水力因素（共6篇）
水力因素 篇1
1 水力分级旋流器在我国洗煤厂的应用现状
水力旋流器是利用离心力场分离两相流体的高效分离设备。它具有结构简单、操作方便、生产能力大、分离效率高、占地面积小、无传动部件和易于实现自动控制的优点, 在国民经济的很多领域得到广泛应用。就选煤而言, 水力旋流器广泛应用于分级、脱泥、浓缩等作业。随着水力旋流器结构形式的优化、耐磨材料的改进、工艺流程的合理、技术计算的完善、自控技术的采用和计算机的普及, 其应用领域更加扩大, 经济效益和社会效益更加明显。
1.溢流管;2.筒体;3.锥体;4.沉砂管;5.给矿管
水力旋流器在洗煤厂工艺环节中常用于预先分级、浓缩、脱泥, 常见应用于以下三种情况:
1) 粗煤泥选前预先分级浓缩。当前洗煤厂常用的粗煤泥分选设备主要有螺旋分选机、干扰床分选机和煤泥重介质旋流器。前两种分选设备对入料浓度和粒度都有严格的要求, 为了保证其入料要求, 洗煤厂在进行工艺设计时, 均采用水力旋流器对煤泥水进行预先分级浓缩。实践表明:经水力旋流器浓缩分级后的煤泥水, 能够较好的达到要求, 效果较理想, 同时能够脱除部分细泥, 减少细泥对分选设备的影响。
2) 粗煤泥脱水前的分级浓缩。目前洗煤厂对粗煤泥的脱水回收一般使用高频筛或者煤泥离心机, 这两种设备的入料浓度要求一般是:35%~60%。如果入料浓度低于35%, 脱水设备的处理能力和脱水效果将大大降低。因此, 洗煤厂一般在粗煤泥脱水设备前添加水力旋流器环节, 对煤泥水进行预先分级浓缩。经浓缩后, 水力旋流器的底流一般能达到35%~60%, 同时还能将大部分超细粒 (-320#) 煤泥, 有利于煤泥脱水降灰。
3) 浮选入料煤泥水的截粗处理。浮选机的有效分选的细粒煤泥粒度为-0.5mm, 而浮选柱的有效分选的细粒煤泥粒度为-0.3mm。为了防止粗颗粒煤泥进入浮选环节, 洗煤厂一般采用水力旋流器对煤泥水进行预先分级, 分级后旋流器溢流浓度一般为60~90g/L, 且溢流煤泥水中+0.25mm级粗颗粒煤泥含量极低。旋流器溢流进入浮选系统, 可以大大减少粗颗粒煤泥含量, 降低浮选跑煤现象。
2 水力旋流器在实际应用中存在问题
水力分级旋流器虽然在洗煤厂得到广泛应用, 但它的分选效果与入料压力、粒度、浓度及旋流器自身的结构 (直径、锥比、底流口、溢流口、中心管等) 诸多因素相关。
在实际洗煤生产中, 用户经常调整的生产参数有入料压力、粒度组成、入料浓度, 经常调整的设备参数有旋流器的直径与底流口的直径。而在实际生产应用中, 我们经常要根据生产需要对这些参数进行调整, 以期获得最佳的分选效果。
但是在相关参数进行调整时, 水力分级旋流器的分级效果会怎么波动, 有多大的波动幅度?虽然有大量繁复的计算公式与理论, 但在实际生产中, 并没有一套系统完整、准确、直观的指导性意见和数据。
基于上述问题, 笔者利用现有实验数据, 并补做了大量实验, 对下面两个课题展开了研究。
1) 同样结构参数的设备, 入料压力、浓度和粒度对旋流器的分级效果的影响。
2) 在入料浓度和粒度确定的前提下, 研究不同旋流器的直径对设备的分级效果的具体影响情况。
因为条件所限, 笔者暂未研究水力旋流器的角锥比、底流口、溢流口、中心管等参数对设备分级效果的影响情况。
3 水力分级旋流器各项参数对分级效果的影响
本文分析中, 分级效率是以0.25mm为分级界限而进行计算的。水力分级旋流器工艺效果评定参数为分级效率。
3.1 入料压力对分级效果的影响
同样结构参数的设备, 在入料浓度、粒度一定的情况下, 水力旋流器的分级效率随着入料压力的增大 (保证有效分选的情况下) 而逐渐升高。
