吸热，而工质导通管内工质需要排热，该结构较大程度的循环利用循环管道内工质热量，增大热转化效率。

作为进一步优化说明，所述集热装置包括上罩和下罩，下罩中部开设加热口，上罩和下罩分别位于上、下方，上罩与下罩间为集热腔，集热装置的上罩下部分布有多层上罩突环，集热装置的下罩上部分布有多层下罩突环，上罩突环与下罩突环错开；气化装置位于集热腔内；

作为上述方案的进一步优化，气化装置包括气化腔，气化腔为气化装置内工质实现气化的空腔，气化装置位于集热腔内，气化腔呈锥型空腔。

作为上述方案的进一步优化，所述气化装置还包括预热腔，预热腔与气化腔相联通，预热腔位于气化腔前端，预热腔用于工质的预热。

作为上述方案的进一步优化，所述预热腔为螺旋管型空腔，气化腔为球型空腔。

作为上述方案的进一步优化，所述预热腔与气化腔之间还设置有雾化嘴，雾化嘴用于将预热腔中的液态工质进行雾化，喷入气化腔内。

作为上述方案的进一步优化，所述气化腔为椭圆型空腔。

作为上述方案的进一步优化，所述气化腔成锥型，气化腔的水平截面呈藕孔状。

作为上述方案的进一步优化，所述气化腔成多边锥型，气化腔的水平截面均呈蜂窝孔状。

作为上述方案的进一步优化，所述预热腔螺旋盘绕在集热装置周边，用于吸收集热装置周边的废热。

作为进一步优化说明，所述冷凝装置与气化装置之间还设置有杂质过滤泵。

作为进一步优化说明，所述冷凝装置包括冷凝管和散热扇，冷凝管均匀分多层分布，冷凝管相互联通，散热扇安装在冷凝管上方或下方，散热扇以抽风方式或压风方式驱动。

作为上述方案的进一步具体优化，所述冷凝管成斜型分布。

作为上述方案的进一步具体优化，所述冷凝管成垂直或水平分布。

作为上述方案的进一步具体优化，所述冷凝管成水平分布时，上、下层冷凝管相互错开。

作为上述方案的进一步具体优化，所述冷凝管为铜质金属管或稳定性合金金属管。

作为上述方案的进一步具体优化，为了加速工质的液化，减少冷凝过程的放热量，所述冷凝装置还增设有增压泵，增压泵安装在冷凝管中端。

作为上述方案的进一步具体优化，为了减小冷凝装置中工质的压缩能耗，所述冷凝装置中压缩方式采取阶梯式压缩，冷凝装置内设置有多个增压泵，增压泵均匀分布在冷凝管中；采取该结构，相比于采用单个增压泵，能较好的实现分级冷凝，较大程度的提高压强差，并降低增压所需能耗。

作为上述方案的进一步具体优化，为了避免冷凝管中未冷凝液化的工质进入单向液压泵，冷凝管尾端设置有集液箱。

作为上述方案的进一步具体优化，为了加速散热，冷凝装置还设置有散热片。

作为上述方案的进一步具体优化，所述增压泵采用涡轮增压，多个增压泵通过动力传动机构由同一电动机带动。

作为上述方案的进一步具体优化，所述循环工质采用纯净水。

作为上述方案的进一步具体优化，所述循环工质采用甲醇。

作为上述方案的进一步具体优化，所述循环工质采用乙醇。

作为上述方案的进一步具体优化，所述循环工质采用丙醇或异丙醇。

作为上述方案的进一步具体优化，所述循环工质采用液氨。

作为上述方案的进一步具体优化，所述循环工质采用常规的氟利昂。

作为上述方案的进一步具体优化，所述偏心式涡轮机与冷凝装置之间还设置有工质调节器，所述工质调节器包括涡轮限流器和压强稳压控压器，涡轮限流器包括涡轮结构和涡轮转速控制器，压强稳压控压器包括缓压储流缸和缓压活塞和气压调节器，缓压储流缸的顶端联通循环管道，缓压储流缸的底端联通气压调节器，缓压活塞安装在缓压储流缸内；当循环管道内工质的压强或流速发生变化时，涡轮限流器可通过限制涡轮结构的转动而实现流速的限制，同时部分工质可从缓压储流缸流出或流入实现体积的扩充或压缩，从而实现稳定压强的作用。

