水力试验（共7篇）
水力试验 篇1
新河矿井位于河南省焦作市，隶属于河南煤化集团焦煤公司，设计建设规模60万t/a，矿井设计服务年限37.3年。
矿井设计主采山西组二1煤，井田东西长约3km，南北宽1-3Km，含煤面积7.93Km2。煤层倾角7～12°，煤层厚度4.33～8.10m，平均煤厚6.08m。地勘时期，二1煤层瓦斯钻孔试样10个，瓦斯含量为1.47～26.22m3/t，平均15.43m3/t。其中首采区(-500m水平以浅)平均瓦斯含量为13.24m3/t;矿井后期(-500m水平以深)平均瓦斯含量为24.47m3/t。基建期间获得12个井下钻孔瓦斯参数，1个地面钻井参数，瓦斯含量为6.77～27.86m3/t，瓦斯压力为0.95～3.05MPa，其中在第一中车场揭煤处测得瓦斯压力达到2.6MPa，在采区变电所测得瓦斯压力达到3.0MPa。在主井落底时测出瓦斯含量26.08m3/t，在地面抽采钻井取样测得瓦斯含量27.86m3/t。属煤与瓦斯突出矿井。
1 水力冲孔消突机理
水力冲孔作用机理就是一方面依靠高压水射流的射流打击力，造成煤体的破碎、掉落，逐渐在煤体中形成一个大尺寸的孔洞。与此同时，孔洞周围的煤体向孔道方向发生大幅度的径向位移，造成顶、底板之间的相向位移，引起在孔道影响范围内的地应力降低，煤层得到充分卸压，裂隙增加，使煤层透气性大幅度增高，促进瓦斯解吸和排放，大幅度地释放了煤层和围岩中的弹性潜能和瓦斯的膨胀能，煤的塑性增高和湿度增加。另一方面是湿润煤体，减小了煤体的脆性，增加了可塑性，降低了煤体内部的应力集中，起到了综合防突的作用。
通过这两方面既消除了突出的动力，又改变了突出煤层的性质，起到在采掘作业时防止煤与瓦斯突出的作用。
2 技术工艺
以“矿用水力冲孔机”为主要技术实施设备。在现场进行冲孔是按照以下程序进行。
(1) 调整“矿用水力冲孔机”机架升降调节装置，使疏孔达到设计工作高度和倾角。
(2) 调整校直机构的调节导向轮，使连续钢管校直。
(3) 启动高压水泵，并进入正常供水状态，高压水泵将高压水通过高压软管注入高压水切削喷嘴，经切削喷嘴射流切削岩矿体。
(4) 启动连续钢管驱动机构，合理控制推进速度。
(5) 开启水泵，缓慢推进喷嘴，每推进1圈暂停1～3分钟，观察水质，直至推进至泥岩处，在水压表不超过40Mpa的情况下加压冲孔，每0.5m作为一个冲孔循环，在每个循环内反复进退喷嘴，直至孔口返水颜色变浅，如此循环冲至煤层底板处。水压表超过40Mpa时调整水量，降低压力，当压力降到40Mpa以下时稳定5min左右方可推进。
(6) 上述作业完成后，退出切削喷嘴，更换洗孔喷嘴，进行洗孔作业。洗孔过程中反复推送喷嘴，直至孔口返水颜色变浅。
(7) 冲孔结束后统计冲出煤量及作业期间瓦斯涌出量，考察冲孔效果。
(8) 利用压风吹孔后连抽。
3 主要试验内容
本次试验地点为12091下顶抽巷17号钻场。钻场处距煤层法线14.4m，煤层厚度6.08m，煤层倾角11.15°。
12091下顶抽巷17号钻场总计41个钻孔，40个为抽采钻孔、1个压裂钻孔。钻场迎头正中间是1个压裂钻孔。40个抽采钻孔全部施工完毕，其中12个孔是采用带压封孔方法封孔，28个采用临时封孔方法封孔(11个孔为胶囊式快速封孔器封孔、17个孔为聚氨酯临时封孔)。本次试验钻孔位置见图1。
4 试验结果及分析
4.1 冲出煤量和瓦斯量
冲孔共分两阶段进行，第一阶段未使用防喷装置，冲孔汇总如下表2。
第二阶段安装防喷装置，冲孔汇总如下表3。
4.2 提高瓦斯浓度和抽放量
冲孔前后对17号钻场抽采浓度和抽放瓦斯纯流量分别进行测量，前后变化情况分别如图所示。
根据计算，17号钻场冲孔后的浓度和纯流量分别提高了2.78倍和2.52倍，效果比较理想。
5 结论
试验表明，水力冲孔措施实施后，使得煤体得到充分泄压，煤体的应力梯度下降，在释放应力的同时较大程度上增加煤层透气性，钻孔抽采浓度和抽采纯量都有了大幅度的提高，表明水力冲孔措施在增强煤层透气性、提高瓦斯抽采效果方面具有很好的可行性。
参考文献
[1]于不凡, 王佑安.煤与瓦斯灾害防治及利用技术手册[S].北京:煤炭工业出版社, 2000:537-542.
[2]刘明举, 孔留安, 郝富昌等.水力冲孔技术在严重突出煤层中的应用[J].煤炭学报, 2005, 30 (4) :11-14.
[3]薛胜雄, 黄汪平, 陈正文等.高压水射流技术与应用[M].北京:机械工业出版社, 1998.
