水力提升

2024-09-14

水力提升（共7篇）

水力提升篇1

深海海底蕴藏着多金属结核、富钴结核和多金属硫化物等丰富的金属矿产资源,对保障我国资源供应安全具有深远的战略意义[1,2].这些矿产资源赋存于深达6000米的海底,目前可行的开采工艺是利用管道将破碎到一定粒径范围的矿石提升到海面采矿船上[3,4],采矿工艺系统如图1.在对含粗颗粒矿石的固液两相流体进行水力提升的过程中,可能由于泵启闭、断电、机械故障等引起管道内流体速度剧烈变化,导致压力瞬变,即产生水击现象,严重威胁水力提升系统安全运行[5].目前在深海采矿水力提升系统工艺参数及提升管路中粗颗粒运动规律等方面开展了大量工作[6,7,8],但在深海采矿水力提升系统水击压力变化分析方面涉及较少,无法为系统设计和管道系统安全性评估提供全面有效的依据.

本文基于已有的固液两相流体理论和试验研究成果,针对深海水力提升管道系统水击进行分析,计算水击波速和水击压强,以期为深海采矿中试设计提供依据.

1 深海采矿水力提升管道水击压力计算公式推导

与一般浆体管道输送的细颗粒不同,受海底破碎条件和尾水排放环境要求限制,海底矿石必须以粗颗粒形式(粒径大于5～10 mm)提升到海面上来.由于粗颗粒与流体的跟随性较差,其产生的水击规律与细颗粒浆体存在较大差异[9],无法沿用一般浆体水击的成果.

水击波速和水击压强是反映水击现象的两个重要参数,可依据动量定理和连续性原理推导.以系统提升泵瞬间停止为例.假定泵瞬间关闭,紧靠泵体长度为ΔL的微小流体的速度瞬间降为零.紧靠泵体这一段的流体压强突然升高Δp,升高的压强Δp称为水击压强.在水击压强的作用下该层流体压缩,管道膨胀.紧接着,第二层及后续各层流体相继停止流动,同时压强逐层升高,产生一个与流速方向相反的水击波速am.管道内液体、固体初始流速分别为U10,Us0,经时间Δt (Δt≤2ΔL/am,即管道发生直接水击压强)后,液体、固体流速分别为U11和Us1,液体、固体速度变化量为ΔU1和ΔUs,见图2.

管内两相流体中固体颗粒体积分数为Cv,在管长ΔL内液体和固体的压缩体积分别为ΔV1和ΔVs,A为管道横截面积,则Δt时段内两相流体积增量为

根据弹性模量定义求出

根据胡克定理可以得出管道体积变形增量

其中,El,Es和Ep分别为两相流中液体、固体和管道的弹性模量;D为管道直径;e0为管壁厚度.

根据体积连续性可得,在控制段ΔL内两相流的体积增量ΔVm等于管道变形增量和两相流压缩体积之和

将式(1)～式(4)代入式(5),得

忽略管壁对流体切应力的影响,根据动量定理得

由式(6)和式(7)可得

从式(6)和式(8)可以看出,ΔU1和ΔUs是计算水击波速和水击压强时必须确定的两个重要参数.ΔU1比较容易确定,但ΔUs比较复杂,对于粒径小于0.1mm的颗粒,可以与水形成伪均质浆体,认为其与水流跟随性较好,可以利用韩文亮等[9]推导的伪均质浆体压力波速公式计算水击压力,但对于粗颗粒则不同.夏建新[10]采用高速摄影技术测定了粗颗粒在垂直管流中的滑移速度(即固体与液体流速差值),通过实测数据拟合得到颗粒群滑移速度Ur的计算值[9]

其中,e为自然底数,单颗粒滑移速度v

上式中,U1为液相速度,ω为单颗粒在静水中的沉降速度

式中,颗粒形状系数(其中,a,b,c分别为颗粒的三维特征尺寸,c为最短轴),d为颗粒直经,ρs为固体密度,ρ1为液体密度,g为重力加速度.

令k=ΔUs/ΔU1(k为跟随性系数),在直接水击过程,Ul1=0,Us1=0,则k=Us0/UI0.根据滑移速度定义可以得到参数k的计算式

颗粒粒径对k值有重要影响,粒径越大,跟随性越差,k值越小.该值随颗粒粒径变化见图3.

