调节计算

调节计算（共8篇）

调节计算 篇1

1、水库概况

谷卜水库位于东港市前阳镇祥瑞村, 地处石佛沟支流, 属小 (Ⅱ) 型水库。坝址位于东经124°09'03", 北纬40°00'49", 坝址以上控制流域面积1.97km2, 控制河道长1.57km, 河道比降20‰。该库建成后, 担负着防洪、灌溉任务。近年来, 随着农业可持续发展理论的推广, 该库周边又新建了养殖基地。取得了一定的社会和经济效益。灌溉面积700亩, 下游保护1700亩耕地以及300余人口的防洪安全问题, 养鱼水面面积105亩。

谷卜水库原设计标准为20年一遇洪水设计, 50年一遇洪水校核, 最大坝高5.35m。按照国家现行标准《水利水电工程等级划分及洪水标准》 (SL252-2000) 的有关规定:“当山区、丘陵区的水利水电工程永久性水工建筑物的挡水高度低于15m, 且上下游最大水头差小于10m时, 其洪水标准宜按平原区、滨海区标准确定”。因此按平原、滨海区水利水电工程永久性水工建筑物确定防洪标准, 水库工程等别为Ⅴ等, 主要建筑物级别为5级。设计洪水标准为10年一遇洪水, 校核洪水标准为20～50年一遇洪水。因此水库设计标准取10年, 校核标准取上限50年。

2、死水位复核

谷卜水库原设计死水位为97.00m。本次除险加固设计对死水位进行重新复核。

根据泥沙淤积要求

式中:γ—泥砂容重, 取1.3 t/m3;

G—多年平均悬移质年输砂量G=S0.F;

S0—多年平均悬移质年输砂模数, 查《辽宁省水文手册成果图》图七, S0=200;

E—岸崩和推移质泥砂占悬移质泥砂比重, 一般取15～30%, 此次取E=15%;

T—设计淤积年限, T=20年。

计算得到:V垫=0.727万m3

最后确定原死水位97.00m, 相应库容0.97万m3。

3、水库洪水调节计算

3.1水库水位-库容、水库水位-泄量关系

3.1.1水位-库容关系表, 见表1

3.1.2水位-泄量关系

谷卜水库溢洪道堰顶净宽度11.3m, 堰顶高程100.4m。溢洪道为开敞式宽顶堰, 汛限水位100.40m。水库～水位泄量关系见表2和图1。

3.2调洪原则

谷卜水库溢洪道为开敞式宽顶堰, 堰顶高程100.40m, 防洪限制水位为100.40m, 水库调洪原则为:汛期来水流量自由渲泄。

3.3洪水调节计算

该水库洪水计算形态系数γ<0.05, 因此采用以设计洪峰Qp为最大流量, 按公式计算出W调p为洪水总量, 洪水历时为T的简化三角形过程线。

式中:W调—调洪库容, 万m 3;

W2 4—24时洪量, 万m3;

Qp—洪峰流量, m 3/s;

τ—汇流历时, h;

V防—防洪库容, 万m 3;

qp-调洪流量, m 3/s。

按上述方法, 进行设计洪水与校核洪水调洪演算, 求得库内最高水位和最大泄量等, 水库洪水调节计算成果列于表3, 水库调洪汇总表列于表4。

4、结论

通过复核, 确定原死水位97.00m, 相应库容0.97万m3。实测了水库水位-库容曲线、分析计算水库水位-泄量关系, 根据汛期来水流量自由渲泄的水库调洪原则, 采用洪水历时简化三角形过程线方法, 进行了洪水调节计算。

摘要：文中首先描述水库概况, 在进行死水位复核, 分析计算水库水位-库容、水库水位-泄量关系的基础上, 根据汛期来水流量自由宣泄的水库调洪原则, 采用洪水历时简化三角形过程线方法, 进行了洪水调节计算。

关键词：水库除险加固,洪水调节计算,水库泄流

调节计算 篇2

一、如何计算初次使用胰岛素的日用量

初次使用胰岛素的2型糖尿病患者可通过以下3种方法来计算胰岛素的日用量:①空腹血糖(毫摩尔/升)×1.8。②空腹血糖(毫克/分升)÷10。③体重(千克)×(0.3～0.5)。在计算出胰岛素的日用量后,可分两次进行注射,即早餐前注射总用量的2/3,晚餐前注射总用量的1/3。

二、如何分配每日胰岛素的用量

1.初次使用胰岛素的2型糖尿病患者可每日注射3次胰岛素,并按“日用量除以3,中午减去2加在早上”的计算方法来分配早、中、晚胰岛素的用量。例如,糖尿病患者若每日使用短效胰岛素的剂量是30单位,根据上述的分配原则,该患者可早上注射12个单位,中午注射8个单位,晚上注射个10单位。待血糖达标后,该病患者可改用预混胰岛素进行治疗。

2.糖尿病患者若使用预混胰岛素进行治疗,可将胰岛素的日用量分为两次注射:早餐前注射总用量的2/3,晚餐前注射总用量的1/3。

3.糖尿病患者若每日只注射一次胰岛素,可于3餐前分别口服一次降糖药,然后在临睡前注射一次长效或中效胰岛素。胰岛素的注射剂量可按每公斤体重注射0.2单位来计算。

4.糖尿病患者若应用长效胰岛素类似物进行治疗,可先在3餐前分别口服一次降糖药,然后在睡前注射一次长效胰岛素类似物来得时(甘精胰岛素)。该疗法更加符合人体胰岛素的生理性分泌规律,可使患者控制血糖的效果更佳,同时还能降低其发生低血糖的几率。

三、如何按血糖的高低来调节胰岛素的用量

为了预防低血糖的发生,糖尿病患者初始应用胰岛素的剂量往往都比较少,然后再依据血糖的高低对胰岛素的剂量进行调节。通常,可每3～5天调节一次。

1.空腹血糖调节法。2型糖尿病患者的空腹血糖若降至5.0～7.0毫摩尔/升之间,其胰岛素的用量可不增不减,若降至3.0～5.0毫摩尔/升之间,其胰岛素的用量应减少2～3个单位,或将胰岛素的注射时间改在餐后。如果患者的空腹血糖高于7.0毫摩尔/升,那么该患者的血糖每升高1.4毫摩尔/升,其胰岛素的日用量便可增加1个单位。

2.餐后血糖调节法。2型糖尿病患者的餐后2小时血糖若高于10.0毫摩尔/升,那么该患者的血糖每升高2.0毫摩尔/升,其胰岛素的用量便可增加1个单位,但每次增加胰岛素的剂量不能超过4个单位。发生了酮症酸中毒的2型糖尿病患者在应用胰岛素进行治疗时,其血糖每小时下降的速度不能超过5.6毫摩尔/升,否则容易引发脑水肿。