水力絮凝池数值模拟及试验研究 篇2
混凝作为水处理过程的一个工艺,对整个水处理的效果影响显著。实践证明,设计时混凝工艺选定得合理,既可提高出水水质,又能达到节能、降低运行费用的目的[1]。
絮凝主要指脱稳胶体或者微小的悬浮物聚结成大的絮凝体的过程,主要依靠机械或水力搅拌促使颗粒碰撞凝聚[2]。在这一过程中,水流的流态以及水流的结构等水力特性对絮凝效果起着决定性作用[3]。为了更好地研究絮体在絮凝池中的的形成过程,有必要对絮凝池的内部流态和结构进行研究。本文拟采用Fluent软件对絮凝池进行数值模拟,并对传统的絮凝池进行优化改进。
1 絮凝池的数值模拟
1.1 优化原理分析
理想的絮凝池应达到以最短的絮凝时间,最少的能量消耗完成最好的絮凝效果,为此必须在絮凝全过程的任何时刻,都满足最高的絮凝效率[4]。在絮凝过程中,水力条件对絮凝体的成长起决定性作用,因此合理控制水力条件,是提高絮凝效率的关键。
网格絮凝池中水流在流动过程中,水流只在通过格栅时形成涡流,如果其竖井中格栅间距过大,上升流速过小,涡流会在通过格栅后迅速消失,水流趋于均匀。穿孔旋流絮凝池中水流在流动时,主要依靠竖井对角开孔形成的旋流来形成涡流,涡流主要集中在连通各竖井的穿孔区,如果竖井尺寸较大,穿孔之间距离较长,则混凝效果会大大降低。因此,结合两者的优点,将网格絮凝池的入口流速适当增大,并切向开口,使水流流入竖井后做螺旋流动,将会增加湍流强度和絮凝颗粒的碰撞几率,提高絮凝池的效率。
根据絮凝动力学,在紊流条件下,絮凝是小涡旋作用的结果,有效能耗主要集中在微涡旋的粘性耗散[5] 。水流从穿孔旋流网格絮凝池侧向入口进入后,形成了高速旋转的水流,从而产生了自由涡、强制涡、组合涡在内的微涡流,反应器内组合涡流形式的微涡流之所以能够促进水中颗粒的扩散、碰撞、凝聚,其原因有4:①水流从穿孔旋流网格絮凝池侧向入口切向进入后做圆周旋转运动,其所受的壁面影响要远大于水流流过平壁或水流在圆管中轴向流动的情况。因为作圆周运动的水流时刻都要受到壁面的影响,改变水流方向,并进行速度分布的改组,所以在水流中存在流体微团的强烈的能量传递。这不仅大大增加流体质点的紊动程度和速度梯度,而且也大大增加了水中的传质速率和紊动扩散速率。在同一旋转流速下,旋转半径越小,壁面影响越大;在同一旋转半径时,旋转速度越大,壁面影响越强。所以要提高混凝剂的扩散效果,就是要加大旋转速度,并减少其旋转半径[6]。②组合涡形成流层之间较大的流速差。③涡流的旋流作用形成离心惯性力,造成颗粒沿涡旋径向运动,从而增加了微粒的碰撞几率。④水流流过网格,可使水流中大尺度旋涡破碎成小尺度旋涡,提高有效能耗和絮凝效率。综上所诉,理论上穿孔旋流网格絮凝池可以提供较好的絮凝水力条件。
1.2 计算模型
(1)计算模型简化及几何参数。
由于水力絮凝池大多是由多个竖井串联而成,同时池内水流的紊动较大,所以可以近似看成串联的完全混合连续式(CSTR)反应器。各个竖井的池体尺寸相等,边界条件基本不变(只是进出口不断变大),2个相连的竖井相互只是在连接口处有水力的相互作用,所以絮凝反应池的数值模拟可以简化成对单个竖井的数值模拟。拟对3种絮凝池——网格絮凝池、穿孔旋流絮凝池和穿孔旋流网格絮凝池进行数值模拟。为了便于比较,3种絮凝池的尺寸均为长×宽×高=500 mm×500 mm×2 000 mm,进出口随不同的絮凝池对流速的要求而变化,穿孔旋流网格絮凝池和穿孔旋流絮凝池的开口在壁面的一侧,而网格絮凝池的开口在壁面中央。设计流量均为600 m3/d。
(2)边界条件。
进口边界条件为速度进口,穿孔旋流网格絮凝池和穿孔旋流絮凝池的进口流速为1.0 m/s,网格絮凝池进口流速为0.25 m/s,过栅流速为0.3 m/s。出口边界条件均为压力出口,压强为10.133 MPa。
(3)数值计算模型。
计算中采用k-ε模型,该模型形式简单,并已成功模拟了许多复杂的流动问题,是目前粘性模拟使用最广泛的模型[7]。
(4)网格划分。
网格采用非结构四面体网格,网格质量较好,几何模型的网格总数在60万个以上。
1.3 数值模拟评价指标
(1)流场。
通过流场可以直观地看到絮凝池中水流流态的变化,主要观察速度矢量图和速度等值线图。
(2)湍流强度I。
较大的湍流强度使得絮凝反应强烈,有利于提高絮凝颗粒的聚集效率,但同时该处微小涡旋会产生较大的剪切作用,高湍流强度使较大絮凝体破碎。较小的湍流强度不利于颗粒充分碰撞,无法形成粒径较大絮凝体,最终影响沉淀效果。所以应该在絮凝前期保证有较大的湍流强度,后期控制湍流强度。
(3)湍动耗散率ε。
湍动耗散率即为各项同性的小尺度涡的机械能转化为热能的速率[8]。日本学者丹保宪仁在对絮凝过程的研究中,第一个提出絮凝池有效能量耗散率的概念,但是王晓昌等人研究认为,定量地计算某个絮凝池的有效能耗ε0非常困难[9]。从絮凝体形成角度看,ε0是对颗粒碰撞结合起作用的那部分能量;从紊流理论角度,ε0是指紊流涡旋在衰减过程中的粘性耗散。模拟中湍动耗散率可以代表有效能耗[6]。
2 模拟结果分析
本文通过Fluent软件对3种水力絮凝池进行模拟,图1为3种絮凝池的纵向剖面流场速度矢量图。
从图1中可以看到(b)池中,随高度的增加,流场趋向均匀,湍流强度减小。这和实际情况中由于摩擦等造成能量损耗而导致湍流强度减小相一致。(c)池的流场纵向紊动比较大,并且紊动主要集中在网格和进出口附近。纵截面反应的是纵向速度,(a)池与(b)池的速度矢量箭头较短,而(c)池的速度矢量箭头较长,主要原因是(a)池与(b)池的水流在竖井中是旋流,而(c)池的水流在竖井中是平行于壁面纵向流动。(a)池下部流场与(b)池类似,但是(a)池上部格栅的作用导致水流紊动增加。
