尿流式分析（精选6篇）
尿流式分析 篇1
我们对125份标本同时做流式尿分析仪、尿沉渣和显微镜分析,以了解3种计数方法对泌尿道细菌感染的诊断价值。
1 材料与方法
1.1 仪器与材料
IQ200型全自动尿液沉渣分析仪(美国)、UF-1000I流式尿分析仪(日本Sysmex)及手工显微镜系统(日本OLYMPAS光学显微镜),所用试剂及试纸条均为原装。UF-1000I型尿中有型成分分析仪中配置有与UFII专用质控品(2种浓度级别);IQ200型质控品为美国原装。其中,校准物批号为CA04122HI225000000,聚焦物批号为F00425H1104000000,用质控物对仪器进行质控,以保证其工作质量。
1.2 标本来源
随机收集我院住院患者晨尿125例样本。其中,男75例,女50例;年龄8~67岁,平均(31.2±22.5)岁;其中100例经详细询问病史,血、尿生化和免疫学检查及肾活检而确诊为肾小球疾病,另25例根据病史及有关影像学检查,如静脉肾盂造影、超声波检查、CT、腹部平片、膀胱镜及病理活检等分别确诊为肾输尿管结石、急性膀胱炎、急性肾盂肾炎、肾结核、前列腺癌等。
1.3 检测方法
用一次性洁净的塑料杯收集我院住院患者清洁中段晨尿20m L左右。将尿液混匀,分为3管。第1管用于IQ200尿液沉渣分析;第2管用于UF-1000I流式尿分析;第3管用于手工显微镜计数分析。3种检测方法都按各自的说明书或规程进行操作。对后两种方法测定细菌数超过空白上限均值的标本,均行尿沉渣涂片、革兰染色、镜检加以确认。
1.4 判断标准
IQ200尿沉渣分析过程及结果参照《全国临床检验操作规程》,红细胞0~3个/HP,白细胞0~5个/HP,管型0~1个/LP,超过此范围,视为阳性。UF-1000I结果评价标准参见文献[1]:红细胞:男性0~12个/μL,女性0~24个/μL,白细胞:男性0~12个/μL,女性0~26个/μL,超过此范围为阳性。手工显微镜计数结果以尿沉渣镜检结果为参照标准,手工显微镜计数阴性或UF-1000I阴性而尿沉渣镜检阳性为假阴性,手工显微镜计数或UF-1000I结果阳性而尿沉渣镜检阴性为假阳性。
1.5 统计分析
对于3种方法之间敏感性与特异性的比较采用卡方检验,P<0.05表示差异有统计学意义。所有数据的录入及统计分析均采用统计软件SPSS 15.0进行。
2 结果
三种方法检测细菌、RBC、WBC的检出率较一致,相比无显著性差异(P>0.05)。对RBC而言,检出率高低分别为IQ200>UF-1000I>手工显微镜;对白细胞而言,检出率高低分别为手工显微镜>UF-1000I>IQ200。具体情况见表1。
3 讨论
当前血尿是泌尿系统疾病的常见症状,明确出血部位和性质有助于疾病的诊治。其中,尿液分析是三大常规之一,分析的内容包括:外观及物理性状检查(尿量、颜色、浊度),干化学检查(化学物质的存在和量的变化),显微镜检查(尿沉渣),其中显微镜检查是鉴别尿中各种有形成分的金标准。但是,我们长期以来对尿沉渣检查重视不足,检查方法也不规范,对泌尿、循环、肝胆、内分泌等疾病的诊断及预后判断没有起到最大帮助[2]。很多患者及其家属目前尚不能接受该项检查。
UF-1000I运用流式细胞术及电阻抗原理,对尿液有形成分进行计数及分类,流式细胞仪分析比传统的尿沉渣分析方法在计数尿液中的有形成分方面精密度更好;且这一系统的免离心方式能使其具有高通量的自动化程度[3]。但是,该仪器不能消除草酸盐结、酵母菌、球菌、杆菌等对红细胞计数的影响;而且它对管型、精子等极高的假阳性率使得它只能作为尿液沉渣定量分析的过筛试验。全自动IQ200尿沉渣分析仪具有定量检测尿液中细菌数量的优点,在泌尿系统感染的诊断、治疗及疗效判断方面,较UF-1000I分析仪的定性检测又具有明显优势。据此,临床医师可判断感染的轻重,通过观察治疗前后细菌数量的改变,及时调整药物和治疗方案,从而达到最佳治疗效果。但因尿中有形成分复杂,形态大小不一,极易出现假阳性,故当存在干扰因素时,应进行显微镜复查,以提高尿沉渣检验质量。
从表1可见,3种检测方法各有利弊,对于红细胞、白细胞、管型和细菌的检测均可能导致假阳性和假阴性的情况。(1)红细胞:UF-1000I检测为阴性而尿沉渣镜检阳性的标本,经沉渣镜检证实,红细胞为碎片或少量影红细胞,所产生的荧光强度弱,位于低荧光区,且测定碎片的体积比小红细胞小,产生假阴性;显微镜检测阴性而尿沉渣镜检阳性的标本是由于患者服用大量Vit C导致尿高浓度Vit C的干扰;UF-1000I检测为阳性而尿沉渣镜检阴性的标本中有的经显微镜证实为红细胞完全破碎的血尿,有的分别是由霉菌引起的假阳性,或由尿中结晶和大量细菌引起[4]。沉渣分析仪能检测血红蛋白,是显微镜检查及UF-1000I所不能确定的,故沉渣分析仪检测弥补了UF-1000I及显微镜检测的不足。(2)白细胞:UF-1000I为阳性而尿沉渣镜检阴性的标本由尿p H值>8.0造成白细胞破碎,尿沉渣镜检检测不出,或由标本中有小圆上皮细胞、大量细菌、细小的非晶型尿酸盐和大量破碎的上皮细胞引起。手工显微镜检测定阴性而尿沉渣镜检阳性的标本中,经沉渣、涂片、瑞氏染色、镜检证实为淋巴细胞[5];另外,因注射大量庆大霉素药物、尿胆红素>11.25 mg/d、尿白蛋白>500 mg/d均可引起尿沉渣检测阴性而尿沉渣镜检阳性的结果,因白细胞检测受尿蛋白、尿胆红素等因素的干扰,检测白细胞的尿试纸条的酯酶反应减低或受抑制,白细胞检测结果出现假阴性。而UF-1000I测定阳性而尿沉渣镜检阴性的结果原因尚未明了,有待今后继续研究。
摘要：目的:探讨IQ200尿沉渣分析仪与UF-1000I流式尿分析仪及手工显微镜计数3种检测方法的临床应用价值,并进行对比分析。方法:随机收集我院泌尿患者125例,同时用IQ200尿沉渣分析仪、UF-1000I流式尿分析仪及手工显微镜计数进行检查。结果:3种方法检测细菌、RBC、WBC的检出率较一致,相比无显著性差异(P>0.05);RBC的检出率高低分别为IQ200>UF-1000I>手工显微镜;WBC的检出率高低分别为手工显微镜>UF-1000I>IQ200。结论:在临床运用上应把3种方法的优缺点有机地结合起来,并综合考虑应用。
关键词：IQ200尿沉渣分析仪,UF-1000I流式尿分析仪,手工显微镜计数,红细胞,白细胞
参考文献
[1]张家红,郭丽洁.UF-1000I型全自动尿沉渣分析仪临床应用价值分析[J].实用医技杂志,2004,11(9):564-566.
