水位波动（精选6篇）
水位波动 篇1
吴江临沪热电有限公司锅炉采用无锡光华锅炉有限公司生产的75 t煤粉炉, 机炉电运行控制采用北京和利时自动化有限公司MACSⅢSmart Pro DCS系统控制。试运行期间锅筒水位测量信号波动很大, 水位自动投运后多次强制切换至手动, 锅炉运行人员要经常人为调整锅筒水位, 安全生产运行压力较大, 自动投运率考核达不到要求。笔者利用停炉检修机会, 在以下多方面作了改进和调整。
1 锅筒水位取样管的改进
无锡光华锅炉厂为临沪热电生产的75 t膜式水冷壁煤粉炉是新开发的产品, 共有3对锅筒水位测量装置左右对称布置, 一对电接点水位计、一对云母双色水位计、一对双室平衡容器, 其中双室平衡容器各接一台变送器作为DCS远传AI点信号接入, 一个信号作为DCS汽包水位数值显示, 另一个信号作为汽包水位三冲量自动调节的一个采样信号。汽包水位量程为±320 mm, 设定当水位信号超过±50 mm时报警, 超过±75 mm时汽包水位自动强制切换至手动, 并故障报警。当试运行时发现锅筒水位AI信号波动大, 有几次超过±75 mm限值。经过较长时间汽包水位AI信号与电接点水位计, 就地双色云母水位计的对比分析, 感觉水位波动变化幅度均比较大, 似乎锅筒水位本身就有这么大的波动。但是反过来通过主汽流量、给水流量、给粉机的转速及发电机负荷的数据曲线综合对比分析又显得很平稳, 凭经验来看, 水位似乎不应该有如此大的变化。
在一次停炉检修时, 为了找到水位波动大的原因, 我们进入锅筒内部检查锅筒水位取样点取样管的内部位置及锅筒内部结构。发现取样管伸入锅筒内太长, 离中部的汽水分离器比较近, 应考虑是否是汽水分离器运行时汽水翻滚引起水位测量波动大。经与无锡光华锅炉厂技术人员联系, 最后经同意把取样管锯短, 同时制作3个直径10 cm、长20 cm的密闭圆筒, 筒圆柱体中部与取样管连通并可靠焊接, 圆柱体周身及上下顶盖用6 mm的钻钻出10多个小孔, 希望能在水侧取样过程中过滤汽水分离时的扰动, 适当增大阻尼。在后续运行中发现经处理后不管电接点水位计、云母双色水位计, 还是水位变送器信号波动大的情况, 均有了较大的改善。
2 提高锅筒水位测量数据的精确度
双室平衡容器将锅筒内汽水两侧压力引出并通过导压管接入差压变送器的正压和负压侧, 把压力信号转换为4～20 m A的模拟信号, 再经DCS AI卡转换为数字信号进入计算机显示。为了在锅筒水位信号数据采集时提高精确度, 特对双室平衡容器采样作了修正。
2.1 双室平衡容器测量原理及补偿
无锡光华75 t煤粉锅炉配套双室平衡容器, 该测量装置如图1所示, 采用饱和蒸汽加热正压头水柱, 使之处于饱和状态。
由图1可推得公式:
式中, h为水位 (m) ;h0为零水位 (m) ;△P为差压 (Pa) ;P+为正压侧压力 (Pa) ;P_为负压侧压力 (Pa) ;ρw为饱和水密度 (kg/m3) ;ρS为饱和蒸汽密度 (kg/m3) ;g为重力加速度 (m/s) ;L为锅筒水位量程 (m) 。
补偿公式SAMA图如图2所示。图中显示:汽包压力按表压计算;汽包水位按差压 (Pa) 值计算, 若原为mm H2O, 则换算关系为:1 mm H2O=9.8 Pa≈10 Pa。折线函数1为 (ρw-ρs) ;除法器2的系数为:G1=1、B1=0、G2=9.806 65、B2=0;常数C为 (L-h0) ;减法器3的系数为:G1=G2=1 000。
2.2 双室平衡容器的物理保温
由于水的密度与温度有关, 而双室平衡容器的正压侧水温实为平衡容器的温度, 负压侧则为锅筒的水温, 二者在实际运行中存在一定的温差, 公式中P+、P-所取水的密度同为ρw, 其实还是存在区别的。为了尽量减少这种误差, 在平衡容器设备安装时要求除顶部留10 cm外, 其余均用20 cm厚的岩棉石棉作了保温处理, 并且正常运行时平衡容器接下降管的排污管保持小流量流通, 利用锅筒内的饱和蒸汽不断加热平衡容器内的水柱, 尽量保持P+、P-侧水的密度一致, 同时不影响正压侧水柱的变化。
3 锅筒水位自动三冲量参数的补偿
经过上述对水位扰动等的处理, 要想在运行中使得锅筒水位能自动顺利投运还是远远不够的, 特别是对三冲量中的蒸汽流量测量必需加以补偿修正。
电厂中过热蒸汽流量的测量一般采用标准节流元件, 例如喷嘴。这种节流装置在设计参数下运行时, 测量精度较高, 而参数偏离设计值时误差较大。为了在压力和温度变化时, 仍能保持一定的精度, 可对测量信号进行压力和温度校正。
蒸汽的重度随压力和温度的变化而变化 (重度:即重力密度, Υ=ρg) , 过热蒸汽在压力为10～160 kg/cm3, 温度为300～555℃的范围内, 重度Υ与压力P、温度T的关系可用经验公式:Υ=1.82*P/ (T/100+1.66-0.55*P/100) [1], 此时, 过热蒸汽流量G可表示为:
G=K*SQRT (Υ*△p) =K*SQRT{[1.82*P/ (T/100+1.66-0.55*P/100) ]*△p}。
式中, G为过热蒸汽流量 (kg/h) ;Υ为过热蒸汽重度 (kgf/m3) ;△p为变送器测量差压 (kg/cm2) ;P为过热蒸汽压力 (kg/cm2) ;T为过热蒸汽温度 (℃) ;K为补偿系数。
K补偿系数的计算可由以下公式推断:
式中, PE为标况下过热蒸汽压力 (kg/cm2) ;TE为标况下过热蒸汽温度 (℃) 。
4 DCS组态方案的改进
经过以上的处理, 测量部分已基本达到要求, 但是由于供热机组自身生产运行负荷很容易受到热网用汽负荷波动大的影响, 而且主给水系统采用的是母管制, 在生产负荷变化大需启停备用给水泵时也很容易受到影响。故在DCS组态时, 三冲量给水自动用一个调节器优化改为主副2个调节器, 其中副调节器PID2的任务是在给水侧发生扰动时迅速消除内扰, 蒸汽侧发生扰动时迅速改变给水流量, 保持给水和蒸汽流量基本平衡, 而主调节器PID1的任务是校正汽包水位保证汽包水位主信号无静差。在运行中, 主调节器的输出、蒸汽流量信号与给水流量信号被送到副调节器PID2的输入端, 副调节器的输出经限幅后从AO模拟量输出卡输出接入现场智能执行机构, 并进行模拟量数据处理决定主给水调节阀门的开度, 以控制锅筒水位。
5 结语