将式(6),式(8)和式(12)联立,可得含粗颗粒的固液两相流水击波速公式am

(D=300 mm,v=2m/s)

2 深海采矿中试系统提升管道水击压力计算参数

在采矿系统运行过程中,提升泵突然停止,紧靠泵体的流体速度瞬间为零(事实上,泵停止后,仍有部分流体穿过泵体,但速度非常小,可忽略).与此相接的第二层及其后续各层流体相继停止流动,产生巨大水击压力,致使管道断面发生膨胀及泵叶轮扭曲变形.水击有直接水击和间接水击之分,而直接水击压力明显大于间接水击压力,故一般考虑直接水击即可满足工程设计要求[5].深海采矿中试系统水力提升管道设计参数见表1[11,12].

3 深海采矿中试系统提升管道水击压力计算结果

利用表1所列的设计参数,采用式(12)和式(7)计算水击波速和水击压力.分析不同管路直径,对应不同浆体浓度下,水击压强随水体流速的变化趋势,见图4和图5.

从图4和图5可以看出,流速是影响水击压强的主要因素,随流速增大,水击压强也相应增加.流速从1.8m/s增大到3.0 m/s,水击压强从2.3MPa增加到5.0MPa,增加约1倍.管道直径和固相浓度也对水击压强有一定影响,管道直径减小或固相浓度升高,都会使水击压强增加.

4 结语

水击是长距离管道输送中不可避免的现象,可能对管路系统造成破坏.流体速度、管道直径、固相浓度以及颗粒粒径对管道水击压强均有不同程度的影响,尤其是输送速度影响显著,管径和颗粒浓度次之.目前,我国正在进行深海采矿系统的设计参数研究[13],本文中推导的含粗颗粒固液两相流在垂直管道中水击压强计算公式,以及对深海采矿水力提升管路系统水击压强的初步估算结果,可为深海采矿系统设计和安全运行提供参考依据.

摘要：深海采矿系统可能由于突然停泵、断电或机械故障等引起提升管道中流体速度瞬间变化,导致管道内压力剧烈变化,这种水击现象对管道破坏极大.基于固液两相流体连续性原理和动量定理,推导出含粗颗粒的固液两相流体管道水击压力的计算公式.采用深海采矿中试系统参数,模拟计算不同水体流速、不同流体浓度以及不同管径条件下的水击压力.分析结果表明,流速、体积浓度和管径是影响水击压力的重要因素,其中,流速影响最大.研究结果可为深海采矿系统工程设计提供依据.

关键词：深海采矿,水击,水力提升,压力

水力提升篇2

天然气水合物作为一种新型能源一直是全球关注的焦点。天然气水合物水力提升是天然气水合物开采输送的最有效的方式,但深海输送管道极长,管道上部分为垂直硬管,下部分为软管,输送过程中软管因海水波动、输送浆体反作用力而处于不断运动的状态,若软管与硬管直接相连,由于管道系统自身调节能力差会导致输送过程不稳定,并且容易造成管道堵塞,这样会引发输送系统的瘫痪和事故的发生。天然气水合物[1,2]中继舱在天然气水合物水力提升系统[3,4]中的主要作用就是为了缓解天然气水合物输送量变化给整个提升管路系统带来的影响,使整个输送系统在设定的参数下可以处于稳定的输送状态,并提供水下设备的安装平台。

天然气水合物中继舱系统的舱体内部流动情况对天然气水合物中继舱系统的安全稳定运行是极为重要的。中继舱首先要具有一定的储存能力,还需要有合适的结构使带固体颗粒的浆体安全稳定运行。流速过低、颗粒直径过大都有可能导致太多的颗粒堆积在中继舱内而使得中继舱堵塞,影响安全稳定运行,情况较轻则须人工进行清理,这将造成较大的经济损失;情况较为严重的话,会导致整个输送系统的损坏瘫痪,不能稳定安全的从海底向海上平台进行正常的输送工作。海底输送管道与海上工作平台紧密联系,如果海底输送管道的稳定性与安全性不能得到有力地保证,一旦由于不能稳定输送而引发系统的瘫痪或者系统剧烈波动,会对海上平台的安全造成威胁[5,6,7,8,9]。目前,许多专家学者侧重对水力提升法的研究,而对中继舱部分的研究关注相对较小,与之相关的文献更是少之又少。因此对中继舱的沉积性与安全性进行研究讨论是很有必要的。