工作原理：该发明所述基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统，工作时，气化装置中的循环工质从集热腔吸热气化，气化工质流到偏心式涡轮机，带动偏心式涡轮机转动，同时偏心式涡轮机带动发电机转动发电；气化工质流过偏心式涡轮机后，由于对外做功，其工质温度和气压均会降低，并导致部分工质液化；气化工质流过偏心式涡轮机后，工质依次流到工质调节器和冷凝装置；工质调节器用于控制循环管道内工质的压强、流速，工质调节器能根据外界吸热区及放热区的温度情况，调节工质液化温度或气化温度，从而能有效地提高热能转化效率；冷凝装置可将工质完全液化；液化后工质依次经过杂质过滤泵和单向液压泵，杂质过滤泵可将工质内杂质过滤出来，单向液压泵对工质进行单向抽送增压；液化后工质依次经过杂质过滤泵和单向液压泵后，并再次进入气化装置，完成一个循环。

该发明所述基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统中的偏心式涡轮机，在导入高压气体时，由于其膨胀腔的两侧叶片面积不同，膨胀腔趋向于体积变大方向转动，该做功过程为静压做功，无体积泄露，具有推动扭矩大、气体做功转化效率高的特点；同时，由于膨胀腔在旋转中的受力较为均匀，比常规的缸式汽轮机，具有更均匀的输出力。

有益效果：本发明所述的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统，相对现有技术中的热能机，具有如下几方面的优点和进步：1. 通过采用偏心式涡轮机，可较大程度地增大涡轮机的转力，并提高涡轮机效率，且具有更均匀的输出动力；2.通过增设预冷凝器，可增大偏心式涡轮机中进气口与排气口的压差，并能循环利用工质的热能，实现对循环工质不同区段的吸热和排热过程进行综合利用，减小热能浪费和冷却耗能；3.通过增设杂质过滤泵和单向液压泵，能有效防止工质变质以及出现较多杂质，并防止工质回流；4.通过在冷凝装置中增设增压泵，能较大程度地提高冷凝速率，降低冷凝耗能；5. 通过增设工质调节器，对工质的压强和流量进行控制，能有效提高气化效能和冷凝效率，并稳定工质气化温度和工质流速，防止密封件形变较大，避免涡轮转速不稳和工质泄露问题；6.综合利用秸秆、柴草，减少能源浪费和环境污染。

附图说明

图1为本发明方案一的整体连接结构示意图；

图2为本发明方案一的生物质炉结构示意图；

图3为本发明方案一的偏心式涡轮机结构示意图；

图4为本发明方案一的偏心式涡轮机的槽型转轴结构示意图；

图5为本发明方案一的集热装置结构示意图；

图6为本发明方案一的气化装置结构示意图；

图7为本发明方案一的冷凝装置垂直剖视结构示意图；

图8为本发明方案一的冷凝装置水平剖视结构示意图；

图9为本发明方案二的集热装置结构示意图；

图10为本发明方案三的集热装置结构示意图；

图11为本发明方案四的气化装置安装连接结构示意图；

图12为本发明方案五的气化装置安装连接结构示意图；

图13为本发明方案六的气化腔截面结构示意图；

图14为本发明方案七的气化腔截面结构示意图；

图15为本发明方案八的预冷凝器结构示意图；

图16为本发明方案九的预冷凝器连接结构示意图；

图17为本发明方案十的冷凝装置垂直剖视结构示意图；

图18为本发明方案十一的冷凝装置垂直剖视结构示意图；

图19为本发明方案十二的冷凝装置垂直剖视结构示意图；

图20为本发明方案十三的整体连接结构示意图；

图21为本发明方案十三的工质调节器结构示意图；

图22为本发明方案十四的冷凝装置结构示意图；

图23为本发明方案十五的冷凝装置结构示意图；

图中：

1为集热装置、11为上罩、111为上罩突环、12为下罩、121为下罩突环、13加热口、14为集热腔；

2为气化装置、21为气化腔、22为预热腔、23为雾化嘴；

3为偏心式涡轮机、31为涡轮机壳、32为旋转涡轮结构、321为活动叶片、322为槽型转轴、323为凹槽、324为弹簧、33进气口、34为排气口、35为密封轴承、36为预冷凝器、361为工质导通管、362为冷凝吸热管、331为膨胀腔、341为排气腔；