[2]邱方城,秦维超.Sysmex UF-1000I全自动尿沉渣分析仪检测尿红细胞影响因素分析[J].临床检验杂志,2006,24(6):472.
[3]徐礼杭.UF-1000I沉渣仪与显微镜检测尿液有形成分的结果比较及干扰因素探讨[J].2009,8(22):132.
[4]杨新原,张群智.UF-1000I尿沉渣分析仪检测尿红细胞786例结果分析[J].2009,8(22):53.
[5]彭慧文,吴耀良.UF-1000I全自动尿沉渣分析仪检测尿红细胞假阳性结果分析[J].检验医学与临床,2009,6(21):84.
尿流式分析 篇2
1 材料与方法
1.1 标本来源
收集2012年1月至2013年10月北京市石景山医院肾内科、泌尿外科住院病人中段晨尿标本700份。
1.2 仪器和试剂
奥林巴斯UF-1000i型全自动尿沉渣分析仪以及配套试剂, TDZ4-WS低速离心机, 奥林巴斯普通显微镜。
1.3 方法
每天开机后由同一名检验医生应用标准质控液进行仪器质控检查, 收集到的标本分成两个试管。一管由同一名检验医生进行显微镜检查操作, 尿液离心 (相对离心力400 g) 5 min, 取50μL尿沉渣置于洁净载玻片上, 高倍镜下连续计数至少10个视野内的红细胞、白细胞, 低倍镜下连续计数至少20个视野内的管型, 计算均值。另一管由分析仪进行检查。仪器与镜检之间结果以双盲方式判读。灵敏度=真阳性人数/ (真阳性人数+假阴性人数) ×100%, 特异度=真阴性人数/ (真阴性人数+假阳性人数) ×100%。假阳性率又称误诊率, 即实际无病, 但根据筛检被判为有病的百分比。假阴性率, 又称漏诊率, 指实际有病, 但根据筛检试验被定为无病的百分比。检验结果正常值判断标准:红细胞:男性0~12/μL, 女性0~24/μL;白细胞:男性0~12/μL, 女性0~26/μL, 管型0~1.0/μL, 无病理管型。
1.4 统计方法
所有数据采用SPSS16.0软件系统进行统计处理, 结果以±s表示, 计数资料采用χ2检验, 计量资料采用t检验, 以P<0.05表示有统计学意义。
2 结果
2.1 两种方法对细胞学检查的结果比较
将700例标本按照细胞含量高、中、低分别进行检测, 结果显示, UF-1000i型全自动尿沉渣分析仪检测数值明显高于普通显微镜检查 (P<0.05) , 见表1。
2.2 两种方法对尿标本平行检查结果比较
两组对红细胞、白细胞以及管型的检查均具有较好的灵敏度和特异度。但显微镜检查组对红细胞、管型其假阳性率以及假阴性率均较低, 与分析仪组比较差异有统计学意义 (P<0.05) , 见表2。
*与显微镜组比较P<0.05
*与显微镜组比较P<0.05
3 讨论
随着检验技术的不断发展, 尿液检查逐步成为诊断疾病以及健康普查的重要手段, 在临床应用越来越多。尿常规检查包括物理、化学以及尿沉渣检查等, 其中尿液分析仪检测因其快速、安全、便捷、所需标本量少等优点在临床应用中占有十分重要的地位[2]。UF-1000i型全自动尿沉渣分析仪是目前国内临床使用最先进的仪器, 它使用2种含多次甲基荧光染料的染色剂染色尿液细胞和颗粒, 被染色尿液细胞和颗粒发出的荧光能反映量化的细胞表面、胞质内的性状以及细胞核的性质 (DNA和RNA的数量) , UF-1000i型全自动尿沉渣分析仪通过流式细胞技术 (FCM) 来获得尿液细胞前向散射光及前向荧光的强度参数, 从而分析尿液中的有形成分, 包括红细胞、白细胞、上皮细胞、管型、类酵母菌和结晶, 并可定量显示, 在一定程度上提高了工作效率和工作质量[3]。
本研究结果显示, 700例标本按照细胞含量高、中、低分别进行检测, 两种方法检测准确性都较好, 但UF-1000i型全自动尿沉渣分析仪数值明显高于普通显微镜检查, 说明UF-1000i型全自动尿沉渣分析仪虽然具有计数精确的特点, 但是阳性率也比传统镜检要高。两组对于红细胞、白细胞以及管型的检查均具有较好的灵敏度和特异度。但是显微镜组对于红细胞、管型其假阳性率以及假阴性率均较分析仪组低。
在临床检测时必须注意: (1) 如果尿液中含有较多的脂肪滴、酵母菌时, 仪器会将其误认为是红细胞, 导致假阳性率升高;如果标本内存在畸形红细胞、靶形红细胞、红细胞碎裂或皱褶均会影响对红细胞的检查率[4]。 (2) 如果尿中含有小圆上皮细胞时, 由于其大小与白细胞体积大小相仿, 或聚集的结晶体等均是假阳性的主要因素。假阴性标本多为白细胞成团、细胞破坏、细胞模糊不清, 使计算机难以进行准确的图像分析所致[5]。 (3) 有的黏液丝在大小形态上接近管型、存在较多的上皮细胞、聚集的红细胞成串珠样排列等也可被误认为是管型, 大量非晶型尿酸盐结晶聚集也提示有管型存在[6]。 (4) 使用显微镜的低倍镜和高倍镜进行双重检测, 进一步对比可防止结果出现偏差。 (5) 尿液中出现酵母菌、血丝一定要进行显微镜检查。 (6) 红细胞为阳性但是细菌、结晶等都为阴性时, 不需要进行显微镜检查。
综上所述, UF-1000i型全自动尿沉渣分析仪检测尿液中有形成分具有速度快、灵敏度以及特异度高等优点, 尿液中有形成分复杂, 对尿液有形成分的测定易受多种因素影响而导致假阳性、假阴性, 所以不能只依赖仪器检测结果而不进行显微镜检查, 人工镜检是其有效的补充。
参考文献
[1]陈莹.FU-100流式尿沉渣全自动分析仪、尿干化学分析仪及显微镜检的临床应用意义探讨[J].中国社区医师 (医学专业) , 2013, 15 (6) :253-254.
[2]束国防, 芦慧霞, 章琴, 等.UF-1000i尿沉渣分析仪细菌参数在尿路感染中的应用[J].中华医院感染学杂志, 2012, 22 (20) :4668-4670.