图2为3种絮凝池在不同高度的湍流强度I的比较。从图2中可以看到,穿孔旋流絮凝池主要是进口处的湍流强度比较大,随着高度的增加,由于壁面的摩擦和能量的损耗,湍流强
度不断减小;网格絮凝池主要是在网格处的湍流强度比较大大,其他高度处的湍流强度普遍较低;而穿孔旋流网格絮凝池不仅能像穿孔旋流絮凝池那样能在高度较低的时候保持较高的湍流强度,并且在高度较高的时候,由于格栅的作用,同样保持着较高的湍流强度。3种絮凝池的湍流强度在出口附近都有不同程度的增加,从图2中可以明显看出穿孔旋流网格絮凝池的湍流强度高于其他2种絮凝池。
图3为3种絮凝池在不同高度的湍动耗散率比较。从图3可以看到网格絮凝池除了在格栅处外,其他的高度均保持较低的湍动耗散率,这和实际情况是相符合的;而穿孔旋流絮凝池和穿孔旋流网格絮凝池的湍流耗散率大致相等,但是穿孔旋流网格絮凝池在格栅处湍动耗散率有较大幅度的提高,而穿孔旋流絮凝池则没有。整体上看,穿孔旋流网格絮凝池的湍动耗散率较大。
图4为穿孔旋流网格絮凝池单个竖井在不同高度截面流场的速度矢量图。从图4可以看到在进口处,水流以很高的速度沿壁面流动,中间有明显的旋流,到700 mm高时,旋流趋于均匀;而在过栅时,水流出现较大的流速;在出口处,旋流已经基本消失。
3 絮凝池优化设计
3.1 竖井断面对流场的影响
从理论分析可知,水流由矩形断面的一侧切向流入,对于直角转角的壁面,会出现死水区[见图5(a)]。由于水流在沿壁面前进的过程中速度慢慢减小,死水区会越来越大。在死水区,水流的紊流强度低,颗粒碰撞几率小,这样会导致已经形成的细小颗粒在此处得不到有效的碰撞而在池底沉积。并且由于流道的不顺畅,水头损失会加大。为了消除转角的死水区,改善池壁的水力条件,使得水流能够平稳过渡,可将池壁转角设置成圆弧形。
从图5中(a)与(b)的对比可看出,边角圆弧化后的断面,死水区基本消失。流场过渡相对平稳,增加了颗粒的有效碰撞几率,减小了无效能耗,更加有利于絮凝。
3.2 竖井穿孔形状对流场的影响
在保证孔口面积、孔口下边缘距池底的高度位置不变的情况下,比较正方形入口和高宽比为2的矩形对流场的影响。图6为不同形状的穿孔湍流强度比较。从图6可以看到矩形入口比方形入口的湍流强度大。可能原因是矩形比正方形的周长大,因此可产生涡流的线形区域长。加大长宽比尽管有利于产生很大的紊动强度,但是局部过高的湍流强度容易将已经形成的絮凝体剪碎,因此长宽比宜控制在2左右。将理论与实际工程具体情况相结合,考虑到流量的变化,设计时孔口可采用矩形孔口。
4 模型试验验证
依据以上模拟结果,本文设计了优化后的穿孔旋流网格絮凝池模型,并通过连续流试验对其进行了验证。
4.1 试验原水水质
试验原水采用东湖水,其水质指标如表1所示。
4.2 试验模型设计
根据祝皎琳等[10]人的研究结果,本文按照弗劳德(Froude)相似准则来设计穿孔旋流网格絮凝池的实验模型。实验模型与实际模型的流场相似,其结果能较准确地反应实际模型的处理效果。实验模型与实际模型的设计参数关系见表2,设计制作完成后的模型见图7。
注:①长×宽×高,单位mm;②长×宽,单位mm。
4.3 试验条件与方法
试验用混凝剂为PAC,投加量通过前期静态试验后确定为11 mg/L。试验时水温为26 ℃。实验模型可根据需要调整水力停留时间与格栅布置间距,模型出水静置15 min后,测量清液的浊度、pH值和CODMn。测试方法见《水与废水监测分析方法》(第4版)[11]。
4.4 试验结果分析
由以上数据作相关数据分析得到不同停留时间聚合氯化铝对原水浊度和高锰酸盐指数去除效果(见图8)。
在反应器运行连续流试验中,如果水流运行时间太短,那么格栅对水流的扰动还不够完全,絮凝体形成不够稳定,而导致出水效果较差,随着扰动时间的增长,PAC与原水的反应更加充分,较稳定的絮凝体形成,因此从图8可以看出,在实验初期(8 min内)随着反应时间的增长,出水效果越来越好;随着出水时间的加长,在前期形成的较稳定的絮凝体可能会被模型中的格栅和孔口所造成的连续旋流打碎,而使下一个出水口的出水水质变差,这些被打碎而失稳的絮凝体可能在下一个反应段中因为格栅和孔口的水力作用再次进行絮凝,形成再次稳定的大颗粒絮凝体,这时检测到的出水效果会变好。由图8可知,穿孔旋流格栅絮凝池的最佳水力停留时间为10 min,对应的浊度去除率为70.00%,高锰酸盐指数去除率为34.04%。
实际水厂在设计絮凝池时,网格絮凝池的设计水力停留时间一般为12~20 min[12],穿孔旋流絮凝池的设计水力停留时间为15~20 min[13]。根据模拟和实验结果,在提高混凝效率的同时,穿孔旋流网格絮凝池的水力停留时间均较它们短。
5 结 论
(1)通过数值模拟可看出,新设计的穿孔旋流网格絮凝池的湍流强度和湍动耗散率明显大于其他2种絮凝池,它的水力条件更加适合絮凝。
(2)通过对絮凝池流场的分析,可以看出,将边壁设置倒角后可以获得更好的水力絮凝条件;矩形孔口比方形孔口湍流强度大,絮凝效率高。
(3)通过连续流试验得出,穿孔旋流网格絮凝池模型的最佳运行时间为10 min,水力停留时间较其他2种絮凝池短。
水力机械试验台智能控制系统设计 篇3
对水力发电设备生产厂家来说,高水头水力机械试验台一直被认为是企业生存和发展的基础,是进行水力机械设计、水力机械产品试验研究和验收的重要研发设备。试验台中技术关键之一的电气控制系统直接决定着试验台的系统精度与运行效率,所以决定着水力发电产品的性能研究。哈尔滨大电机研究所高水头水力机械试验II台在设计过程中采用了现场总线技术(PROFIBUS-DP/FMS)的电气控制系统。本文着重对现场总线技术在电气系统中的应用进行了介绍。