通过对现场锅筒本身制造工艺、安装工艺、参数测量及DCS锅筒水位自动组态方案等一系列问题的分析、解决和处理, 使得锅筒水位波动大的问题得到了很好的解决, 目前汽包水位自动运行情况良好, 完全满足锅炉安全生产的需要。总之, 经过对这一事件的处理, 我们更加确信只要充分认识问题、掌握原理, 并用科学的方法加以认真分析研究, 问题一定会得到圆满解决。
参考文献
[1]胡树云.DCS系统组态标准.北京和利时自动化有限公司企业技术文件, 2008
水位波动 篇2
关键词：海滩含水层,海潮,水位,两层海滩结构
0 引言
海滩含水层处于水陆交界带的中心,是海水-地下水相互转化的重要场所。由于各种物理、化学和生物等因素相互作用,使得海滩含水层成为一个复杂、动态区域。近些年来,很多学者采用解析和数值模拟方法对海滩含水层中地下水动态进行了研究。例如,Nielsen得到了砂质海滩中海潮引起的地下水位波动解析解,考虑了倾斜海滩表面效应[1];Turner开发了数值模型SEEP,对海滩地下水位进行了模拟,并讨论了低潮时地下水位的浸润面问题[2];Turner等用饱和流数值模型MODFLOW,模拟了实验室内海滩含水层中海潮引起的地下水水位超高问题[3];Boufadel等对实验室内海滩含水层中地下水位随海潮波动进行了模拟,他们采用数值程序MARUN重现了室内观测数据[4];Li等给出了大小潮作用下临海潜水含水层中地下水位波动的扰动解析解,该含水层的边界条件随海滩坡度而变化[5];Ataie-Ashtiani等利用二维剖面数值模型(SUTRA)讨论了海潮对临海含水层内平均水位的提高效应,该含水层具有倾斜海滩面、水平底板以及各向同性且均质等性质[6];Teo等得到了具有倾斜海滩表面的潜水含水层中地下水水位波动的高阶解析解[7];Jeng等给出了具有多潮汐组分的大小潮作用下海滩地下水位波动解析解,并将解析解与野外实际观测数据作对比[8],Mao等通过野外调查和数值模拟,考察了与河口相邻的倾斜海滩含水层中地下水随海潮波动而波动[9];Li等考虑了海滩浅层含水层中地下水-海水循环,并对模型时空变量进行了无量纲变换,得到了满足一般海滩的无量纲公式[10]。
本文采用数值程序MARUN对海滩含水层中地下水位随海潮波动进行了模拟。以位于美国阿拉斯加州、威廉王子湾的海滩含水层为例,讨论了地下水位与海滩结构的关系,同时考虑了坑效应对于地下水位的影响。
1 数值模型
1.1 控制方程
忽略流体的压缩性及源汇项,在各向同性的变饱和带多孔介质中二维地下水流方程可表示为[11]:
式中:ψ表示压力水头[L],Φ是孔隙度[无量纲];S是饱和度[无量纲],即被水所占的孔隙体积比率;S0表示单位储水系数[L-1];K0是淡水饱和水力传导系数[LT-1],kr表示相对渗透系数[无量纲]。
Van Genuchten[12]模型描述了土壤湿度和相对渗透系数的相互关系,即
当
当
其中,Se表示有效饱和度,被定义为:
其中,Sr表示剩余饱和度。α[L-1]表征海滩土壤的孔隙尺寸特性,α值越大,表示材料越粗糙;参数n(无量纲)表示多孔介质的均匀性,n值越大,表明孔隙尺寸具有更加均匀的分布。
1.2 数值实现
MARUN[11]模型是二维有限单元数值模型,能够模拟变饱和带多孔介质中地下水流及溶质运移,但本文只采用了地下水流模块。时间积分采用修正的皮卡迭代法,空间离散采用三角单元法。为了求解非线性地下水流方程,一般皮卡迭代收敛标准为10-5m。为了消除数值振荡,时间步长上采用变时间步长迭代。设置上限时间步长使得Courant数小于0.95。
在模拟区域内陆边界的饱和带部分,内陆井中的观测水位作为水位的边界条件;在含水层底部和上部非饱和区域为无流量边界条件,其中非饱和区域包括内陆边界的上部及高于海水位的海滩表面。被淹没的海滩表面及海底的水压由海滩表面的潮汐水柱高度所决定,即ψ=βsea[hsea(t)-z],其中βsea为海水相对淡水密度比。因此,海陆边界是随时间变化的边界条件。在每个时间步长上,通过比较潮汐水位及海滩表面高度大小,确定被潮汐淹没的海滩表面部分。
2 实际应用
2.1 研究区概况
海滩位于美国阿拉斯加州、威廉王子湾,选取了一个长约70m、垂直于海岸线的二维剖面(图1),潮间带区域的海滩平均坡度为10%。该海滩具有两层结构,表层覆盖有大石块、卵石、砾石,下层主要是由压缩紧密的粗、细颗粒沉积物组成。由内陆向海方向,设置了5个观测井。
地下水位观测的起始时间为2008年6月20日12:35,并将其设为初始时间(t=0)。水位的最长观测时间208h,最短观测时间47h。在2008年6月23日0:00至8:00期间,总降雨量为1.5cm,则降雨强度为4.5cm/d(图3a)。海潮的最大潮高是4.8m,即大潮时的最高潮。
2.2 数值离散
模拟的海滩剖面长为70m,厚为3m(图1)。该区域在空间上被离散为垂直方向31个和水平方向675个节点。节点总数为20925个,共40440个三角单元。网格的精度约为0.1m。
2.3 模型参数识别
当挖坑布井的时候,下层被扰动且原始的土壤材料被表层及下层的混合材料所替代。因此,下层土壤的渗透性明显被提高,称其为坑效应。在模型校正过程中,将坑视为一个具有高渗透性的区域,且具有与上层相同的渗透系数。每个坑的宽度0.4~0.6 m,深度方向上为0.53~1.02 m(如表1)。
由表1可知,表层厚度由内陆向海方向逐渐减小,即由0.8m减至0.1m。基于校正的模型以及实验室内沉积物样品的颗粒级配分析,确定了饱和水水力传导系数K。对于表层,在水平方向0m<x<12 m处K为10-3m/s,在12 m<x<70 m处K为10-2m/s,其中x表示水平方向上距井1的距离。下层的水力传导系数K为10-5m/s。其它模型参数为:毛细力参数α为40.0 m-1,粒径尺寸分布参数n为7.0;孔隙度为0.30,剩余饱和度Sr为0.01,储水率S0为10-5m-1;海水与淡水密度比为1.02。
2.4 结果与讨论
因为在海里布置一个压力传感器测最低潮存在一定困难,所以采用井5的观测数据拟合海潮。井5中的观测数据是每隔10分钟记录一次,将观测期间高于海滩表面的数据提取出来,从而模拟整个大小潮周期内的海潮随时间波动。考虑海潮的5个谐波组分,即
其中,Hsea(t)表示海水位[L],H0是平均海水位[L],参数Ai,ωiandφi分别表示第i个潮汐组分的波幅[L],潮汐频率[T-1]和相位[rad]。下标i表示5个潮汐组分的任一组分,即O1,K1,M2,S2和N2[13]。
结合式(5),根据最小二乘拟合法估计了含水层参数H0,Ai,ωi和φi。图2表明井5中(被海潮淹没部分)模拟值与观测值一致。当海潮水位确定后,将最低潮视为整个海滩含水层的基准面(z=0)。