在其他参数不变的情况下, 增加入料压力, 会提高水力旋流器的处理量, 降低分离粒度, 从而达到提高分级效率的目的。但是, 这种手段通常收效甚微, 因为分级粒度只同入料压力的0.25次方成反比, 而动能消耗却将大幅度增加, 且旋流器特别是底流口的磨损速度将成倍上升。
3.2 入料粒度组成对分级效果的影响
同样结构参数的设备, 在入料浓度、压力一定的情况下, 水力旋流器的分级效率随着入料中-0.25mm物料含量的增大而逐渐降低。
当其他参数不变时, 入料粒度中粗颗粒含量增大, 则分级粒度增大, 从而使分级效率降低。但相关资料上, 只有理论, 并没有相应的理论公式和经验公式。
3.3 入料浓度组成对分级效果的影响。
同样结构参数的设备, 在入料粒度、压力一定的情况下, 水力旋流器的分级效率随着入料浓度的增大而逐渐降低。
就生产实践而言, 随着入料浓度的增加, 入料矿浆的密度和粘度也在增加, 不但溢流粒度变粗, 而且底流细粒级物料含量增加, 从而导致分选效率下降。但在入料浓度增加时, 分级粒度是否会变粗, 还要根据生产实际情况而定。
3.4 分级旋流器直径对分级效果的影响
在入料压力、粒度、浓度一定, 各口径比一定的情况下, 水力旋流器的分级效率随着设备直径的增大而逐渐增大。
表4中对比的两种水力旋流器均为中型旋流器。根据现有理论 (并无相应公式或经验公式) , 在其他参数不变的情况下, 水力旋流器的直径越大, 分级粒度会越小, 分级效率越高。但根据上述实验数据来看, 对于这一理论并不支持。
4 结语
随着我国洁净煤技术的推进, 粗煤泥分级在选煤中的地位将越来越重要, 水力分级旋流器由于独特的优势也将得到更为广泛的应用。本文中所讨论的问题, 都是笔者在实际生产中遇到的问题。希望改文中的实验数据和结论, 能够给大家参考和帮助。
摘要：随着洁净煤技术的发展, 细粒煤的分级受到越来越高的重视和关注。水力旋流器是处理细粒煤的重要分级设备, 具有诸多优点, 应用十分广泛。本文通过分析邢台矿洗煤厂近7年的水力旋流器单机试验, 对影响水力旋流器分级效果的各种因素进行了分析、研究得出一系列结论。
关键词：水力旋流器,细粒煤分级,分级效率,压力,浓度,粒度组成,直径
参考文献
[1]庞学诗.水力旋流器理论与应用.中南大学出版社.
[2]谢登峰.水力分级旋流器在我国洗煤厂的应用范围及研究方向.
[3]谢广元.水力旋流器理论与应用.中南大学出版社.
觉醒,肌肤自我造水力 篇2
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Out：闷重感
水力因素 篇3
关键词：水跃,消能率,消力池
水利工程中经常采用底流消能通过水跃形式来消除泄水建筑物下游高速水流的巨大能量。底流消能相对于挑流消能、面流消能等消能方式具有自身的优点:消能率高、消力池内水流状态稳定、雾化范围小,而且对下游冲刷轻微,在工程中应用十分广泛。为了进一步加强消能效果,人们在消力池内设置各种形式消能工,大大消弱了水流能量。但是传统的底流消能消力池在消能时,水流进入消力池,主流贴近消力池底部,底部流速和所受压强过高,底板破坏较大,消能工容易发生空蚀破坏。跌坎式消力池是在传统消力池进口处将消力池底板下降形成跌坎,构成跌坎式消力池。在跌坎的作用下,增加了消能水体,水流沿程得到一定程度扩散,消杀水流的大部分能量得到了消散,缓解了消力池底板磨损[1,2]。与传统的消力池相比,具有消能率高,水跃长度短等优点。本文进一步对跌坎式消力池水力特性影响因素进行研究。
