不同流速

不同流速（精选9篇）

不同流速 篇1

0 前 言

船舶海水管路系统(简称海水管系)是由多种材料和设备组成的,其异种材料直接接触会导致电偶腐蚀。目前,正逐渐以耐蚀性更好的铜镍合金B10替代传统的管路材料紫铜,但管系附件及相关设备(阀门、热交换器、海水泵、法兰等)仍执行原有的标准,而各附件与B10管的接触不可避免,构成电偶腐蚀体系,导致海水管系存在穿孔泄露等安全问题。针对B10管与其他材料的使用匹配性问题,国内外学者开展了一些研究,认为紫铜、锡青铜、硅黄铜、铝青铜和20钢等材料与B10铜镍合金直接偶接使用时均会产生严重的电偶腐蚀,不能满足海水管系对高可靠性的要求[1,2,3,4]。但关于B10与H62黄铜间的使用匹配性研究,相关报道较少,尤其是海水流速对B10/H62电偶对腐蚀规律的影响。随着科学技术的进步,船舶海水管路系统设计的流速越来越高,通常达到2.0~2.5 m/s,有的甚至达5.0~6.0 m/s,特殊情况下可能更高,曾有人指出海水流动可显著增大电偶腐蚀作用[5,6,7,8,9]。因此,本工作开展了不同流速海水对B10铜镍合金与H62黄铜电偶对腐蚀规律研究,对海水管系中的搭配使用具有更好的指导意义。

1 试 验

1.1 试样制备

试验材料为国产B10铜镍合金(镍含量为10%)与H62黄铜(铜含量为62%),其化学成分见表1。

用于静态海水自然腐蚀和电偶腐蚀的试样,尺寸为37 mm×24 mm×4 mm。用于流动海水自然腐蚀和电偶腐蚀的试样为ϕ48 mm×4 mm×40 mm。板材表面和管材内表面依次用220,600,800号水磨砂纸逐级打磨,用蒸馏水、无水乙醇清洗吹干后保存于干燥箱中,24 h后用准确度为0.1 mg的电子天平称重。

1.2 耐蚀性测试

静态海水的自然腐蚀和电偶腐蚀试验在5 L烧杯中进行。流动海水中自然腐蚀试验和电偶腐蚀试验在自制的动水台架上进行:各试样分别按照不偶接,1 ∶1面积比直接偶接形式连接在动水台架上,海水取自青岛海域,盐度为31%,pH值8.0左右,室温。静态海水和1 m/s海水试验周期为30 d,3 m/s和5 m/s流速海水试验周期为10 d。

用数字万用表定期测量各试样的电位值,参比电极为饱和甘汞电极。

参照ASTM G1-99《腐蚀试样的制备、清洁和评定推荐标准方法》进行内表面处理,然后用精度0.1 mg电子天平称重,计算各试样腐蚀速率、电偶腐蚀因子等,并用KH-3000V三维视频显微镜观测形貌。

根据H62腐蚀速率[10,11]计算各流速海水中电偶对的电偶腐蚀效应γ(面积比为1 ∶1):

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式中 ΔWA ——偶合前阳极材料腐蚀失重

ΔW’A ——偶合后阳极材料腐蚀失重

vdepth ——偶合前阳极材料腐蚀速率

v’depth ——偶合后阳极材料腐蚀速率

计算电偶腐蚀流速敏感性因子λ[12,13]:

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式中 vRdepth ——流动海水中电偶阳极腐蚀速率

oRdepth——静态电偶阳极腐蚀速率

2 结果与讨论

2.1 自然腐蚀性能

图1为2种试样在不同流速海水中的自然腐蚀电位随冲刷时间变化的曲线。由图1可以看出:随海水流速增大,2种试样的自然腐蚀电位总的趋势是发生负移;在不同流速海水中,B10自然腐蚀电位稍微负移后又迅速正移并逐渐趋于稳定,H62自然腐蚀电位稍微负移后逐渐趋于稳定。流动海水对试样表面具有2方面作用:首先流动海水增强其表面介质传输氧的能力,使阴极还原电流增大,同时增强Cl-,OH-的传输能力,提高材料表面腐蚀产物膜的形成与溶解速率;其次是冲刷作用,导致其表面腐蚀产物膜的脱落,使之始终保持新鲜表面,自然腐蚀电位较负。因此,在2种因素的共同作用下,5 m/s流动海水中B10的自然腐蚀电位正移出现的时间最早、且短时间内正于3 m/s时的电位;由于H62表面腐蚀产物膜与基体结合较差,海水冲刷作用更明显,在1 m/s的海水中,海水流动增强氧传输能力占主导作用,表面形成更致密的腐蚀产物膜,自然腐蚀电位比静态海水中的正。由以上结果可推断,在各种流动海水中,H62与B10偶接时,均作为阳极,腐蚀速率增大。

表2为2种试样在不同流速海水中的自然腐蚀速率。由表2可看出:随海水流速增大,B10腐蚀速率先增大后减小,3 m/s时出现极大值,与自然腐蚀电位变化规律相对应,短时间电位更负现象导致腐蚀速率增大,说明在3 m/s流速海水中B10表面最不稳定;H62腐蚀速率随海水流速增大而逐渐增大。

2.2 海水流速对电偶腐蚀性能的影响

2.2.1 偶合电位

图2为B10/H62电偶在不同流速海水中偶合电位Eg随时间变化的曲线。

由图2可看出,随流速增大,偶合电位负移;海水流速为1 m/s时,偶合电位变化近似于静态海水中的趋势,先稍微正移后再负移,并逐渐趋于稳定,这是因为海水流速较小,与静态海水中相似,不能完全影响B10表面双层钝化膜结构的生成,经过生成与溶解逐渐趋于平衡;海水流速为3,5 m/s时,偶合电位较平稳,波动很小,这是因为海水中传质能力增强,冲刷能力增强,同时H62对B10有阴极保护作用,B10表面快速形成稳定的单层结构钝化膜,表面状态稳定,偶合电位较稳定。