4为生物质炉、41为燃烧炉膛、42为螺旋送料器、43为螺旋排灰器、44为鼓风机、45为排热口、46为漏灰网；

5为冷凝装置、51为冷凝管、52为散热扇、53为增压泵、54为集液箱；

6为循环管道；

7为循环工质；

8为杂质过滤泵；

9为单向液压泵；

10为工质调节器、101为涡轮限流器、102为压强稳压控压器、103为涡轮结构、104为涡轮转速控制器、105为缓压储流缸、106为缓压活塞、107为气压调节器。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述；显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

实施例一（如图1所示）：一种基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统，包括集热装置1、气化装置2、偏心式涡轮机3、生物质炉4、冷凝装置5、循环管道6、循环工质7和单向液压泵9，气化装置2、偏心式涡轮机3、冷凝装置5和单向液压泵9依次通过循环管道6实现循环联通，循环管道6内含有循环工质7，集热装置1安装在气化装置2外部；

（如图2所示）生物质炉4包括燃烧炉膛41、螺旋送料器42、螺旋排灰器43、鼓风机44和排热口45，燃烧炉膛41内中下部设置有漏灰网46，燃烧炉膛41的中部侧边为螺旋送料器42，燃烧炉膛41的下部侧边分别设置有螺旋排灰器43和鼓风机44，燃烧炉膛41上部为排热口45，排热口45联通集热装置1；

（如图3、图4所示）所述偏心式涡轮机3包括涡轮机壳31、旋转涡轮结构32、进气口33、排气口34和密封轴承35，旋转涡轮结构32通过密封轴承35安装在涡轮机壳31内，进气口33和排气口34分布在涡轮机壳31径向两侧，所述旋转涡轮结构32包括活动叶片321和槽型转轴322，槽型转轴322的轴面上分布有凹槽323，活动叶片321通过弹簧324活动安装在槽型转轴322的凹槽323内，槽型转轴322通过密封轴承35偏心安装在涡轮机壳31内，进气口33距偏心轴较近，排气口34距偏心轴较远，相邻活动叶片321间构成腔室，与进气口33相通的为膨胀腔331，与排气口34相通的为排气腔341；由于膨胀腔的两侧叶片面积不同，膨胀腔趋向于体积变大方向转动，该种结构的涡轮机具有较大的推力，能较充分地利用气化工质的动能和势能，具有较好的热能转化效率。

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，所述旋转涡轮结构32的活动叶片321包含四片。

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，所述冷凝装置5与气化装置2之间还设置有杂质过滤泵8。

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，（如图5所示）所述集热装置1包括上罩11和下罩12，下罩12中部开设加热口13，上罩11和下罩12分别位于上、下方，上罩11与下罩12间为集热腔14；

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，（如图6所示）所述气化装置2包括气化腔21，气化腔21为气化装置2内工质在实现气化的空腔，气化装置2位于集热腔14内，气化腔21呈锥型空腔。

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，（如图7、图8所示）所述冷凝装置5包括冷凝管51和散热扇52，冷凝管51均匀分多层分布，冷凝管51相互联通，散热扇52安装在冷凝管51上方或下方，散热扇52以抽风方式或压风方式驱动；所述冷凝管51为铜质金属管或合金金属管，冷凝管51呈水平分布。

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，冷凝管51尾端设置有集液箱54。

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，冷凝装置5还设置有散热片55。

作为本实施上述实施方式的进一步优化说明，所述循环工质7采用纯净水。

本实施例结构的偏心式涡轮机，由于膨胀腔的两侧叶片面积不同，膨胀腔趋向于体积变大方向转动，从而使叶片转动；该种涡轮机的叶片受力为气体静压强差，且做功距离较大，相比常规的转叶涡轮（通过流体流动产生压力来带动，也即气体动压强差），具有较大的推力，能较充分地利用气化工质的动能和势能，具有较好的热能转化效率。

通过对上述实施例一中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为18%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为21%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为25%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为29%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为35%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为39%；通过对数据进行分析，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高7%，效率提高比率为40%左右；同时，本实施例基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行噪音小，运行稳定性好，同时可实现功率输出调节。

实施例二（如图9所示）：与实施例一不同之处在于：所述集热装置1的上罩11下部分布有两层上罩突环111，集热装置1的下罩12上部分布有两层下罩突环121，上罩突环111与下罩突环121错开。

通过对上述实施例二中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为18.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为21.5%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为25.5%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为30%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为36%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为40%；通过对数据进行分析，本实施例二的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高7.6%，效率提高比率为44%左右。

实施例三（如图10所示）：与实施例一不同之处在于：所述集热装置1的上罩11下部分布有三层上罩突环111，集热装置1的下罩12上部分布有三层下罩突环121，上罩突环111与下罩突环121错开。