为了便于患者记忆,特将根据血糖的高低调节胰岛素用量的办法编成顺口溜,该顺口溜是:“5、6不过7,7、8不离10。空1加点7,后高2加1。饮食要定量,3天一对比。”其中,“5、6不过7,7、8不离10”指的是患者应将空腹血糖水平控制在5～6毫摩尔/升之间,不能超过7毫摩尔/升,将餐后2小时血糖控制在7～8毫摩尔/升之间,不能超过10毫摩尔/升。“空1加点7,后高2加1”指的是患者的空腹血糖以7毫摩尔/升为准,每升高1毫摩尔/升可加用胰岛素0.7个单位,餐后2小时血糖每升高2毫摩尔/升可加用胰岛素1个单位。“饮食要定量,3天一对比”指的是患者要控制饮食,并每隔3天检查一次空腹血糖和餐后2小时血糖,然后根据检查的结果调节胰岛素的用量。

四、如何按尿糖的高低来调节胰岛素的用量

肾糖阀正常的2型糖尿病患者若尿酮体呈阴性,其餐前的尿糖每增加一个“+”号便可加用2个单位的胰岛素。若患者的尿酮体呈阳性,其餐前的尿糖每增加一个“+”号则可加用3个单位的胰岛素。但每次增加胰岛素的剂量不应超过4个单位。

五、处于发烧、月经期或妊娠末期的2型糖尿病患者如何调节胰岛素的用量

2型糖尿病患者不论何种原因引起了发烧,只要体温超过了38摄氏度,就应将原来胰岛素的用量增加20%。处于月经期或妊娠末期的2型糖尿病患者,也应在医生的指导下适当地增加胰岛素的用量。

六、如何根据胰岛素的品种或剂型来调节用量

2型糖尿病患者若将使用的动物胰岛素改为人胰岛素时,可将原来胰岛素的用量减少20%,反之,应将原来胰岛素的用量增加20%。该病患者若将胰岛素由吸入给药改为注射给药时,可将胰岛素的用量增加3～4倍。口喷4单位胰岛素,相当于皮下注射0.73单位胰岛素。

七、如何根据患者凌晨的血糖水平来调节胰岛素的用量

睡前已注射中效胰岛素,但清晨血糖仍大于8.0毫摩尔/升的2型糖尿病患者,应检测一次凌晨3点的血糖水平。若该患者凌晨3点的血糖高于或等于4.0毫摩尔/升,则表明其出现了糖尿病的“黎明现象”,同时也说明该患者的胰岛素用量不足,应适当地增加胰岛素的用量。若该患者凌晨3点的血糖低于4.0毫摩尔/升,则表明其出现了糖尿病的“苏木杰效应”,同时也说明该患者的胰岛素用量过大,应适当地减少胰岛素的用量。

八、如何根据患者的胖瘦来调节胰岛素的用量

已经按照自己的标准体重和活动量来控制每日总热量的摄入、但血糖水平仍然偏高的2型糖尿病患者,必须重新调节胰岛素的用量。调节的原则是:消瘦者可增加胰岛素的用量,不必减少饮食;肥胖者则不必增加胰岛素的用量,但要减少饮食,增加运动量,并应加服双胍类降糖药。此类患者若因某种原因多吃了50克的主食,则必须加用5个单位的胰岛素。因为一般注射1个单位的胰岛素可降低10克主食所升高的血糖值。

九、如何调节混合胰岛素的用量

早晚注射混合胰岛素的2型糖尿病患者若午餐前的血糖偏高,表明其所应用的混合胰岛素中的短效胰岛素剂量不足。若该患者晚饭前的血糖偏高,表明其所应用的混合胰岛素中的中效胰岛素剂量不足。若该患者睡前的血糖偏高,表明其所应用的混合胰岛素中的短效胰岛素剂量不足。若该患者清晨的血糖偏高,表示其所应用的混合胰岛素中的长效和中效胰岛素剂量均不足。使用混合胰岛素的患者可按照上述原则对胰岛素的用量进行适当的调节。■

多级减压调节阀的计算与选型设计 篇3

1 工况简介

介质:反应堆冷却剂, 液体, 进口压力P 1=1.4 9/1 5.5 M P a (A) , 出口压力P 2=0.8 MP a (A) , 最大流量Q m a x=0.2 5 m 3/h, 最小流量Qmin=0.04m3/h, 工作温度T=60℃, 介质密度ρ=1000kg/m3。

2 口径计算

2.1 调节阀流量系数的计算 (按照G B/T 1 7 2 1 3.

2-2 0 0 5/I E C 6 0 5 3 4-2-1:1 9 9 8工业过程控制阀第2-1部分:流通能力安装条件下流体流量的计算公式)

阻塞流压差:△P′=FL2 (P1-FFPv) (1)

式中:

FL为液体压力恢复系数, 取0.9;

FF为液体的临界压力比系数;

Pc为绝对热力学临界压力, 水:Pc=22120k Pa

Pv为入口温度下液体蒸汽的绝对压力, Pv=0.20313kgf/cm2=20.313k P a

代入 (2) 得:

(1) 在最小压差下、最大流量时, 即当P1=1.49 M P a时。

∵△P<△P′, 为非阻塞流情况

其中:Q为流量 (m3/h) , Qmax=0.25m3/

△P为阀前后压力差 (k Pa) , △P=690k Pa

N1为数字常数N1=1×10-1

ρ1/ρ0为相对密度, (对于15℃的水, ρ1/ρ0=1)

(2) 在最大压差、最小流量时, 即当P 1=1 5.5 M P a时。

∵△P>△P′, 为阻塞流情况

其中:Q为流量 (m3/h) , Qmin=0.04m3/h

P1为进口绝对静压力 (k Pa) , P1=15500k Pa

N1为数字常数N1=1×10-1

ρ1/ρ0为相对密度, (对于15℃的水ρ1/ρ0=1)

2.2 可调比与流量特性的确定

从计算的Kv值来看, 此阀属小流量或超小流量阀 (阀流量系数Kv值从10-5~1.0为小流量阀;当Kv≤2×10-2为超小流量阀) , 最大最小Kv之比为26.38, 也就是阀的最小调节比是26.38, 阀的可调比应选50或50以上。从表1工况参数可以看出, 低压差时流量高, 高压差时流量有最大最小, 且相差很大, 同时阀在大压差小流量时为阻塞流工况, 因此选择等百分比特性比较好并进行特性曲线修正, 因为等百分比特性可用于低流量时高压力降和高流量时低压力降的工况, 且要使限定数据可用, 作为防护措施而使阀门尺寸过大时, 等百分比特性能提供最大的控制范围, 并且可改变形状以改善幅度变化范围。

参考CV3000系列小流量阀最小的Kv为0.01, 阀芯直径dg6, 考虑到阀的全开流量比一般阀的泄漏量还小, 必须超小间隙节流同时考虑其调节精度和零件的加工难度阀芯直径仍选择dg6, 阀芯曲线进行修正近似等百分比设计。 (阀芯曲线需特殊设计和做流量试验来不断修正, 本文不作论述。)

3 降压级数的确定

对于液体工况, 当流体流经阀门最狭窄点 (收缩断面) 时, 流速加快而压力会降低, 如果压力降低于流体温度对应下的饱和蒸汽压Pv时, 则开始形成汽泡, 当液体移动到容器或下游的较大面积时, 压力恢复到一定范围, 当压力增加高于蒸汽压力时气泡破裂或爆炸, 这就是气蚀现象。而当下游压力不能恢复到蒸汽压力以上时, 汽泡遗留在流体内产生液体和气体的混合物这叫做闪蒸。当液体物流被混有汽泡或气穴的流体本身所饱和时, 就发生物流堵塞即产生阻塞流。