[3]赖利华, 张莉萍, 黄莉惠.UF-1000i尿沉渣检测结果与临床诊断的符合性分析[J].重庆医学, 2013, 42 (7) :786-787.
[4]白垚, 程大林, 刘劲松.四种尿沉渣检查方法的比较[J].重庆医科大学学报, 2007, 32 (5) :518-520.
[5]薛冰蓉, 杨渝伟, 陈曦, 等.UF-1000i尿沉渣分析仪检测尿红细胞、白细胞影响因素的探讨[J].国际检验医学杂志, 2011, 32 (11) :1223-1224.
流式细胞分析仪激光电源维修 篇3
在日常维修医疗仪器电源时, 美国贝克曼公司的cytomics TM FC 500全自动流式细胞分析仪、美国BD Biosciences公司FACSCanto II流式细胞分析仪器里面的激光电源大多采用美国JDS Uniphase公司的激光电源驱动器。无论哪种电子设备, 只要采用了开关电源供电, 开关电源的故障率均最高, 约占整机故障率的50%[1]。然而, 我们在实践中探索了一个通过绘制电源的电路图来维修开关电源的方法, 这种方法既提高了仪器的维修成功率, 也使开关电源的维修变得快捷而容易。在制作电路图的同时还发现不同品牌机器的激光电源内部的设计其实大同小异, 因此, 对激光电源的故障维修也具有共性可以参考。以美国贝克曼公司的cytomics TM FC 500全自动流式细胞分析仪中的激光电源为例, 激光电源内部主要含有功率因数控制器、电流控制器、三角波与正弦波发生器及与机器相连的接口电路。在对该激光电源进行维修时发现, 故障经常发生在整机集成块供电电源部分、激光电源功率因数控制器部分及激光恒流控制器部分。下面对这几部分常见的故障分别进行分析。
1 电路分析与维修方法
1.1 波形合成器和集成块供电电源的维修
图1是波形合成器和集成块供电电源的主要部分, 它既是整机激光电源集成块的供电电源, 也是电压波形合成器的功率输出。它是通过接插件与电源主板相连的, 因此可以从电源主板上卸下进行检查和维修。图1是一个他激型的半桥驱动器, 他激型半桥式开关电源电路中的PWM电路包括PWM发生器、PWM驱动器、PWM控制器等电路[2]。U1A (IR21531) 就是这个他激型半桥式开关电源的PWM控制芯片。Q3和Q4是功率输出VMOS管, 这样的电路共有2个 (另1个图中没有画出) 。这部分电路经常会损坏, 元件损坏后的现象是F1熔断丝熔断, 但主板的主熔断丝一般不断。这时必有Q3或Q4功率场效应管损坏。维修时可将Q3和Q4同时换掉。整机集成块供电电源 (13.8 V) 是通过U2稳压块来提供的。U2 (MC33269) 是一个可调节的串联型稳压模块, 类似于LM317, 输出电压为改变R12或R13的值, 可以改变该稳压电源的数值, PCB板子上标注为12 V。根据R12和R13的实际阻值计算得到是13.8 V, 正常工作时测得的电压也是13.8 V。对此电路工作是否正常进行判别时, 只要在U2的输入端对地外加17 V的直流电压, 检查在外加17 V输入电压时, 输出电压是否为13.8 V。如果13.8 V输出电压正常, 则MC33269模块完好。D9 (SA24A) 是一个瞬态电压抑制保护TVS管, 当该路13.8 V电压故障时, 这个TVS管也常常击穿损坏, 维修可用相应24 V的TVS管替换。另一路波形合成器 (没在电路中画出) 的输入由2块ICL8038和另1块PWM控制器 (IR21531) 及2个功率场效应管组成, 2块ICL8038分别组成正弦波和三角波发生器。检查2块ICL8038有否损坏, 可用示波器检查这2块集成块在外加+12 V电压时是否有正弦波或三角波输出, 这2块集成块一般不常损坏, 所以也没在图1中画出。但与ICL8038相连的另1块IR21531和另2个功率场效应管, 类似于图1的U1A和Q3、Q4也容易损坏, 当这2个功率场效应管损坏时, 故障现象也是局部熔断丝F1熔断。维修时同样可将另一个IR21531芯片和2个功率场效应管一并换掉。此时, 这块波形合成器和集成块供电电源板就基本修复。检查这块电源板的最终好坏可在图1的+385 V处串联1个100 W的钨丝灯泡外加+300 V的直流电压 (注意是在这块电源板和主板分离的情况下) , 正常情况下灯泡灯丝微红, output+200 V处应该测到的电压, 同时在U2的输出端能测到13.8 V的直流电压。
1.2 功率因数控制器部分的维修
电源的功率因数控制器芯片采用ML4800, 是一款平均电流控制型PFC控制器。ML4800由平均电流控制的Boost型PFC前级和1个PWM后级组成, PWM级可以用作电流型或电压型控制的变换器[3]。平均电流PFC控制环路通常包括电压和电流2个环路, 通过电压环调节平均输入电流, 以保持输出电压稳定, 通过电流环控制输入电流, 使之跟踪输入电压[4]。
功率因数控制器部分在激光电源的主板上, 具体电路如图2所示 (见上页) 。
在图2中, U1 (ML4800) 兼功率因数控制器和PWM输出器双重的作用, 12脚是功率因数控制器输出, 最终控制Q9 (47N60) VMOS管, 使输入电压和输入电流接近正弦波。11脚是PWM控制输出, 主要控制激光电源的恒流输出。当U1损坏时, 功率因数调整管Q9一般会损坏 (短路) , 由于385 V直流部分短路, 主板熔断丝会熔断。维修时, 需要更换U1 (ML4800) 、Q9 (47N60) VMOS管。由电路分析可知, Q9烧毁时会累及Q8, 此时要检查Q8 (IRP802) 驱动场效应管的好坏, 该场效应管损坏时可以用其他VMOS管替代, 但Q9最好换上47N60, 因为这是一个VDS耐压达600 V以上的大电流功率场效应管, 普通管子很难替代。有时功率场效应管的前置驱动器U3或U4 (EL7242) 也会损坏, 现象为U3或U4的8脚对地电阻变小。用R×1挡指针式万用表红表笔接地, 黑表笔接U3或U4的8脚, 若阻值小于100Ω, 要考虑U3或U4损坏, 维修时可将相应的U3或U4集成块换掉。
1.3 激光电流控制器功率部分损坏的维修
激光恒流部分是通过控制图2的A2改变U1 (ML4800) 的PWM输出实现的。U2 (IR2117) 是功率驱动器;Q3、Q4是一对互补型的晶体三极管, 作功率场效应管的驱动;Q5 (RIFP460) 是输出VMOS管, Q5的漏-源极回路即为激光电流的输出回路。恒流的负反馈是通过串在回路中的LTS25-NP电流互感器对图2中的U1进行综合控制而实现的。若电源主板熔断丝熔断、Q5烧毁, 但Q9完好, 则功率因数控制器部分没有损坏, 是激光电流输出器件损坏, 这时除了更换Q5 (IRFP460) 功率场效应管以外, 还要检查D2 (HFA15TB60) 、Q3或Q4这对互补晶体管三极管, 如果这对晶体管没损坏, 则U2 (IR2117) 基本是好的, 否则需要同时更换U2。功率场效应管的检测和代换可参考有关书籍[5]。
1.4 接口电路分析
接口电路是位于电源面板背面的另一块接插件 (图中没有画出) , 它的电源来自图1中B1的另一个次级绕组, 经整流、7815和7915 2个三端电压稳压块稳压 (图中没有画出) 给相应的接口元器件供电, 维修时须在7815和7915稳压块的输入端加上±20 V的电压, 检查有否有±15 V的输出, 如果有, 说明7815和7915稳压块是好的;否则, 需要更换稳压块。另外, 图2中A2与接口电路部分是通过光耦相连的, 因此, 接口电路部分不容易损坏。
2 讨论
各种有源的医疗仪器大量采用新型的开关电源, 为了减少开关电源的噪声、提高开关电源的效率, 往往加1个功率因素控制器。开关电源可以做稳压 (恒压) 输出, 也可以做恒流输出, 平常看得比较多的是稳压电路, 而激光电源需要稳流控制。本文对开关电源的功率因数控制器及开关电源恒流控制的维修经验做了一些探讨。维修任何开关电源, 我们的经验是最好把其电路图画出来, 这步骤看起来似乎有些难度, 但熟能生巧。有了电源的电路图, 就可以对各种故障进行准确的分析和判别, 从而能大大提高仪器的维修成功率。
参考文献
[1]刘建清.开关电源维修从入门到精通[M].北京:人民邮电出版社, 2010:55-56.