1 天然气水合物中继舱模块设计

中继舱模块结构简图[10]如图1所示。中继舱模块外部采用框架式结构,用来保护、固定、支撑整个中继舱系统并提供安装平台。框架结构的顶部与输送硬管通过摆动连接装置连接,在连接的同时能够借助摆动装置缓冲中继舱与垂直硬管间的相互作用。

框架结构内,上部分为中继舱舱体,舱体进口管道与中继舱下部的配套输送系统连接,框架下部分为中继舱配套输送系统,包括监控系统、液压系统等,用于监测、辅助浆体输送。舱体出口管道连接中继舱顶部摆动连接装置。开采的天然气水合物浆体通过软管输送至中继舱模块内下方配套系统中,在配套输送系统中的电机作用下通过进口管输送到中继舱内。框架结构最底部为设备支撑平台,为中继舱模块的移动和各个控制设备提供支撑,进出口管道装有一定功率的进出口调节泵,通过液压模块提供能量对进出口的流速进行调节,使流速处于一个相对安全稳定的区间。

1-摆动连接装置;2-进口管道;3-外部框架;4-液压模块;5-出口管道;6-中继舱舱体;7-监控模块

2 不同结构中继舱的仿真参数设定

2.1 中继舱舱体模型简化

中继舱舱体进出口布管方式采用Hong S[11]在深海提升锰结核中继舱系统设计专利中的中继舱舱体管道布置方式。对于中继舱舱体容积,可依据Aso K[12]研究中继舱形状对深海锰结核水力提升管道系统垂直振动影响时所建立的简化后的圆柱体中继舱舱体模型,其容积为26.4 m3左右。为方便建模,以下设定所研究的3种中继舱舱体容积为27 m3,相同容积下的正方体、圆柱体、球体简化后的三维模型如图2所示。

3种中继舱舱体模型中,管道直径为250 mm,管道伸出长度为1 000 mm;正方体结构中继舱边长为3 000mm,管道与正方体接触圆圆心与正方体上表面形心距离为750 mm,进出口管道与正方体相交处所在的面上,两圆圆心连线平行于正方体侧面边;圆柱体结构中继舱高为3 000 mm,圆柱体直径为3 400 mm,管道与圆柱体接触面上,管道轴心点与圆柱体上表面圆心距离为800mm;球体结构中继舱直径为3 720 mm,管道轴线与球心的最短距离为800 mm。

对3种中继舱在GAMBIT[13,14]中进行四面体结构网格的划分。需要注意的是在结构变化突兀的位置,如管道与中继舱连接处、中继舱边角处等位置,以及流动情况比较复杂、流动状态比较剧烈的地方,如进出口管道内部、进出口管道下部一定长度的区域,容积壁面等,应进行相应的网格加密,以提升流体计算的精度。划分网格最终结果为球体网格总数为234 611,正方体网格总数为235 110,圆柱体网格总数为122 544。

2.2 仿真参数的设定

输送至中继舱的天然气水合物是经过开采时预处理的,假设处理后的天然气水合物固体颗粒大小和密度为一定值是不准确的。故将输送至中继舱的天然气水合物颗粒分为细颗粒和粗颗粒两种,粗颗粒为天然气水合物和杂质的混合颗粒,细颗粒为较为纯净的天然气水合物颗粒。取粗颗粒密度为1 250 kg/m3,细颗粒密度为900 kg/m3,海水密度为1 025 kg/m3,粗颗粒直径为10 mm,细颗粒直径为0.6 mm。

由于模型中包含了粗颗粒、细颗粒和海水三相作用,其过程较为复杂。需对模拟对象进行相应简化,忽略掉一些对流动影响较小的因素,主要考虑较为重要的因素。将模拟对象假设为:流体是均匀混合的不可压缩流;颗粒和流体的粘度为一常数;忽略流场内部的热传递作用;输送过程中天然气水合物颗粒与杂质不会发生分离。