当阻塞流产生时, 必然是有闪蒸、空化的发生, 闪蒸和空化会对阀门造成一定程度的损坏, 降低使用寿命。为了防止空化的产生, 只有控制缩流面处的压力Pvc, 使其保持不低于液体的饱和蒸气压Pv, 对于压差较大的场合, 可通过多级降压, 确保介质通过每一降压段时的压力不小于液体的饱和蒸气压。

调节阀两端压差即为阻塞流压差 (△P′) , 当△P≤△P′时, 即可避免闪蒸和汽蚀的发生。采用多级降压时每一级降压的实际压差△P均应小于阻塞流压差△P′。

由于△P>△P′, 且P2>Pv, 所以不采用降压措施将产生汽蚀现象。为了避免汽蚀的产生, 应采取降压措施。经验算二、三级降压不能满足要求, 所以采用四级降压。

根据多级节流的原理, 每一级的压降按几何级数递减, 即:

解之得:

根据式 (1) 得:

由于△P1<△P1′, △P2<△P2′, △P3<△P3′, △P4<△P4′, 每级降压后都不会出现闪蒸、空化情况, 所以采用四级降压设计是合理的。

4 结构原理

多级减压调节阀流向采用底进侧出, 流体通过多个节流截面, 压降被分摊到一连串的流通口上, 也就是流体每过一个节流面遇到流动阻力分担一部分压差, 从而降低流体流速, 防止阀门气蚀、空化、噪音、颤动。

因阀选用阀芯直径较小, 多级减压调节阀阀芯结构采用不平衡平型阀芯。结构见图1。

阀门工作时 (图2) , 流体沿平行于多级阀芯的轴线方向向上流动, 通过多个阀座通道口多级节流, 使高压降沿阀芯轴线方向平均分布, 有效控制了流体的速度, 从而起到降低噪音和防止液体空化的作用。极大地提高了阀门在苛刻工况条件下的使用寿命。

阀门在启闭和小流量开度时, 高压差全部集中在阀芯和阀座的密封面上, 高速流体会对密封面造成严重冲刷, 为了保护阀内件不受损坏, 提高阀门的使用寿命, 阀内件不仅要考虑到强度, 还应具有较强的抗冲刷损坏能力, 最常用的有效方法是使用较硬材料 (洛氏硬度超过40) (见表2) 。

5 结语

多级降压高压差调节阀设计结构独特, 在高压差下能够有效地防止空化, 并能耐腐蚀抗擦伤, 有较长的使用寿命, 符合核电工程的各项要求。

摘要：本文主要简单从工况介绍、口径计算、降压级数、结构原理等方面介绍了多级减压调节阀的计算和选型设计。

关键词：多级减压调节阀,计算,选型设计

参考文献

[1]GB/T17213.2-2005/IEC60534-2-1:1998.工业过程控制阀.第2-1部分:流通能力.安装条件下流体流量的计算公式[S].

调节计算 篇4

调节保证计算是水锤和机组转速变化的计算，每个水电站在引水系统设计时都必须进行这一项重要工作，其目的是正确合理地解决导叶启闭时间、水锤压力和机组转速上升值三者之间的关系。限制水锤压力升高和限制机组转速升高的要求往往是相互制约的，矛盾的焦点是需要找到一个合适的导叶关闭时间Ts，使转速上升和压力上升都符合设计规程的要求。但是当水电站找不到一个合适的Ts值时，就要采取一系列调保措施来保证转速上升和压力上升都符合规程的要求。

目前一般采用的调保措施主要有改变导叶关闭规律、设置调压室或调压井、设置调压阀、设置爆破膜、增大引水管道的管径和壁厚等等。但是，除了改变导叶关闭规律外的其他措施都需要或多或少的建设投资，而采用改变导叶关闭规律这种措施最经济，也容易实现，运行与维护也可靠、方便。它在各种水电站的运行中效益都较明显。

常规的导叶关闭方式是，导叶随时间做近似直线的等速关闭。1950年苏联就提出导叶最有利关闭方式（即最优关闭方式），但在工程实施中，还有一定困难，大多是采用导叶折线关闭方式，使其尽可能接近最优关闭方式。20世纪50年代后期，各国较多采用导叶两段直线关闭方式。日本于上世纪60年代初期，将两段直线关闭用到调保计算中，并于1968年在国家规程中得到肯定，70年代日本开始采用导叶三段关闭。

然而，导叶关闭规律的不同将直接影响调保计算的结果，同时也会影响水轮发电机组运行稳定性和安全性。所以如何确定一个最优的导叶关闭规律是现代水力机组大波动过渡过程研究中的重要目标之一。

1 导叶关闭规律

调节元件的运动规律，对水压上升与转速上升值都有着决定性的影响。

调节保证计算的水锤相对压强ζ与转速变化率β除了和导叶关闭时间有关外，导水机构的启闭规律对它们也有着重要的影响。导水机构可通过调节保证计算选定合理的启闭规律和关闭时间，使最大水锤相对压强ζmax和最大转速变化率βmax都控制在限定的安全值之内，这样以保证压力引水系统和机组的安全稳定运行。

当导叶关闭时，若不考虑某些情况下关闭末了时活塞运动速度的减慢，接力器活塞的运动速度不变，这种关闭规律为一段直线关闭。但是，导叶一段直线关闭方式，对改善水轮机过渡过程品质的作用是有限的。当机组转动惯量GD2与压力引水系统已经被确定后，如果调节保证计算仍不能满足限定值要求时，可以采用导叶分段关闭规律，如图1所示，即导叶首先以较快的速度等速关闭到某一点g，然后再以较慢的速度等速关闭至零。先快有利于降低机组转速上升值；后慢能限制引水系统的压力上升值。此外，只要两段关闭拐点g的所在位置和两段关闭的速度选择适当，这种关闭方式不论对于限制转速上升，还是对于限制压力上升，都有好处。采用导叶分段关闭规律适合于导叶关闭后期水锤压力过大的情况，在允许速率上升值的条件下，可较好地减小水锤压力升高值，而且可防止或减轻抬机现象，尤其是对于轴流式水轮机。

2 非固定模式导叶关闭方式探讨

开度的变化规律不同，水锤压强的过程也不同。如图2，在图2a中绘出了三种比较有代表性的关闭规律曲线，它们有相同的关闭时间；图2b绘出了与之相对应的三种水锤压强变化过程线。从图上可以看出，关闭规律的不同对水锤压强的变化有很大的影响。合理的关闭规律是，在一定的关闭时间情况下，在调速器的可调范围内，获得尽可能小的水压强。