图3表明了井1至井5中地下水水位的观测值与模拟值随时间变化情况。在内陆井1中(图3 a),35 h以前观测的水位基本为常数;然而由于35~43 h之间持续降雨的影响,在35 h左右地下水位突然升高,48h水位达到最大高度4.9m,相对降雨时间滞后5h,然后水位随时间呈下降趋势变化。在井1中,大部分时间内地下水位均高于潮汐水位,表明该海滩具有持续的内陆淡水补给。图3b表明,当井2中的地下水位低于地表时,水位与海水位下降的速度相同,下降至一定深度后基本上保持常数,直至接下来涨潮再被淹没。在井3(图3 c),井4(图3 d)和井5(图3 e)中可以观测到相同的现象。这种水位变化表明海滩可被视为两层结构:表层具有较高的渗透性,其中水位不受阻碍地快速下降,即随海潮下降而下降;下层的渗透系数很低,以致其中的地下水位不随时间而下降。
图3b也表明,受降雨作用影响,在井2中40h之后的低潮处水位高于40h之前的低潮处水位。对于井3(图3c)中的地下水位,48~60h之间的两个连续低潮主要是受降雨影响;而降雨对井4和井5没有影响,说明其主要受海潮作用。在大部分情况下,模拟和观测的水位差值小于0.05m。考虑到海滩特征的不确定性和较大的潮差约4.8m,说明模拟水位和观测水位基本一致。
为了考察未受人工扰动的原始海滩中地下水位随潮汐波动情形,在模型校正后,运行了不考虑坑效应的模拟。模型参数采用已经校正的参数,模拟结果如图3所示。由图3可以看出,考虑坑效应的水位与未考虑坑效应的水位具有相同的变化形式,唯一的差别是后者略微高于前者。原始海滩的地下水位高于表层及下层的交界面,表明大量的淡水由内陆流入该剖面,因为内陆边界井1中水位大部分时间位于表层。
3 结论
水位波动 篇3
1 概况
某炼化企业自备电厂煤代油技改项目2×410t/h CFB锅炉和一台50MW双抽凝液式汽轮发电机, 主要承担向100万吨/年乙烯生产装置提供蒸汽和电的任务。两台CFB锅炉配套的除氧给水系统采用母管制形式, 除氧器型号YGXC-480、额定负荷480t/h, 工作压力0.588 MPa。具体流程如图1所示。
通过对该自备电厂04年10月~06年12月除氧系统投用期间, 投用补水加热器, 高压加热器疏水、汽轮机凝液量、疏水泵间歇性补水和锅炉给水泵突然变化负荷造成的除氧器水位和压力波动进行统计, 发现共造成了1769次水位波动、水击和除氧水过氧量严重超标等问题, 其中影响水位最高达180mm、压力达0.25MPa, 最严重的一次造成了锅炉给水泵出现气蚀现象。
2 原因分析
由于进入母管制两台除氧器的蒸汽分配不均造成除氧箱液面上的蒸汽压力不同, 压力高则水位低, 反之, 水位变会升高, 并随着工况的不断变化, 从而造成除氧器水位的剧烈波动[2]。原因分析如下:
2.1 母管制除氧器数学模型
为了分析影响母管制除氧器水位波动的因素, 首先通过建立单台除氧器的数学模型, 进而对并联在一起的母管制除氧器压力、水位的波动进行分析。除氧器的汽水系统如图2所示:
除氧器质量平衡方程:
式中:Dzhq——加热蒸汽;
Dfk——除氧放空;
Dqph——汽平衡量;
Dtsh——脱盐水量;
Dsh——疏水上水量;
Dgss——高压加热器疏水;
Djw——减温水泵再循环量;
Dyl——溢流母管量;
ν′, ρ′——饱和水容积和密度;
ν″, ρ″——饱和蒸汽容积和密度。
由于饱和水与饱和蒸汽的密度与焓值都是除氧器压力P的函数, 压力P一方面受机组运行的工况、除氧加热蒸汽、凝结水、各路疏水补水、给水的焓值变化的影响, 另一方面受进出除氧器的水和蒸汽流量的不平衡、除氧水位的大幅波动的影响, 使得除氧器内汽、水容积和密度发生变化, 总之, 压力的变化最终会造成母管制除氧器的水位产生波动[3]。
2.2 汽轮机凝结水系统的影响
该自备电厂正常是以热定电, 以热为主的运行原则, 当出现一台CFB锅炉跳车时, 对汽轮发电机打闸, 凝液量舜间从150 t/h减至0t/h, 防止除氧器被抽空, 必须相应补充45℃的脱盐水, 这就需提高补水加热器的用汽量, 由于除氧加热蒸汽母管的自立式自动调节阀跟踪不上, 由图1可知, 除氧加热蒸汽母管压力会大幅下降, 出现两个除氧器补水量和压力出现不同步, 从而出现水位波动。
2.3 高压加热器疏水系统的影响
正常运行时, 两套高加疏水量一共为84吨, 当出现CFB锅炉变负荷或CFB锅炉跳车时, 需减少或停止高压加热器的蒸汽量, 高压加热器疏水也会相应减少, 与此同时需相应补充45℃的脱盐水, 这就需大幅提高补水加热器的用汽量, 从而出现除氧器的水位、压力和水温都出现波动。
2.4 装置疏水补充水系统的影响
由图1可知, 疏水泵间断性地补水, 造成水量出现舜间波动, 破坏了除氧器的水平衡, 造成了水位波动;与此同时, 疏水温度为65℃, 压力0.9MPa, 流量为50t/h, 当增加疏水量后, 需要减少补水加热器出口的105℃的脱盐水, 而除氧器的压力和水温都会下降, 影响原来除氧器的蒸汽平衡, 造成除氧器压力下降, 水位上升, 并出现强烈的水击, 补充疏水停止后, 会出现和上面分析相反的情况出现, 严重影响除氧器的安全运行。
2.5 补水加热器的影响
补水加热器投用时, 蒸汽进到补水加热器, 经过45℃除盐水的换热冷凝后, 在补水加热器中形成微真空, 造成补水加热器的疏水无法克服除氧器压头回送至除氧器;随着补水加热器蒸汽量增加, 当疏水压力超过除氧器压头时疏水舜间进入到除氧器, 造成除氧器水位舜间大幅波动。
补水加热器正常运行时, 如出现汽轮发电机凝液、高压加热器疏水舜间大幅减少或给水泵大幅提负荷时, 需大量补充低温的脱盐水, 由于除氧加热蒸汽母管的自立式自动调节阀跟踪不上, 除氧器加热蒸汽母管压力大幅下降, 补水加热器内压力下降, 甚至形成微真空, 疏水回不到除氧器内, 造成除氧器水位波动。
2.6 除氧加热器母管的影响
在正常生产中, 由于自立式减压阀工作不稳定, 反应速度过慢, 造成除氧加热蒸汽母管压力波动较大;特别是在除氧加热蒸汽投用过程中, 加大其中一台的用汽量, 另一台的用汽量会减少、压力降低、水位上升;主要调整手段是靠人工调节减压阀旁路, 除氧用汽稍有波动都会引起母管压力波动, 造成除氧器内的压力波动, 最终影响到水位的变化。
3 改进措施
根据上述的分析, 造成母管制除氧系统水位波动, 主要由于加热蒸汽母管原设计的自立式减压阀、补水加热器疏水系统以及各疏水回除氧器分配不合理造成的, 针对上述问题进行了以下改造:
(1) 在除氧器加热蒸汽母管上, 把原自立式减压阀改为气动调节阀, 通过PID参数的优化整定, 实现了调节阀后除氧加热蒸汽压力的自动控制, 保证了在除氧系统投用或负荷变化过程中, 除氧加热蒸汽母管压力稳定, 消除了两台除氧器和补水加热器抢汽的现象发生, 减少除氧器压力波动对水位的影响。
(2) 改造补水加热器疏水流程, 把补水加热器疏水改至疏水箱, 当出现汽轮发电机凝液、高压加热器疏水舜间大幅减少, 给水泵大幅提负荷或投用补水加热器时, 不会造成补水加热器内压力变化影响到除氧器水位的情况出现。
(3) 重新设定汽轮机凝液回除氧器工艺流程, 采用凝液只回一台除氧器的方法, 这样在汽轮机负荷发生变化时不会造成两台除氧器抢水的现象。
(4) 疏水箱的疏水原经疏水泵直接送回除氧器, 现改至除盐水箱, 避免了疏水泵间断性地把装置内低温的疏水抽回除氧器, 破坏了除氧器的水平衡, 造成了水位波动和水击现象, 确保除氧器水位稳定。
4 效果
经过增加蒸汽调节阀、补水回热器疏水管线改造以及汽轮机凝液流程重新设定后, 从工艺流程上消除了影响母管制水位波动的隐患, 在长达6年的稳定运行证明, 改造措施取得良好效果, 消除了工艺流程设计不合理造成的除氧器水位波动, 保证了除氧器稳定运行。
摘要：通过对母管制除氧器系统内各支路进水和进汽的分布情况, 特别是对汽轮发电机组运行工况、除氧加热蒸汽、凝结水、各路疏水补水变化等方面进行了深入分析, 查找出了自备电厂母管制除氧系统在运行中出现的水位波动原因, 对不合理的工艺管线进行了改造, 取得了较好的效果, 有效确保了除氧系统的稳定运行。
关键词：母管制,除氧器,水位波动
参考文献
[1]沈炯, 陈来九.基于智能解耦的协调控制系统参数自整定[J], 中国电机工程学报, 1993
[2]张有武等.YGXC-250-100型旋膜除氧器运行工况失常的分析与处理[J].北方钒钛, 2010
水位波动 篇4
关键词：水位波动,粉土,固结变形,孔隙比,渗透系数
0 引言
模型试验作为解决复杂工程课题的重要手段在岩土工程研究中应用广泛。地面沉降的室内模型试验可以为沉降模型的建立提供大量数据资料和参数。目前, 国内关于水位波动及地面沉降的室内模型试验开展得较少。张永忠等[1]在分析水位及工程地质条件的基础上, 研究了水位快速变动下土质边坡的稳定性。陈能远等[2]开展了软土的固结—渗透联合测定试验, 并提出了孔隙比和渗透系数的关系表达式。姜晨光等[3]通过分析地下水位变化与城市地表沉降的关系, 给出了滨海平原城市地表沉降的一维数学模型。唐益群等[4]分析了国内外地面沉降的现状、原因及沉降机理, 开展了高层建筑群对地面沉降影响的模型试验研究, 并应用非等时距灰色理论模型对工程环境效应引起的上海地面沉降进行了预测。Larson等[5]认为查明各土层变形特征是建立区域地面沉降模型的关键。薛禹群等[6]研究了上海含水砂层变形特征及其与地下水位变化的关系, 对上海地铁车站进行了降水沉降模型试验, 并给出了上海浦西地区地下水三维数值模拟及一维地面沉降模型及其求解方法。薛丽娟等[7]利用地下水数值模拟系统, 建立了能反映海河流域平原区地下水含水层结构及其水流特性的大区域水文地质概念模型和地下水流模型。孟庆山等[8]通过对抽水地面沉降数学模型的研究现状进行分析, 指出三维渗流和变形的耦合分析是地面沉降模型进一步研究的方向, 同时作为检验模型合理性和适用性的手段, 还应加强地面沉降的室内模型试验。因此, 本文针对因地下水波动造成土在非饱和—饱和状态之间相互转换的变形特性, 利用可实现加卸载和水位变化可控功能的固结模型试验箱, 开展了水位波动与荷载耦合作用下的变形及强度模型试验研究, 分析了荷载和水位耦合作用下粉土的变形及强度变化规律。
1 试验方案
1.1 试验装置
采用图1所示的试验装置[9]。利用电机进行增压降水补给, 可实现粉土的减饱和—增饱和反复循环过程;箱上横梁通过杠杆施加荷载, 可实现水位与上部荷载耦合作用的模拟。
1.模型试验平台;2.模型试验箱;3.荷载传递杠杆;4.静荷载系统;5.动荷载系统;6.信号测试系统;7.数据采集系统;8.计算机
固结模型试验箱底部为矩形钢板, 四周为有机玻璃板, 内径尺寸为80cm×80cm×150cm。在试验箱底部中心和侧壁处设有直径20mm的小孔, 通过水管与水箱和电机相连, 用于排水与回灌。试验箱顶部设矩形钢板用以传递荷载, 其实物照片如图2所示。
模型箱内埋设土压、孔压传感器, 分别采用溧阳市超源仪器厂生产的BW-0.5型土压力盒和BWK-0.5型孔压计 (见图3) , 量程均为500k Pa, 分辨率为0.3k Pa, 通过数据采集仪读取土压和孔压值。
箱内试样的沉降变形量通过在模型箱内埋设沉降板, 利用磁力表座架设百分表进行实时量测。传感器及沉降板埋设情况如表1和图4所示。
1.2 试验方法及试样物理性质指标
本次固结模型试验所用粉土取自上海五号沟地区, 取土深度为3~5m, 原状粉土试样的物理性质指标见表2。填装所用散土料的含水量控制在30%左右, 并均匀压实, 填装完成后箱内试样高度为140cm。箱内土体天然密度为1.75g/cm3, 干密度为1.35g/cm3。
装样完成后, 安装好顶部盖板和百分表, 静置24h让土样自由固结稳定后, 打开模型箱底部水阀, 进行初次灌水。静置24h之后打开模型箱侧壁排水阀让土样自由排水固结。静置1~2周待变形稳定后开始进行固结模型试验。
在0、12.5k Pa、25k Pa荷载下分别进行三次释水固结与回灌。回灌与排水过程中, 箱内水位保持在30~100cm范围内波动。在减饱和—增饱和的各时段, 实测箱内试样的土压、孔压及沉降变化情况。
在每级荷载下的固结试验完成后, 开孔取样进行固结—渗透联合测定;试验装置采用笔者自行研制的固结—渗透联合测定试验装置[2]。
2 荷载与水位波动耦合作用下粉土的变形、土压及孔压变化规律
2.1 各级荷载下粉土的沉降变化情况
为分析荷载与水位波动耦合作用下试样变形的发展规律, 图5~图7给出了各级荷载作用下4个沉降板的累积沉降量变化曲线。从图中可看出:三次回灌过程中的粉土试样均未出现回弹变形, 累积沉降量曲线始终呈现出缓慢上升的趋势;试样变形在荷载与排水作用阶段快速增长, 增长速度随着荷载和水位波动次数的增加而逐渐变缓。整理固结模型试验数据, 可得到水位波动范围内的 (2) 、 (3) 号沉降板排水固结阶段的沉降量 (见表3) 。