2.2.2 电偶腐蚀速率

表3为B10/H62电偶在不同流速海水中的腐蚀速率及电偶腐蚀效应γ。由表3可看出,在不同流速海水中,H62均作为阳极,表现出非常明显的腐蚀加剧现象。随海水流速增加,2个电极的腐蚀速率都在增加。相对于表2,流速为1 m/s时,B10腐蚀速率稍微增大,因为H62对B10具有一定的阴极保护作用,影响了B10表面钝化膜的生成及质量,在海水冲刷腐蚀共同作用下,导致腐蚀速率大于同流速下的自然腐蚀速率。海水流速为3,5 m/s时,H62对B10的阴极保护作用占主导地位,B10腐蚀速率相对减少。

由表3还可看出,相对于静态海水,流动海水中的电偶腐蚀效应明显增大,且随海水流速增大先减小后增大,3 m/s时,出现最小值。这是因为在3 m/s的海水中,B10表面状态最不稳定,与自然腐蚀电位短时间内更正及自然腐蚀速率出现极大值现象相对应。

电偶在1,3,5 m/s流速海水中的电偶腐蚀流速敏感性因子λ分别为10.252,21.091,40.067,可见,流速为1 m/s时,对电偶腐蚀的影响较小,随流速增大,电偶腐蚀流速敏感性因子增大,即流速对电偶腐蚀的影响程度加大,从敏感性因子数值上反映出流速对B10和H62间电偶腐蚀的影响非常大。

2.2.3 腐蚀形貌

图3为B10/H62电偶在不同流速海水中腐蚀后,H62的显微形貌。由图3可看出,随海水流速增大,H62试样腐蚀程度加剧:流速为1,3 m/s时,H62表面为淡黄色,有明显的冲刷腐蚀马蹄坑;流速为3 m/s的试样表面的蚀坑更密集、更深、面积更大;海水流速为5 m/s时,试样表面留下微红色的铜表面,且冲刷腐蚀的痕迹更为明显。这是由于高强度的剪应力和电偶腐蚀的共同作用下发生了严重的脱锌腐蚀[14]。

3 结 论

(1)随海水流速增大,B10和H62自然腐蚀电位负移,5 m/s流速海水中,短时间内B10的自然腐蚀电位正于3 m/s的自然腐蚀电位。B10的自然腐蚀速率先增大后减小,在3 m/s海水中出现极大值;H62自然腐蚀速率则逐渐增大。

(2)在不同流速海水中,H62与B10直接偶接时都具有明显的电偶腐蚀倾向和严重的电偶腐蚀程度,H62作为阳极,腐蚀加剧,B10作为阴极受到保护。

(3)随海水流速增大,B10/H62电偶腐蚀效应γ先减小后增大,3 m/s海水中出现极小值;电偶腐蚀流速敏感性因子λ逐渐增大;腐蚀后的试样呈现出更为明显的冲刷腐蚀形貌。

浅析流速仪维护及故障排除方法 篇2

【关键词】流速仪；故障处理：维护

【中图分类号】P335.1 【文献标识码】A 【文章编号】1672-5158（2013）04-0085-01

一、概述

流速仪是基层水文测站流量测验最常用的水文仪器。在实际测量工作中，流速仪常常因维护保管不当而造成仪器损坏；有些水文测站，流速仪一出现故障便放置不用，重新领取新的；甚至有些仪器长期存放很少使用，当然也就忽视了维护，这样也会损坏仪器，从而造成浪费。为了更好地维护和管理流速仪，做到既不浪费资源，又能让流速仪在关键时刻发挥作用，就需要基层水文测站职工，既要学会排除仪器故障，又要学会维护和保养流速仪。通过多年基层水文测站工作经历，总结出以下实践经验，供广大水文同行参考。

LS25-1型旋桨式流速仪，测速范围：0.04—10.00rrds，每20转响一个信号；LS25-3A型旋桨式流速仪工作原理与LS25-1型基本相同，测速范围：0.04～10.00m/s，每20转响一个信号；LS78型杯式流速仪是一种适合测量较低流速的水文仪器，测速范围：0.02—0.50rrds，每1转响一个信号。

二、流速仪常见故障

（一）信号故障

1、旋桨式流速仪信号故障

以最常用的LS25-1及LS 25-3A型为例，其常见故障一般是无信号或者信号不正常等。

造成原因：接触丝和触点接触不良；发生信号的部件，不能准确地随流速仪转子转动；与接触丝相连部件接触不良。

解决方法：首先，检查流速仪接触丝是否接触正常，接触丝不要太紧，也不能太松；其次，检查流速仪身架上正、负端子接触是否正常；另外检查与接触丝相连部件接触是否正常。在实际使用中，如果感觉测得流速有明显偏差，应检查其它原因，比如旋桨是否变形，影响检定公式系数；流速是否超出流速仪使用范围等；以及其它非流速仪本身原因，如参数设置有误等。

2、旋杯式流速仪信号故障

以LS78型为例，主要故障有：信号长响，信号不稳定等。

产生原因：一是磁钢磁性过强，干黄管导通角度大，甚至超过了2个杯子；二是干黄管质量差，或者被磁钢磁化导致干黄管黄片粘连；三是信号线未压紧；四是舌黄管与导电套之间焊接不牢；五是防护罩接线柱、压板、导电黄和传讯座之间接触不良。

解决办法：首先，选配磁钢和干黄管时，要注意使信号长度符合要求；其次，流速仪在不使用时，要避免磁钢正对干黄管，使黄片长期处于吸合状态；压紧信号线；检查焊接处，重新进行焊接；旋紧防护罩；另外，如果是干黄管质量问题或者干黄管发生常粘连，应及时更换干黄管。

（二）运转故障

1、旋桨式流速仪运转故障

旋桨式流速仪运转故障主要是旋桨转动不灵活。

故障原因：一是流速仪球轴承进水进沙，造成运转不当；二是转动时轴向间隙小或者装配不当；三是因零部件变形造成转动时的卡阻或摩擦。

解决办法：首先，检查流速仪接触丝和接触销之间是否太紧，运转正常时，桨叶转动3～5转时，接触信号要断开，否则需进行检查；其次，把灵敏度调到最佳状态，在实际操作时，2个球轴承其中一个固定和另一个分离是最佳组合，也是影响其灵敏度的关键因素。