通过对上述实施例三中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为18.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为21.5%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为25.5%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为30.5%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为37.5%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为40%；通过对数据进行分析，本实施例三的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高7.8%，效率提高比率为45%左右。

实施例四（如图11所示）：与实施例一不同之处在于：所述气化装置2还包括预热腔22，预热腔22与气化腔21相联通，预热腔22位于气化腔21前端，预热腔22用于工质的预热。

作为上述实施例的进一步优化说明，所述预热腔22为螺旋管型空腔，气化腔21为球型空腔。

作为上述方案的进一步优化，所述预热腔22螺旋盘绕在集热装置1周边，用于吸收集热装置1周边的废热。

通过对上述实施例四中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为19%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为22%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为26.5%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为32%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为39%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为41%；通过对数据进行分析,本实施例四的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高8.8%，效率提高比率为50%左右。

实施例五（如图12所示）：与实施例四不同之处在于：所述预热腔22与气化腔21之间还设置有雾化嘴23，雾化嘴23用于将预热腔22中的液态工质进行雾化，喷入气化腔21内。

作为上述实施例的进一步优化说明，所述气化腔21为椭圆型空腔。

通过上述实施例五的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为20%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为23%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为28%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为34%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为40%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为42%；通过对数据进行分析,本实施例五的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高10%，效率提高比率为57%左右。

实施例六（如图13所示）：与实施例五不同之处在于：所述气化腔21成锥型，气化腔21的水平截面呈藕孔状。

通过对上述实施例六中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为21%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为25%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为30%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为37%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为42%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为44%；通过对数据进行分析,本实施例六的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高12%，效率提高比率为67%左右。

实施例七（如图14所示）：与实施例五不同之处在于所述气化腔21成多边锥型，预热腔22和气化腔21的水平截面均呈蜂窝孔状。

通过对上述实施例七中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为21%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为25%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为31%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为38%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为43%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为44.5%；通过对数据进行分析,本实施例七的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高12.6%，效率提高比率为72%左右。

实施例八（如图15所示）：与实施例七不同之处在于：为了增大涡轮机进气口33与排气口34的压差，所述偏心式涡轮机3的排气口34处还设置有预冷凝器36。

作为上述实施例的进一步具体说明，所述预冷凝器36包括工质导通管361和冷凝吸热管362，工质导通管361用于连通排气口34和循环管道6，冷凝吸热管362用于吸收工质导通管361内工质的热量，工质导通管361与冷凝吸热管362螺旋并列接触，冷凝吸热管362内为吸热流体。

作为上述实施例的进一步具体说明，为增大冷凝效率，吸热流体的流动方向与工质导通管361内工质的流动方向相反。

通过对上述实施例八中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为21.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为26%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为32%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为39%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为44%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为45%；通过对数据进行分析,本实施例八的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例八的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高13.4%，效率提高比率为76%左右。

实施例九（如图16）：与实施例八不同之处在于：所述冷凝吸热管362采用联通单向液压泵9与气化装置2之间的循环管道6；由于单向液压泵9与气化装置2之间的循环管道6需要吸热，而工质导通管361内工质需要排热，该结构较大程度的循环利用循环管道6内工质热量，增大热转化效率。

通过对上述实施例九中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为22.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为27%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为33.5%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为41%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为45%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为47%；通过对数据进行分析,本实施例九的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例九的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高15%，效率提高比率为84%左右。

实施例十（如图17所示）：与实施例九不同之处在于：所述冷凝管51成斜型分布。

通过对上述实施例十中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为22.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为27%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为33.5%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为41.5%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为45.5%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为47%；通过对数据进行分析,本实施例十的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高15.2%，效率提高比率为85%左右。

实施例十一（如图18所示）：与实施例九不同之处在于：所述冷凝管51成垂直分布。

通过对上述实施例十一中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为22%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为26%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为33%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为41%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为45%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为46%；通过对数据进行分析,本实施例十一的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例八的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高14.6%，效率提高比率为82%左右。

实施例十二（如图19所示）：与实施例一不同之处在于：所述冷凝管51成水平分布时，上、下层冷凝管相互错开。

通过对上述实施例十二中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为22.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为27%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为33.5%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为41.5%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为45.5%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为47%；通过对数据进行分析,本实施例十二的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高15.2%，效率提高比率为85%左右。