2 现场总线在高水头水力机械试验台电气控制系统中应用的优势
现场总线是80年代末在国际上发展起来的用于制造业自动化、过程自动化等领域的现场智能设备通信网络。现场总线作为工厂数字通信网络的基础,沟通了生产过程现场控制设备之间及其与更高控制管理层之间的联系。主要优点如下:(1)实现了现场仪表与上层过程控制级或监控级设备的双向多变量数字通信,替代一对一的布线,可使电缆的配线、安装、操作与维护费用大幅减少。(2)由于数字传输精度大大高于模拟信号,使检测精度大提高,很容易实现万分之几的检测精度。(3)由于现场总线的开放化、国际标准化、数字化,智能仪表、智能执行器、DCS和PLC等都可以挂在现场总线上进行相互通信,使用户可以选择不同厂家的产品优化应用系统。
现在世界上应用较为广泛的现场总线协议标准有:FF、Profibus、LonWork、CAN、HART、Devicenet等,Profibus是基于485串行总线协议的过程控制现场总线,是一种不依赖于厂家的开放式现场总线标准,用于对时间苛求的高速数据传输,也可用于大范围的复杂通讯场合,另外采用Profibus标准的系统,不同厂商所提供的设备不须对其进行特别调整就可通讯。Profibus系列包括下列三个兼容版本:(1)Profibus-DP是一种经过优化的高速和便宜的通信连接,是专门为自动控制系统与分散的I/O设备之间进行通信使用的。(2)Profibus-PA是专为过程自动化而设计的,它可使传感器和执行器接在一根共用的总线上。根据IEC1158-2国际标准,Profibus-PA用双线进行总线供电和数据通信。(3)Profibus-FMS是用来解决车间级通用性通信业务,强有力的FMS服务向人们提供了广泛的应用和更大的灵活性,也可以用于大范围和复杂的通信系统[1]。
在高水头水力机械试验台的电气控制系统的设计中存在如下几大难点,首先是要求高速的响应时间、快速的过渡过程、高精度的转速控制。其次直流电机数目多,占地面积大。需要电缆布线较多。再次是本控制系统涉及电机技术、变流技术、PLC技术、计算机控制技术等多项技术,项目的总体设计涉及到各项技术设备的兼容性问题。所以说现场总线技术尤其是Profibus的现场总线技术更适合于高水头水力机械试验台的电气控制系统。
3 PROFIBUS在电气控制系统中的应用
根据电气控制系统总体设计方案,该系统包含了以下几方面的技术要点:
(1)采用P LC核心控制系统,系统控制核心采用日本松下电工株式会社产品FP10SH可编程控制器,以保障系统智能化高、可靠控制的要求。
(2)基于PROFIBUS-DP/FMS现场总线技术的网络控制;针对试验台操作及控制部分分布较分散的特点,系统采用基于现场总线技术的网络控制结构,将核心控制单元、操作台上位机与现场控制智能单元进行网络联结,从而保证了现场控制的要求,同时体现出网络控制的特点,另一方面,简化了系统控制部分的工程布线,提高了系统的可维护性,减少了工程布线投资。
(3)采用上位机组态控制,利用基于奔腾处理器的工业控制计算机来完成水力试验台的过程自动控制。通过上位机与PLC控制系统的有机结合,以实现各试验工况的全自动化过程控制,同时上位机可进一步通过计算机网络(Internet)与其他相关控制/采集系统(如数采系统)相通讯,共同构成高智能化的试验控制环境。
系统总体设计如图1所示。从上述技术要点可以看出,基于PROFIBUS-DP/FMS现场总线技术的网络控制贯穿了整个系统控制主线。针对高水头水力机械试验台的系统控制特点,我们将系统控制中心PLC与系统上位机作为Profibus主站,而系统调速装置作为被控对象采用Profibus-DP协议作为系统的从站,从而组成了双主站的Profibus-DP/FMS混合系统,这样保证了系统的设备实时控制要求,同时完成了系统上位机与PLC的信息指令交换。针对以上的系统设计思想,下面围绕系统控制中心PLC的Profibus参数设置来介绍系统的设计实施步骤。
3.1 PROFIBUS网络组态
Profibus网络要通信,首先,要对其连接的设备进行组态,即对虚拟现场设备(VFD)和通信关系表(CRL)进行定义,所谓虚拟现场设备是指在现场设备的应用过程中,可用来通讯的那部分。FMS设备的全部通信关系都输入CR L中,对简单设备,生产厂对该表可预定义,而对复杂的设备,CRL是可组态的。根据系统的设备情况,定义了两个FMS的主站单元PC、PLC及CONO主站单元,CR1:PLC-CONO;CR2:PC-PLC。由于PLC的主站控制器是必须进行组态的,因此,建立CR1进行组态参数设置,而CR2则定义了上位机与PLC之间的通讯关系。
3.2 对象字典(OD)的建议
每一个FMS设备的所有通信对象都在本地的对象字典(OD)中。在简单的设备中,OD可预定义。当涉及复杂设备时,OD可在本地或远程通过组态加到设备中OD包括预描述、结构和数据类型,还可包括通讯对象的内部设备地址及其在总线上的标志(索引/名称)之间的关系。
3.3 DP/FMS数据传输
对于FMS各控制设备来说,其实际通信对象通过OD完成了总线标志(索引)的对应,通过组态的CR定义与相通讯的通信对象之间建立起一一对应的通讯关系;对于DP设备则直接通过索引号及CR的建立实现通信对象的一一对应。由于我们的系统特点,我们对于FMS和DP设备均采用非周期数据传送的方式进行数据传输。
根据以上介绍,基本上可以透视一个典型的ProfibusDP/FMS混合网络系统的建立与数据指令传输过程,通过高水头水力机械试验台的实际运行结果显示,系统通讯稳定,数据指令传输可靠,符合控制系统的控制要求,成功地完成了系统的控制任务要求。