表3数据表明:箱内试样的变形集中在12.5k Pa荷载作用下的排水固结阶段。零荷载下, 水位波动作用使得箱内土体受到孔隙水反复冲刷和拖拽, 土颗粒之间的联结力减弱, 土体在水位波动下缓慢变形。在12.5k Pa荷载施加后, 土体原有的稳定结构被打破, 导致试样在排水固结阶段发生大量变形并逐渐累积;随着荷载和水位波动次数的增加, 土体变形发展速率变缓, 并逐渐达到固结稳定。
图8~图9分别给出了各级荷载下第二次排水过程中 (2) 、 (3) 沉降板的沉降量与时间的关系曲线。
从图8~图9可以看出:在排水固结初期, 粉土试样的沉降量发展迅速, 并随着排水的进行逐渐趋于一稳定值, 但在进行第三次回灌与排水固结时, 这种稳定状态被打破, 其变形仍有较大程度的发展。
图10~图11分别给出了各级荷载下第二次排水过程中 (2) 、 (3) 沉降板的沉降量随排水量的关系曲线。从图中可以看出, 在水位波动与荷载耦合作用下, 粉土试样在排水固结阶段的沉降量随排水量的增加而增大, 并存在良好的线性关系。在荷载的施加后, 粉土试样的排水量和沉降量的发展趋势表现为迅速增大, 随着荷载增大其增长趋势逐渐变缓, 并最终达到固结稳定。
将浅层沉降板的累积位移减去深层沉降板的累积位移, 可以得到两沉降板之间土体的分层沉降量。表4给出了各级荷载下, 三次排灌水完成后, 沉降板 (1) ~ (2) 、 (2) ~ (3) 、 (3) ~ (4) 及 (4) ~模型箱底板之间的粉土试样的累积分层沉降量, 进而绘制出荷载与水位波动耦合作用下粉土试样的累积分层沉降量的对比关系, 如图12所示。为分析回灌与排水固结过程中, 水位波动范围内土体的变形情况, 图13还给出了各级荷载下第二次排灌水过程中 (2) ~ (4) 沉降板之间土体的分层沉降量与排水量之间的关系曲线。
表4和图12中数据表明:在荷载与水位波动耦合作用下, (1) 沉降板与模型底板范围内土体的总沉降为150.2mm;位于水位波动范围内的 (2) ~ (3) 、 (3) ~ (4) 沉降板之间的土体变形发展最快, 两者的总沉降分别为54mm和51.2mm, 占总沉降量的70%。 (4) ~模型箱底板之间土体始终处于饱和状态, 在上部荷载和水位升降的耦合作用下, 其沉降量也明显高于 (1) ~ (2) 之间的非饱和土体的沉降量。从图13可以看出, 位于水位波动范围内的土体的沉降增量和排水量之间也存在明显的线性关系。在荷载与水位波动耦合作用下, 粉土试样的沉降量集中在荷载与排水固结阶段, 并随排水量的增加而线性增大。
2.2 各级荷载下的土压、孔压变化情况
为分析回灌与排水固结过程中水位波动带内粉土试样的土压力变化规律, 图14给出了埋深100cm的1806号土压计在各级荷载作用下第二次回灌与排水过程中的土压力变化曲线。从图中可以看出:随着荷载的增大, 试样内部的土压力明显增加;土压力的初始值为上覆土体和所加荷载作用下的总压力。随着回灌的进行, 当水位超过土压计埋设深度时, 土压力随箱内水位的升高而缓慢降低, 在水位最高时达到最低值, 然后随排水固结的进行而逐渐回升至初始值。
粉土试样在水位波动与荷载耦合作用下的固结变形过程, 是试样内部孔隙水逐渐排出、孔隙水压力逐渐消散的过程, 随着回灌的进行, 孔隙水压力迅速增长, 然后随着土样的排水固结逐渐消散, 土体达到变形稳定。在反复多次回灌与排水固结作用下, 粉土试样的孔隙水压力反复经历着迅速增长和逐渐消散的循环过程, 图15给出了埋深100cm的1812号孔压计在各级荷载作用下第二次回灌与排水过程中的孔隙水压力消散曲线。
从图15可以看出:随着荷载的增大, 试样内部的孔隙水压力明显增加。在回灌初期, 高压水头作用使灌水时的孔压不易消散, 试样内部孔隙水压力呈线性迅速增大, 在水位最高时达到峰值, 然后随排水固结的进行而逐渐消散。随着竖向荷载的增加, 孔隙水压力的消散速率变慢, 且均明显低于回灌时的增长速率。
3 荷载与水位波动耦合作用下粉土的固结—渗透特性
在各级荷载下三次回灌与排水固结试验完成后, 开孔取样, 对不同埋深的粉土试样进行高压固结渗透联合测定试验。图16、图17分别给出了12.5k Pa荷载作用下不同埋深试样和各级荷载下埋深60cm粉土试样的e-k曲线。利用式 (1) 所示的e-k关系表达式[2]对粉土试样的e-k曲线进行拟合, 可得到图18~图19所示的拟合曲线:
式中:e、k分别为固结变形后试样的孔隙比和渗透系数;c、n为试验参数, 由固结—渗透联合测定试验确定。
从图16可以看出, 在荷载与水位波动耦合作用下变形稳定后, 粉土试样的渗透系数随着取样深度的增加而降低。在水位波动作用下, 位于水位波动带范围内的土体受到渗透水流的拖拽和冲刷, 使得土颗粒骨架之间的微小粉粒发生迁移, 从而使得同一孔隙比下埋深60cm的粉土试样的渗透系数明显高于埋深30cm的粉土试样, 而埋深90cm的试样在上部荷载作用下, 固结程度高, 孔隙比小, 其渗透性较低。
从图17可以看出, 各级荷载下粉土试样e-k曲线的变化趋势基本一致。随着荷载等级的增加, 水位波动带范围内土体的固结程度提高, 孔隙比降低, 其渗透特性有所降低。
从图18~图19可以看出, 式 (1) 较好地拟合了荷载与水位波动耦合作用后粉土试样的固结—渗透联合测定试验结果, 拟合参数c、n值如表5所示。c值的大小反映了试样渗透特性的高低, c值越大, 试样渗透系数越大[2]。
4 结论
利用自制的固结模型试验装置, 对上海地区粉土试样进行了荷载与水位波动耦合作用下的固结模型试验。并在水位波动带内取样, 进行了固结—渗透联合测定, 得出如下结论:
(1) 粉土试样的固结变形集中在荷载与排水耦合作用阶段, 并随排水量的增加而线性增大。
(2) 随着荷载的增大, 粉土试样内部的土压力和孔隙水压力明显增加。孔隙水压力在回灌初期呈线性迅速增大, 然后随排水固结而逐渐消散, 其消散速率随着荷载的增加而变缓。
(3) 在荷载与水位波动耦合作用下, 粉土试样的固结压缩程度提高, 孔隙比减小, 渗透特性有所降低。通过拟合, 验证了孔隙比和渗透系数的关系表达式的合理性。
研究成果为沿海城市地面沉降预测提供了试验数据参考, 对于建立沿海地区地面沉降模型以及制定合理的地下水采灌计划有着重要意义和实际工程应用价值。
参考文献
[1]张永忠, 张宏家, 董国梁.水位波动对黄土坡滑坡稳定性的影响分析[J].地下水, 2010, 32 (1) :138~141.