边界条件设定为:进口采用速度进口,进口流速为2.15 m/s,出口采用压力出口,其他边界均设定为壁面,粗颗粒、细颗粒和海水的进口比例为2∶1∶7[15]。

计算类型则是基于压力求解器,采用Mixture模型进行计算,采用SIMPLE的压力速度耦合算法,离散格式采用一阶迎风格式,残差设定为10-4。

3 不同结构中继舱内部流场模拟及结果分析

3.1 数据提取说明

研究天然气水合物中继舱内部各区域的流动情况,需要对中继舱内部进行数据提取。下面以圆柱体内结构中继舱为例,取圆柱体中继舱两进出口轴线所在的中间截面,中继舱进口轴线在圆柱体内的部分为线段Ⅰ(称为进口线);圆柱体内部中线为线段Ⅱ(称为中线);中继舱出口的轴线在圆柱体内的部分为线段Ⅲ(称为出口线)。如图3所示。

每条线段上,由下至上分别取30个平均分布点,其中起始点1与结束点30并非在壁面上,而是在离壁面非常近的区域。对于正方体内部结构中继舱和球体内部结构中继舱也采用同样的方法进行取点。

3.2 3种不同结构中继舱的数值结果分析

图4为3种中继舱中线Ⅱ上密度分布。从图中可以看出每条线上的密度值都成递减分布。递减情况大致相似,随着分布点由下至上到达一定高度时,密度值急剧降低,当密度降到一定范围时,密度梯度开始变小。密度梯度较大的分布点对应中继舱的缓冲区域。曲线其他两段分别对应中继舱的下部沉积区和上部流动区。球体的密度梯度最大值要明显大于其他两种,这是由于球体在竖直方向上的不对称分布造成的。

图5和图6分别为3种中继舱进口线I上的速度分布和速度梯度分布。从图5中可以看出3条曲线10以下的分布点速度值基本为零,这是因为堆积区是处于静止状态的沉积粗颗粒。中继舱内上部速度值随着高度变化逐渐提升,缓冲区和上部自由流动区的速度分布点并无太大差别。从图6中可以看出圆柱体和球体中继舱进口线I上的速度梯度分布较为类似,都是小范围内波动后大幅度增高,而正方体在点10时速度梯度开始急剧增大,在较短的距离速度就达到了最大值2.15。3种结构下其最大速度梯度不同之处在于圆柱体和球体的最大梯度对应的分布点接近于中继舱顶部的进口处,而正方体速度最大值分布在中继舱舱体中部的位置。

图7和图8分别为3种中继舱出口线III上速度分布值和速度梯度分布值。从图7中可以看出,对于球体和圆柱体在分布点为26以下时,出口线III上的速度极小。当分布区域在26到30时速度值从0.1快速上升到2.15。而从图8中可以看出,速度梯度值在绝大部分区域内均极小,只有在出口与容器内部相连处才突然上升,这是由于流体流动时管道直径突然变小的缘故。在今后的进一步设计上可以将出口管道与中继舱连接处处理成直径逐渐减小的渐变区,以便于使流体的流动更为安全稳定。

中继舱舱体的安全性与中继舱的沉积情况有着密切的联系,沉积厚度过大会导致中继舱的功能性减弱甚至是丧失,从而引发安全性的问题,所以中继舱的沉积是衡量其安全性的一个重要标准。经过对比分析3种结构的中继舱内部情况,可以发现圆柱体结构的中继舱沉积性相对于另外两种结构的中继舱具有良好的适应性与安全性,所以对圆柱体结构的中继舱进行进一步研究是很有必要的。

4 圆柱体内部结构中继舱不同工况分析

4.1 流速对圆柱体中继舱内部流场影响

通过FLUENT对圆柱体中继舱的数值模拟,再结合上述分布点的提取思路,对FLUENT计算结果进行提取分析。

从图9能够看出,速度从1.5 m/s增至3 m/s的过程中,除了速度v=3 m/s的情况,密度分布曲线并无太大差异,但明显不同的是每种曲线对应的密度下降点不同。密度的大小以及分布规律情况对中继舱的颗粒沉积情况有着一定的联系,相同部位的颗粒密度较小,则说明该部位的沉积情况会比较好,安全性较高。