1模型试验
试验模型由有机玻璃制作,试验布置示意图见图1,模型装置是由进水阀、消能栅板、尾门和量水堰构成。装置前端进水阀用来控制来流量,为了稳定水流,减少波动在静水池中设有消能栅。整个模型设置了控制断面,如图SC0+00为起始控制断面,距起始断面3.2 m处设置第二个断面SC3+20。其余断面位置可以从与起始控制断面距离推求。模型末端设置了尾门,通过调节尾门的开度来控制下游的水深。
试验主要对三种不同坡角和坎高进行了模型试验。试验分两组:1)坡角角度分别取20°,30°和45°。在同一坎高和尾门高度情况下进行试验。2)坎高高度分别取2 cm,4 cm和6 cm。在同一坡角和尾门高度情况下进行试验。
在模型试验中通过量水堰量测流量,本试验是通过模型末端的矩形三角堰量测,根据《水力学》[3]中的矩形薄壁堰计算公式:
其中,
2试验结果及分析
2.1 坡角对水跃长度的影响
在同一来流量下,不同坡角对跌坎式消力池内水跃长度的试验结果见图2。从图2中得到,随着坡角的增大,水跃长度逐渐减小。分析其原因,水流进入消力池后,入池主流与消力池内的消能水体发生一系列掺混、摩擦、剪切作用,当主流冲击消力池底板时由于消力池底板的边界约束效果使水流流向发生改变,并在表面形成表面漩滚,即形成水跃。随着坡角的增加,入池水流的射程即沿水流方向从消力池起至消力池底的水流射程减少了,水流与消力池底接触位置随着坡角的增加逐渐靠近消力池起始位置。入池水流邻底的动能增加,消力池底板上的压力梯度增大,入池水流受到消力池底板的约束,水流方向发生改变的位置也逐渐靠近消力池起始位置,表面漩滚强度减弱,其漩滚区域变小,即水跃长度减小。
2.2 坡角对消能率的影响
图3为传统消力池内水跃形态示意图,通过列1—1断面和2—2断面的能量方程:
则: ΔE1—2=E1—1-E2—2。
1—1,2—2断面能量之差为ΔE1—2,即两断面的能量损失。其与E1—1的比值为消能率,即:
三种角度下消能率的计算结果见表1。
从表1中可以看出3个坡角在两个单宽流量下的消能率。在不同角度下,单宽流量越小消能率越大。在同一单宽流量下,随着坡角的增大,消能率在减小。因此在流量一定时,坡角的大小影响到消能效果。
2.3 坎高对消力池底部流速的影响
在试验中发现跌坎的高度也是影响消力池内水力学指标的主要因素,因此还对不同跌坎高度进行了试验。跌坎高度分别取2 cm,4 cm,6 cm,在相同泻流量时测得了消力池底部的最大流速分别为1.32 m/s,1.29 m/s,1.16 m/s。 这表明,随着跌坎高度的增加,消力池底部流速逐渐减小。跌坎高度为2 cm时,泄流主流流速梯度较大,直接冲击消力池底板,使得底部流速过高。跌坎为6 cm时,消力池内消能水体增多,使得泄流主流能量得到更大的消散,下泄主流不直接冲击消力池底板,位于消力池水体中部范围,有效减小了泄流主流的流速梯度,从而削减了底部流速,同时降低了泄流主流对消力池底板的冲击,防止了水流对消力池底板的破坏。
3结语
本文采用水工物理模型试验对不同坡角及坎高的跌坎式消力池进行研究。在入池流量一定条件下,临底压力随着坡角的增大而增大,而水跃长度随着坡角增大再减小。坡角的变化也影响消能率大小。随着坎高的增加,消力池底部的最大流速减小,降低了泄流主流对消力池底板的冲击,减小了消力池底板的破坏。
参考文献
[1]张功育,汤健,王海军,等.跌坎式底流消能工的消能机理分析与研究[J].南水北调与水利科技,2005(6):43-45.
[2]郭子中.消能防冲原理与水力设计[M].北京:科学出版社,1982.