4 结束语
通过以上的系统设计与实际运行分析,作为现场总线控制技术代表的Profibus显示了突出的技术优势与控制特点,高水头水力机械试验台的电气控制系统采用了Profibus的现场总线技术,具体体现在以下几个方面:(1)电气控制系统的高可靠性、高稳定性。(2)电气控制系统的高精度。(3)电气控制系统方便的扩充性能。(4)电气控制系统的易维护性。从以上的优势与特点可以看到,高水头水力机械试验台采用现场总线技术是正确的、成功的,并在试验台的实际运行中表明了电气控制系统的优越性,从中可以看出Profibus的现场总线技术必将在离散控制系统特别是过程控制系统中成为控制技术的主流。
摘要：哈尔滨大电机研究所的高水头水力机械试验台的电气控制系统在设计中采用了现场总线技术,本文详细介绍了采用PROFIBUS现场总线技术实现电气系统过程控制的步骤与方法,并对试验台中采用现场总线技术的优势和特点进行了总结。
关键词：现场总线,高水头水力机械试验台,控制系统
参考文献
水力试验 篇4
五阳煤矿煤层透气性低,矿井现有瓦斯抽采效率不高,回采过程中瓦斯浓度超限频繁,安全隐患严重。因此,在五阳煤矿提出采用水力压裂增透技术,拟采用现场试验的方法确定压裂施工参数和压裂增透影响半径,以期为该矿提高煤层瓦斯抽采效果提供理论指导。
1 试验地点概况
试验巷道选在75 - 5#水仓下部通道中,75 - 5#水仓下部通道从75 - 5#水仓通道停掘位置开口,与75- 5#水仓泵房通道呈100°夹角,巷道沿顶板布置,矩形断面,巷道高3 m、宽4 m。巷道附近煤层透气性低,瓦斯抽采效率低,钻孔平均瓦斯抽采浓度10% ~20% ,抽采纯流量0. 008 ~ 0. 02 m3/ min。该区域煤层赋存稳定,平均厚度6. 3 m,煤层顶板以细砂岩、砂质泥岩为主,底板以细砂岩、泥岩为主,地质构造简单,适宜水力压裂技术的实施。
2 水力压裂试验方案设计
2. 1 水力压裂工艺
煤层水力压裂系统主要由压裂泵组、水箱、压力表、流量表、高压管路等组成,如图1 所示。
2. 2 水力压裂钻孔布置
在压裂孔一侧布置1 个测试孔和6 个观测孔,通过测定含水率、抽采浓度和瓦斯纯流量,综合判断水力压裂增透影响半径。压裂钻孔布置在75 - 5#放水巷开口处460 m,孔径115 mm,孔深80 m,采用高压封孔器封孔,根据巷帮应力集中带宽度确定封孔长度为40 m。压裂前在压裂孔一侧40 m处打1 个测试孔,压裂后在同一侧按5 m间隔打抽采观测孔,孔径94 mm,孔深80 m。测试孔和观测孔均采用马丽散封孔,封孔长度12 m。钻孔布置见图2。
2. 3 水力压裂的起裂压力确定
水力压裂时注水压力和流量的确定对于压裂的效果至关重要,压力、流量过小,注入的水通过煤体滤失作用散失,只能湿润煤体; 压力过大,裂缝扩展延伸不充分,同时还有诱发突出的可能性。
孔壁起裂需要克服煤体抗拉强度和地应力,压力计算公式如下[8,9]:
式中: k为地层应力系数,k = σs/ q0; σs为实际铅垂方向应力,MPa; λ 为侧向应力系数,根据文献[10 - 11]和矿井实际地质条件,λ 取1. 5; Rt为煤体抗拉强度,MPa; q0为铅垂方向主应力,k Pa,q0= γH ; γ 为上覆岩层平均重力密度,k N/m3; H为煤层埋深,m。
压裂试验地区埋深505 m,煤层上方岩层平均重力密度25 k N/m3,铅垂方向最大主应力平均11. 6 MPa,水平方向最小主应力平均8. 6 MPa,煤体抗拉强度2 MPa,代入上式可得起裂压力为19. 5 MPa。
压裂泵组选用额定压力31. 5 MPa、额定流量500 L / min的BRW 500 /31. 5 型矿用乳化液泵,并配备1 600 L水箱。
3 煤层水力压裂增透工业试验
压裂前首先调整泵压为8 MPa,系统试运行10 min,检验压裂系统各部分是否正常工作,然后开始压裂,将泵压缓慢调升至17 MPa,运行30 min,观察并记录泵压及流量变化,如图3 所示。泵压为15 MPa时,注水管路内压力一直低于15 MPa,说明此时滤失量大于泵流量,因此缓慢加大泵压至19. 5 MPa,管路压力逐渐增大但始终远低于泵压; 继续缓慢调升泵压,当泵压调整至21 MPa时,管路压力迅速上升,达到峰值后立刻下降; 保持该泵压继续注水,先后又产生多个波峰,且其幅度逐渐减小。压裂200 min后,注水压力保持在17 MPa左右,无明显波动,同时出现若干轻微煤炮声响,为保证安全,停止压裂,判断压裂结束。
此次压裂共持续3. 5 h,最高注水压力20. 8 MPa,略高于计算压力,这主要是由于管道摩擦阻力、煤层的非均质性造成的。总注水量59. 67 m3,注水流量100 ~ 490 m3/ min。压裂至200 min时,出现若干次轻微煤炮声响,说明水力压裂已使一定范围内压力集中区域卸压,压力得到释放。压裂前后对煤层顶底板和煤壁位移进行测量,结果表明压裂过程中巷道及顶底板未发生变形。
4 水力压裂增透影响半径的确定
4. 1 瓦斯抽采浓度及流量变化规律
压裂结束后,对压裂钻孔放水3 d,然后施工抽采钻孔,测定煤层含水量,同时并网抽采。压裂前测试孔与压裂后6 个观测孔30 d的瓦斯抽采纯流量和浓度对比见图4 ~ 5。