[2]王水平, 孙柯, 王禾.开关电源原理与应用设计[M].北京:人民邮电出版社, 2012:277-278.
[3]周志敏, 周继海, 纪爱华.开关电源功率因数校正电路设计与应用[M].北京:人民邮电出版社, 2004:179-180.
[4]贲洪奇, 张继红, 刘桂花, 等.开关电源中的有源功率因数校正技术[M].北京:机械工业出版社, 2010:225-226.
尿流式分析 篇4
贯流式水轮机是适用于低水头,大流量的水电机组[1],由于河流上游流量的不稳定,机组需要经常改变运行工况[2],特别是在非协联工况下,水轮机内部流态会急剧恶化,对过流部件的空化性能会产生很大的影响[3]。叶片和导叶之间漩涡与尾水管涡带是引起压力脉动的重要原因之一,其中尾水管涡带所引起的低频振动引起众多学者兴趣。当水轮机在偏离于最优工况点运行时,尾水管中的会产生空腔涡带,且其涡带形态与此时水轮机负荷的大小有着密切的关系,在低负荷时出现螺旋状偏心涡带,高负荷时产生柱状涡带。尾水管内流场的特性会因为空化涡带的形态变化而随之改变。杨静[4]采用LES模型对混流式水轮机尾水管内涡带引起的压力脉动进行了研究。夏林生[5]等对灯泡贯流式水轮机在飞逸状态下进行了全流道的数值模拟,计算了此过渡过程中尾水管内涡带的演变规律。季斌等[6]通过计算小流量工况下过流部件之间的动静干涉作用以及涡带的演化过程。钱忠东等[7]采用大涡模拟湍流模型,对灯泡贯流式水轮机额定工况下和偏工况下进行了计算,分析不同流量下尾水管内产生的涡带对压力脉动的影响,并与实验数据进行了比较。王磊等[8]基于气泡两相流的方法,对白鹤滩模型水轮机进行定长和非定常计算,预估了水轮机转轮和尾水管内空化的发生情况,并与实验结果进行了比较。由于灯泡贯流式水轮机在国内研究起步较晚,因此相关的一些研究多见于国外[9,10,11]。
本文采用汽液混输相均质假设和基于组分输运方程的空化模型,通过求解汽液混相均质流的雷诺平均N-S方程以及汽相组分输运方程,并考虑不可凝结汽相的影响,计算了贯流式水轮机尾水管内部的空化流场和压力脉动变化特点。
1 基本参数和计算工况
1.1 基本几何参数
根据提供的基本参数,以Pro/e为三维建模软件,图1 为建立从进口到尾水管出口的全流道几何模型,图2为转轮的几何模型,表1列出了水轮机基本参数。
1.2 网格参数
对几何模型进行网格划分,采用ICEM网格划分软件对进口区域,尾水管和流道进口划分为六面体结构化网格,对转轮和导叶划分为四面体非结构化网格。为了减小网格数对计算结果的影响,对设计工况点进行网格无关性假设,最终确定的网格数为10 065 610,节点数为2 788 414,计算所用的网格如图3所示,网格无关性假设,如图4所示。
2 数值计算方法
2.1 数学模型
由Rayleigh-Plesset方程得到的空泡特性和考虑各种影响的空化模型,水轮机中空化流动计算的连续性控制方程描述如下。
(1)混合流体的连续性方程:
(2)汽相的连续性方程:
蒸汽生成率:
蒸汽凝结率:
(3)混合流体的动量方程:
式中:ρ为水流相和空泡相形成的混合流体质量密度;v为混合流体的速度矢量;f为空泡相的质量组分;Re为水蒸气的生成率;Rc为水蒸气的凝结率;P为静压力;μ为分子黏性系数;μt为湍流黏性系数;g为重力加速度矢量。
由于采用了混合流体处理水轮机内部的空化流动,因此湍流模型中的和在形式上与单相流动相同,但其中的混合变量均为混合流体的平均量。计算中的物性参数取工作水温为25时的值,根据水轮机的实际运行情况,其中汽化压力=3 540,水-空泡表面张力-0.071 7NM,假定水中不凝结性气体的质量组分为1×10-5。
2.2 离散和湍流模型
对计算区域采用混合网格,采用有限体积法对上述方程进行离散求解。时间项采用全隐世离散,扩散项和离散相采用中心差分格式,动量方程的对流项采用二阶迎风差分格式,变量储存在控制体中心,压力和速度采用SIMPLEC算法进行耦合求解。由于水轮机在偏工况运行时,存在漩涡,二次流等复杂流态,本文定常计算使用RNG k?ε模型代替标准的k?ε模型,非定常计算采用SST湍流模型,空化模型选用基于输运方程模型的Singhal完全空化模型[9,10]。
2.3 边界条件
为了模拟真实情况下水轮机内部的流动情况,在计算流动区域进口面上根据流量给定速度条件,并假定速度垂直于进口面;出口边界条件:自由出流;壁面边界条件:采用无滑移边界条件。初始流场条件:设置导叶和桨叶开度为某一固定值,通过三维定长计算得到流场结果,以此作为非定常计算的初始结果。为了预测尾水管的压力脉动,全文进行全流场的非定常湍流计算,考虑后期进行频谱分析的需要,计算的时间步长定位转轮旋转一圈的1/360,转速n=68.18r/min,得到非定常的时间步长为0.002 444 5s。
3 计算监测点位置与试验
3.1 计算监测点
从导叶段到尾水管一共取了6个截面,截面A位于导叶出口处,截面B位于转轮出口处,截面C位于轮毂尾部,截面D为尾水管进口处,截面E,截面F位于尾水管中后部,在每个截面上均匀取四个监测点,共有24个监测点。如图5所示。
3.2 模型试验
为了保证几何模型建立的准确性,对所计算的结果与模型试验进行了对比。本次的模型试验由东方电机股份有限公司承担,如图6所示,试验台参数均满足ICE所规定的要求[11],图7为在额定水头下数值计算和模型试验的效率变化曲线。
通过图7线可以看出,效率的变化趋势基本一致。在较大空化数下,空化并没有对水轮机的外特性产生明显影响,效率基本保持不变。然而当空化数降低至初生空化附近时,效率曲线出现小幅度下降,其原因可能是由于少量的空化气泡出现在叶片出口边附近时,转轮出口速度矢量的方向发生了改变,尾水管进口的轴向速度有所增加,因此效率略微下降。
随着出口压力的进一步降低,较大范围的空化气泡产生在叶片区域及尾水管内,严重阻塞流道致使流量及输出功率降低,进而导致效率曲线明显下降,效率下降3%时的空化点即为临界空化点。然而受到计算精度及非定常计算的数值模型等因素的影响,数值计算的结果略高于实验得到的结果。