2、旋杯式流速仪运转故障

旋杯式流速仪运转故障一般是旋杯转轴不灵活或转动无信号输出。

故障原因：一是干黄管触点动作不灵敏，可能是干黄管破损，若干黄管正常，则应检查磁钢；二是磁钢磁性减弱，磁钢强度<0.03T；三是球轴承生锈、球轴承严重磨损或装配不当；四是顶针严重磨损或断裂、生锈；五是旋轴间隙过小或过大；六是旋转部分有异物缠绕；

解决办法：更换干黄管或磁钢，重新装配流速仪等以排除故障；更换新顶针；重新调整旋轴的间隙，尽量控制在0.03—0.05mm范围内；清除异物；重新将磁钢与磁钢座贴牢或调整磁钢座位置；校形使两孔同轴或更换辘架。在实际使用中，如果测得流速有明显偏差，则应检查旋杯是否变形，流速是否超出流速仪使用范围；以及其它非流速仪本身原因，如参数设置有误等。

三、流速仪维护与保养

流速仪在使用前后，除按仪器说明书要求进行维护和保养外，一般还需注意以下几个方面：

第一，仪器及全部附件应稳妥地放在仪器箱中，并设专人负责保管，定期检查仪器，对3个月以上未使用过的仪器，应打开仪器箱检查一下，如发现箱内潮湿，应开箱通风去湿。

第二，存储时间较长的流速仪，要检查仪器是否缺油，对于转子式浆叶流速仪出厂时，浆叶内已注满仪器油，如果仪器有3个月未使用过，仪器油就会慢慢渗出，精密的轴承因缺油而生锈，对缺油的流速仪要及时补充新的仪器油，这样才能避免仪器缺油，轴承生锈。

第三，仪器各部分不能任意碰撞，桨叶、尾翼等部件更需注意；拆洗仪器应按说明书操作；仪器整体装配后，起转速、灵敏度要达到要求。

第四，定期更换流速仪浆叶内的油，由于仪器油是一种石化产品混合体，它是由基础油、抗氧化剂和其它添加剂等组成，这些与金属会产生电化学反应，造成仪器油的酸化变质，时间越长，酸化的程度愈重，酸化的油容易造成轴承表面生锈，影响流速仪的精度，所以当仪器长期未使用时，应在半年内清洗加油一次，以免球轴承生锈；换油时，将流速仪浆叶内剩余的旧油倒掉，再将新的仪器油倒人浆叶腔内至1/3处，装好仪器。

第五，注意流速仪的保质期，在正常使用情况下，流速仪检定公式超过稳定期或累积工作300h后，流速仪检定系数可能发生变化，需重新进行检定。在实际工作中，有些单位仪器检修好后，放在仓库几年从未使用过，像这种情况，超过质保日期的流速仪使用时，要重新检定。

第六，按规定使用仪器油，流速仪在使用前桨叶内要加1/3的8号仪器油fGB487）；许多测站配备的仪器油用完后，用缝纫机油代替，也可以使用10号或15号变压器油，其各项理化指标比缝纫机油要好。

第七，注意流速仪在搬运中，要轻拿轻放，避免剧烈撞击，使浆轴变形，损坏流速仪。

不同流速 篇3

1 资料与方法

1.1 一般资料

2012年10月至2013年8月我院门诊第一次确诊的5岁以上儿童哮喘患儿33例, 均符合2008版儿童支气管哮喘诊断与防治指南的诊断标准, 其中男19例, 女14例, 男女之比1.4∶1;平均发病年龄7.3岁, 平均病程10个月。

1.2 方法

1.2.1 峰流速仪

要求患儿会正确使用峰流速仪, 每天早晨和晚间临睡前测定峰流速值, 监测急性发作期、缓解期峰流速值的变化和日间变异率。峰流速仪使用注意事项: (1) 确保指针指向零点。 (2) 握住峰流速仪, 手指不要挡住刻度及指针槽。 (3) 站立, 深吸气, 把峰流速仪放入口中, 保持水平位, 以最大的力量和速度吹气, 连续测3次, 取最佳值。PEF变异率计算方法:

PEF=2× (晚间PEF-早晨PEF) / (晚间PEF+早晨PEF) ×100%

1.2.2 流速容积曲线测定

采用德国耶格公司生产的肺功能仪, 参数可靠, 曲线符合测量标准及质控标准:有可接受的呼气, 呼气起始无犹豫, 有高而尖的PEF, 外推容积<5%, 呼气至最大限度, 最少检查3次, 曲线重复性好。对本组病例急性发作期和缓解期PEF、FEV1、FEV1%、PEF25、PEF50、PEF75、MMEF进行检测。结果判定:根据实测值与预计值的比值所得到的百分率将肺功能异常分为4度:80%以上为正常, 60%~79%轻度异常, 40%~59%中度异常, 39%以下重度异常。PEF、PEF25代表大气道参数, PEF50、PEF75、MMEF代表小气道参数。

1.2.3 治疗方法

所有病例均按GINA2008方案给予治疗, 所有患儿临床症状1周内均有不同程度缓解。

1.3 统计学方法

采用SAS6.12统计软件系统分析处理, 率的比较采用χ2检验, 等级资料采用Ridit分析。

2 结果

2.1 峰流速仪

哮喘急性发作期, 峰流数值PEF为个人最佳值80%以上的2例, 为个人最佳值60%~80%的9例, 为个人最佳值60%以下的22例, 缓解期峰流数值PEF为个人最佳值80%以上24例。急性发作期PEF变异率>20%。

2.2 流速容积曲线

哮喘急性发作期, 各参数见表1, 显示大小气道参数有明显改变, 以小气道的功能参数异常率最高, 与大气道异常率比较差异有统计学意义 (P<0.01) 。哮喘缓解期各参数见表2, 大小气道功能异常情况比较差异有统计学意义 (χ2=17.12, P<0.01) , 小气道的功能参数异常率与大气道异常率比较差异有统计学意义 (P<0.05) 。

2.3 哮喘缓解期峰流速仪与流速容积曲线比较

哮喘缓解期峰流数值PEF个人最佳值80%以上24例, 占72.3%, 流速容积曲线中的大气道参数PEF、PEF25的正常率 (75.6%, 6 9.7%) , 比较差异无统计学意义 (P>0.0 5) ;但与小气道参数PEF50、PEF75、MMEF比较差异举报有统计学意义 (P<0.05) 。