在导叶关闭的过渡过程中，最重要的是其最大的水锤压强；因为它直接关系到系统的安全。从图2b中的曲线图来看，关闭规律Ⅰ相对较为合理；最不利的是关闭规律Ⅲ，其最大水锤相对压强约为关闭规律Ⅰ的三倍。但是，关闭规律Ⅰ仍然有潜力可挖，因为它在第一个相里水锤上升值较慢，而关闭规律Ⅱ在第一个相里却较之更好，所以可以采取先用较快的速度关闭到某一个合适的时间点后然后再采取较慢的关闭速度，这样可以让最大水锤压强值更小。也就是说，采取先快后慢点两段式关闭规律，如果g点位置选择得恰当，那么最大水锤压强值就可以变得更小。

假设不计摩阻，并忽略水体和管壁弹性变形的影响，则在调节时间Ts内，水管末端的水锤压强（以相对值表示）过程线与时间轴所包围的面积为：

从上式可以看出，其面积决定于水电站的水头、水压力管道的长度和起始流速，而与关闭时间Ts无关。关闭规律虽然不能改变由水管末端的水锤压强过程线与时间轴所包围的面积，但是在调节时间Ts一定的情况下，却决定着水锤曲线的形状，因此也决定着水锤压强的最大值。水锤常数σ则为调节时间Ts内水锤压强的平均值，即σ=ζaA。显然，合理的关闭规律是在调速器能够做到的条件下，使最大水锤压强尽可能地接近平均值ζaA。理论上，如果能够让最大水锤压强值从关闭时间的一开始一直到关闭结束都处在水锤压强平均值ζaA上是最好的，但是，这在实际上几乎是不可能的，从目前的形式来看，最大的发展空间在导水机构关闭的初期，让最大水锤压强值ζmax在尽可能短的时间里到达水锤压强的平均值ζaA，然后，让后面时间段的水锤压强尽可能的处于水平直线上。

3 非固定模式导叶关闭规律的实施

导叶关闭规律的实施条件取决于调速器的类型。现代微机型调速器可利用编程板块很方便地实现导叶关闭规律的改变，只是非固定模式导叶关闭规律的时间分段Δt可能受到调速器的限制，Δt越小，优化的效果就越好。

4 结论

现在一般的水电站都采用的是两段或者三段固定的导叶关闭方式，虽然在控制机组水力过渡过程的压力上升和转速上升方面起到了一定的作用，但是这种固定的关闭方式并不是最优的关闭方式。如果遇到调保参数出现大的变动，还有可能破坏机组运行的稳定性和安全性。因此，采用非固定模式导叶关闭方式来代替传统两段、三段折线关闭方式是大势所向。水电站，特别是水头变化幅度较大的水电站，采用非固定模式导叶关闭方式不但可以较好地控制过渡过程中的压力上升和转速上升，还可以保证过渡过程中水轮发电机组运行的稳定性和安全性。

摘要：调节保证计算是水电站设计中的重要内容之一。水电站运行的过程中,为了最大限度的减少水压上升值与转速上升值,通过优化导叶折线关闭方式来解决过渡过程中水电站的运行安全问题是最经济的有效措施,而且技术上也容易实现。目前,普遍采用的两段或三段关闭规律。但是,理论上来讲,不管是两段还是三段关闭规律,都不是最优关闭规律。笔者从微积分的思想出发,提出了根据水轮机工作参数的变化实时地改变导叶关闭方式的非固定模式的导叶关闭方式,能更有效地提高水电站运行的稳定性和安全性。

关键词：水轮机,折线关闭方式,调保计算,微积分

参考文献

[1]常近时,梅寿华,于希哲.水轮机运行[M].北京:水利电力出版社,1983.

[2]常兆堂,周文通,吴培豪译.水电站动力装置中的过渡过程[M].北京:水利出版社,1981.

[3]王慧莉,导叶两段关闭规律研究[J].甘肃水利水电技术,1997.

[4]任启淼,郭建伟.低水头有压引水电站调节保证设计标准的探讨[J].水利规划与设计,2008.

[5]刘艳,黄慧敏.对水电站调节保证计算中若干问题的探讨[J].江西水利科技,2003.

[6]牛文彬,杨娟丽.水力机组调保计算导叶折线关闭方式的优化研究[J].水力发电,2004.

[7]卢伟华,陆建辉.水电站长引水道系统导叶折线关闭规律的优化[J].人民长江,2007.

[8]田利军.长引水式电站调节保证计算分析与研究[J].电网与清洁能源,2011.

[9]王煜,田斌.对水轮机导叶最优关闭规律的探讨[J].三峡大学学报,2007.

药剂学中调节渗透压的计算方法 篇5

关键词：渗透压,等渗,计算方法

在讲解《药剂学》中等渗调节剂时, 总避免不了学生要对教材中注射液的冰点降低值和氯化钠等渗当量等计算内容提出疑问, 而且在配制用量较大的输液及滴眼液时也存在渗透压问题。调制等渗溶液时, 用直接测定渗透压的方法调配较为准确, 但实际上很困难, 多用冰点降低数据法、氯化钠等渗当量法和溶质摩尔浓度计算法等间接方法计算。现将调节渗透压的计算方法介绍如下:

1 冰点降低数据法

血浆或泪液的冰点降低值为-0.52℃, 根据这个数据, 一般用下列公式计算。

即:X= (0.52-a) /b。

X:欲配制等渗溶液100ml所需加入调节物质的重量 (g) 。

0.52:血浆或泪液的冰点降低值。

a:未调整的药物溶液的冰点降低值。

b:1% (g/ml) 等渗调节剂水溶液冰点降低值。

例1:处方:盐酸普鲁卡因0.5 (g)

氯化钠 适量

注射用水 加至100.0 (ml)

制成等渗注射液。

盐酸普鲁卡因的1% (g/ml) 水溶液冰点降低值 (℃) 为0.12。

氯化钠的1% (g/ml) 水溶液冰点降低值 (℃) 为0.58。

代入公式即得X= (0.52-0.12×0.5) /0.58=0.79 (g) 。

即:上述处方中加0.79g氯化钠即为等渗溶液。

例2:处方:乳酸环丙沙星0.25 (g)

氯化钠 适量

注射用水 加至100.0 (ml)

制成等渗注射液。

乳酸环丙沙星的1% (g/ml) 水溶液冰点降低值 (℃) 为0.04。

氯化钠的1% (g/ml) 水溶液冰点降低值 (℃) 为0.58。

代入公式即得:X= (0.52-0.04×0.25) /0.58=0.88 (g) 。

即:上述处方中加0.88g氯化钠即为等渗溶液。

2 氯化钠等渗当量法

生理盐水浓度为0.9% (g/ml) , 根据这个数据, 一般用下列公式计算。

即:X=0.009V-EW。

X:配制体积为V (ml) 等渗溶液所需加入氯化钠的量 (g)

0.009:每ml等渗氯化钠溶液中所需氯化钠的量 (g) 。

V:欲配制等渗溶液的体积 (m1) 。

E:药物的氯化钠等渗当量。

W:药物的重量 (g) 。

例1:处方:盐酸普鲁卡因0.5 (g)

氯化钠 适量

注射用水 加至100.0 (ml)