由图4 ~ 5 可知,压裂后1#~ 4#观测孔瓦斯抽采浓度和抽采纯流量较测试孔都有较大增长,压裂前测试孔最大瓦斯抽采浓度和纯流量分别是37% 和0. 025 m3/ min; 压裂后,1#~ 4#观测孔最大瓦斯抽采浓度和纯流量分别是80% 、65% 、62% 、62% 和0. 066、0. 053、0. 055、0. 044 m3/ min,瓦斯抽采浓度和纯流量分别增加1. 7 ~ 2. 2、1. 7 ~ 2. 6 倍。15 d后测试孔瓦斯抽采浓度和纯流量基本稳定在15% 和0. 01 m3/ min,而1#~ 4#观测孔抽采浓度在第30 天时仍维持在测试孔初期抽采时的水平,5#观测孔平均瓦斯抽采浓度和纯流量较测试孔稍有降低,6#观测孔瓦斯抽采浓度和纯流量与测试孔基本一致。
6 个观测孔前30 天平均瓦斯抽采浓度和纯流量较测试孔改善情况如图6 所示,压裂后1#~ 4#观测孔平均瓦斯抽采浓度增加2. 3 倍,纯流量增加2. 6 倍,说明水力压裂增透只影响到4#孔至5#孔之间,不超过25 m。
4. 2 煤层含水率变化规律
6 个观测孔和测试孔的煤样含水率对比见表1。煤层原始含水率为1. 23% ,1#~ 5#孔压裂后含水率为1. 72% ~ 2. 96% ,平均2. 2% ,是原始含水率的1. 78 倍; 6#孔压裂后含水率1. 21% ,是原始含水率的0. 98 倍。
由表1 可知,随着压裂孔距离增大,煤层含水率增加幅度逐渐减小,距离压裂孔30 m处时,煤层含水率接近原始含水率,说明压裂后,压裂水影响范围接近30 m。但是综合抽采情况会发现距压裂孔25 m处时,抽采效果已与未压裂时较接近,说明增透范围明显小于25 m,这主要是由于压裂后期已形成很多张开裂缝,在裂缝端面和裂缝面处造成大量滤失,裂缝无法继续延伸,此时压入的水通过滤失作用润湿周围的煤体、排挤瓦斯,但是并未使煤体增透。因此,结合瓦斯抽采效果和煤层含水量变化情况判定,水力压裂卸压增透影响半径为20 ~ 25 m。
5 结论
1) 确定出适合五阳煤矿的水力压裂工艺及压裂参数。由于管道摩擦阻力以及煤层非均质性影响,五阳煤矿3#煤层水力压裂注水压力实际为20. 8 MPa,比理论计算值19. 5 MPa略大,可为五阳煤矿水力压裂工程应用提供理论指导。
2) 水力压裂后增透范围内瓦斯平均抽采浓度增加2. 3 倍,纯流量增加2. 6 倍,煤层含水率平均增加1. 78 倍,水力压裂增透效果明显。
3) 水力压裂后,1#~ 4#孔瓦斯抽采浓度和纯流量显著提高,1#~ 5#孔煤层含水量显著增大。由于水力压裂后期已形成很多张开裂缝,在裂缝端面和裂缝面处造成大量滤失,裂缝无法继续延伸,此时压入的水通过滤失作用润湿周围的煤体,但未使煤体增透。因此综合判断水力压裂增透影响半径为20 ~25 m,为五阳煤矿水力压裂钻孔布置提供一定依据,同时也可作为类似矿井确定水力压裂增透影响半径的有效参考。
摘要：在分析煤层水力压裂增透机理的基础上,根据五阳煤矿地质条件,经现场试验确定出适合五阳煤矿的水力压裂工艺及压裂参数。水力压裂后,在增透影响半径内煤层瓦斯平均抽采浓度和平均抽采纯流量较原始抽采增大2.3倍和2.6倍,煤层平均含水率增大1.78倍。通过综合测定钻孔瓦斯抽采纯流量、抽采浓度和煤层含水率得到水力压裂增透影响半径为20~25 m,压裂湿润煤体范围略大于压裂增透范围。
水力试验 篇5
关键词：水力特性,突扩比,跌扩型底流消能工
跌扩型底流消能工是在常规底流消能工基础上发展起来的一种新型消能工,其体型为纵剖面上有跌坎,水平面上有对称突扩。跌扩型底流消能工不仅克服了传统底流消能工临底流速大、底板的抗冲保护难度大等比较突出的难题,而且能有效降低消力池内底板和边墙的水力学指标,提高底板的抗冲耐磨能力,扩大底流消能工的应用范围[1,2]。
突扩比是跌扩型底流消能工的一个重要体型参数,它对跌扩型底流消能工的水力特性有较大影响,选取合适的突扩比是确定跌扩型底流消能工体型的关键。因此,本文从试验出发,分析了跌扩型底流消能工的水力特性,探讨了突扩比的计算方法。
1 试验装置和分析方法
本次试验选定2个跌坎深度(即d=8 cm和6 cm)、3个突扩比(即β=1、1.6、2)、4个入池水流弗劳德数Fr0及3个尾水深度,共确定30组试验工况。试验中通过对水流流态的观测,分析了消力池内水流的运动情况;通过对消力池底板和边墙时均动水压力的测量,分析了底板与边墙的时均动水压力沿程分布规律;通过对消力池内流速的实测,分析了临底流速衰减变化与近壁流速的分布规律。
2 试验结果与分析
2.1 流态分析
在跌扩型底流消能工消力池中,随着突扩比、跌坎深度、入流角度与入池能量的不同,消力池内会产生混合流、淹没混合流、底流以及远驱底流流态等。而淹没底流是跌扩型底流消能工的主要控制流态,当形成淹没底流流态时,消力池内为淹没射流和淹没水跃的混合流态(如图1)。
如图1(a)立面图所示,当消力池内产生淹没底流流态时,沿主流方向分为淹没紊动射流区,冲击区和附壁射流区3个区域[3],在垂直方向上,主流水流结构与跌坎型底流消能工基本类似;如图1(b)平面图所示,水流进入消力池后,由于突扩的存在和水流本身的惯性,不能沿着突扩的边界作急剧的转折运动,因而从突扩断面开始,水流发生分离,水体的黏滞作用和主流的紊动卷吸作用,使主流在两侧形成两个对称的立轴漩涡。当突扩比增大,即侧扩错距变大时,消力池中回流长度变长,立轴漩涡的运动迹线发生改变,从椭圆形渐趋于圆形。
2.2 底板时均动水压力与流速分析
对于消力池底板的时均动水压力,水流进入消力池后,主流近似遵循线性扩散规律,在四周形成强烈的剪切和紊动漩涡,由于主流受到底板约束,流速迅速减小,流向发生改变,对消力池底板产生的冲击压力增大,在底滚漩涡流速指向底板处,压力值相对较大,而在底滚与底板相切处,压力最小,在附壁射流区,压力近似按静水压力分布。底板中轴线处时均动水压力值与突扩比有关,当其他条件相同时,如图2,随着突扩比的增大,底板中轴线处时均动水压力值变小,消力池前半部压力变小且没有明显的压力冲击区,压力梯度变小,这是由于消力池内消能水体的增加,对入水射流起到了顶托的作用,从而使主流冲击底板变弱,压力相对平稳,消能比较充分。