3讨论

全球多中心研究认为哮喘患者经规范治疗1年, 近50%可达到完全控制, 而我国哮喘控制资料显示完全控制却不足10%, 其中缺乏对患者管理和非专科医师对长期规范治疗认识不足是主要因素[2]。因此我们对哮喘患儿在GINA治疗方案时, 不仅要注重症状的缓解, 而且强化规范用药, 对5岁以上患儿每天监测峰流速值和定期完善流速容积曲线检查, 客观评估, 使儿童哮喘治疗的控制率显著提高。

本资料显示33例哮喘患儿在哮喘急性发作期, 由峰流速仪测得的PEF低于个人最佳值80%的占93.4%, 日变异率>20%, 越低于个人最佳值哮喘越可能发作。规律的峰流数值监测, 坚持记录哮喘日记, 可有效评估病情控制情况, 峰流速仪可作为自我监测的有效工具, 而且峰流速仪使用简单, 携带方便, 价格低廉, 不受环境影响, 但峰流速值参数单一, 只能监测大气道情况, 不能反映小气道状况。

流速容积曲线测定是哮喘诊疗中的重要参考指标。可对PEF、FEV1、FEV1%、PEF25、PEF50、PEF75、MMEF进行测定。PEF、PEF25主要反映大气道功能, 它与受试者的努力程度有关, PEF50、PEF75、MMEF是主要反映小气道的参数, 它与受试者的努力程度无关。本资料显示哮喘缓解期峰流速值PEF个人最佳值80%以上占75.6%, 与流速容积曲线中的小气道参数PEF50、PEF75、MMEF比较差异有统计学意义。峰流速值PEF与小气道参数的差异, 也提示临床症状缓解不能代表小气道功能的完全恢复[3]。小气道病变是气道阻塞的早期表现, 其病变部分是可逆的, 小气道因其数量多, 总横截面积大, 对气流的阻力仅占总阻力的20%以下, 因此, 早期发生病变是, 临床上可无症状和体征。家长对哮喘缓解期的控制水平常有过高评估, 峰流速值PEF不能作为药物减量及停药的标准, 判断临床症状是否完全控制还应以小气道功能参数为依据, 作为评估气道阻塞改善程度、正确评估病情、合理指导用药的根本。

摘要：目的 探讨峰流速仪与流速容积曲线在儿童哮喘管理中的临床应用。方法 对33例哮喘患儿的急性期和缓解期进行峰流速仪与流速容积曲线测定, 记录PEF、FEV1、FEV1%、PEF25、PEF50、PEF75、MMEF。结果 急性发作期峰流速仪测定PEF为个人最佳值80%以下者31例 (占93.4%) , 缓解期PEF正常占72.3%;急性发作期流速容积曲线测定肺功能各参数可有不同程度改变, 以PEF50、PEF75、MMEF改变显著。结论 峰流速仪使用简便、能粗略监测肺功能变化, 能够自我监测哮喘病情;流速容积曲线测定能够明确哮喘严重程度, 指导用药, 评价治疗效果。

关键词：哮喘,峰流速仪,流速容积曲线

参考文献

[1]中华医学会儿科学分会呼吸学组.儿童支气管哮喘诊断与防治指南[J].中华儿科杂志, 2008, 46 (10) :745.

[2]朱春梅, 陈育智.中国儿童支气管哮喘监测与治疗的调查[J/OL].中华哮喘杂志 (电子版) , 2008, 2 (1) :18-20.

不同流速 篇4

当向玻璃管吹入气流时，细管内的气流速度明显较快，同时可观察到与细管连通的U形管一侧内的液面上升，说明流速较快的气体对下方液面的压强较小；与粗管连通的U形管另一侧内的液面下降，说明流速较慢的气体对下方液面的压强较大，从而说明气体压强与流速的关系：对于流动的气体，在流速大的地方压强小，流速小的地方压强大。

但该实验的缺点是：玻璃管各处的粗细大小固定不变，当吹入一定流速的气体时，粗管与细管内的流速之比不能改变。即使多次实验，每次得到的U形管两侧液面的高度差基本相同，导致实验缺乏说服力。所以我发明了一种新型的研究气体压强与流速关系的实验装置。

該实验装置包括平放的透明管、两端连接在透明管同侧的U形管以及支架。

与U形管相连的其中一处透明管侧壁上开有侧开口，侧开口的内径大于手指外径。在侧开口上覆盖一层橡皮膜或增加一个可放置在橡皮膜上的按压条，按压条的外径小于侧开口的内径，以便将橡皮膜压向透明管内，调节透明管内的通道在该处的宽窄程度。支架由底座和竖立的面板构成，透明管、U形管均固定在面板上，面板上标记有用以指示U形管内液面高度差的水平线以及数值。

用手指按按压条或用其他物体挤压橡皮膜，可调节透明管内的通道在该处的宽窄程度，改变该处气体流速与其他位置处气体流速的比值。在面板上水平线的指示作用下，能直接读出U形管两端液面的高度差。

弧形封闭管道断面流速模型研究 篇5

关键词：弧形封闭管道,紊流速度,零剪力点,水力坡度

1 边壁切应力

设r0为弧形圆周半径,b为截面到圆底的距离,τw和τb分别为圆周部分及底部的边壁切应力;设断面的平均流速为U,则根据范宁公式[1,2]可得圆周部分及底部的边壁切应力[3,4]:

沿程阻力系数λw、λb可用柯列布鲁克-怀特公式[5,6]求得:

设弧形封闭管道两端的压力分别为P1、P2,管道长度为L,由平衡条件可得:

设ΔP=P2-P1,且,将A、α代入公式(3)整理得:

2 零剪力点

判断零剪力点的准则:以断面内任一点为中心计算剪力矩,剪力矩和最小的点就是零剪力点。

根据对称性可知,零剪力点一定在断面的中垂线上,且是最大流速umax的所在位置。

设当零剪力点o'在圆心o点以下时,且设

平面的剪力矩为:

圆周上的剪力矩为:

然后求使剪力矩M=M1+M2最小的a值,即M(a0)=min(M(a))。则a就是设零剪力点o'在圆心o点以下的最小剪力点。

同理,可得当零剪力点o'在圆心o点以上时的最小剪力点。

那么,整个弧形的最小剪力矩为min(M(a0),M'(a1)),零剪力点就是其中满足最小剪力矩的点。

3 流速分布

3.1 速度求解分析

在确定了边壁切应力及零剪力点后,进行求解弧形封闭管道的紊流流速分布[7]:

显然,零剪力点就是最大流速umax所在位置。若假定:(1)由该点(即零剪力点)向边壁按任一方向引射线,在该射线上任一点的剪力τr仍近似符合线性关系,即,式中τ为边壁应力;l为零剪力点(或umax所在点)到边界的距离。(2)τ沿该射线仍用普朗特半经验理论公式表达,即

3.2 速度求解过程

如果零剪力点o'在圆心点o以上,且零剪力点o'距圆心o点距离为a。采用极坐标形式,θ为任一射线与中垂线的夹角;τ为射线与固定边界交汇处的边界剪应力:射线与底部相交时τ就是τb;射线与圆周相交时τ就是τw。由对称性可知,只求出一半即可。因为相等,则

将公式(5)积分得:

另一半断面的流速分布,由于对称性可知,再加上边界的流速为零。因此,就得到了整个弧形的对数流速分布公式,可用数值方法求解。本文将弧形封闭管道的紊流速度分布公式结合边界条件用程序加以实现。

4 实验结论

通过弧形的两组实验数据与计算值的比较,第一组实验条件是管壁粗糙度Δw=Δb=0.00004m;平均速度U=0.7m/s;r0=0.5;b=0.1,第二组实验条件是管壁粗糙度Δw=Δb=0.0001m;平均速度U=0.7m/s;r0=0.5;b=0.2。空心点是实验数据值,实线是计算值。

通过实验与计算比较,计算值与实验值较好的吻合,最大相对误差不大于5%。通过程序计算得到第一组的最大速度点在圆点上0.0145m处;第二组的最大速度点在圆点上0.0430m处。

经过分析得到以下几点认识:(1)流速最大点仅仅与边壁切应力大小有关;(2)弧形封闭管道由同一材料构成,最大速度点不随着平均速度的改变而变化;(3)如果弧形封闭管道底部的粗糙度大于圆周部分的粗糙度,则随着平均速度增加最大速度点越向上移动。

参考文献

[1]费祥俊.浆体与粒状物料输送水力学[M].北京:清华大学出版社,1994:120-136.

[2]许振良.非均质流速度分布与水力坡度的研究[D].1998:14-15.

[3]Morris&Andros.A Model for the Calculation of Hold-up in Turbulent Solid-liquid Flow.Journal of Pipelines,Amsterdam,4(1984)177-183.

[4]佐藤博.スラリ-输送工学.昭和63年9月,103-147.

[5]于布.水力学[M].广州:华南理工大学出版社,2001:108-135.

[6]鲇川恭三.浮游状态での固体粒子群の水平管水力输送[C].日本机械学会论文集(第二部),1972,38(315):2863-2872.

低流速水利发电叶片网格的划分 篇6

1 模型建立

利用profili软件, 选择普遍采用的典型叶片型号NACA4418导出原始数据, 然后根据叶素理论设计出叶片。在UG中建立叶片的模型, 如图1所示。以parasolid格式导入ICEM中 (直径1000mm) 。

在取叶素点的时候前后都少取了两个点, 这样一来把后缘狭窄的部分尺寸由原来的0.06mm变为0.4mm而叶素的弦长变化的百分比很小, 对分析影响可以忽略, 在对叶片表面处理时, 把叶片环形表面分成了四部分以便于对面网格局部的控制。

如果不经过处理直接利用模型进行划分, 旋转部分的流场的网格的数量要达到480万。这么多的网格求解很慢。而这样的一个小小的改动使叶片的网格数量减少了约70万, 而整个流场的网格约减少了约200万。

2 网格划分

2.1 网格划分类型

(1) Tetra/mixed类型Quick (delaunay) 方法:这种方法是用delaunay tetra网格生成器, “由下到上”的方式生成网格, 可以控制体网格的生长率, 它允许存在的面网格。它的模型相比Rust (Octree) 方法有更高的要求。

(2) Tetra/mixed类型Smooth (advancing front) 方法:这种方法使用Advancing Front Tetra网格生成器“由下向上”产生tetra网格, 这种方法导致单元尺寸更为和缓的改变, 所以对初始的面网格质量要求相当的高。所以除非对网格有特殊的要求, 否则一般不采用。

(3) Patch Dependent方法:网格通过定义在曲线上的节点间距逐渐产生。使用该种方法来控制面网格从而做网格间的merge。

(4) Patch Independent:它对于低质量的有较差连接的几何体或面是最好的网格生成方法, 它使用Octree方法创建强壮的patch independent表面网格。

(5) Tetra/mixed类型robust (Octree) 方法:这种方法将“由上到下”的方式来产生网格, 不要求存在的面网格, 先生成体网格, 然后再把体网格的几点映射到面、线、和点, 得到网格的边界, 对于复杂的几何体它仍可以生成比较好质量的网格。

2.2 轮机流道网格划分

分别使用几种网格的生成方法生成网格进行对比后, 网格的数量上使用Quick (delaunay) 方法可以通过控制体网格的增长率使网格稍稍少一些, 但是生成的网格后缘局部有些锯齿状, Smooth (advancing front) 由于表面的质量的问题, 生成的网格质量相对较差, Patch Dependent和Patch Independent在本例中没有体现到其优势, 生成的网格质量也一般, Rust (octree) 在这几种方法中生成的网格最容易网格质量最好, 通过比较最终选择Rust (octree) 方法生成的网格。

(1) 叶片部分:在本例中叶片的后缘面虽然经过扩大处理但是相对来说尺寸还是相当的小最宽的地方为1.7mm最窄的地方只有0.4mm对于这种狭窄的部分我们如果单元的大小没有设置好的话, 很容易出现单元穿过上下表面的锯齿状现象。为了避免这种现象的出现, 在叶片的上下表面设置“thin cut”, 同时也可以设置把Edge crit e r i o n设置大一些。最终网格的总数为638021;ICEM划分出来的综合衡量参数的网格质量最差的为0.230175, 对于复杂几何体的四面体的网格这个网格质量是可以接受的。