制成等渗注射液。

盐酸普鲁卡因的氯化钠等渗当量为0.21。

代入公式即得:X=0.009×100-0.21×0.5=0.79 (g) 。

即:上述处方中加0.79g氯化钠即为等渗溶液。

例2:处方:乳酸环丙沙星0.25 (g)

氯化钠 适量

注射用水 加至100.0 (ml)

制成等渗注射液。

乳酸环丙沙星的氯化钠等渗当量为0.04。

代入公式即得:X=0.009×100-0.04×0.25=0.89 (g) 。

即:上述处方中加0.89g氯化钠即为等渗溶液。

相同的处方, 比较冰点降低数据法与氯化钠等渗当量法所计算的结果基本相符。这里需要说明, 盐酸普鲁卡因的氯化钠等渗当量应为0.21, 而不是部分药剂学教材上所表述的0.18。

3 溶质摩尔浓度计算法

本法根据范霍夫定律计算渗透压, 一般用下列公式计算。即:P=CRT。

P:渗透压, 以k Pa表示。

C:溶质的摩尔浓度 (mol/L) 。

R:气体常数, 为8.314L·k Pa·mol-1·K-1。

T:绝对温度, 以K表示。

正常人血浆的渗透压平均为749.805k Pa, 体温为37℃, 代入上式

C=P/ (RT) =749.805/[8.314× (273+37) ]=0.291mol/L。

即0.291mol/L的任何非电解质溶液与血浆渗透压相等。

例1:计算无水葡萄糖溶液的等渗浓度。

无水葡萄糖的摩尔质量为180g/mol

故180g/mol×0.291mol/L=52.38g/L=5.238% (g/ml)

即无水葡萄糖溶液的等渗浓度为5.238% (g/ml) 。

若药物为电解质, 等渗浓度计算需加以校正。

4 结论

调节渗透压是注射剂和滴眼剂生产不可忽视的一个重要环节, 有利于确保用药安全, 减少刺激性。本人将药剂学中调节渗透压的计算方法归纳为冰点降低数据法、氯化钠等渗当量法和溶质摩尔浓度计算法三种, 并分别举例说明, 对部分药剂学教材盐酸普鲁卡因的氯化钠等渗当量表述错误, 给予修定。

参考文献

[1]赵树林, 马兵, 赵宇昕.调节等渗溶液的计算方法[J].黑龙江医药, 2004, 17 (5) :388.

[2]韦泽光.环丙沙星注射液加入氯化钠调节等渗探讨[J].数理医药学杂志, 2006, 19 (2) :178-179.

[3]周佐林.关于药剂学类教材中等渗调节有关数据的疑议[J].卫生职业教育, 2004, 22 (2) :114-115.

调节计算 篇6

莫家沟水库位于苏子河支流二道河子上。坝址位于新宾满族自治县新宾城郊乡后仓村东北2.5km,坝址以上集水面积7.5km2,河道长度4.86km,河道平均比降23.4‰,水文分区属Ⅲ3。

莫家沟水库于1991年10月开工,由吉林省通化市第一建筑公司施工,1992年竣工。业务主管部门为县水务局。竣工后未成立水库管理所,为便于水库管理,由城郊乡水利管理站直接管理,隶属城郊乡政府。

莫家沟水库是以灌溉为主,兼顾防洪、水产养殖等综合利用的小(1)型水利枢纽工程。枢纽等别为四等工程,原校核标准采用500年一遇洪水标准,相应水位65.46m,相应库容128.73万m3;设计标准采用30年一遇洪水标准,相应水位64.76m,相应库容114.80万m3;正常蓄水位63.10m,相应库容84.60万m3;汛限水位63.10m,相应库容84.60万m3;死水位54.30m,相应库容4.50万m 3。

2 水库除险加固的必要性

2.1 新宾县社会经济现状

新宾县位于辽宁省东部山区,位于长白山龙岗山的余脉延伸部分。地处东经124°15′~125°27′26″,北纬41°14′~41°58′50″,东与吉林省通化县、柳河县相接,西与抚顺县毗邻,北与清原县接壤,南与本本溪、桓仁县相连。

新宾境内东西长100km,南北宽83公里,境内总面积4287.38平方公里,辖15个乡镇、14个国有林场、180个行政村。到2005年末全县总人口30.6万人(男15.6万人,女15.0万人),共95871户,其中农业人口2 1.9 8万人;全县总耕地面积3.99ha,其中水田1.08 ha,旱田2.91 ha;农业总产值10.06万元,其中农业4.97万元,林业1.01万元,牧业1.87万元,渔业2.13万元,服务业0.065万元。农村居民家庭总经营收入5109元/人,纯农业收入2487元/人,主要粮食作物有水稻、玉米、大豆;经济作物有果树、蔬菜等;土特产品有榛子、木耳、山野菜等。随着市场经济的发展,农村产业结构的调整,新宾县农业已由传统型农业向经济型农业转变,并已经形成一定规模。

新宾县交通发达,其中有:省级公路307公里共4条,县级公路共3 4 8 k m,1 6条,乡级公路511公里共66条。为全县的经济发展提供了有利的条件。其他如电话、移动通信、有线电视、邮电、教育、卫生等也有很大发展。

2.2 莫家沟水库工程现状

2.2.1 大坝工程现状

大坝坝型为黏土心墙坝,坝长242.00m,坝顶高程为66.02~66.55m,坝顶宽3.5m,坝顶道路为土路。大坝上游现状坡比1:2.50、1:3.0,下游现状坡比1:2.25、1:2.50,黏土心墙尺寸由1992年资料图纸查得,最大底宽6.00m,上宽2.00m,顶高程64.45m。

2.2.2 溢洪道工程现状

溢洪道位于右坝端,为开敞式正槽溢洪道,由进口段、堰体段、泄槽段及尾水渠段组成。

进口段底高程为62.35m,底宽10m;溢流堰为折线型实用堰,堰顶高程为63.10m,堰体段边墙为重力式浆砌石挡土墙,墙顶高程66.54m,墙顶宽0.6m。泄槽陡坡段长42.75m,宽10m,底坡i=0.026,泄槽边墙为重力式浆砌石挡土墙,墙高1.7~2.2m。溢洪道底板为0.2m厚钢筋混凝土结构,无消能设施。

2.2.3 输水洞工程现状

输水洞设在大坝左侧山体内,输水洞全长为164.00m,输水洞尺寸为1.2×1.8m,进口底高程54.30m,出口底高程53.00 m。

2.2.4 莫家沟水库枢纽工程现状存在的问题

2007年2月,由辽宁省水利水电工程质量检测中心对莫家沟水库枢纽建筑物进行全面的安全和质量检测,2007年5月,新宾满族自治县水务局和新宾满族自治县水利勘测设计室完成了《莫家沟水安全分析综合评价报告》。经分析,现有枢纽工程现状存在的主要问题是:

(1)大坝工程存在问题

(1)上游坝坡为块石护坡,由于水位变动及风浪淘刷,块石护坡凹凸不平,在正常蓄水位以上常有块石翻起,垫层被淘空,个别护坡块石风化严重。

(2)下游坝坡为碎石护坡,薄厚不均,局部露土,造成坝坡石冲刷产生水土流失。下游无上坝台阶,不方便日后的运行管理。

(3)大坝无防浪墙。

(2)溢洪道工程存在的问题

(1)溢流道两侧未设截水墙,当发生洪水时,水从溢洪道两侧绕渗,严重威胁溢洪道。

(2)经过多年使用溢洪道陡槽两侧边墙、底板有多处裂缝,严重漏水,表面混凝土部分脱落,已达不到防洪抗冲要求,严重威胁着泄洪安全。

(3)溢洪道无消能设施。

(4)溢洪道右侧山体,风化严重,常有石块脱落至溢洪道内,如汛期发生大面积山体滑坡,堵塞泄槽,造成无法正常泄洪,威胁大坝安全。

(3)输水洞工程存在的问题

(1)输水洞出口消力池为浆砌石结构,经过多年运行,破损严重,两侧边墙已经倒塌。

(2)输水洞启闭设备已十分老化,不能正常使用。

2.3 工程除险加固的必要性

莫家沟水库于1992年竣工后,至今枢纽工程已经运行16年,主要建筑物存在安全隐患,水库处于十分危险的运行状态,水库下游有后仓、前仓、黄旗、秋木4个村,下游灌溉水田面积3900亩。水库一旦失事将关系到水库下游所有人民的生命财产安全,水库下游的县级公路也将受到威胁。所以,尽快实施莫家沟水库除险加固工程是十分迫切和必要的。

3 水库死水位的复核

水库的死水位确定主要考虑水库泥沙淤积要求和养鱼卫生要求确定,水库的原设计死水位为54.30m。

莫家沟水库坝址处年平均悬移质年输沙模数为100 t/km2,年平均输沙量为0.075×104 t/年,推移质按悬移质的20%计,水库的设计淤积年限为20年,泥沙容重取1.3t/m3,则水库淤积量为1.38万m3。

由水位-库容曲线查得相应水位为52.94m。水库运行多年,上游植被较好,故水库泥沙淤积少,经分析比较,考虑水库泥沙淤积、下游农业用水要求和养鱼卫生要求,水库死水位仍维持54.30m不变,相应库容为4.50万m3,相应水面面积为1.9 5万m 2。

4 水库洪水调节计算

4.1 防洪限制水位复核

莫家沟水库溢洪道无闸门控制,因此溢流堰顶高程即为防洪限制水位。本次设计对原运用方式不做变动,防洪限制水位仍采用堰顶高程63.10m不变。

4.2 水库的防洪调度方式

莫家沟水库溢洪道无闸门控制,故防洪限制水位即为溢流堰定高程63.10m,起调水位即为防洪限制水位。

4.3 各频率设计洪水调节成果

根据莫家沟水库防洪调度运行方式,对枢纽各频率设计洪水进行调节计算。枢纽设计洪水调节计算见表1。

本次除险加固设计,三百年校核洪水位66.05m。比原五百年校核洪水位高0.59m。三十年设计洪水位65.12m,比原三十年设计高0.36m。

摘要：在描述水库概况、新宾县社会经济现状和莫家沟水库工程现状的基础上,说明了水库除险加固的必要性,对水库死水位和防洪限制水位进行了复核,并完成了水库洪水调节计算

调节计算 篇7

1 锅炉效率的计算

由于影响锅炉效率的因素众多, 很难直接得到其计算公式, 所以通常采用反平衡计算锅炉效率, 即:

式中分别表示有效利用热q1、排烟热损失q2、化学不 (或可燃气体未) 完全燃烧热损失q3、机械 (或固体) 不完全燃烧热损失q4、散热损失q5和灰渣物理热损失q6。

在锅炉的实际运行中, 为使燃料燃尽, 实际供给的空气量总是要大于理论空气量, 超过的部分称为过量空气量, 过量空气系数是指实际空气量Vk与理论空气量V0之比。过量空气系数直接影响排烟热损失q2、化学不完全燃烧热损失q3、或固体不完全燃烧热损失q4 (如图1) 。可见, 当炉膛出口过量空气系数增加时, q2+q3+q4先减少后增加, 有一个最小值, 与此最小值对应的空气系数称为最佳过量空气系数。因此, 过量空气系数α与锅炉效率有着密切的联系。

1.1 排烟热损失q2的确定

排烟热损失q2是锅炉热损失中最大的一项, 在运行中, 要尽可能地在保证燃料完全燃烧的条件下降低q2来提高锅炉的效率。影响排烟热损失的主要因素是排烟温度和烟气量, 排烟温度比环境温度越高, 烟气量越大, 排烟损失越大。有以下经验公式:

式中:θpy——排烟温度;

tamb——环境温度;

m、n——计算系数, 与燃料种类有关。见表1。

1.2 化学不完全燃烧损失q3的确定

锅炉排烟中残留的可燃气体未放出其燃烧热所造成的热量损失称为化学不完全燃烧损失。化学不完全燃烧损失q3较其他热损失小, 一般不超过0.5%, 但是对锅炉效率也有一定影响。q3与α和CO%乘积成线性关系, 而在正常运行的情况下, 若燃料不发生变化, CO%的量是很小的, 基本认为不变, 有经验公式:

q3=3.2αCO%

β为燃料特性系数, 与燃料种类有关

RO2为烟气中SO2和CO2的含量;

O2为烟气含氧量

对于300MW机组, 烟煤为燃料的锅炉, 根据统计数据得到计算公式:

1.3 固体不完全燃烧损失q4的确定

固体燃料在锅炉内燃烧时, 部分固体燃料颗粒被排烟带走或掉入炉膛下部灰坑中造成的热损失, 称为固体不完全燃烧热损失q4。q4的大小不仅与α有关, 也与q2有关。当α逐渐增大时, 空气供给量越来越充足, 燃料能充分燃烧, q4会随之减小;但当α过大时, 容易造成炉膛温度降低, 辐射换热量减小, 最终排烟温度θpy增加, 造成q4的增加。有经验公式:

式中:q2——排烟热损失;

θpy——排烟温度;

tamb——环境温度;

1.4 散热损失q5的确定

散热损失q5与锅炉容量和负荷有关。对于锅炉容量已经确定的情况下, 只考虑q5与负荷的关系, q5随着负荷的减小而增大, 可以近似地认为q5与锅炉实际负荷成反比变化, 按下列计算公式确定:

其中, Ded为额定蒸发量时的散热损失;

Ded为额定蒸发量, 对于300MW的锅炉, 查阅资料, Ded=890.5t/h;

D为实际蒸发量;

1.5 灰渣物理热损失q6的确定

灰渣物理热损失指的是高温炉渣排出炉外所造成的热损失, 与燃料灰分、灰渣份额以及灰渣温度有关。对于大型电站锅炉来说, 这部分占整个热损失的比例相对较小, 通常取:

1.6 锅炉效率的求解

前面已经给出了q2、q3、q4、q5和q6的表达式, 但是排烟热损失q2、固体不完全燃烧损失q4的表达式中都含有排烟温度θpy, 散热损失q5中含有蒸发量D, 这样锅炉效率的表达式中变量就较多, 下面利用参数之间的关系消去这两个变量。