[2]陈能远, 孟庆山, 胡晓兰.滨海相软土固结—渗透联合测定试验研究[J].工程勘察, 2011, 39 (12) :6~10.
[3]姜晨光, 于雪鹏, 蔡伟.城市地面沉降与地下水位变化关系的数学模拟[J].中国煤田地质, 2004, 16 (1) :29~31.
[4]唐益群, 严学新, 王建秀等.高层建筑群对地面沉降影响的模型试验研究[J].同济大学学报, 2007, 35 (3) :320~325.
[5]LarsonK J, Basagaoglu H, Marino M A.Prediction of optional safe groundwater yield and land subsidence in the Los Banos Kettleman City area, California, using a calibrated numerical simulation model[J].Journal of Hydrology, 2001, 242 (122) :79~102.
[6]薛禹群, 吴吉春, 张云等.长江三角洲 (南部) 区域地面沉降模拟研究[J].中国科学D辑:地球科学, 2008, 38 (4) :477~492.
[7]薛丽娟, 李巍, 杨威等.开采条件下海河流域平原区浅层地下水数值模拟研究[J].工程勘察, 2010, 38 (3) :50~55.
[8]孟庆山, 陈能远, 杨超.地下水位波动带内滨海软土性状研究进展[J].人民长江, 2011, 42 (4) :29~32.
水位波动 篇5
1 汽包水位波动的不确定成分
1.1 成分分析
余热锅炉在电厂实际应用中发现, 汽包水位总是根据工程情况的不稳定而有所波动, 而且工程情况的变化是造成其波动的主要因素。一般情况下, 给水量、余热量、蒸汽量比较容易受外部环境干扰, 而这些成分的变化会明显影响汽包水位的变化, 根据余热锅炉的动态特性来进行分析, 这种变化可以视为确定性波动[1]。但是在实际应用中, 汽包水位的波动是很难确定的, 会受到很多不确定因素的影响。通过现场实际的观测数据, 即使上述成分都没有对工程造成影响, 那么汽包水位仍可能出现变化, 而且还可能藏有隐患, 若出现突然状况, 很可能超过警戒线。
1.2原理分析
1.2.1 机械振动
水管内给水的震荡、汽包管筒与连接机部件振动引起的共振、余热烟气冲刷水冷壁时使汽包产生的机械振动。以及厂房现场具有的噪声干扰等等, 都是会造成水位波动的振动原因, 这些影响会使水位波动与其出现同步, 并且很难停止[2]。在系统的整个运行中, 这种干扰经常存在, 高频成分包括振动的频率, 一般可以运用低通滤波进行消除。
1.2.2 压降振荡
两相流中的常见现象是压震荡, 收入流体的流向上拥有可压缩容积的部分是其主要原因, 加热流道运行在压降-流量内部特殊曲线的负斜率区也可能对其有一定影响。50~180s是压降振荡的周期, 其频率在0.005~0.02Hz之间, 所以汽包水位出现无规律的波动主要是因为压降振荡引起的。
通过以上原因分析, 锅炉内两相流的压降振荡的变化时静态下汽包水位出现变化的主要原因, 这种振荡效果反映到汽包水位上, 会形成一系列的谐波, 且频率叠加[3]。所以, 压力振荡和其他因素的高频波是汽包水位波动信号成分的基本合成条件, 并且工程情况的不同, 会早场这个周期波动的变化, 但若是工程情况稳定, 那么汽包水位不会受到影响。
2 工程实例及解决方案
2.1 工程实例
某电力工厂的锅炉房内拥有2台24t的低压锅炉, 2台13t的中压过来。因为前期设计的差异, 锅炉房中, 有3台国产锅炉的汽包水位测量方式是通过双室平衡容器金习惯测量的。两台供水泵 (一用一备) 为1台锅炉汽包供水。最开始的水位控制方法是, 根据汽包水位由主控室进行PID调节, 水调节控制需要输出4~20m A信号控制, 但是这种操作经常造成调节阀的损坏。所以应在主控室对锅炉汽包水位控制, 调节PID仪表盘上的调节仪上输出启停信号, 对调解阀进行手动调节, 汽包水位在100mm位置停泵, 低于0mm时起泵, 通过这种方式对汽包水位进行控制。但是汽包蒸发量会发生瞬间的大幅变化, 工作人员往往难以及时处理, 致使汽包水位在测量中出现误差, 使锅炉为了保护低水位进行停炉误工作, 对生产造成影响。目前进口的LOOS炉, 在锅炉炉体上比以往容量大一倍, 其测控系统更加精确, 水调节程序较为稳定, 汽包水位也比较稳定。
现阶段, 对于汽包水位波动的不确定成分有很多解决方案, 相关研究人员也提出了很多方法, 比如在组合PID调节仪控制调节阀时, 可以选用两参数或三参数, 或改善气动调节阀, 更换电容式液位计控制液位, 以防假水位造成停炉现象, 或者在PLC控制中对需要的信号进行改造[4]。但是这些方案在实际应用中所需要的投资较大, 且在进行相应改进是, 影响锅炉的正常工作。所以, 合理的解决方案应该根据现有设备, 在不增加费用以及设备的基础上, 并且不会对锅炉正常生产造成影响, 提出有效的方案, 并进行相应改造, 满足工艺的需求。
2.2 解决方案
开启汽包供水调节阀, 让汽包水位可以根据旁通阀进行补水, 确保调整时的政策生产。其次, 使汽包供水泵出口流阀开口度为6%, 并合理控制管道压力使保持在合理的范围内, 汽包供水泵的正常的工作状态不被改变, 可以通过接下来的调整时使之可以继续运行, 以此解决水阀频发开关引起的问题[5]。汽包供水调节阀执行器参数的调节, 可以使其在出现故障时全部打开, 并保证系统紧急情况下的安全, 使执行器的灵敏度降低, 以1%为标准。控制PID调节仪启停泵的参数, 对锅炉汽包水位继续进行调整。分析汽包水位量程范围在-185 (RG.00) -260mm (RG.FS) , 汽包水位为40mm, 所以起泵的水位设置为45mm (L0.AL) , 停泵水位为80mm (HI.AL) 回差2 (HYST) 。假如汽包水位符合停泵条件是停泵, 若水位下降到40mm时起泵, 并且会根据惯性, 汽包水位会下降到34mm左右, 这种方式有利于降低超调, 缩短调节时间。
控制PID调节仪的参数可以调整锅炉汽包水位, 这是解决方案中需要考虑的难点, 也是最耗费时间的程序, 在很多资料中都涉及的调整方法:试凑法和计算法。本文主要是应用试凑法对影响汽包水位的不确定成分进行调整和控制, 值得注意的是, F&B的PID调节仪的比例参数比较大, 系统的反映速度较慢, 其他仪表的情况正好与之相反, 所以若对P值进行调节会有很多多余的程序。在系统中使用的PID调节仪一般没有死区调节功能, 所以在调整过程中引入部分微分调节, 可以使系统在出现大幅度的变化时, 或突发现象发生时, 能够快速解决, 受超调时间和响应时间得以减少, 所以根据这几点原因, 要配合生产过程对调整过程进行整合, 这个调整过程一般花费1周的时间。
120、80、900是经过PID参数调整过的, 其可以确保汽包水位在允许的范围内稳定变化, 并在调节阀进行调整的过程中, 频发启停水泵不会引起超调现象造成汽包供水的影响, 这个过程也不要过于频繁的使用调节阀。确保阀门不会全部关闭, 同时使阀门开度的最小值为6%, 防止阀体前后的压差过大。一般情况下, 小负荷的锅炉在运行时, 不会出现水位波动的现象, 也不会造成这类维他, 所以控制锅炉水位使用小负荷的启停给水泵, 观察给水流量, 适当控制给水调节, 控制给水流量最小值每小时3t左右, 确保蒸发量小于每小时2t左右时, 汽包水位会上升指停泵水位, 从而保证锅炉小负荷运作是, 启停给水泵控制锅炉也为, 达到节约能源和减小调节阀磨损的目的。
3 结语
在冶炼过程中, 余热锅炉的汽包水位波动是复杂并且变化多样的, 其变化特点有呈周期性规律、速率快、具有波动性。锅炉内水容积的变化直接引起汽包水位的变化, 炉内气热负荷的变化是其根本原因。炉水中水和汽的容积组成了锅炉水的容积, 在汽包水位发生变化时, 炉水中汽的容积和水的容积对汽包水位所造成的影响并不一致, 而没有关联。对汽包水位波动有直接影响的可控参数有吹炼强度、汽包运行压力、锅炉补水流量等等。在实际应用中, 这些基本参数应进行合理的调控, 确保余热锅炉稳定、安全的运行。
参考文献
[1]谭季秋, 鄂加强, 钟定清.联合循环余热锅炉汽包水位晃荡信号智能预测[J].中南大学学报 (自然科学版) , 2012 (3) :159-160.