(2) 流场旋转部分:对于复杂的模型我们如果要生成结构网格相对来说比较困难的, 但在其边界添加一定的prism边界层网格也可以得到相对比较精确的结果, 在与叶片相接触的边界处加五层边界层, 使之结果更为准确。添加边界层基本步骤: (1) Mesh->prism meshing parameters设置全局的边界层参数; (2) Mesh->mesh sizes for parts选择你想要添加边界层部件, 以及部件的边界层参数; (3) M e s h->c o m p u t e mesh->volume mesh中选择create prism layers。

最终结果为:网格的总数为162260, 综合衡量参数的最差的网格质量为0.208527, 边界层网格如图2所示。

3 检验网格质量

将以上划分的流道网格模型导入ANSYS-CFX软件进行计算机模拟, 进一步验证叶片网格是否可用。

如图4所示, 流体在叶片表面的速度流线显示比较均匀, 叶片基本没有分离现象精度达到0.5E-4, 网格质量较好。

4 结语

ICEM中的Rust (Octree) 是一种很好网格生成方法, 对于复杂的几何体也可以方便地生成质量较好的网格, 模型的后缘加宽处理可以大大减少网格的数量, 为进一步的流固耦合分析提供一定的基础。

摘要：通常的水力发电叶片都是针对高速而言的, 在低流速的时候, 由于效率过低并不适用, 而对于应用于风机的叶片则不然, 它应用于水利发电时在低水流速下仍然具有较高的效率。在对其解析研究中, 高质量的网格划分是一个关键环节, 本文使用ICEM就风机叶片在水流流场的网格生成进行一下探讨。

关键词：icem,叶片,网格

参考文献

[1]任玉新, 陈海昕.计算流体力学基础[M].北京:清华大学出版社, 2006.

[2]刘天宝, 程罩雪.流体力学与叶栅理论[M].北京:机械工业出版社, 1990.

平安水文站水面流速系数分析 篇7

关键词：垂线平均流速,水面一点法流速,分析,系数确定

0 引言

平安水文站位于吉林省舒兰市平安镇, 1991年由七里乡迁入平安镇, 测验方式为桥侧。由于大洪水期间受漂浮物和水草影响较大, 相对水深0.6一点法时, 漂浮物对信号线的缠绕, 造成信号中断, 另外水草极容易造成对流速仪的缠绕, 影响流速, 所以为了安全和测验精确度, 大洪水期间采用水面一点法。平安水文站工作人员通过对垂线平均流速 (相对水深0.6一点法) 与水面一点法流速系数对比分析, 确定水面流速系数, 为迎测大洪水奠定基础。

1 流域概况

平安站位于拉林河水系, 霍伦河下游, 细鳞河主要支流。霍伦河发源于舒兰市榆树沟乡老黑沟, 全河在舒兰境内, 流经榆树沟、新安、开源、七里、平安, 于五常县双河屯附近汇入细鳞河。平安站以上河长122.0km, 集水面积1 479km2。测站位于东经127°09′, 北纬44°34′。始建于1956年, 位于霍伦河下游, 上游为丘陵山地, 中下游多为平原, 河槽较宽, 河底由细沙组成。上游有新安中型水库一座, 集水面积为104.7km2, 总库容为1 953万m3, 在主河支流上, 水库放水对水文站有很大影响。

2 测验河段简介

2.1 测验河段情况

测验河段顺直长600m, 河两岸为干砌石护坡堤, 两堤间距220m, 堤脚高程205.40m, 堤顶高程209.50m, 低水为2-3股水流, 中低水有分流, 测流断面在基本水尺断面下10m处舒五大桥上, 基下250m有一铁路桥。

2.2 基本断面河床组成情况

河床由细沙组成, 冲淤变化非常严重, 断面上、下游两岸为浆砌石护坡, 上、下游弯道处有坍塌现象。

2.3 漂浮物和水草对测验精度的影响

中小水时无漂浮物, 大水时漂浮物较多, 水草较多, 对测验影响较大。

2.4 基本断面上、下游情况

基本断面上游3km处有小支流永合汇入, 基本断面下游在7km里与细鳞河汇入;基本断面下游250m处有座铁路桥。

3 基本资料

分析资料利用2009年7月~2010年5月期间实测的中水垂线平均流速 (相对水深0.6一点法) 和水面一点法流速, 共62条测速垂线, 水位级204.17m~204.64m, 水位变幅0.47m。详见垂线平均流速 (相对水深0.6一点法) 、水面一点法流速和系数对照表1

垂线平均流速 (相对水深0.6一点法) 、水面一点法流速和系数对照表

4 资料分析及系数确定

利用62次比测流速资料, 建立垂线平均流速 (相对水深0.6一点法) 和水面一点法流速相关关系, 发现线性良好, 均不超出范围, 即所有点子都可以参加试验计算, 在其相关关系图上绘制线性关系, 其回归公式为y=0.94x, R2=0.98

X-表示水面一点法流速;

Y-表示垂线平均流速;

R2-表示变量x、y之间密切程度。

从R2=0.98可以看出, 当R2越接近1, 变量误差越小, 说明x和y相关密切程度越好。因此水面一点法系数确定为0.94。

5 结论

粘性泥沙淤后起动流速试验研究 篇8

关键词：粘性泥沙,淤积,干容重,粘性颗粒含量,起动流速

粘性泥沙主要由粉沙(d<0.05 mm)和粘粒(d<0.005 mm)组成,在其起动过程中起稳定作用的主要是粘结力。粘结力大小与泥沙内部组成结构、外部淤积条件等因素有关,目前大部分研究者采用人工铺沙的方法[1,2,3]对新淤粘性泥沙的起动冲刷进行研究,而淤积历时长,粘性泥沙淤积固结特性的影响才能表现出来,并且人工铺沙与自然淤积也有一定的差距;其次所研究的固结粘性泥沙[4]多采用实地取样然后再放水冲刷,而实地取样难免对土样有所扰动,容易破坏土体内部稳定结构。因此,本文选取4种不同沙样在室内淤积固结,经过不同的淤积历时后进行封闭矩形管道起动试验,其中最大淤积时间为89 d,以研究粘性泥沙临界起动流速与淤积历时、干容重、粘性颗粒含量之间对应变化关系。