从图10中能够看出,速度越小沉积区高度越高。需要注意的是,所谓的沉积厚度不包含中间的密度缓冲区域,在该种工况下,沉积区厚度和流速一定程度上呈线性关系。理论上由该曲线能够推算出此种工况下沉积粗颗粒堆满中继舱时的进口流速。图10分布规律所体现出的沉积性与图9的相一致。

4.2 浓度对圆柱体中继舱内部流场影响

从图11中能够明显看出,改变粗颗粒进口浓度,在中线II上提取的密度值分布和改变进口流速下的密度值分布并无较大差异,但改变浓度相对于改变进口流速,其过渡区域更宽。意味着密度改变相对于之前的工况更缓和,安全性较高。

从图12中可以看出,改变进口粗颗粒体积浓度和改变进口流量所对应的沉积区厚度分布相反,粗颗粒进口体积浓度变大,中继舱内部沉积区高度变高,安全性降低。沉积高度增加量随粗颗粒浓度的增加越来越小,安全性也随之有所增加。大致在粗颗粒浓度为0.18的位置,中继舱内沉积区增长趋势随着粗颗粒浓度的增加开始变缓,这也说明沉积高度值对浓度增量越大越不敏感,中继舱的安全性随着浓度的增加而降低。

4.3 粒径对圆柱体中继舱内部流场影响

从图13可以看出,粗颗粒不同直径下,密度曲线不同。当颗粒直径d=0.62 mm时,沉积区厚度很低,从图中能看出在第2个分布点时密度值就开始快速下降,随着颗粒直径的逐渐增大,密度曲线形状向右上角偏移。当粗颗粒直径d=25 mm时,能够看到密度曲线在靠近点20前开始快速下降,说明颗粒直径的改变对中继舱内颗粒沉积厚度的影响较大,随之,其安全性也受到明显的影响。

从图14中可以看出,沉积高度增加量随着颗粒直径的增大而缓慢增加,当d=6 mm时,对应高度的分布点为17,已经占了中继舱容积的一大半了,当d=25 mm时,对应高度的分布点为22,能够明显看出在相同的颗粒直径增量下,对应的沉积区域厚度改变量差异很大。所以在输送过程中对于颗粒直径应该进行筛选与处理。

从图15中可以看出,不同粗颗粒直径工况下进口轴线I上的速度分布曲线较为相似,不同之处在于,分布点为10~25区间内的速度分布曲线,可以考察在不同工况下的速度值,能够看出粗颗粒直径越大,在该点对应的速度越小,混合浆体进入中继舱就相对比较稳定,这样能保证中继舱的工作性能及其安全性,因为中继舱的主要作用就是使海底管道输送处于稳定状态。

4.4 密度对圆柱体中继舱内部流场影响

从图16中可以看出不同粗颗粒密度对应的密度下降起始点不同,这是因为沉积区粗颗粒密度初始值不同的缘故。但初始密度值不同也造成了中继舱内同一点处对应的密度值不同,而几种工况下,密度下降曲线大致相似,都经历了一个密度缓慢下降到突然下降,再到缓慢下降,最后突然下降的趋势。相同工况下,密度越小,其对应的分布点的密度值也就越小,中继舱中部的沉积厚度也就会相应的减小,安全性也就相对比较高。

如图17所示,与之前的3种工况趋势不同,虽然沉积区高度随着粗颗粒进口密度上升,但其上升趋势不同于改变粗颗粒直径或粗颗粒浓度。其沉积区高度与颗粒密度成正比,曲线斜率为0.038。

从图18中能够看出,中继舱进口区域的速度值也是随着密度的增大而减小,在中继舱上部速度变化基本没有区别,到了中部位置,速度就有了明显的区别。这是因为在相同工况下,密度值大的混合浆体其粘度增大而导致颗粒粒度变粗,混合浆体受力情况改变,速度会减小。虽然密度大速度小可以保证中继舱的稳流作用,但是密度过大也会增加中继舱的沉积厚度,也会导致其安全性降低,所以并不是密度越大就越安全。

5 结论

1)对于天然气水合物水力提升系统中的中继舱模块,圆柱体相比于球体和正方体对沉积具有更好的适应性与安全性。

土石坝水力劈裂篇3

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.

