平衡试验范文
平衡试验范文（精选10篇）
平衡试验 第1篇
关键词：基桩自平衡检测,平衡点,数值模拟,二分法
近年来,大直径、高承载力基桩大量应用于实际工程, 对传统的桩基础的试验、设计方法提出了一系列问题。静载试验是确定基桩承载力的可靠方法,但传统的堆载法、 锚桩法由于经济性、安全性等方面原因,在大直径、高承载力桩静载试验时存在较大困难[1]。通过不断的探索与试验,国外于80年代提出了自平衡基桩承载力检测法。基桩自平衡检测法是利用桩自身反力的平衡实现对桩身的加载,是接近于竖向抗压(抗拔)桩实际工作条件的一种试验方法,可确定单桩竖向抗压(抗拔)极限承载力和桩周土层的极限侧摩阻力、桩端土的极限端阻力。自平衡试桩法从上世纪80年代在美国问世以来已经得到了相当大的应用推广。这种方法摆脱了反力系统的限制,能够施加比传统静载试验高得多的荷载,为超长桩单桩承载力的测试提供了一种相对可靠的直接试验方法[2,3]。东南大学在我国最先开展该方法的应用研究,江苏省还针对这种方法制定了地方性测试规程[4]。在自平衡检测试验中,荷载箱放在平衡点,上下段状体在荷载箱体的作用下达到极限状态, 但是一般情况下,荷载箱体在平衡点位置的几率很低,往往会有一些偏差,偏差的大小直接影响基桩承载力的测试结果精度。为了了解基桩自平衡检测中试桩的受力机理, 提高荷载箱埋设位置的合理性,有必要探索一种新的计算思路来估算基桩平衡点的位置,预测试验的位移与变形。
近30多年以来,随着计算机技术的飞速发展和普遍应用,数值计算方法有了很大发展,基本上解决了岩土工程计算中力学和数学处理上的困难。在相当多的工程数值计算方法中,有限元法(FEM)很早就因为其适用性强的突出优点成为了工程数值分析中非常有用的工具。 经过五十多年的发展,有限单元法已基本成熟并在各个领域的工程分析中得到了极大的应用。本文以有限元软件MIDAS/GTS作为分析工具,对基桩承载力自平衡法进行模拟分析。
1工程概况
依托桩基础工程,建筑场地地面高程为1758.50 ~ 1760.19m,地形起伏较大。场地各地层岩性描述及分布为: 1黄土状粉土(Q4pl+al),厚度20.9 ~ 22.9m;2角砾(Q4pl+al),分布于整个场地,位于1层黄土状粉土之下,2层角砾被2 -1层粉土分割成二层:第一层的层厚6.2 ~ 7.6m,第二层的揭露层厚6.0 ~ 8.2m;2 -1粉土(Q4pl+al),层厚8.1 ~ 10.7m。
2现场试验
本次现场自平衡试验依照《建筑基桩检测技术规范》 (JGJ106—2003)及《基桩静载试验自平衡法》(JT/ T738—2009)进行[5,6]。3根试验桩桩身直径0.8m,桩长约20m,单桩竖向抗压承载力特征值为2450k N,分10级加载,每级荷载为250k N。荷载箱安装在距离桩顶18m处。
各试桩的基桩平衡法测试结果如下:
1# 试桩:桩径800mm、有效桩长20.5m,该试桩在加载到第10级荷载2500k N时,下段桩向下位移量Q ~ S曲线呈缓变型、S ~ lgt曲线尾部向下弯曲;上段桩向上位移Q ~ S曲线呈缓变型、S ~ lgt曲线尾呈平直型。达到最大试验荷载,终止加载,向下最大位移量为15.51mm,卸载后剩余位移为10.88mm,回弹率为29.8%;向上最大位移量为2.51mm,卸载后剩余位移为1.78mm,回弹率为29.1%。
2# 试桩:桩径800mm、有效桩长20.5m,该试桩在加载到第10级荷载2500k N时,下段桩向下位移量Q ~ S曲线呈缓变型、S ~ lgt曲线尾部向下弯曲;上段桩向上位移Q ~ S曲线呈缓变型、S ~ lgt曲线尾呈平直型。达到最大试验荷载,终止加载,向下最大位移量为17.34mm,卸载后剩余位移为10.86mm,回弹率为37.3%;向上最大位移量为8.08mm,卸载后剩余位移为5.72mm,回弹率为29.2%。