1.6.1 消去排烟温度θpy

由锅炉的运行理论可知, 排烟温度与机组负荷和烟气含氧量有关。这是因为当机组负荷变化时, 必然要调整进入炉膛的燃料量和空气量, 相应的改变燃烧工况:负荷升高时, 燃料量增加, 空气量增加会使排烟温度升高, 此时炉膛温度较高, 着火条件好, 燃烧稳定, 可适当减小过量空气系数, 以达到减小排烟损失的目的, 相应的烟气含氧量也减小;负荷减小时, 应适当增大过量空气系数, 以使燃料充分燃烧, 此时烟气含氧量增大。因此, 排烟温度是机组负荷与烟气含氧量的函数。利用多元二项式回归模型:

可以建立如下函数模型:

根据上述模型以及可以得到排烟温度θpy与机组负荷Load、烟气含氧量O2的函数表达式。对于特定的机组, 利用统计数据以上关系式是可以确定的。又根据烟气含氧量与过量空气系数之间的关系:

式中:O2——烟气含氧量;

可以将O2用α表示, 得到排烟温度θpy与过量空气系数α、机组负荷load之间的函数关系式, 即:

1.6.2 消去蒸发量D

图1是蒸发量与机组负荷之间的关系图, 可以看出, 蒸发量D与负载load成线性关系, 通过拟合可以得到关系式:

将q2、q3、q4、q5和q6的表达式代入反平衡计算式, 并将公式 (7) 、公式 (8) 代入, 可以得到锅炉效率与α、load的函数表达式。即:

当机组负荷load确定时, 对q1关于α求导并令导数等于零, 可以求得此时的最佳过量空气系数。

2 过量空气系数调节曲线的制定

锅炉的运行效率与煤质、运行参数、设备状况、环境温度等参数有关。这些参数有些是可控的, 有些是不可控的, 其中, 过量空气系数是一个重要的可控参数。在假设煤质、设备情况等条件不变的情况下, 本文给出在不同环境温度、不同机组负荷下最佳过量空气系数的确定方法。

在锅炉效率的求取中, 将环境温度tamb看成了常量, 从而得到了锅炉效率与负荷、过量空气系数的关系:

将q1关于α求导, 令导数等于零, 并将负荷load与环境温度tamb同时当做变量, 可以得到最佳过空气系数αbest关于负荷load和环境温度tamb的隐函数:

依据该函数, 当负荷load和环境温度tamb确定, 就能得出与之对应的最佳α值, 即在该α值下, 锅炉效率最大。这样便为调节可控运行参数使锅炉运行目标q1得到优化提供了理论上的依据。同时, 可以将αbest、tamb、load三者之间的关系绘制成过量空气系数调节曲线图, 见图2。

例如, 当外界温度为10摄氏度、机组负荷为140MW时, 根据图2给出的曲线关系, 应将过量空气系数调整为1.28。即以温度和机组负荷为监测指标, 根据曲线对过量空气系数进行调节可以使锅炉运行效率得到优化。

3 结语

本文在分析锅炉各项热损失的基础上, 利用反平衡法给出了一种较为准确的锅炉效率计算方法, 明确的阐述了环境温度、锅炉负荷与过量空气系数对锅炉效率的影响, 并在此基础上, 提出在已知锅炉负荷与环境温度的条件下最佳过量空气系数的确定方法, 对于提高锅炉效率具有重要意义。

参考文献

[1]樊泉桂.锅炉原理[M].北京:中国电力出版社, 2008.

[2]吴味隆.锅炉及锅炉房设备[M].北京:中国建筑工业出版社, 2006.

[3]张斌.电站锅炉运行参数对供电煤耗率的影响[D].北京:华北电力大学, 2009 (12) .

[4]李智.蔡九菊.曹福毅等.电站锅炉效率在线计算方法[J].节能, 2005 (03) .

调节计算 篇8

在工程应用上, 当发电厂汽水管道不需要根据系统的要求调节不同压力, 但管道的前后压差较大时, 往往采用增加节流孔板的方式, 其原理是:流体在管道中流动时, 由于孔板的局部阻力, 使得流体的压力降低, 能量损耗, 该现象在热力学上称为节流现象。单级孔板多应用于汽水管道内的流量测量装置、低压范围的减温减压设备[1]。对于高压差管道, 譬如给水再循环、凝结水泵再循环、各类疏水进入疏水箱等的压力调节管道, 由于阻塞压差的存在, 单级节流孔板已不能使用, 必须采用调节阀、多级节流孔板、调节阀和节流孔板结合的方式[2]。采用孔板比选用调节阀要简单, 但必须选择得当, 否则就可能产生汽蚀, 严重时影响设备及管道的安全运行[3]。下面就某电厂凝结水泵再循环管道运行情况来分析调节阀和节流孔板在电厂的应用。本文所提压力均为绝对压力值。

1 防止流体产生汽蚀的方法

对于汽蚀, 冲刷面换用高级材料不是彻底解决问题的办法, 选择合适的节流孔板, 控制缩流断面处的压力pVC, 保持该压力不低于液体的饱和蒸汽压力pV, 才是防止汽蚀产生的根本措施。对于压降较大的管道, 可通过多级降压, 确保介质经过每一个缩流断面时压力都大于液体的饱和蒸汽压力[4]。

2 多级节流孔板的选择计算

节流孔板的设计计算一般是设计孔板的孔径d、孔板级数n, 使流量G的流体实现Δp的压降[1]。多级节流孔板的选择计算是为了避免产生汽蚀现象。

2.1 孔板级数确定

为了计算节流孔板的压差, 需引入一个新的概念——阻塞压差ΔpS。当孔板两端的压差Δp增加时, 流量G也增加, 当压差Δp增大到一定值时, 缩口处的压力pVC下降到流体饱和蒸气压力pV以下, 一部分流体汽化, 管道流量不再随压差增加而增加, 即形成所谓阻塞现象。此时, 孔板两端的压差称为阻塞压差ΔpS。当节流孔板的实际压差Δp小于其对应的ΔpS时, 就可避免汽蚀的发生。当管道两端压差较大时, 可采用多级减压, 但每一级节流孔板的实际压差Δp均应小于本级入口对应的ΔpS。

ΔpS=F2L (p1-FfpV) [5] (1)

Ff=0.96-0.28 (pV/pc) 1/2[5] (2)

式中:p1、p2——为孔板进口压力, MPa;

pc——为水的热力学临界压力, pc=22.5 MPa;

FL——液体压力恢复系数, 取值为0.9;

Ff——临界压力比系数;

pV——相应设计温度下的饱和蒸汽压力[5]。

多级节流孔板的压降按几何级数递减, 当第1级节流孔板实际压降为Δp1时, 第2级孔板减压至Δp1/2, 第3级孔板减压至Δp1/22, ……, 第n+1级孔板减压至Δp1/2n, 直减到末级孔板后压力接近所需压力为止[6]。

2.2 孔板孔径计算

根据《火力发电厂汽水管道设计技术规定》 (DL/T5054-1996) 的规定, 水管的节流孔板孔径按下式计算:

dk=[421.6G/ (ρΔp) 1/2]1/2[7] (3)