供热系统水力失调篇4

1.1供热系统水力失调是指供热管网各热力站 (或热用户) 在运行中的实际流量与规定流量的不一致现象。也就是说, 供热管网不能按用户 (热力站或热用户) 需要的流量 (热量) 分配给各个用户, 导致不同位置的冷热不均的现象。1.2供热系统水力失调的程度用水力失调度来衡量。水力失调度定义为热力站 (或热用户) 的实际流量与规定流量的比值, 其数学表达式是:X=G/G0式中, X为水力失调度;G为实际流量 (m3/h) ;G0为规定流量 (m3/h) 。1.3水力失调有三种情况:当系统各个用户的水力失调度分别都大于或小于1时, 称为一致失调。当系统各个用户的水力失调度有的大于1, 有的小于1时, 称为不一致失调。当系统各个用户的水力失调度分别都相等时, 称为等比失调。无论是哪种情况的水力失调, 其结果不是导致用户过热就是导致用户过冷。要解决水力失调问题首先要了解产生水力失调的原因。

2 供热系统水力失调产生原因。

2.1工程设计是根据水力学理论进行计算而选取相应的数据, 而实际管材的数值与标准是有差别的。2.2由于施工条件的限制, 使管路的实际情况与设计情况有很大的不同, 供热管网在实际运行中不能达到平衡。2.3管网建成后系统中用户的增加或减少, 使原有的水力平衡遭到破坏, 要求管网流量重新分配而导致水力失调。2.4系统中用户用热量的增加或减少, 即用户流量要求的变化, 也要求网路流量重新分配而导致水力失调。2.5管网维护不当, 使管网水力平衡受到影响。

3 水力失调调节方法。

在实际水力平衡调节中, 我们通过学习, 考察。根据管网现状先后实际运用了调节阀法, 平衡阀法, 自力式流量控制阀法, 现介绍如下:3.1调节阀法。在供暖工作中, 经常应用是闸阀、截止阀, 而这两种阀门的调节性均较差, 做不到线性调节, 如闸阀当开度达到50%后, 其流量基本就不再随开度而增大了。因此, 近年来能够做到线性调节的调节阀在供暖行业得到广泛的应用, 调节阀通过改变阀芯与阀座的节流面积, 做到了开度与流量的线性关系, 再配以便携式超声波流量计, 可以完成水力工况的初调节, 但由于单位面积流量的严格控制和热网系统面积比较大 (二网换热站面积在10万m2~18万m2) 这种方法效果就不太明显了。3.2平衡阀法。平衡阀是一种具有良好调节流量功能的阀门, 它借助专用仪表, 使该阀成为定量的调节装置。但是这种方法只能在管网系统压差稳定的前提下才能做到流量平衡调节。如遇压差变化或负荷增减时, 全系统又需要重新做流量平衡调节, 这种阀不能进行动态下的平衡, 因此对于二次网来说使用起来不是很方便。3.3自力式流量控制阀法。自力式流量控制阀是一种利用管道系统自身具有的压差, 机械的作用在自动调节的阀瓣上, 不需要外加动力, 既可以自动消除系统剩余压头, 确保调节流量恒定的功能。它的调试也很方便简单, 即打开刻度尺密码保护罩套后, 根据单体楼房所需循环流量把流量值调到所需流量刻度线即可, 流量一经设定后, 不受管道系统压差变化或负荷增减的影响, 可以始终保持恒定。它的流量精度在4%, 失调度可在0.9~1.1范围内。

为了使我们的供热质量迅速提高, 供暖达到小康, 供热单位都在力所能及的使用一些较先进的设备和技术。二次网的水力调节是影响供暖质量的重要因素之一。在二次网单个换热站面积较小时可采用调节阀或平衡阀来调节流量, 当二次网单个换热站面积较大或水力工况较复杂时采用自力式流量控制阀调节流量。

参考文献

[1]贺平, 孙刚.供热工程[M].北京:中国建筑工业出版社, 1993.