[2]王强, 曹小玲, 苏明.余热锅炉汽包水位波动信号的EMD特性分析[J].中国电机工程学报, 2011 (1) :175-176.
[3]赵焱焱.水泥纯低温余热发电优化控制软件的研发[J].济南大学, 2011 (5) :164-165.
[4]马文通.燃气轮机及燃气—蒸汽联合循环在部分工况下的仿真研究[J].上海交通大学, 2009 (1) :162-163.
水位波动 篇6
关键词：地下水位波动法,地下水补给资源量,地下水资源评价,那陵郭勒河流域
在干旱和半干旱地区,地下水在整个水资源开发利用中占据着重要的地位[1];因此,准确地进行地下水资源评价是人们合理开发利用地下水资源的基础和前提[2,3]。对干旱地区的地下水开发利用及当地经济、生态的可持续发展具有重要的意义。
地下水补给量的精确计算,是地下水资源评价中的重要组成部分。目前,国内外专家提出了多种确定地下水补给量的方法,主要有水均衡方法、达西定律法、氯元素守恒法、基流分割法、数值模拟方法以及地下水位波动法等。水均衡方法原理简单,可操作性强,能够充分利用水位监测资料和开采资料[1,4,5];但是在降水量很小而蒸发强度极大的干旱区可信度较差[6]。达西定律法广泛应用于包气带的地下水补给量的计算,需要测量包气带的垂向水力梯度和渗透系数,在干旱和半干旱区应用较多[7,8];该法的关键是如何获得准确可靠的各项参数。氯元素守恒法自发现以来,被广泛应用于地下水补给量的计算中;该法的优点是花费少,仅需要收集降雨量测得氯元素含量即可;但是该法的最大限制是无法去除大气灰尘氯元素的影响[6]。基流分割法虽然不用考虑降水对地下水的影响,但是地下水的排泄量与地下水的补给量两者不能完全等同,且切割方法的选取不同,结果也不同[9];因此具有一定的局限性。数值模拟方法是一种综合各种因素进行地下水补给量预测的方法;但是该法需要对研究的区具有一定的研究基础,且操作较复杂[5,6,10]。地下水位波动法是一种传统的计算地下水资源补给量的方法,最大优点是不需要考虑包气带对地下水的影响,能够获得所需要的数据[6,11]。
本文旨在通过对柴达木盆地那陵郭勒河流域的监测资料进行分析,选择因素影响较少的地下水位波动法对该区的地下水资源补给量进行计算,以期对地下水的开发利用提供合理的参考依据。
1 地下水位波动法简介
地下水位波动法(water-table fluctuation,WTF)最早应用于1920年,是一种利用地下水位随时间变化评估补给量的一种方法,主要适用于潜水含水层。该方法的优势在于:不需要逐一计算地下水各个源汇项,仅利用区域地下水水位动态监测数据便可以获取该区域总补给量。因此,特别适用于源汇项不详、资料不全的区域。该方法以其适用性强、易于操作等优势。
WTF方法的使用基础是地下水均衡原理,区域地下水均衡可以表达为
式(1)中,ΔSgw为含水层储存量的变化量(m3/年);R为补给量(m3/年);Qbf为基流(m3/年);ETgw为蒸发量(m3/年);Qgwoff为侧向径流排泄量(m3/年);Qgwonf:侧向径流补给量(m3/年)。
采用WTF方法所遵循的前提是,认为浅层地下水水位的上升是由于补给水源到达地下水面引起的。并且,假设补给水源在很短的时间内能够到达地下水面,而在此过程中,上述方程中的基流、蒸发以及侧向径流量均为0。由此,方程(1)可表示为
式中,Sy为给水度,无量纲;(ΔH/Δt)为时间段内由补给引起地下水位的变化高度(m/年);F为区域面积(km2)。其中,ΔH代表补给过程中水位的总上升高度,其值应等于水位上升至最高点的水位高程与将前一阶段水位下降趋势延长至最高点处所得水位之差(图1)[11]。
由图1可以看出,确定ΔH的前提是,必须明确某一时段内地下水位的下降规律。但通过对国内外现有的研究成果的检索和总结,水位下降趋势的估计问题仍存在一定的灵活性,在计算过程中,为了尽量降低外在人为因素对结果的影响,确定了该原则,即在对水位下降趋势推测的过程中,尝试多种方法拟合曲线,选取拟合程度最高的一种方式预测水位的动态变化。
最后,利用公式(3)计算得到区域补给量。
式(3)中,Vt为地下水位上升区域的总体积,m3。
WTF法的适用条件为:①评价区域面积不受限制,通常可用于几平方公里至几千平方公里的评价区域;②水位监测频率会影响对地下水补给速率的估计,通常水位监测频率不低于1周/次;③研究区地下水的补给速率应高于其排泄速率。
2 地下水位波动法在那陵郭勒河冲洪积扇地下水补给量评价中的应用
2.1 研究区概况
那陵郭勒河流域位于柴达木盆地西南部,隶属青海省海西洲格尔木市管辖,距离格尔木市约200 km。位于东经92°40'~93°15'、北纬36°40'~37°15'。区内地广人稀,仅在研究区北部冲积扇前缘地方有人居住,总体开发程度相对较低,交通条件一般(图2)。
研究区内具多风、少雨、蒸发强烈、冬长夏短、昼夜温差悬殊的典型高原内陆高寒干旱气候。区内降水多集中在5~9月,约占年降水量的89%;多年平均蒸发量为1 679.3 mm,蒸发量是降水量的56倍,年平均相对湿度为21%~43%;年平均气温为2.6~4.3℃,最大冻结深度0.87 m。
区内那陵郭勒河发源于南部的昆仑山区,河流呈明显的季节性变化规律:一般每年10~12月和翌年1~3月是河流量最枯时期,河流仅接受山区地下水的补给,河流量小但较为稳定;4月以后,随着气温升高引起冰雪融化,河流接受冰雪融水和山区地下水的补给,径流量缓慢增大;随着雨季的来临,5~9月是降水最集中的季节,也是河流径流量最丰沛的时期,降水直接补给河水,河流流量显著增大,7月中旬至8月底达到最大,其后气温降低,降水减少,河流量不断减少;10月份以后进入枯水期。
那陵郭勒河山前冲洪积平原区为单一的松散岩类孔隙水,根据地下水的埋藏条件、水力性质可进一步分为松散岩类孔隙潜水、松散岩类孔隙承压水两种类型。潜水含水岩组主要分布于山前那陵郭勒河冲洪积扇的戈壁砾石带。含水层岩性为上更新统冲洪积、冰水—洪积的含卵砂砾石、含泥卵砾石、砂砾石、含砾中粗砂等,含水层颗粒粗大、径流条件好、富水性较强;承压水位于那陵郭勒河冲洪积倾斜平原前缘,其岩性为上更新统的砂砾石、含砾砂层,松散,部分层位含泥质,单层厚度30~50 m,隔水层为亚黏土、黏土等,厚3~8 m,含水层富水性较好(图3)。
研究区处于那陵郭勒河冲洪积扇的中下部,含水层厚度大、导水性好,是区域地下水的重点开发利用地区。其南部与基岩山区相接,可接受基岩裂隙水的微弱补给;北部细土平原带为地下水的径流排泄区。研究区地下水最主要的补给来源为那陵郭勒河地表水体的渗漏,排泄途径主要包括:泉、蒸发(腾)、向泉集河的泄流排泄、向下游径流补给以及少量人工开采。
2.2 研究区概况应用地下水位波动法评价研究区地下水补给量
在研究区所有监测井中,在2011年1月至2013年1月期间具有详细监测资料的井有9口,分别为J1、J2、J3、J4、J6、J7、J8、M10、NK5,区外一口监测井,为J5,每口监测井每月有3个监测数据。利用该地下水位动态数据对2011年及2012年的区域地下水补给量进行评估。
2.2.1 2011年地下水变化量的估计