4 计算结果与分析
4.1 定常计算结果
图8为在不同空化系数下流场内压力和流线分布。从图8中可以看出,随着空化系数的降低,流道内的流线密集程度逐渐在降低,说明流道内的流体流通性较好,没有发生边界层分离,二次流和漩涡等干扰正常流动的因素较少,这时流场比较稳定,水力损失少。当空化系数继续降低后,转轮出口处压力持续下降,在尾水管内出现的“柱状”低压区面积增大,此时流道内空化发生加剧,含有气体的空泡附着在叶片表面,降低了叶轮的做功能力,并且气泡充满流道阻碍了水流的正常流动,使流道内流场结构产生了巨大的改变,致使水轮机的效率继续降低,这与图7 中所显示的效率变化是相符的。通过定常计算,数值模拟的效率和模型试验的结果相差不大,说明了本次计算的准确性和数值计算的可靠性。
4.2 非定常计算结果
图9为在空化系数σ=1.2 尾水管内涡带随时间的变化图。从图9中可以看出,在水轮机尾水管内的空化涡带形态呈现为接近“柱状”,涡带长度以及直径均随着时间的变化而演变。在转轮转动一个周期刚开始时,在尾水管内出现体积较小的柱状空化涡带。随着时间的向后推移,空化区域逐渐增大,空化涡带体积变化剧烈,在涡带体积增大的过程中,尾部会出现脱流;当到达0.6 t时,涡带的尾部直径会出现很明显的突然减小,这种现象称之为“环形水跃”,Dorfler[12]在使用两相流对空化涡带进行数值模拟中也发现了这个现象,并且这种现象在单相流的模拟中不会出现。这与Alligne S[13]等所研究的现象是一致的。当转轮周期继续增加时,尾水管内的空化涡带直径及长度仍会继续增大,此时尾水管内空化已经发展至非常严重的程度,大量的气泡会堵塞流道。环形水跃现象一般解释为:柱状空化涡带主要通过体积波动来影响流场,但空化涡带本身也是在不断旋转的,受尾水管扩散段及下游流场的影响,空化涡带的尾部附近流场压力会越来越高,空泡体积浓度越来越低,因而无法继续形成直径较大的空化涡带,所以会出现突然的水跃。随着空化涡带体积波动过程,涡带环形水跃以下直径较小的部分会出现频繁的空泡增长和脱落现象。
4.3 压力脉动计算结果分析
图10为图5 中所示截面中监测点1 处的压力脉动时域图。由图10中可以看出,所检测截面上压力的相位和脉动周期均表现出了相似的变化规律,但是流体经过转轮做功后使这些位置表现出不同的压力脉动特性。从导叶出口处到尾水管内所监测的截面上可以看到,在导叶出口处,由于并未发生空化,所以此处压力值与其他部分相比较高,压力波动平稳;在转轮出口处因为发生了空化,此处的压力波动剧烈,在一个大的波动后出现若干个较小的脉动区域,随着时间的向后推移,这种变化会不断地持续下去,压力在数值上呈现出剧烈下降趋势,这与流场中所展示的压力变化是相吻合的;随着在轮毂末端区域出现明显的柱状空腔涡带,沿着水流方向尾水管两侧呈现出对称性延生分布,且涡带区域有着不断扩大的趋势,表现出了极强的不稳定性,因而压力进一步降低波动更加剧烈;在尾水管中段,涡带消失,空化涡带由于自身的旋转作用的减弱而对内部流场的压力影响同样愈见下降,此时压力数值回升,所以表现为监测面E和F上压力脉动的相位差也愈来越小,波动趋于平缓,这对于尾水管的压力回复性能提高是有利的。当空化系数降低时,整个流场内压力波动加剧,并且压力数值大幅降低,这是由于空化发生更加剧烈所导致的。
水轮机在稳定运行过程中,机组的转频为fn=1.123 6Hz,对计算数据进行快速傅里叶变换得到频域图。
图10中右侧为在3个空化系数下相应截面监测点1的压力频谱,3个工况下的结果比较类似,转轮出口处、尾水管内转频为4fn,为叶片通过频率,此时频率下压力脉动的幅值较小;轮毂末端和尾水管进口处的转频为0.8fn,属于低频压力脉动,这时压力脉动幅值相比较大,这是因为柱状空化涡带工况尾水管进口处流场出现“环形水跃”现象,导致涡带尾部受到水流产生的脱流现象而导致空泡不断发生溃灭的影响,这时流场内部出现十分明显的流量不均匀性,这就是导致压力脉动幅值在此处高于其他地方的原因。
不同频率的压力脉动同时向着上游和下游同时传播开来,与此同时幅值不断降低,说明幅值会随着距离的增加而降低,最小幅值出现在尾水管中段,这是由于此处涡带已经逐渐消失,受到涡带影响很小,流体运动平稳。从图10 中还可以看出,除了空化涡带所占据的主频以外,流场中还存在一个空化涡带所引起的频率为5fn的次频,从B、C、D 3个截面可以明显看出其对于流场的影响,这和图9中出现的小幅动的压力波动相对应。随着空化系数的降低,压力脉动幅值增大,这是由于流道内空化发生加剧,形成各种复杂的空化漩涡,特别是在轮毂末端和尾水管进口处不断增强空腔涡带,诱发了大量的低频高幅压力脉动,易引发由于空化涡带产生的噪声。导叶和转轮之间截面A中监测点压力脉动主频为fn=4.54 Hz,接近转轮的叶频,这主要是由于转轮在旋转过程中切割活动导叶所形成的射流-尾迹产生强烈的动静干涉作用,在此作用下,造成了频率较高的低幅压力脉动,因而很容易引起机组的振动。此时压力脉动的最大幅值ΔH/H达到6.7%,幅值沿着下游方向减小,动静干涉作用随着逐渐远离叶轮而影响逐渐降低。
5 结论
(1)随着时间的变化,空腔涡带的体积逐渐增大,涡带的长度增幅远大于直径的增幅,涡带分布均匀,位于尾水管中部;在涡带的尾部由于不断出现的小的空泡脱流及溃灭,从而导致了涡带尾部出现“环形水跃”现象。
(2)涡带出现时,尾水管内所取的截面监测点位置处压力脉动的相位差并不是完全相同的,尾水管内压力脉动以低频为主,涡带主频为转频,其余频率由涡带公转产生以2~5倍主频的次频;从转轮出口到尾水管进口处压力脉动变化最为剧烈,这与此处产生空腔涡带有关;随着空化系数的逐渐降低,监测点处压力脉动变化更加剧烈。
(3)压力脉动对空化系数的变化很敏感,空化系数越低,压力脉动越严重,会降低机组运行中的稳定性,使水轮机的水力效率下降。