3# 试桩:桩径800mm、有效桩长20.5m,该试桩在加载到第10级荷载2500k N时,下段桩向下位移量Q ~ S曲线呈缓变型、S ~ lgt曲线尾部向下弯曲;上段桩向上位移Q ~ S曲线呈缓变型、S ~ lgt曲线尾呈平直型。达到最大试验荷载,终止加载,向下最大位移量为16.11mm,卸载后剩余位移为11.82mm,回弹率为26.6%;向上最大位移量为6.60mm,卸载后剩余位移为5.07mm,回弹率为23.1%。
三根桩上、下段的Q~S曲线发展趋势存在一定差异, 下段桩位移较大,可见距桩顶18m处并不是该桩平衡点位置,因此,建立有限元模型,利用数值模拟与二分法结合的方法验证现场试验平衡点的不准确性,寻找平衡点的理论位置。
此外,为了了解基桩在自平衡试验中的受力机理,在荷载箱以上2m、6m、10m、14m、18m处安装钢筋应力计, 测出桩身内力。在下文中与数值模拟结果做详细对比。
3数值模型的建立
3.1地下工程数值模拟的原理
一般通过在开挖边界上施加释放荷载来实现开挖过程的模拟。将一个相对完整的施工阶段定义为施工步,并设定每个施工步包含若干增量步,则与该施工步相应的开挖释放荷载可在所包含的增量步中逐步释放,以便较真实地模拟施工过程。具体计算中,由释放系数控制每个增量步的荷载释放量。
3.2计算模型参数
为了准确的确定计算模型的各项参数,通过土的固结试验、含水量、快剪试验与比重测试等多项试验来确定土样参数,同时结合以往的勘察设计资料确定土体、桩的参数。具体参数如表1所示。
根据资料, 模拟时取桩的直径为0.8m, 桩长为21m,露出地面的桩长为0.3m,土层为三层,上部为黄土层,层厚20m,中部为粉土,层厚1m,下部为角砾层,层厚亦为20m,桩端嵌入角砾层为0.7m。土层总厚为41m,长宽各为64m,可充分消除边界效应。
4现场试验与数值模拟结果分析
根据现场试验,荷载箱的位置位于距离桩顶18m处。 模型边界条件设置如下:上表面为自由边界;下表面取垂直方向和两侧向位移约束;有限元模型建立:桩体采用线弹性模型,桩周土体采用D-P本构模型,模型中桩和土体模拟选取实体单元,桩- 土接触面采用接触面单元,并建立面面接触分析。由上述条件基于MIDAS/GTS4.20建立模型的网格划分如图1所示。
为了验证数值模拟结果的准确性,提取模型计算结果,绘制实测值与计算值对比曲线。
由图3可以看出,在同一级别的荷载作用下荷载箱向上向下位移误差范围,与计算值相差不大,所建立的模型能很好模拟自平衡测试桩,且是合理的、可靠的。另外, 由图中可看出在同一级荷载下,下段桩产生的位移要大一些,这是由于荷载箱位置放置在平衡点下侧,容易造成下段桩先达到极限,发生破坏。
为了了解现场试验与数值模拟中桩身内力差别,选取1# 桩实测与数值计算结果绘制桩身轴力曲线如图4所示。
由图4可见,越接近荷载箱,桩身轴力值越接近荷载箱加载值,距离荷载箱距离越远,轴力值越小,桩侧摩阻力中和了荷载箱施加的荷载,验证了基桩静载试验的受力特征。对比现场试验与数值模拟桩身轴力数据,数值模拟与现场试验结果相差不大,且随桩身深度变化曲线趋势一致,不论是定量,还是定性,数值计算都很好地模拟了现场试验基桩的受力过程及桩身内力特点。
5数值模拟计算基桩平衡点
为了寻找平衡点位置,将荷载箱位置向上移到桩的中间位置,并对自平衡有限元模型进行加载,可得出上、下段桩在每级荷载作用下的位移值。
按照荷载分级值逐级对模型加载,加载分为10级, 每级荷载为250k N,分别得到每级荷载对应下的上下段桩的纵向位移值如图5所示。