水力永磁致热装置 篇4
那么，旋转的磁铁是否能使金属板发热？一个简单的实验验证了我的设想，于是开始着手对水力永磁致热装置进行设计。我把水力永磁致热装置分成水轮机、增速齿轮箱、永磁致热装置等三部分。
这个装置的工作原理是这样的：利用喷嘴将高压水管引入的水形成一股坚实的射流，冲击转轮上的斗叶，使转轮转动作功，通过增速齿轮箱，水轮机输出的转速得到进一步的提高，从而带动磁铁盘转轴转动。磁铁盘转动做功产生热能，使陶瓷片上的铁锅或金属热水器发热，从而能煮饭做菜或产生热水。
通过实用效果实验测试，证明我的设计是可行的，水力的确能直接转化为热能，磁铁的旋转也确实能将动能转化为热能。
（本设计获2011年广西青少年科技创新大赛一等奖）
水力采煤法简介 篇5
水力采煤法指在井下用水射流击碎煤体或兼用水力运输提升, 简称水采。主要优点是:机械化程度较高且较易于自动化;空气含尘量低, 生产比较安全可靠;1套生产系统的能力较大, 其成本和效率指标也较旱采为优;1套水采区生产系统初期投资低于综采采区;对地质构造适应能力较强, 和地面洗煤系统配套生产, 效果较好。主要缺点是:通风系统不完善;回采率低;仅适用于中等稳定以上的直接顶板, 范围较窄;巷道掘进率高, 准备工作量大;吨煤电耗和粉煤率较高、辅助运输机械化程度较低。
土石坝水力劈裂 篇6
笔者认为, 水力劈裂破坏是一种“局部破坏”, 这种局部破坏形成的必要条件是存在局部的应力集中, 它是由局部过大的水力梯度引起, 表面水压力则相当于水力梯度无穷大。土石坝心墙水力劈裂的发生, 必须同时具备两个物质条件, 即心墙中存在强透水的渗透弱面[裂缝或缺陷) , 以及心墙材料的渗透性要足够的小。心墙是用来防渗的, 后者自然满足。假设心墙是由完全均质的材料组成的.且无任何裂缝或缺陷存在, 即心墙内各点的渗透性完全相同。无论高水位或是低水位, 库水压力总是垂直于心墙上游面的。由于心墙内各点的渗透性完全相同, 渗入心墙水体形成的浸润线形态必然是光滑曲线。无论是蓄水初期还是稳定渗流期, 心墙内浸润线以下各点的孔隙水压力沿竖向坝轴向分布必然是连续变化的, 即不会出现集中的水头梯度, 也就不可能产生使心墙开裂的应力状态。如心墙是非均质的, 且在上游面存在局部裂缝或碾压软弱区形成局部渗透弱面, 则由于裂缝或缺陷的渗透性比周围心墙材料的渗透性大得多, 蓄水时, 水迅速进入该裂缝或软弱带, 产生作用于裂缝两边的水压力, 形成水楔。当作用于裂缝或缺陷边界的水压力足够大并达到土体抗拉强度的临界值时, 裂缝就会扩展, 从而水力劈裂发生。相反, 如心墙料的渗透系数较大, 则进入裂缝或缺陷的水很快就渗入心墙内部, 并形成稳定渗流, 难以形成集中的水力梯度, 当然也就不会发生水力劈裂。实际工程中, 由于高坝应力拱效应较强, 可能导致心墙局部裂缝, 同时由于工程量巨大, 心墙施工碾压时, 出现局部碾压不够密实的情况是很有可能的, 因此, 前面提到的两个物质条件中的第一个也是能满足的。
2 水力劈裂分析新方法
由上面分析可知, 水力劈裂的力学条件是进入裂缝水体形成水压楔劈效应。因此, 判定水力劈裂的发生与否和模拟水力劈裂的发展过程, 就必须分析库水进入裂缝后对裂缝周围土体的楔劈作用, 合理考虑水压力的形成和分布形式。
心墙裂缝通常并不一定是真正意义上的裂缝, 更多情况应该是具有较强透水性的缺陷。库水进入裂缝的过程中存在着水头损失, 造成作用于裂缝两侧的水压力沿裂缝长度的分布并不是均匀的。另外, 水体进入裂缝后, 还会向裂缝两侧土体中渗流, 这使得作用于裂缝面的水压力梯度减小, 在一定程度上降低了楔劈效应。很明显, 水压力梯度的大小与水库蓄水速率、心墙土料的物质组成、力学特性和库水水温等许多因素有关。要全面考虑这些因素, 目前还存在不少困难为使问题简化, 同时也便于说明, 这里假定库水进入裂缝过程中没有水头损失, 而且忽略水体向裂缝两侧土体的渗流, 再假定裂缝面是水平面或竖直平面。这时可假定裂缝内的水压力为均匀分布, 且大小等于相同高程处的库水静水压力, 见图1。这种假定应该偏安全。在裂缝扩展过程中, 水体进入新扩展的裂缝区域与新裂缝的形成不是同步的, 而是新裂缝的形成先于水体的进入, 使得新裂缝区域水压力的分布沿裂缝应是减小的。对于裂端而言, 由于空隙狭小和水体进入的滞后, 可以假定水压力为零, 也就是可以假定裂端若干裂缝单元裂缝面上的水压力为三角形分布。