摘要：采用基于气泡动力学的两相流方程,对灯泡贯流式水轮机进行全流场的非定常湍流数值模拟,计算了在大流量工况下水轮机内部发生空化时的能量特性和尾水管内涡带的演变特点。计算结果表明:当水轮机在大流量下运行时,尾水管会出现“柱状”空腔涡带,随着时间的变化,空化涡带体积发生大幅度增加,在涡带尾部有“环形水跃”现象出现,此时在尾水管内壁处压力脉动也随之增大;在不同的空化系数下,压力脉动从转轮出口处开始增加,由于空泡的体积波动主要发生在尾水管内,因而压力脉动振幅在尾水管内达到最大,压力脉动会沿着尾水管向下游传播,逐渐减小;尾水管内压力脉动以低频为主,涡带主频为转频,其余频率由涡带公转产生的以2~5倍主频的次频。
竖流式二沉池的数值模拟与分析 篇5
1数学模型
1.1紊流数学模型
沉淀池内部水体由于水力半径很大而处于紊流状态, 因而对其的研究应建立在紊流数值模拟的基础上。标准k-ε模型在紊流模拟中得到了广泛的应用, 但由于它对雷诺应力各分量采用了各相同性的假设, 不太适合浮力流、重力分层流等各项异性较强的流动, 于是出现了重整化群 (RNG) k-ε两方程模型[5]。这种改进的k-ε模型考虑了紊流漩涡, 提高了计算精度并可以正确处理近壁区域的计算。因而本文采用RNGk-ε 两方程模型进行数值模拟, 紊流动能k和紊流动能耗散率ε 是2个基本未知量, 与之相对应的输送方程[6]为:
式中:η为黏性系数;ηt为紊流黏性系数;
1.2多相流模型
本文所研究的二沉池主要是去除密度稍大于水、颗粒粒径较小的污泥。通常认为污泥颗粒在流场中对水的跟随性较好, 不会大幅干扰流场, 因此采用混合物模型 (Mixture Model) 。 Mixture模型是一种简化的多相流模型, 它假定在短空间尺度上局部平衡, 来求解混合相的动量、连续性和能量方程, 第2相的体积分率以及滑移速度和漂移速度。
连续方程为:
式中:ρm是混合相密度;vm是混合相质量平均速度;m是质量源的质量传递。
动量方程为:
式中:n是相数;F是体积力;g是重力加速度;μm是混合黏性; vdr，k是第k相的漂移速度。
第2相p的体积分数方程为:
式中:αp是第p相的体积分数。
1.3模型的离散与数值求解方法
微分方程采用有限容积法中的控制容积法进行离散, 压力速度耦合方程采用SIMPLE算法求解, 体积分数方程采用一阶迎风格式求解, 动量、紊流动能和紊流耗散率均采用二阶迎风格式求解。
2模拟对象结构及条件
2.1竖流式二沉池结构
本文研究对象为竖流式二沉池, 污水从沉淀池中心管自上而下流入池中, 中心管下设伞形反射板, 使污水在池中均匀分布, 然后沿池的整个断面缓慢上升。澄清水从池周上端的溢流堰排出, 流出槽前设置挡板隔除浮渣, 而污泥在重力作用下沉降入池底锥形污泥斗中, 其结构示意见图1。模拟时采用的相关设计参数是根据《室外排水规范》和《给排水设计手册》计算确定的, 具体数据见表1。
竖流式二沉池的池体属于中心轴对称结构, 理论上沉淀池内部没有沿池周方向的运动, 因此可以将其简化成二维对称面的一半进行计算。
m
2.2模拟条件
竖流式二沉池中心管进流速度为0.03m/s, 进水污泥体积分数为0.003 4, 密度为1 140kg/m3, 质量浓度 (体积分数×密度) 为3.8kg/m3, 颗粒取平均粒径80μm。进口边界条件采用速度进口边界 (velocity inlet) 条件, 并且假定进水口处速度、断面的紊流动能和紊流耗散率都均匀分布。上清液出流采用压力出口边界 (Pressure Outlet) 条件, 出口压强为当地压强;固体边壁采用无滑移边界 (Wall) 条件, 粗糙影响程度由壁函数确定;自由液面的边界条件指定为对称边界 (Symmetry) 条件。使用结构化四边形网格对沉淀池进行分区网格划分, 并加密网格验证网格无关性, 结果证明116 777个网格数能够满足本次数值模拟要求。
本次模拟的竖流式二沉池设计采用定期排泥的方式, 从其运行的过程来看是一个瞬态的过程。为了更贴近于工程实际, 本文首先对沉淀池的排泥过程进行稳态计算, 并以收敛后的结果作为初始条件, 然后对其进行瞬态数值模拟。时间步长取0.2s, 收敛精度为10-3。计算时对出口处污泥的平均体积分数进行监测, 保证出水水质达标。
3模拟与分析
根据影响沉淀效果的主要因素, 本文从沉淀池流线分布、 沉淀时间、污泥质量浓度和喇叭口间隙宽度等方面进行分析。
3.1流场模拟与分析
竖流式二沉池模拟流线显示, 其内部流场情况与运行时间相关, 详见图2。沉淀池内随时间推移会出现诸多回流区, 但其中一些存在的时间很短, 因此本文针对持续时间较长的回流区进行分析。主要的回流区存在于沉淀池中部以及有效沉淀区池壁处。
进水初期, 由于混合液密度的差异, 水流沿反射板底部快速进入池内, 然后顺着池壁流出。根据埃施 (Esch, R.E.) 提出的方法计算出弗劳德数Fr=0.2, 满足临界值0.2~0.7, 因而产生异重流。而受混合液沿池壁流动的影响, 沉淀池中部产生了较大的回流区, 并在一段时间内影响范围逐步加大, 至3 200~4 800s回流区面积最大。然后随着混合液开始充满流场, 进水与池内流体密度差缩小, 混合液在喇叭口可以完成一定的有效扩散而较均匀地进入沉淀区。之后进入流态过渡时间段 (4 800~6 400s) , 此时沉淀池中部回流区逐渐减小, 至5 600s基本消失, 但是到6 400s时在池壁处又产生了较小的回流区, 这段时间回流区由池中心过渡到池壁处, 面积由大变小。此后池壁处回流区逐渐减小, 运行至12 000s时消失。至此有效沉淀区内无明显回流区, 流场的流线能够较均匀分布。
下面从流速的角度分析竖流式二沉池中的异重流发展过程。从图3中可以看出, 进水初期, 反射板表面流速很快, 靠近喇叭口处出现反向流动即回流, 这点可以从流线图中得到印证。 第2阶段, 随着池内混合液质量浓度的增加, 喇叭口处不再有回流, 进水异重流现象得到减缓, 污水主要从间隙下半部分均匀流出, 径向速度约为20mm/s。第3阶段, 进水从整个间隙扩散流出, 速度呈现中间大、两头小的特点, 而流速最大点随时间推移逐渐上移。其原因为随运行时间推移, 间隙处污泥质量浓度上升并逐渐大于进水质量浓度, 出现一定浮力流现象。