由图5可以看出,在同一级荷载下,荷载箱上段桩先发生剧变,上段桩首先达到极限承载力,控制了桩荷载的继续加大,而此时下段桩还未达到极限状态。可知,荷载箱的位置偏离平衡点向上的位置。由此可分析,平衡点位置在这两个位置之间,可采用二分法逐步向中间逼近,将荷载箱放在桩身中下部(距离桩顶14m)进行计算,按照荷载分级值逐级对模型加载,加载分为10级,每级荷载为250k N,分别得到每级荷载对应下的上下段桩的纵向位移值如图6所示。
由图6可以看出,在同一级荷载下,荷载箱下段桩先发生剧变,下段桩首先达到极限承载力,控制了桩荷载的继续加大,而此时下段桩还未达到极限状态。可知,荷载箱的位置偏离平衡点向上的位置。由此可分析,平衡点位置在这两个位置之间,同样采用二分法逐步向中间逼近, 最终确定平衡点的位置在距离桩顶12.5m位置,计算所得位移曲线如图7所示,上下段桩位移发展趋势类似,位移曲线平滑,无明显拐点,均能同时达到2450k N的单桩竖向抗压承载力特征值。
6传统加载方式的模拟
为了对比传统加载方式与自平衡加载方式的差异性, 对传统的桩顶加载的方式也用有限元进行模拟。
由图8可以看出,传统加载方式下试桩各位置的位移曲线简单清晰,桩顶最终位移为10.81mm,桩中的最终位移为8.33mm,桩底的最终位移为7.28mm。
从理论上即有限元模拟的难度来讲,传统加载方式与自平衡加载方式没有区别。
但从现实来看,传统方式简单易操作,荷载位移值很易获得,其最大的缺点在于桩顶位移较大,其所受荷载亦大,所以桩顶极易破坏;另外对于超过一定的荷载,难以实现,即无法加载,另外,其荷载块的运输、堆放等等亦有一定的困难。
而自平衡方式,其难点在于平衡点的确定,其他的均优于传统模式,尤其在大吨位承载桩的检测中具有无可替代的地位。
7结语
通过二分法,利用有限元软件MIDAS/GTS,对荷载箱放置在桩身不同位置的情况进行了数值模拟计算,得到了基桩平衡点的位置。得出以下结论。
1)有限元模拟结果与实测结果,在同一级别的荷载作用下荷载箱向上向下位移及内力误差范围相差不大,且趋势相同,说明所建立的模型能很好地模拟自平衡测试桩, 且是合理的、可靠的。
2)对于依托工程的试桩,其平衡点位置经过计算, 应在距离桩顶12.5m处,实际测量中设置于18m的位置处,造成下段桩产生的位移要大一些,这是由于荷载箱位置放置在平衡点下侧,容易造成下段桩先达到极限,发生破坏。
3)通过对传统加载法的模拟,得到试桩各位置的位移曲线简单清晰,从理论上即有限元模拟的难度来讲,传统加载方式与自平衡加载方式没有区别。
4)本文的研究,探索了一种新的基桩平衡点的计算思路,为今后的基桩自平衡测试工作提供了宝贵的数据资料。
5)由于条件限制,本次研究虽然利用有限元方法验证了实际试验基桩平衡点位置的不准确性,但是对于模拟得出的基桩平衡点位置,并没有进行现场试验验证,在后续研究中,还需进一步加强相关研究。
参考文献
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平衡试验 第2篇
烟草施肥技术
2002年“平衡施肥技术试验与推广”工作总结报告
刘卫群
“平衡施肥技术试验与推广”项目开展3年来，按照项目的总体方案，从四个方面：（１）土壤养分丰缺状况普查与推荐施肥专家系统的制作。（２）平衡施肥技术体系的研究与优化。（３）烟草专用肥配方的筛选和肥效验证。（４）应用基础理论的研究。进行了全面、深入的探讨研究。在研究和推广过程中，采取理论研究引导项目深入进行的模式，不断加深领导的认识，提高技术人员对项目总体思路的理解，获得了一定的社会效益和经济效益，取得了良好的阶段性成果。