式中:dk——节流孔板的孔径, mm;

G——通过孔板的流量, t/h;

ρ——水的密度, kg/m3;

Δp——孔板前后压差, MPa。

3 阀门CV值和KV值

CV值的定义:CV值表示的是元件对液体的流通能力;即:流量系数。对于阀门来讲, 国外一般称为CV值, 国内一般称为KV值[8]。CV值的计算公式

CV=qV[ρ△p0/ (ρ0△p) ]1/2 (4)

式中:CV——流通能力, Usgas/min;

qV——实测水的流量, Usgas/min;

ρ——实测水的密度, g/cm3;

△p0———单位压差, △p0=1 lbf/in2;

ρ0——ρ0=1 g/cm3;

△p———△p=p1-p2, p1和p2是被测元件上下游的压力差, lbf/in2。

KV值的计算公式

KV=qV[ρ△p0/ (ρ0△p) ]1/2 (5)

式中:KV——流通能力, m3/h;

qV——实测流体的流量, m3/h;

ρ——实测流体密, g/cm3;

△p0———单位压差, △p0=0.1 MPa;

△p———△p=p1-p2, p1和p2是被测元件上下游的压力差, MPa。

KV值与CV值之间的关系

CV=1.155 8 KV[9] (6)

4 工程应用

以国内某60万机组为例, 凝泵再循环最小流量为350 t/h, 再循环调节阀参数如表1。

设计时调阀后节流孔板孔径为80 mm。

再循环管道凝结水参数:37℃, pV=6.273 9 kPa, ρ=993 kg/m3;Ff =0.955 3;凝汽器的背压为0.014 MPa。

4.1 现场管道运行情况及分析

4.1.1 现象1

机组刚开始启动, 再循环调阀全开, 调阀未正常运行就已因振动剧烈损坏, 管道开启旁路运行进入凝汽器。管道走旁路运行时, 依旧振动剧烈, 增加一级节流孔板 (孔径80 mm) 采用两级节流后, 振动明显减弱。

分析:调阀全开, 节流减压不明显, 阀后与凝汽器入口压差太大, 致使阀门因管道振动剧烈损坏。

开启旁路运行, 假定闸阀后压力为2 MPa (实际大于此值) , ΔpS=0.81 (2-0.9553×6.2739×10-3) =1.615 1 MPa。节流孔板孔径为80 mm, 流量为350 t/h, Δp=0.53534 MPa<1.6151 MPa, 节流孔板后压力 (2-0.53534=1.46466 MPa) 太大, 故管道振动依旧很剧烈, 现场增加一级节流孔板后 (孔径为80 mm) , 则压降又降低0.53534 MPa, 阀后压力改为0.92932 MPa, 振动减少。

4.1.2 现象2

后期机组变频启动, 再循环阀正常投入运行, 凝泵出口流量545 t/h, 除氧器水量385 t/h, 再循环水量160 t/h, 调节阀门开度60%, 管道振动较小运行较好;凝泵出口流量680 t/h, 除氧器水量420 t/h, 再循环水量260 t/h, 调节阀门全开, 振动剧烈, 凝汽器内部噪音也很大[10]。

分析:考虑管道沿程阻力和凝汽器喷嘴处压力损失, 节流孔板后压力至少应按照0.214 MPa考虑, 调节阀后为两个孔径80 mm的节流孔板;查询阀门开度和CV值关系曲线, 阀门开度60%, CV值为全开值的48%。

(1) 再循环水量在160 t/h, 阀门开度在60%, CV=103.297×48%=49.6, 由KV=160× (0.1/△p) 1/2=CV/1.1558=49.6/1.1558, 可得△p=1.39 MPa。

若管道流量在160 t/h时, 管道不发生汽蚀, 则:

Δp1=Δp2=0.111875 MPa;

两级节流孔板前的压力p1=0.214+2×0.111875=0.43775 MPa,

第二级节流孔板前压力为p2=0.214+0.111875=0.325875 MPa;

ΔpS1=0.34972 MPa;ΔpS2=0.25910 MPa;

Δp1<ΔpS1, Δp2<ΔpS2, 调节阀后压力p1≥0.43775 MPa, 机组均运行良好。

(2) 再循环水量在260 t/h, 调节阀全开, CV=103.297, 由KV=260x (0.1/△p) 1/2=CV/1.1558=103.297/1.1558, 可得△p=0.8467 MPa。

若管道流量在260 t/h时, 管道恰好不发生汽蚀时, 则:

Δp1=Δp2=0.29542 MPa;p1=0.214+2×0.29542=0.80484 MPa;

p2=0.214+0.29542=0.50942 MPa;ΔpS1=0.64707 MPa;ΔpS2=0.40778 MPa;

Δp1<ΔpS1, Δp2<ΔpS2, 调节阀后压力p1≥0.80484 MPa, 机组运行良好。

调节阀前的压力为0.80484+0.8467=1.65154 MPa, 当调阀前压力低于1.65154 MPa, 管道极可能发生汽蚀现象。当时泵处于变频启动, 调节阀前压力很有可能低于1.65154 MPa, 根据现场管道振动情况, 可判定管道发生汽蚀现象。

4.2 供以后工程的方案分析

假定再循环最小流量为350 t/h, 调阀按阀后压力1.1 MPa设计选型。

方案1:采用单级节流孔板 (孔径80 mm) , ΔpS=0.886145 MPa, Δp1=0.53534 MPa, 节流后降压到0.56466 MPa (凝汽器可接受此排放压力) , 既有效降低进入凝汽器的排放压力, 又小于0.886145 MPa的阻塞背压, 运行较好。

方案2:采用两级孔板, 调节阀后孔板孔径选择为80 mm和80×21/4=95.136 mm, 节流孔板压差为Δp1=0.53534 MPa, Δp2=0.26767 MPa, 节流后压力为0.29699 MPa, 排入凝汽器压力低, 管道良好运行, 但两级孔板设计繁琐。

方案3:采用单级节流孔板降到0.29699 MPa, Δp=0.80301 MPa略小于ΔpS=0.886145 MPa, 排放压力低, 但管道压降接近阻塞压差极易发生汽蚀。

5 结论与建议

(1) 合理选用调节阀和单级节流孔板联合运行, 可以保证操作方便, 机组经济安全运行。建议调阀后压力宜选在1.0～1.5 MPa之间, 节流孔板后压力宜选在0.4～0.6 MPa之间。

(2) 调节阀加两级节流孔板联合运行, 可实现有效降压并防止汽蚀, 但设计繁琐。

(3) 本工程调节阀后压力设计为0.15 MPa (偏低) , 调节阀节流作用太大, 致使调节阀和节流孔板联合运行时, 再循环管道水量稍有增加, 管道就会发生阻塞现象, 导致管道剧烈振动。

个人认为合理的选用调节阀和单级节流孔板联合运行比较有利于现场的实际运行情况, 建议以后工程考虑采用。

致谢:山东电力工程咨询院陈素珍老师、国核电力规划设计研究院董巧红老师、李端开工程师对本文的完成给予了很大的帮助, 在此一并致谢

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