首先利用2011年1~12月的区域地下水动态长观井的地下水位监测资料计算其水位变化值。现以J1孔为例,说明此次计算的详细过程。
首先,根据监测数据的整体规律,明确各个月的水位动态变化曲线中水位下降的趋势;然后,利用合理的数学方程对其趋势进行拟合,得到相应月份的线性或非线性方程[图4(a)];最后,将该趋势线延长至下一阶段水位上升的最高点[图4(b)],由数学方程得到该点的水位下降趋势的水位值,两者之差即为水位变幅(表1)。
2011年内其他8口地下水位动态测井水位变化特征见图5~图12,利用与J1孔相同的处理方法,得到各井每月的地下水水位升幅(ΔH)(表2)。
2.2.2 2012年地下水变化量的估计
同样方法,利用2012年1月至2012年12月的区域长观井的动态水位监测资料(图14~图22),建立地下水位变化趋势方程并进一步计算监测井地下水位升幅(表3)。
2.2.3 含水层给水度的确定
根据研究区已有的钻孔资料数据分析,依据含水层参数的变化规律,将该区分为三个分区,分别为Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ分区(图24),给水度依次为:0.164、0.185、0.141。
2.2.4 地下水补给资源量计算结果
根据研究区2011年和2012年各月的地下水位变化等值线结果(图24),在surfer中,利用体积计算功能(volume)分别计算出各月那陵郭勒河流域的补给范围,当地表水入渗含水层后,产生地下水位上升区域的总体积,这部分体积包括地表水补给地下水的水量及其影响范围内含水层介质的体积。再利用式(3)得到不同区域不同分区的补给量(表4)。
从表4可知,2011年那陵郭勒冲洪积扇地区地下水补给资源量约为5.21×108m3/年,2012年地下水补给资源量约为6.16×108m3/年,该结果与地下水数值模拟所得到的结果十分接近,也表明WTF计算地下水资源补给量的可靠性。
3 结论
(1)由于那陵郭勒河地区大气降水量极小,大气降水入渗量可以忽略;因此,本区地下水的主要补给来源就是那陵郭勒河水的渗漏补给量,以及侧向径流补给量,而上述两个水量项难以直接确定,采用WTF方法则基于地下水动态变化特征,解决了直接计算均衡要素的难题。
(2)通过计算,得到2011年那陵郭勒冲洪积扇地区地下水补给资源量约为5.21×108m3/年,2012年地下水补给资源量约为6.16×108m3/年。
(3)地下水位波动法是一种传统的计算地上水资源补给量的方法,该法在已知地下水位的情况下即可进行计算。尤其适合水文地质研究程度相对较低的干旱地区地下水资源量评价。
参考文献
[2] 吴剑锋.对地下水资源评价与管理现状有关问题的探讨.水文地质工程地质,1997;(5):20—23Wu Jianfeng,Discussion about the Problems in the Present Situation of Groundwater Evaluation and Management.Hydrogeology&Engineering Geology,1997;(5):20—23
[3] 胡汝骥,樊自立,王亚俊,等.中国西北干旱区的地下水资源及其特征.自然资源学报,2002;17(3):321—326Hu Ruji,Fan Zili,Wang Yajun,et al.Groundwater resources and their characteristics in arid lands of Northwestern China.Journal of Natural Resources,2002;17(3):321—326
[4] 杜玉娇,何新林,杨广,等.水均衡法评价玛纳斯河流域莫索湾灌区地下水资源.中国农村水利水电,2012;(9):63—65Du Yujiao,He Xinlin,Yang Guang,et al.An evaluation of groundwater resources of mosuowan Irrigation District of the Manas River by using the water balance.China Rural Water and Hydropower,2012;(9):63—65
[5] 吴文强,李文文,刘君利.水均衡与数值模拟法在地下水资源评价中对比应用.中国农村水利水电,2009;(6):45—48Wu Wenqiang,Li Wenwen,Liu Junli.Application of water balance method and numerical simulation method for groundwater resources evaluation.China Rural Water and Hydropower,2009;(6):45—48
[6] 尹立河.基于多种方法的地下水补给研究:以鄂尔多斯高原为例.北京:中国地质大学(北京),2011Yi Lihe.Estimation of groundwater recharge using multiple approaches:a case study in the ordos plateau.Beijing:China University of Geosciences,2011
[7] Scanlon B R,Milly P C D.Water and heat fluxes in desert soil.2.Numerical Simulations,Water Resources Research,1994;30:721 —733
[8] 汪丙国,地下水补给评价方法研究——以华北平原为例.武汉,中国地质大学,2008Wang Bingguo.Research on estimating methods of groundwater recharge:acase study in North China Plain.Wuhan:China University of Geosciences,2008
[9] 唐洪波,陈强,赵兴明.多种基流切割法在青海地下水评价中的应用.人民长江,2010;41(14):41—54Tang Hongbo,Chen Qiang,Zhao Xingming.Application of baseflow separation methods in underground water evaluation in qinghai province.Yangtze River,2010;41(14):41—54
[10] 董玉兴,折书群,王国栋.数值法在计算地下水补给资源量中的应用.地下水,2013;35(2):25—27Dong Yuxing,She Shuqun,Wang Guodong.Application of numerical method in calculating resources of groundwater recharge.Ground Water,2013;35(2):25—27