从2000～2001年，我们注重把提高我国烟叶质量水平的工作重点由以前对钾素的研究转移到氮素水平、形态和用量及有机肥使用种类数量和方法的研究上，用科学研究的结果对各烟区技术人员进行培训，显示不合理氮素形态、用量和配比对优质烟草生产的限制，同时对有机肥的使用种类和用量进行了研究并加以限定，分别确定了不同生态条件下主要植烟土壤合理的氮素用量和形态及氮磷钾配比。通过同位素示踪技术研究了烟碱、蛋白质和醚提物中氮素来源，引导我们深刻认识到烟草生长后期氮素供应主要来源于土壤有机物矿化。不同的肥料施用模式对土壤有机质矿化的营养释放是不同的，尤其是饼肥的用量和施用时期的问题。因此，2002年我们项目组分别又在云南、贵州、福建和湖北布置了大田生产模式下的同位素示踪研究，其研究结果将会为优质烟生产提出具体的措施和方法。烟草专用肥的研制也取得了可喜的成绩。各地纷纷开展植烟土壤养分普查，并且根据土壤养分丰缺状况筛选出专用肥配方。有些省市按照2002年总体方案的要求，在不同土壤类型和生态条件下验证配方的可用性，进行调整、优化了配方的组合，为优质烟生产奠定了良好的基础，并且已见到了显著的经济效益。随着项目的开展，各省植烟区领导对平衡施肥技术问题有了深刻的认识，认识到这是提高烟叶质量的一个关键技术，离开了肥料营养、土壤营养和生态条件三者的协调一致，单纯地从任何一个方面去谈提高烟叶质量问题都是空谈。因此，各地配备了一定的人力、物力投入了项目的实施，在实施过程中，不断发现问题，解决问题，完善方案，理清思路，抓着问题的关键。从平衡施肥的内涵考虑到轮作中前茬作物对烟草生产的影响，制定有利于烟草生产的轮作方案；从测土结果考虑到不适宜种植区的调整问题；通过平衡施肥中营养元素的协调和碳氮代谢的适时转化，考虑到外观等级与内在质量的统一性，项目研究不断深化；项目不但产生了一定的经济效益，它所带来的社会效益也是有目共睹的。随着项目的深入开展，培养了大批的烟草科技队伍和烟农在这一研究方面的知识更新、观念的改变和科学素质的提高。可以说平衡施肥技术试验与推广的开展所带来的社会效益也是重大的，即让大家以科学的态度，理性地思考，理解平衡施肥的内涵和应做的工作，认清问题的所在，如何趋利避害，如何统一协调，如何具体操作，积极组织力量去解决问题。
下面根据2002年《平衡施肥技术试验与推广》总体方案的研究进行情况简要汇报如下。１ 我国不同烤烟产区土壤肥力状况
目前，我国植烟土壤养分普查工作已进入尾声，全国主要产区已基本完成主要植烟地区的土壤采样和测定工作。根据已经到位的土壤养分普查数据，对我国主要产烟区土壤pH、有机质、速效氮、速效磷、速效钾、交换性钙、交换性镁及有效锌和有效硼等土壤养分状况进行了评价。涉及的土壤养分数据来自云南、贵州、湖南、湖北、河南、安徽、福建、广东和黑龙江9个主产区。这些采样点能覆盖全国30％的植烟面积。以下分析结果主要针对这些地区。
根据我国烤烟种植区划和地理位置，将云南、贵州、重庆、湖南、湖北、河南、安徽、福建、广东和黑龙江共10个产区划分为5个不同类型。西南烟区包括云南、贵州和重庆，中南烟区包括广东和福建两省，安徽和河南为黄淮烟区，将湖南和湖北合称两湖烟区，黑龙江代表东北烟区。对上述5个烟区的土壤主要养分状况进行了分析。
五个类型区中，东北和黄淮烟区土壤pH值较高，平均在7.5左右。两湖和西南烟区土壤pH平均比较适宜，平均为6.5，中南烟区土壤偏酸，pH平均为5.2。其中以两湖和西南烟区土壤pH值总体最为适宜。但是从土壤本身的变异性来分析，西南烟区尚有22％的土壤pH值低于5.5。
土壤有机质则以黄淮烟区最为适宜，平均为13.4g／kg，中南烟区和西南烟区土壤有机质居中，平均为27.0 g／kg；东北烟区和两湖烟区土壤有机质含量较高，均高于33.0 g／kg。因此，在制定土壤培肥方案时，需要根据各地具体情况，采取不同的措施。例如，在黄淮烟区，可以适当允许施用部分腐熟的有机肥，或者鼓励采用秸杠还田等措施来增加土壤有机碳的含量，但不增加土壤有机氮的量。而在一些土壤有机质偏高的烟区，则应该大力提倡少施或最好不施有机肥。采取措施逐步引导烟农改变习惯施肥方式。如果，在短时间内难以改变，也应该提倡将有机肥施用在烟草的前茬作物上。这样，既能够培肥土壤，改善土壤结构，同时，还能保证在烤烟生长过程中能很好地控制土壤氮素的矿化。