3.2沉淀时间
在喇叭口处取10个质点, 由Fluent软件可以得到各个质点从喇叭口至沉淀池出口的迹线和停留时间, 将这一组时间进行平均化计算 (其中不包括已沉入池底的颗粒) , 就得到了该时刻混合液的平均沉淀时间, 各运行时刻的平均沉淀时间见表2。
h
通过分析表2发现, 各时刻的平均沉淀时间与理论沉淀时间都存在不同程度的差异。沉淀时间的变化趋势与有效沉淀区内的回流发展是一致的, 因为这个区域的存在减小了沉淀池的有效容积, 使得水流沉淀时间缩短。根据之前对流场发展过程的分析可知, 初期随着异重流影响范围的扩大, 回流区增大, 沉淀时间逐渐减小。运行至4 800s后, 回流区快速由池中逐渐过渡至池壁, 过渡过程中回流区影响变小, 因而在5 600、 6 400s平均沉淀时间增大。此后池壁的小范围回流区随着时间推移逐渐消失, 沉淀时间接近设计值, 沉淀池逐步进入稳定运行期。
3.3污泥质量浓度分布
图4为距沉淀池中心轴1.5m处断面的不同时刻污泥质量浓度分布曲线, 这个结果同竖流式沉淀池试验结果[8]比较吻合。从图4中可以观察到, 水深3.2 m左右存在明显的分界面, 在界面以上污泥质量浓度很小, 为清水区。清水区高度随运行时间的推移有所减小, 至9 600s时高度为3m。在此界面以下至反射板进水区附近, 污泥颗粒相互碰撞, 质量浓度迅速升高, 此为干涉沉淀区。接下来是质量浓度一致的成层沉淀区, 在7 200s之前它的高度较大, 但随着污泥颗粒在池底的不断积累, 污泥斗内逐渐压缩为浓缩区。整体来看, 越靠近浓缩区底部污泥质量浓度递增得越快, 但在接近底部时出现减小又迅速增加的现象。这是由于此断面底部为污泥斗斜壁, 运行时有一层浓缩污泥沿壁面下滑至污泥斗底部, 这层流动污泥显然质量浓度会低于周围的稳定浓缩污泥。
3.4喇叭口间隙宽度
喇叭口与反射板间隙大小影响着竖流式二沉池进水的均匀性, 调整间隙为0.3m和0.5m, 再次进行数值模拟。由模拟结果可以发现, 设计间隙0.3m的沉淀池进水初期仍是沿池壁出流, 沉淀池中心有较大回流区。然后随着污水不断进入, 回流区逐渐减小。但由于0.3 m的间隙较小, 不利于进水扩散, 因而回流区相对来说更大, 持续时间更长。而设计间隙为0.5 m的竖流式二沉池无论是回流区的发展趋势或存在时间与图2中间隙0.4m的沉淀池都很相似, 但是当运行时间较长后, 0.5 m间隙处浮力流现象更加明显, 从而影响进水的均匀性。因此间隙偏大或偏小都不利于二沉池内部的流速均匀分布。
4结论
本文利用RNGk-ε紊流模型和多相流Mixture模型, 借助流体力学软件Fluent 6.3.26, 对定期排泥的竖流式二沉池进行了瞬态数值模拟, 得到了不同运行时刻沉淀池内部的流场和污泥质量浓度分布等情况。模拟结果表明:
(1) 竖流式二沉池运行过程中流场变化较大, 其间产生的回流区会使流速分布不均匀, 导致不同程度的短流现象, 与理想沉淀池的假设相差较大。进水初期有明显的异重流现象, 并导致有效沉淀区产生较大的回流区。随着运行时间增加, 异重流现象逐渐消失, 至2h后沉淀池内流速分布较均匀, 平均沉淀时间接近设计值。
(2) 沉淀池内存在着明显的泥水界面和压缩界面, 运行2h内泥斗内主要是成层沉淀区, 之后逐渐压缩为浓缩区。
(3) 运行时间越长, 竖流式二沉池内流场发展得越均匀, 但随着池内污泥质量浓度的升高, 喇叭口进水处会出现浮力流, 压缩有效沉淀高度, 影响沉淀质量。同时排泥间隔过长会导致污泥上浮, 这种微生物反应导致的现象暂时无法在数值模拟中考虑, 因而在实际运行时应兼顾到污泥上浮情况来控制排泥间隔时间, 保证沉淀池稳定运行。
参考文献
[1]Krebs P, Vischer D, Gujer W.Inlet structure design for final clarifiers[J].J Environ Eng, 1995, 121 (8) :558-564.
[2]屈强, 马鲁铭, 王红武.辐流式二沉池固液两相流数值模拟[J].同济大学学报 (自然科学版) , 2006, 34 (9) :1 212-1 216.
[3]Krebs P, Armbruster M, Rodi W.Laboratory experiments of buoyancy-influenced flow in clarifiers[J].Journal of Hydraulic Research, 1998, 36 (5) :831-851.
[4]Krebs P, Stamou A I, Garcia-Heras.Influence of inlet and outlet configuration on the flow secondary clarifiers[J].Water Science and Technology, 1996, 34 (5-6) :1-9.
[5]Yakhot V, Smith L M.The renormalization group the expansionand derivation of turbulence models[J].Journal of Science Computing, 1992, 7 (1) :35-61.
[6]陶文铨.数值传热学[M].2版.西安:西安交通大学出版社, 2001.
[7]Speziale C G, Thangam S.Analysis of an RNG based turbulence model for model for separated flows[J].Int J Engng Sci, 1992, 30 (10) :1 379-1 388.