临底流速是消力池设计中的一个主控指标,其峰值大小对消力池底板的抗冲耐磨起着决定作用。临底流速的分布模式为:降峰型、升峰型和谷峰型3种[4]。跌扩型底流消能工消力池内临底流速分布属于谷峰型,临底流速在突扩断面处为零;在消力池前部底滚回流区为负值,流向指向跌坎面;在消力池后段附壁射流区,临底流速为正值;最大临底流速产生在冲击区主流后部附近。
跌扩型底流消能工消力池中水流的临底流速得到大幅度地降低,其主要原因是射流入池后,主流沿四周扩散,在射流上下方及两侧形成强烈的剪切和紊动漩涡,消力池中漩滚和高流速梯度不连续界层面积增加,且由于突扩的存在,与主流进行动量交换的水体增加,流速的分布得到改变,消力池中的临底流速在一定程度内得到降低。表1列出了在入池角度为5°、跌坎深度为8 cm时临底流速的情况,从表中可看出:虽然在跌扩型消力池中降低了临底流速,但临底流速衰减率不单与突扩比有关,入池能量等因素也影响着流速衰减率。如图3所示:当其他条件相同时,不同突扩比工况下,临底流速随着突扩比的增大而降低,但当β=1.6增加到β=2时,降低幅度有所缓慢。
2.3 边墙时均动水压力与流速分析
对于边墙上的时均动水压力,主流扩散至边墙处,由于受到边墙的限制,流线弯曲,动能转化为压能和位能,其变幅与突扩比密切相关,当突扩比增大时,边墙回流区作用越强,边墙上时均动水压力的变幅就越大。如图4所示:在边墙不同高程处动水压力分布相似,在消力池前半部动水压力梯度比较小,压力波动不大,在立轴漩涡外缘与边墙相切处,时均动水压力值最小,边墙容易出现负压和空蚀,在消力池后半部,立轴漩涡方向指向边墙处,压力值较大,压力梯度较大。
近壁流速是跌扩型底流消能工消力池设计时需重点考虑的因素,其大小对边墙冲蚀和空蚀破坏有着重要影响,与常规底流消能工相比,跌扩型底流消能工的近壁流速得到大幅度地降低,其主要原因是水流进入消力池后,由于突扩的存在使主流无法直接冲击边墙,主流首先进入消能水体中部,增加了主流的剪切面积,流速得到降低。近壁流速分布规律为(见图5):随着离突扩断面处距离的增大逐渐从零值增加到负的最大值,再从负的最大值减小到零,再转变为正向流速,最大回流流速位于立轴漩涡与边墙相切处。
3 突扩比的求解
突扩比β是跌扩型底流消能工的一个重要的体型参数,突扩比过小,临边墙的水力学指标依然很高,容易造成边墙的磨蚀和空蚀破坏,不能从根本上解决工程实际问题;突扩比过大,回流区长度也随之增加,增加了边墙的防护难度,而且消力池的开挖量大大增加,工程造价随之增加。因此,突扩比的合理选择是值得重点关注的问题。
跌扩型底流消能工消力池内水流流态具有三元水跃和淹没射流特征,流态示意图如图6,取1-2断面之间的体积为控制体,由流体力学的动量积分和连续方程有:
式中:ρ为水体的密度;
在恒定流条件下,式(1)在水平方向的投影式为(沿主流方向建立动量方程):
连续方程为:
式中:γ为水的容重;b为泄槽宽度;B为消力池宽度;h1、h2为入池水深和出池水深,d为跌坎深度;θ为入池角度;q1、q2为入池单宽流量和出池单宽流量;v1、v2为入池流速和出池流速。
由式(3)、(4)可解得:
式中:Fr1为泄槽出口断面水流的弗劳德数,
从表2中可以看出,β计算与β实际基本吻合。因此可以根据上下游水位、入池角度、跌坎深度、入池水深、入池断面的弗劳德数对突扩比β进行计算。
4 结 语
本文通过水力学试验结合理论研究,对跌扩型底流消能工消力池中流态、时均动水压力、临底流速和近壁流速等水力学指标进行了分析,试验结果表明在跌扩型底流消能工中,选择合适的突扩比,能有效降低消力池内底板和边墙的水力学指标,提高底板的抗冲耐磨能力,因此跌扩型底流消能工在高水头、大单宽流量的水电工程中具有实践意义;并采用动量定理对突扩比β进行了初步计算,计算结果与实际基本吻合,可为类似消能工的体型设计提供一定的参考。
参考文献
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水力试验 篇6
古人云:“水性至柔, 是瀑必劲”, “水性至动, 是潭必静”, 正是对水动静的写照。“水为庭院灵魂”, 由此可见水在园林景观中的重要作用, 因此, 景观瀑布作为水景形态之一, 在城市景观设计中运用较多, 随着城市的发展景观瀑布已经是人们喜闻乐见的水景景观。然而目前, 我国现有的设计手册资料中对瀑布的设计仅限于提出了不同堰型的水力学公式, 而对于不同流量条件下瀑布的姿态、瀑身的破碎点、堰面光滑度及空气等因素对瀑布观赏性影响的模拟分析则相对甚少, 因而对难以确定的流量、堰上水头等参数, 应用FLOW-3D进行模拟试验。景观瀑布在许多旅游景点得到应用, 因此景观瀑布水力模拟对于类似工程有指导性意义。
1模型建立和模拟方法
1.1模型建立
参照华北水利水电学院水力学研究所对锡崖沟瀑布整体景观水力模型试验, 应用Rhinoceros软件建立宽顶堰式模型 (见图1) , 模型过流宽度为10 m, 落水高度为7 m, 堰高为1 m, 单宽流量模拟范围为0～26 L/ (m·s) 。
1.2模拟方法
FLOW-3D的计算过程大致包括三个部分:前处理, 包括几何模型的选取和网格划分 (见图2) ;求解器, 包括确定计算流体力学方法的控制方程, 选择离散方法进行离散, 选用数值计算方法, 输入相关参数;后处理, 包括速度场、压力场及其他参数的计算机可视化及动画处理等, 很多三维可视化软件也能识别FLOW-3D的结果文件。