1 试验简介

1.1 试验沙样

试验泥沙主要有2种,分别为黄河花园口淤泥和长江细颗粒泥沙。对2种泥沙筛分、混合后共得试验沙样4组。试验沙样级配曲线见图1,特征值见表1。

注:粘性颗粒指的是粒径0.005 mm以下颗粒[5]。

1.2 淤积试验

将试验沙样置于干净的塑料盆中,加适量水搅拌均匀,静置1 d后将盆内析出清水去除,继续搅拌均匀后将沙样装入试样盒内。把试样盒置水池中进行水下淤积,淤积1、3、5、8、13、21、34、55、89 d后分别取出进行起动试验。 同时采用量筒沉淀法,观测粘性泥沙干容重在淤积过程中的变化情况。

1.3 试验装置

泥沙起动试验在特制的矩形有机玻璃管道中进行,矩形管道示意图见图2。矩形管道断面尺寸为3 cm ×12 cm,长度为2 m,土样放置在距进口1. 2 m处,操作土样下部的升降顶土装置,使其在试验时保持土样表面与管道底平面齐平。流量由电磁流量计读出, 管道最大平均流速为3 m/s。

虽然本试验是在封闭有压管道中进行的,但依据洪大林[4]、Roberts[6]的研究,在有压管道中进行起动试验,其压力变化对起动的影响基本可以忽略,试验结果基本可以代表土样在一般开敞水槽中的试验结果。

1.4 泥沙起动标准

粘性泥沙起动标准的确定,是影响试验结果精度的关键问题之一。本试验依据洪大林等[4]研究结论,以“少量动”时管道平均流速作为泥沙临界起动流速。

2 试验结果及分析

2.1 淤积历时、干容重对起动流速的影响

从图3可以看出,随着淤积历时的延长,试验沙样起动流速均有增大,但增幅各不相同。在89 d的淤积过程中,中值粒径最大、粘性颗粒含量最少的A组沙样起动流速增幅最小,由0.28 m/s增至0.36 m/s,中值粒径最小、粘性颗粒含量最多的B组沙样起动流速增幅最大,由0.81 m/s增至1.30 m/s。

由于天然泥沙淤积历时难以准确测定,而泥沙干容重γ′s与淤积历时存在着γ′s=γ′s1+B lg t的单值对应关系(γ′s1为第1年固结后的干容重)[7]。因此在实际应用中,泥沙起动流速与淤积历时之间的对应关系,表现为起动流速与干容重之间的对应关系,即起动流速随干容重增大而增大,其增加速率由泥沙性质决定。

2.2 粘性颗粒含量对起动流速的影响

图4显示,粘性颗粒含量越大,粘性泥沙越难起动。由于粘性泥沙起动过程中,粘结力作用占主要地位,而粘性颗粒含量的增大,将加大土体的粘结力[8],从而增加粘性泥沙稳定性,粘性泥沙难以起动。

同时,在试验过程中,发现相同淤积历时的沙样中,中值粒径越小,泥沙越不易起动。考虑到粘性泥沙起动中重力所起作用较小,而中值粒径越小,通常意味着细颗粒泥沙含量较多,因此认为,中值粒径对粘性泥沙起动流速的影响,实质也是粘性颗粒含量对粘性泥沙起动流速的影响。

3 粘性泥沙起动流速公式

3.1 起动流速影响因素

对于粘性泥沙,特别是经过一定时间淤积的粘性泥沙,其粘结力项比重力项要大得多,可以认为粘结力影响因素就是粘性泥沙影响因素。粘结力大小一方面与土质结构、矿物组成等土体内部构成有关,另一方面与固结历时、固结环境等外部条件有关。泥沙干容重可综合反映外部淤积条件的影响,粘性颗粒含量是土体内部构成中对粘结力最重要的影响因素。同时,为了更全面反映泥沙物质构成对粘结力的影响,引入泥沙起始干容重γ′s1物理量,具体数值γ′s1采用特赖斯克或汉姆勃里资料[7]按照颗粒级配加权计算而得。所以,粘性泥沙起动流速影响因素可概括为V∝N∝f(γ′,γ′21,S)。

3.2 起动流速公式

通过以上分析可知,粘性泥沙起动流速与粘结力有着相同的影响因素。参照粘结力的表达式[5]N=d(ρ′/ρ′c)nξe,提出粘性泥沙起动流速公式如下:

$V=f(\gamma {}^{´},\gamma {}_{s1}^{´},S)=k(\gamma {}^{´}/\gamma {}_{s1}^{´}){}^{m}S{}^n(1)$

式中:γ′为泥沙干容重;γ′s1为泥沙起始干容重,河道粘性泥沙采用特赖斯克资料加权计算,水库淤积物采用汉姆勃里资料加权计算;S为粒径小于0.005 mm的粘性颗粒百分含量,无量纲量;k,m,n为系数,由试验资料回归分析得,k=0.283,m=5.5,n=0.516。

图5为计算起动流速和实测起动流速对比,实测起动流速在计算起动流速的92%～110%范围内,吻合较好。

3.3 起动流速公式验证

本次公式验证采用王兆印试验资料[9]。其试验材料为水库淤积物,中值粒径0.004 mm,粘性颗粒含量55%,由作者提供的级配曲线得出该泥沙起始干容重为0.797 g/cm3。试验资料包括9组不同干容重泥沙对应的起动流速,实测结果与式(1)计算结果对比见图6,总体来说两者有较好的一致关系,特别是在小于3 m/s的常见流速区内两者吻合较好。

4 结 语

(1)提供了在不扰动试样土样的情况下,进行系列淤积后泥沙起动试验方法,并实测了四组粘性泥沙89 d内系列淤后起动试验数据。

(2)指出泥沙干容重和粘性颗粒含量是粘性泥沙起动流速

的主要影响因素,粘性泥沙起动流速随着泥沙干容重、粘性颗粒含量增大而增大。

(3)提出了粘性泥沙起动流速经验公式,并用王兆印的试验资料进行了验证,证明该公式具有良好的适用性。

参考文献

[1]蒋昌波,白玉川,姜乃申,等.海河口粘性淤泥起动规律研究[J].水利学报,2001,(6):51-56.

[2]杨美卿.淤泥的起动公式[J].水动力学研究与进展,1996,11(1):58-64.