阀配流式柱塞泵的噪声试验与分析 篇6
液压系统中,柱塞泵组是产生噪声的主要元件[1,2],因此柱塞泵组的噪声特性一直都是衡量柱塞泵组性能的最重要的指标之一。降低柱塞泵组的噪声成为了柱塞泵的开发中最重要的研究课题[3,4]。通过对某型阀配流式柱塞泵的噪声试验,得到了试验数据,分析了该型阀配流式柱塞泵的主要噪声源[5]。
1 测试系统及测点布置
柱塞泵组的测试系统主要由管道系统、被测泵组、试验台架、传感器、数据采集处理系统组成。如图1所示节流阀用于调节柱塞泵的工作压力,其量值由压力表测量直接显示,流量传感器用于测量柱塞泵的输出流量,振动与噪声测试仪采用B&K3560D型振动噪声测试分析系统,噪声测试系统的采样频率为10kHz。
为更好的测试泵组在各个方向上的噪声特性,分别在泵组的左方、前方和右方取噪声测点1、2、3,各点距泵组表面1m,距地面1.4m,取测点4距泵组顶部1m。
2 数据处理原理
噪声源能量的动态范围较广,通常人类发声所产生的噪声的声功率级为10～5W,而螺旋桨飞机的声功率达到100W,所以通常采用声压级、声强级及声功率来评价声场的强度。一般的噪声均为不相干波,其总声压级可用下式表示:
1—进水截止阀;2—进水管路;3—振动测试传感器; 4—出水管路;5—压力表;6—出水截止阀; 7—信号处理PC;8—B&K振动与噪声采集系统; 9—流量变送器;10—节流阀;11—噪声测试仪; 12—液压试验台架;13—泵组;14—隔振器
式中:Lpi—第i个噪声源声压级。
通常情况下,声压计所测的噪声以时间为参数的信号,其与所测设备的旋转频率等参数有密切的联系,为了解噪声中的各个频带的能量大小,常对所得信号进行频谱分析,比如把频率变化范围分成若干较小的段落,即频程,然后研究不同频带内噪声能量的分布情况,常用的频程有倍频程和1/3倍频程。
噪声等级的试验过程中,主要测试阀配流式柱塞泵组的A计权声级,其为:
式中:LA—随时间变化的A声级;
T—总测试时间
在振动加速度分贝的计算过程中,一般都按下式计算:
式中:dA—振动加速度分贝值;
ac—振动加速度值(m/s2);
ac0—加速度基准值,ac0=1.0×10-5 m/s2。
3 泵组主要噪声源
a) 根据柱塞泵组的结构及其工作原理可知,阀配流式柱塞泵的噪声源主要包括以下几个部分:
1) 流体噪声
该型柱塞泵不可避免地产生压力脉动,而当压力脉动与管路系统固有频率相近时,则会加剧管路系统噪声。并且会出现气穴现象,产生气穴噪声。而水流通过方向、面积变化的流道或阀口时也会产生噪声,流体噪声一般以流量脉动噪声为主。
2) 机械噪声
由于转动元件转动时,本身的不完全对称性对支承轴承施加周期性的力而使支承发生振动,从而产生振动噪声,同时,电动机的驱动扭矩随着压力脉动而波动,加剧了电动机和减速箱及泵曲轴的振动噪声。
3) 配流阀撞击噪声
配流阀在吸压水过程中的交换会导致阀芯与阀座发生碰撞,从而产生撞击噪声。
4) 空气噪声
由于柱塞泵的压力脉动,泵组的管路等元件相当于噪声振动源,从而把噪声辐射到周围环境中去。
b) 综上所述,泵组的振动噪声频率主要包括:
1) 6Hz压力脉动频率;
2) 流体作用柱塞而导致曲轴扭矩的波动频率,其为柱塞数与曲轴转角频率之积,为21Hz;
3) 配流阀撞击频率为42Hz;
4) 进出水口管路系统引起的管路振动频率,其主要与管路系统有关,其频率较高;
5) 电动机转动频率为12.2Hz;
6)减速箱齿轮啮合频率,已知减速箱内齿圈齿数为85,太阳轮齿数为29,行星轮齿数为28,电动机转速为734r/min,因此减速箱的主要振动频率为264.5Hz太阳轮与行星轮之间的啮合频率,351.6Hz的行星轮与内齿圈的啮合频率;
7) 电动机电磁噪声频率。
通过对测试所获取的振动与噪声信号进行频谱分析就可以得到引起振动的主要原因以及噪声的主要来源。
4 噪声测试与分析
在常压及额定工作压力两种工况下,分别对1～4点的噪声进行测试可得噪声1/3倍频程频谱图。
从图2～图4中可知,常压工作状态下,噪声声压级主频段主要集中于中心频率为250Hz的224～282Hz范围内,这中噪声组要来自于减速箱。其中测点2处中心频率为63Hz的噪声也较大。根据测点位置分布可以看出,63Hz的噪声主要为泵组底端噪声引起。
从图5及图6可以看出,测点4处的低频噪声(小于100Hz)均要小于其他测点,而高频噪声则高于其他测点,为此表明,高频噪声主要为电动机噪声,而减速箱频率成分主要为264.5Hz,351.6Hz,为此,常压下的噪声主要为减速箱的噪声。
在额定工况下,测点1～4的噪声要明显高于常压下的噪声,且集中在224～282Hz,447～562Hz和891～1122Hz之间,为此可知,柱塞泵本身的噪声分贝值较低,而由于出口节流阀的气蚀噪声较大,同时电动机扭矩不平衡导致电动机的电磁噪声及减速箱噪声加大,进而使得噪声频谱图集中于高频区域内。
对两种工作状况下的噪声频谱图进行对比分析可知,低频段内低于中心频率为50Hz的噪声随着工作压力的增大而声压级变化不明显,为此可知,配流阀撞击噪声相对较小,而减速箱的噪声以及电动机的电磁噪声等高频噪声较大。
5 总结
通过对阀配流式柱塞泵的噪声的测试与数据分析可知,影响该型阀配流式柱塞泵噪声主要因素为进出水口管路系统、电动机、减速箱,而配流阀对其噪声的影响不明显,当工作压力增大时,其56.2Hz～70.8Hz段内的振动明显加剧了系统的噪声,同时,由于压力脉动所带来的曲轴扭矩不平衡使得减速箱的噪声加大,电动机的高频振动与噪声也变大,为此,为降低系统的噪声应降低柱塞泵的压力脉动,系统扭矩的不平衡性及进出水口管路系统的扰动,即降低柱塞泵的压力脉动。减速箱的噪声在常压下和额定工况下都是柱塞泵组噪声的主要组成部分,因此为降低柱塞泵组的噪声必须改善减速箱的性能并提高减速箱与电动机安装的同轴度。
参考文献
[1]梁云峰,郭学东.液压系统噪声的分析与防治[J].重庆科技学院学报,2006,49-51.
[2]许同乐,马金英.液压系统中产生噪声的原因分析[J].煤矿机械,2005,125-126.
[3]谭娟,等.蓄能器组吸收水压泵压力脉动机理与试验研究[J].噪声与振动控制,2010,39-42.
[4]徐绳武.柱塞式液压泵[M].北京:机械工业出版社,1985.
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