实施例十三（如图20和21所示）：与实施例十二不同之处在于：偏心式涡轮机3与冷凝装置5之间还设置有工质调节器10；所述工质调节器10包括涡轮限流器101和压强稳压控压器102，涡轮限流器101包括涡轮结构103和涡轮转速控制器104，压强稳压控压器102包括缓压储流缸105和缓压活塞106和气压调节器107，缓压储流缸105的顶端联通循环管道6，缓压储流缸105的底端联通气压调节器107，缓压活塞106安装在缓压储流缸105内；当循环管道6内工质的压强或流速发生变化时，涡轮限流器101可通过限制涡轮结构103的转动而实现流速的限制，同时部分工质可从缓压储流缸105流出或流入实现体积的扩充或压缩，从而实现稳定压强的作用。

通过对上述实施例十三中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为23%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为27.5%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为34%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为42%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为46%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为47%；通过对数据进行分析,本实施例十三的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高15.8%，效率提高比率为88%左右。

实施例十四（如图22所示）：与实施例十三不同之处在于：所述冷凝装置5还增设有一个增压泵53，增压泵53安装在冷凝管51中端；采取该结构，可加速工质的液化，增大涡轮机进气口与排气口的压差，减小涡轮机排气口的气体温度。

通过对上述实施例十四中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为24.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为29%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为36%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为44%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为48%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为50%；通过对数据进行分析,本实施例十四的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高17.8%，效率提高比率为98.5%左右。

实施例十五（如图23所示）：与实施例十三不同之处在于：所述冷凝装置5增设有多个增压泵53，增压泵53均匀分布在冷凝管51中，述增压泵53采用涡轮增压，多个增压泵53通过动力传动机构由同一电动机带动；采取该结构，可加速工质的液化，增大涡轮机进气口与排气口的压差，减小涡轮机排气口的气体温度。

通过对上述实施例十五中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为25%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为29.5%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为36.5%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为45%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为49%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为51%；通过对数据进行分析,本实施例十五的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高18.6%，效率提高比率为103%左右。

实施例十六：与实施例十五不同之处在于：所述循环工质7采用常规的氟利昂；采用氟利昂作为工质，可用于较低温度热源的利用，但由于其需要循环管道6内的压强较高，实施过程对循环管道6、以及密封部件的制作工艺要求较高。

通过对上述实施例十六中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，调高冷凝装置5内工质的压强，同时调高气化装置2内工质压强，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为23%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为27%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为35%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为43%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为47%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为49%；通过对数据进行分析,本实施例十六的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高16.8%，效率提高比率为93%左右。

实施例十七：与实施例十五不同之处在于：所述循环工质7采用甲醇；该种工质的在常温下的沸点为64.7℃，易气化，对高温热源的温度要求较低，可用于小于100℃的低温热源发电，但属于有毒有害易燃气体，对循环管道的密封性要求高。

通过对上述实施例十七中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为23.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为27.5%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为36%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为44%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为48%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为50%；通过对数据进行分析,本实施例十七的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高17.6%，效率提高比率为97%左右。

实施例十八：与实施例十五不同之处在于：所述循环工质7采用乙醇；该种工质的在常温下的沸点为78.15℃，易气化可燃烧，对高温热源的温度要求相对较低，可用于小于100℃的低温热源发电，但对循环管道的密封性要求高。

通过对上述实施例十八中的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统进行实验，通过调节生物质输送速率和鼓风速率，分别将燃烧炉膛41的温度控制在120℃、150℃、200℃、250℃、300℃、400℃，循环管内工质流速根据基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的运行稳定性进行调整；实验效果为：燃烧炉膛41的温度为120℃左右时，热能转化效率约为23.5%，燃烧炉膛41的温度为150℃左右时，热能转化效率约为28%，燃烧炉膛41的温度为200℃左右时，热能转化效率约为36%，燃烧炉膛41的温度为250℃左右时，热能转化效率约为44%，燃烧炉膛41的温度为300℃左右时，热能转化效率约为48%，燃烧炉膛41的温度为400℃左右时，热能转化效率约为50%；通过对数据进行分析,本实施例十六的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统与常规热能机的热能转化效率（200℃时,平均为18%）相比，本实施例的基于偏心式涡轮的生物质热能动力系统的能转化效率比常规热能机的热能转化效率高17.7%，效率提高比率为98%左右。

最后应说明的是：以上所述仅为本发明的优选实施例而已，并不用于限制本发明，尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，对于本领域的技术人员来说，其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分技术特征进行等同替换,凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。