1.3后期处理
Teoplot集XY图、二维/三维曲面以及空间立体的数据图形显示功能于一身, 具有多种绘图方式:等值线/面、网格、向量、流线、轨迹、投影和散布符等。因此采用Teoplot软件, 对FLOE-3D结果文件进行处理, 可以有效地得到结果数据。
2模拟结果与分析
2.1瀑布堰流姿态过程
模拟时通过改变输入流量可以发现, 堰流随流量增大有两种姿态。当流量较小时, 水流紧贴堰壁下流无法形成“水舌”。见图3。
随着流量继续增加达到某一个值后会形成抛射, 水流脱离堰壁并在出水口下缘形成一段光滑的镜面水舌。综合考虑景观效应, 镜面水舌的效果和长度会对景观瀑布产生很大影响。随着流量进而增大, 镜面水舌的长度也会增大, (见表1) 当流量增大到一定程度后, 流量-水舌长度关系曲线趋于水平 (见图4) , 对于堰顶水头, 随着流量的增加, 堰顶水头呈现非线性增加, 增加幅度亦有所减小 (见表1、图4) 。
结果数据显示, 宽顶堰当流量为3.89 L/ (m·s) 、堰顶水头为1.91 cm时开始起抛, 此后, 堰顶水头、水舌长度随流量增加而非线性增加, 当堰顶水头、流量分别超过4.86 cm、16.78 L/ (m·s) 时, 流量-水舌长度关系曲线趋于水平趋于平缓, 即随流量继续增大, 水舌长度不再增加。
瀑布景观根据水流自起抛后可以大致分为3部分 (见图5) 镜面水舌是水流抛射后的第一段, 在镜面水舌下缘, 由于水流开始明显的掺气, 水舌开始被破坏, 形成条带状, 形成第二段带状水流。第三段即水流完全被破坏称为水滴状下落——滴状水流。
2.2瀑布堰流姿态过程分析
瀑身整个落水过程实际上是堰顶水流动能产生的惯性力、重力、水流黏滞力、空气阻力已经大气压力综合作用的结果。在流量较小的时, 水流的惯性力不足以克服水流与堰壁的黏滞阻力和空气阻力, 从而出现小流量时水流紧贴堰壁流淌——贴壁流;随着流量的增大, 流速增大的同时动能也相应增加, 当达到临界值3.89 L/ (m·s) 时, 水流的惯性力足以克服水流与堰壁的黏滞阻力和空气阻力便出现了抛射并形成镜面水舌。此后抛射后的水体呈现自由跌落状态, 跌落速度不断加大, 相应对应的空气阻力也不断增加, 水舌越来越薄即水舌横断面不断减小, 最终水体被撕裂、破碎, 形成滴状水流。当流量继续增大, 空气阻力增加甚微, 故单位水体受到的阻力相应减小, 因此镜面水舌的破碎点会下移, 镜面水舌的长度也相应增加。由于涉及很多复杂因素的影响, 镜面水舌长度-流量、堰顶水头-流量关系曲线将不再推求。
从流量, 堰顶水头, 水舌长度等水力要素对比 (见表1、表2) 原型数据与模拟数据基本一致, 保证了应用FLOW-3D软件模拟的结果正确性。
3水舌与周围空气的相互影响
3.1掺气对水舌的影响
景观瀑布符合发生掺气的两个条件 (高速水流、充分紊动) , 故会形成泡沫状的白色水气混合体——掺气现象。
通常掺气的主要原因是水流射入空气后, 当流速达到一定程度, 水流与空气交界面会出现漩涡、波浪现象。水舌被阻滞部分以及空气被水舌带动部分将随着落水距离的增加而加厚。从而在水舌和空气的两个接触面间, 分别在水舌和空气中形成了两个边界层。 由于空气的阻滞作用, 水舌和空气交界面上将产生一些小的波纹, 随着波幅的加大而形成小漩涡, 它将随着边界层的发展而深入水舌内部。因此, 水舌下缘往往因流速过快形成掺气水流进而破坏镜面水舌。
3.2水舌对周围空气的影响
形成镜面水舌后, 水舌在空气中运动, 由于水和空气之间的黏滞作用, 水舌表面的流体微团的运动速度将慢慢减慢, 而和水舌表面接触的空气则被水舌带走, 将会在水舌内侧形成负压促使水舌摆动, 从而形成不稳定堰流;相反, 空气不能很好地流通, 会致使负 (正) 压出现, 也会干扰到堰流跌落的稳定即水流-空气-压强循环效应体。
3.3堰前水流稳定性对水舌的影响
堰前水流的稳定性程度也会影响到瀑布的审美效果经过定性模拟试验, 添加促使堰前水流紊动因素, 镜面水舌长度骤减。由此可见水体的稳定程度对镜面水舌长度影响很大。为此, 应避免堰前水流紊动、堰顶溢流不均匀, 顺应水流的流动特性, 以获得比较好的瀑布景观效果。
4结论
在工程应用中景观瀑布水力要素决定水流姿态, 进而影响瀑布的观赏性, 正确分析出景观瀑布的水力要素, 对实际工程具有重要指导意义。
(1) 宽顶堰式水流姿态与流量有关。当流量较小时形成贴壁流;当达到3.89 L/ ( m·s) 时, 水流会脱离堰壁抛入空中进而跌落。
(2) 镜面水舌的长度与流量、堰前水流紊动程度有关。在3.89～16.78 L/ (m·s) 流量段, 镜面水舌长度随流量增加而增加的幅度较大;在流量达到16.78 L/ (m·s) 以后, 流量增加水舌长度趋于微量增长;堰前水流的紊动会较大地影响到镜面水舌的长度。
(3) 水体内侧、两端是否很好的通风在一定程度上决定着瀑身姿态的稳定性与否。
(4) 应用FLOW-3D软件模拟的结果与实际试验数据基本保持吻合。
摘要：通过对景观瀑布水力模拟试验研究, 定性提出了镜面水舌长度-单宽流量、堰顶水头-单宽流量的关系曲线, 找出了水舌姿态与流量等水力要素的相关性并确定水力设计的相关参数。
关键词：景观瀑布,过堰流量,水舌长度,设计参数
参考文献
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水力试验 篇7
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
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