水力喷砂射孔参数设计优化篇5

一、水力喷砂射孔技术

1. 主要机理。

水力喷砂射孔是将流体通过喷射工具, 将高压能量转换成动能, 产生高速射流冲击 (或切割) 套管或岩石形成一定直径和深度的孔眼。为了达到好的射孔效果, 在流体中加入石英砂或陶粒等, 如图1所示。

2. 技术特点。

(1) 和常规射孔相比, 水力喷砂射孔技术克服了射孔弹的压实作用, 减少了对油藏的污染和伤害。

(2) 套管孔眼、地层孔道直径和深度增大, 可以分别达到16～20 mm, 100～160 mm, 800 mm以上。

(3) 有一定的压裂效应和造缝功能, 提高地层渗流面积。

(4) 一孔的产量相当于炮眼的3～5倍。

(5) 每米一对缝的有效渗流面积相当于127射孔枪30孔/m的渗流面积。

二、水力喷砂射孔参数优化设计

1. 喷嘴选择。

喷嘴是水力喷砂射孔发生装置的执行元件。喷嘴的作用是通过喷嘴内孔横截面的收缩, 将高压水的压力能量聚集并转化为动能, 以获得最大的射流冲击力, 作用于井底岩石上进行破碎或切割, 因此, 其必须要具有较高的流量系数。同时, 喷射过程中喷嘴容易受到砂粒的冲蚀, 所以喷嘴也必须要具有良好的耐磨性。

(1) 喷嘴内部形状选择。喷嘴的几何参数主要有收缩角a、入口和出口过渡形状及倒角的曲率半径、出口直径d和圆柱段长度L。圆锥收敛型喷嘴容易加工, 但射流密集性差。曲线型喷嘴 (指数型、流线型等) 虽然其流量系数大, 能量损失小, 但加工困难。目前连续水射流最常用的一种喷嘴是圆锥带圆柱出口段喷嘴, 其是在圆锥收敛型喷嘴的基础上发展起来的, 增加了圆柱出口段长度, 从而提高喷嘴流量系数。

(2) 喷嘴几何参数选择。工程应用中水射流的基本参数有射流压力、射流流量、流速、功率等。根据理论公式推导, 可得出喷嘴几何参数之间的关系式为:

式 (1) 中, A为射流的出口截面积, mm2;At为喷嘴的出口截面积, mm2;ε为喷嘴截面收缩系数;v为射流出口速度, m/s;vt为射流出口理论流速, m/s;μ为喷嘴的速度系数。

通过计算, 确定喷嘴上部与喷头水眼部分的外径为20 mm, 长度为16 mm, 出口直径为6 mm。

2. 压力、流速。水力喷砂压裂的工作压头为:

式 (2) 中, Η为工作压头, Pa;V为射流速度, m/s;ψ为流速系数。

水力喷射作业时, 喷嘴出口处的射流理论功率为:

式 (3) 中, Q为通过喷嘴的流量, m3/min。Q=Vω。整理可得:

工作压头又可以表示为:H=P/γ。式中, P为工作压力, Pa。所以,

上式证明, 当喷嘴的截面一定时, 喷嘴出口处的射流理论功率W与工作压力P的3/2次方成正比。经试验证明, 当通过喷嘴的流速保持在120 m/s, 工作压力12 MPa以上时, 可以达到较好的切割效果。

3. 喷射时间。

根据试验和理论分析, 对于水力喷砂射孔过程的喷射时间、喷射深度、压力之间存在如下关系:

式 (6) 中, ΔΡ为喷嘴孔眼压差, Pa;ρ为喷射液密度, kg/m3;Q为喷射排量, m3/min;n为喷嘴个数;d为喷嘴直径, mm;Cd为孔眼流量系数;V0为喷射速度, m/s;Lmax为最大喷射深度, mm;Vth为临界喷射速度, m/s;ΔVΡ为在喷射孔处由于回流导致的速度损失, m/s;H为材料的布氏硬度;t为喷射时间, s。

在一定的工作压力下, 当射流达到一定深度后, 继续延长喷射时间是无意义的。喷射时间一般在15～20 min, 液体利用率最高。

4. 含砂浓度。

含砂量越高, 砂粒在单位时间内冲击岩石的次数越多, 切割效果越好。但在一定范围的排量和压力下, 砂粒在较高的浓度时的速度比在较低浓度时的速度低。同时, 过多的含砂量容易引起砂堵, 并在管道内相互碰撞, 相互干涉, 减少有效冲击次数, 从而影响喷射效果。在现场应用时, 应当首先进行模拟试验得出砂粒浓度最佳值从而尽可能地减少浪费。最佳浓度范围为6%-8%。