[3]徐伦.水库粘性淤积体溯源冲刷试验研究[A].水利水电科学研究院科学研究论文集(33集)[C].1986.

[4]洪大林.粘性土起动及其在工程中的应用[M].南京:河海大学出版社,2005.

[5]张瑞瑾.河流泥沙动力学[M].北京:中国水利水电出版社.

[6]Roberts J D,Jepsen R A,James S C.Measurements of sedimenterosion and transport with the adjustable shear stress erosion andtransport flume[J].Journal of Hydraulic of Engineering,2003,129(11):862-871.

[7]中国水利学会泥沙专业委员会.泥沙手册[M].北京:中国环境科学出版社,1989.

[8]顾成权,孙燕.土体内聚力随含水量、粘粒含量及干密度变化关系探讨[J].水文地质工程地质,2005,(1):34-36.

[9]王兆印,张新玉.水库粘性淤积固结物泄空冲刷的模型试验研究[J].泥沙研究,1989,(2):62-68.

气体流速和压力对密封胶圈的影响 篇9

该机组于2012年10月在用户现场安装并网, 运转1年后发现支、推力侧轴振动值在18~34.9μm之间波动、突跳。同时机组气体出口压力提不上去, 并伴有气体喘振的声音;机壳二段出气口侧温度逐渐升高, 壳温达到136℃左右, 壳内气体温度达到155℃左右。另外, 外推力轴承瓦温也在逐渐升高, 甚至温度达到115℃, 致使温度联锁停车。

一、机组停车原因分析

经对机组拆检后发现, 出口侧的机壳与内机壳之间的密封胶条出现局部硬化、变形、损坏的现象, 致使机组二段出气口配合密封处与平衡器腔贯通, 产生气体倒流, 影响了平衡器腔的压力平衡。同时使得轴向力增大, 外推力轴承瓦温增高。如图2所示。

拆检时发现外推力轴承面有些研痕道、局部推力瓦块上有研痕亮点, 其它各部件均无发现问题。造成这次停车的原因, 经分析认为是由于机组二段出口侧的机壳与内机壳之间的密封胶条损坏所致。

机组机壳与内机壳之间共有4道圆周密封, 只有二段出口侧机壳与内机壳之间的密封槽处径向配合间隙大, 其单边间隙达6.5mm。其它三道密封配合间隙为0.35~0.5mm之间。查阅相关资料得知, 设计间隙应在0.35~0.5mm之间。

二、胶圈损坏原因分析

1. 胶圈材质特性

密封胶条材质为氟橡胶 (FPM) , 由含氟单体共聚而得。其特征为耐高温 (可达300℃) 、耐腐蚀, 此外机械强度、电绝缘性、耐老化性能都很好, 适合于密封条件。

2. 气体介质特性分析

该机组的介质是以甲烷为主的气体, 无色、无臭, 溶于水, 密度为0.7174kg/m3, 燃点450℃, 爆炸极限为5%~15%。同时气体中还伴有有机硫化物和硫化氢 (H2S) , 其酸性成分长期与橡胶类物质接触, 易于发生腐蚀。

3. 配合间隙值对胶圈的影响

该机组在机壳与内机壳配合的密封处有4处密封胶条, 在这4处密封胶条中只有内机壳二段出口侧的密封槽配合外径尺寸φ1678mm与其它三个密封槽配合外径尺寸φ1690mm不相同, 直径差12mm, 单边差6mm。而在φ1690mm尺寸处配合的公差在0.35~0.5mm, 如图2所示。

此种密封结构决定了靠近机壳与内机壳密封配合间隙小的一侧不易发生胶圈损坏, 而靠近机壳与内机壳密封配合间隙大的一侧易发生胶圈损坏。主要是这一侧的胶圈直接与气流接触, 同时还受介质气体中含硫物质的腐蚀, 时间长了将使胶圈变型、老化、腐蚀。

4. 气体压力对胶圈的影响

气体压力和流速会对物体产生冲击作用, 在密封处气体与胶圈直接接触, 并在气体压力和气体流速的作用下, 不断地冲击密封胶圈, 使该处胶圈长时间的在气流摩擦力的作用下。该天然气气体长期与裸露的橡胶类物质表面接触, 易于发生腐蚀, 更易发生侵蚀、老化、变质。

三、密封处结构的改进

通过上述的分析可以得出结论, 该处密封胶圈的结构尺寸不合理。为此提出以下几个方案为该机组进行改造。

1. 方案1:更改密封胶条的宽度

在密封胶圈高度不变的情况下, 将宽度变窄, 在两侧增加金属护板, 以防气体介质直接接触密封胶圈, 同时将气体的压力和流速由原来直接作用在密封胶圈上改为作用在胶圈两侧金属护板上, 其径向配合间隙为0.35~0.5mm, 这样起到保护的作用。金属护板结构如图3所示。

因增加的该金属护板的内外直径较大, 加工难度大, 精度要求高 (采用数控线切割设备) , 为便于安装, 故其结构采用6等分, 它们之间采用螺钉销相连。

2. 方案2:更改该密封处的局部结构

在密封胶圈标准结构尺寸不变的情况下, 对内机壳与机壳二段出风口靠平衡盘侧密封处的密封槽进行局部的结构尺寸更改, 在该处设计一个镶嵌环形结构的密封槽, 然后用螺钉等分把合, 调整好配合尺寸间隙, 保证密封性和安装工艺性要求。其镶嵌密封槽结构如图4所示。

3. 方案3:对内机壳进行更换

对内机壳重新进行结构设计, 重新选择该处密封胶条规格, 以保证该处的密封性和安装的工艺性要求。

四、结论

经过上述对该机组所产生的原因分析及几套整改方案的准备, 经征求使用单位意见, 同时考虑生产的运行情况, 决定采用方案1对机组内机壳二段出风口靠近平衡盘侧密封处进行改造。经过改造的内机壳回装后, 机组于2013年11月开车, 经过近1年的使用, 机组运转正常。

摘要：通过对密封胶圈结构的分析和改进, 排除了压缩机的停车故障, 效果良好。

关键词：离心式结构,BCL型压缩机,密封胶圈,气体流速,压力

参考文献

[1]机械设计手册[M].北京:机械工出版社.

[2]肖祥正, 刘玉魁等.真空泵设计手册[M].北京:国防工业出版社.