在土石坝的有限元分析中, 常进行三维计算分析其应力变形。如果利用三维有限元分析水楔引起的水力劈裂, 将十分麻烦。为此, 本文建议了一种平面应变条件下的水力劈裂判定方法。
三维有限元计算结果显示, 心墙中一般竖向应力接近大主应力, 坝轴向应力接近中主应力, 上下游方向应力接近小主应力。即使小主应力小于上游水压力, 也不致产生贯通上下游的裂缝;而如果中主应力小于上游水压力, 则有可能产生垂直于坝轴线的竖直水力劈裂缝, 并且, 可能贯通上游心墙。因此, 该方法针对各水平剖面进行分析, 该平面的一个方向为上下游方向, 另一个方向沿坝轴向 (如图2) 。要判定的是心墙是否会沿垂直于坝轴线的面 (中主应力面) 劈裂。
水力劈裂的计算分析具体步骤如下: (l) 用三维有限元方法计算模拟坝体施工、蓄水过程, 获得坝体应力场。
(2) 建立水力劈裂分析的平面有限元模型。在坝体的三维有限元网格内截取不同高程的水平面 (如可分别在坝高的1/5, 2/5, 3/5和4/5处各取一个水平面) , 水平面沿坝轴向的宽度不大于坝顶长度的1/3, 且位于坝体中部 (如图2所示) 。依据材料分区, 对所截取的水平面即图2所示的范围进行网格自动剖分, 生成用于水力劈裂分析的二维有限元网格。对预裂缝部位, 网格适当加密。
(3) 平面有限元模型单元信息赋值。依据三维有限元的计算成果, 用二元拉格朗日插值方法对生成的二维有限元网格中的各单元赋值, 包括单元的材料参数和应力应变状态。
有限元模型的建立与常规有限元方法相同, 即坝体结构不同部位的单元为4结点等参单元。裂缝单元也用4结点等参单元, 只是裂缝单元的材料取为软材料。事实上, 在有限元模拟中用软材料代替结构中的无材料部分是常用的处理方法。况且, 土石坝心墙中的裂缝或缺陷可能是张开的, 更可能是透水性很强的充填松软上体的区域。因此, 只要裂缝材料的力学性能取得远小于周围土体的力学性能, 用裂缝软材料模拟裂缝的方法, 所引起的计算误差是可以忽略的。
(4) 计算分析发生水力劈裂的可能性。依据建立的平面有限元模型, 根据上游水位计算裂缝两面上的水压力进行有限元演算, 得坝体应力变形, 确定裂缝端部单元的应力。如果计算得到裂端出现拉应力, 并且超过心墙土体抗拉强度的临界值, 即可判定发生水力劈裂。裂缝扩展后, 水体进入新扩展的裂缝, 水压力也作用于新的裂缝面, 则在有限元计算中将裂缝端部沿裂缝方向的非裂缝单元改为裂缝单元, 同时调整裂缝内的水压力分布, 并重新计算结构的应力变形。如此反复计算结构应力变形和判断水力劈裂是否发生, 直至不再发生水力劈裂或裂缝已经贯穿心墙。
3 结语
一般认为, 心墙坝水力劈裂的产生主要是由于应力拱效应导致心墙应力降低而引起。由于坝壳较硬, 心墙较软, 心墙沉降大, 其部分自重应力会传递到坝壳而导致心墙内应力下降, 尤其是竖向应力。竖向应力减小严重时, 导致竖向应力出现拉应力, 心墙会直接出现水平分布的拉裂缝, 不严重时也可能出现上游水压力超过心墙应力的情况, 从而水压力将心墙劈裂拉开。对于低土石坝水力劈裂判断己经积累了大量的经验, 而且, 低坝水头较低, 心墙拱效应轻, 发生水力劈裂司能性相对较小。心墙堆石坝越高, 心墙拱效应就越强烈, 水力劈裂发生的可能性就越大, 严重时甚至导致溃坝事故, 后果将不堪设想。因此, 研究更为合适的分析方法来判断高土石坝心墙是否发生水力劈裂变得尤为重。
摘要：我国现有水库8.7万多座, 大型水库的大坝70%以上是土石坝, 而中小型水库的大坝90%以上是土石坝。随着施工技术的逐步发展以及大型施工机械的应用, 坝高不断增加。在我国, 己有多座200m甚至300m以上的高土石坝正在建设或设计论证之中。对低坝, 经验比较成熟, 而高坝建设中仍有不少问题有待解决, 其中水力劈裂就是一个非常重要的问题。
关键词：土石坝,水力劈裂,分析
参考文献
[1]黎汉皋, 陈江.小浪底水利枢纽主坝施工技术[J].中国水力发电年鉴, 2000/01/01.