5. 砂粒直径。

砂粒直径越大, 质量越大, 冲击力越大。一般讲, 砂粒直径取喷嘴直径的1/6为最佳, 确定选用40-70目陶粒或20-40目石英砂均可。

6. 围压。

围压对射流的影响是超乎想象的, 在其他条件完全相同的条件下, 有围压时的射孔深度要大大降低。在实际施工过程中不可避免地存在围压, 这给磨料射孔带来很难困难。如何能尽可能地减少围压的影响将是磨料射流在现场应用效率的非常关键的因素之一。

三、结论及建议

1. 喷嘴是水力喷砂射孔的主要元件, 因此, 喷嘴的优化选择对射孔效率的提高起着至关重要的作用。而喷嘴的选择主要是内部形状和几何参数的选择。

简析水力学能量方程篇6

一、单位位能

位置势能即水 (本文以最常见的水来代表液体) 在地球重力场中处于一定的位置而具有的能量, 它与所选取的水体 (研究对象) 相对于基准面的高度有关。若以G表示研究对象的重力, z表示研究对象相对于基准面 (图1中0—0面) 的高度, 其位能为:E1=G×z。

但是, 水没有固定的形状, 而且容易流动, 造成相互渗透分散, 其重力不好把握, 因而选取某一重力下的水体作为研究对象, 其位能也不好计算。在水力学中, 我们以单位重力下水体所具有的能量来进行研究, 可以很好地解决这个问题。即单位位能, 求得:

二、单位压能

压力势能是指一定深度的水中, 受到各个方向的水压力所具有的能量, 它与水深有关。可以假设液体中某点A的压强为p (如图1) , 若在与A点相对于基准面同样高度的容器边缘处开口, 并设置一个测压管, 在A点压强p的作用下, 测压管中的液面会马上升到一定高度h才停下来 (如图2) 。若研究对象是重力为G的液体, 其能够被压力升到h的高度, 则其压力势能为:E2=G×z。

同样, 选取单位重力下水体的压能来进行研究, 求得:。

不过, 在实际工作中, 可能更多的情况会要用压强来处理数据, 因而需要用压强的形式来表示其单位压能。根据等压面原理, 我们可以知道, 测压管高度h的数值与A点的水深的数值相等, 而A点的压强可根据静水压强的计算公式得出p=ρgh, 即。则单位压能为:

三、单位动能

动能是水做机械运动所具有的能量, 它与所选研究对象的质量m、运动速度v有关。根据动能公式, 动能的大小定义为物体质量与速度平方乘积的一半, 即:。则单位动能为:

四、单位能量损失及能量方程

由上述单位位能、单位压能、单位动能可知, 单位水体在某处拥有的总能量可由 (1) (2) (3) 式表示, 即:

但水流在运动的过程中必然有各种形式的能量损失, 若用hW表示单位重力下水体从截面1流到截面2间的能量损失, 则水流的能量方程可以表达为:

(a1、a2为水流在截面1、2处的动能修正系数)

五、静水势能守恒

从能量方程可以看出, 流水在任意两点间的总能量守恒。但是若水是静止的, 能量方程会有什么变化呢?很明显, 在静止水中, 两点流速V1、V2都等于零。同时, 两点间也不存在能量损失, 所以hW也为零。于是, 由方程 (5) 可以得到:

但是, 对于上式, 由于水是静止的, 就不能看做同一水体 (研究对象) 在两个位置的能量守恒。因为已知是静止的, 就是说它不动, 怎么可能运动到两个位置呢?

我们最好从另一个方面来理解。在图2中任意位置选一点B, 即使B点相对于基准面0—0的高度与A点不同, 但A、B两点所处的水池中, 水面线是平的, 也就是说任意两点的单位位能和单位压能之和必然相等。由图2可以直接得到其公式的表达形式:

由之前所提到的静水压强计算公式, 可以转换得到, 所以 (6) 式也可以由 (7) 式证明得到。此时, 对于 (6) 式或 (7) 式, 其物理意义应为:静止水体中任意一点对同一基准面的单位势能为一常数。它从另一个角度反映了静止水体内部的能量守恒定律。h=—ρg

新河矿井水力冲孔试验研究篇7

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。