土壤速效氮含量以西南烟区和黄淮烟区较为适宜，平均值分别为54.4和60.2mg／kg。东北烟区和中南烟区土壤速效氮居中，平均含量在135.0 mg／kg左右。两湖烟区土壤速效氮平均含量最高，达到170.0mg／kg。土壤速效氮的变异程度也比较大，如西南烟区土壤有效氮平均含量最低，但也有32％的土壤高于平均值。对于土壤速效氮含量较高的产区，在制定施肥方案时，需要适当地降低基肥中氮肥比例，让作物尽可能地利用土壤中速效氮。但也需要根据实际情况，如果土壤中速效氮以铵态氮为主时，则需要适当在肥料中增加硝态氮比例，保证作物移栽后能很快缓苗。
土壤速效磷黄淮烟区最低，平均值仅有14.1mg／kg，西南烟区、中南烟区和两湖烟区逐渐增加，分别为18.2、21.4和26.9 mg／kg。东北烟区土壤速效磷最高，达到37.0 mg／kg。在所有分析的土壤养分中，土壤速效磷的变异是最大的，平均变异系数达到74％。因此，土壤速效磷平均含量对生产的指导意义不大。
土壤速效钾的状况均不是很高，各烟区中以东北烟区最高，为185.6 mg／kg。西南烟区和黄淮烟区次之，土壤速效钾含量为150 mg／kg。两湖烟区含量为132 mg／kg，中南烟区土壤速效钾平均含量最低，仅有88.2 mg／kg。
根据上述结果，根据土壤主要养分现状和通过认为措施改变土壤肥力状况的难易程度，我国主要烟区中以西南烟区综合养分状况最适宜、中南和黄淮烟区次之，两湖和东北烟区土壤有机质和速效氮含量均较高，土壤肥力状况调节相对要困难一些。２ 关于有机肥的使用问题
有机肥的施用是我国烟叶生产的特色之一。有机肥的概念包括范围很广，通过三年的研究我们基本确定了在种植烟草的当季不提倡使用人粪尿和厩肥，腐熟饼肥（一般以占总氮量的20％）应在移栽前尽早施用。应施用C／N比值大的秸秆或绿肥进行土壤改良。
其原因是大家共知的。随着我国土地复种指数提高，使用无机化肥数量逐年增大，使得土壤理化性质趋于恶化。而改良土壤的有效方法之一是加大有机肥的施用量。但从烟草种植来看，有机肥虽能改善土壤的理化性质，但又能提高土壤中氮素的固定。我国大多数植烟土壤粘重尤其是田烟，又由于连作，施用大量化肥，土壤中N素含量是丰富的（这从土壤养分普查结果可以看出）。问题是C素含量明显降低，即土壤本身C／N比值的减小造成两方面的后果：1.土壤微生物的活动，必须在施入有机肥提供一定的C源后才增大。2.由于大量微生物的活动使土壤有机N矿化量增大。这两个后果恰恰与烟株需N规律是错位的。即施入有机肥中的碳水化合物为微生物活动提供了能量，而微生物的增殖活动又消耗了土壤中的有效N。而此时正是烟株移栽后需要有效N进行早生快发之时。当烟株生长后期不需N时，大量微生物的活动促进了土壤有机N的矿化，造成后期土壤N素不断供应烟株（有同位素标记试验证明）。因为有机肥种类很多，其成份、性质和肥效各不相同，这种状况对烟草生产来说并非好事。因此，我们既强调有机肥对土壤结构的改善，又要控制土壤有机氮的增加。
从河南农大做的同位素标记盆栽试验也已证明施用饼肥，会提高醚提物含量，但也会提高后期土壤的供氮能力。因此，从某一个方面来讲，对有机肥的使用是要谨慎的。这里有一个误区，大家普遍认为土壤有机质含量会有利于生产优质烟叶。这要从两个方面来看：一是，有机质高，土壤的疏松性好，容重小，有利于空气的交换、养分的迁移、根系的发育及对营养物质的吸收利用，而施用的有机肥C／N比值小，就不利于土壤的透气性，也不能为土壤微生物提供足够的能源。这就是为什么美国的主要植烟土壤85％都是沙性的土壤，有机质含量95％都小于1，巴西的植烟土壤80％都是丛林或牧场开垦的土地即肥沃又疏松，95％都大于3，但都能产生优质烟的原因之一。
山东省在该项目实施过程中，率先采用秸秆还田和种植毛叶苕子的方法，缓解土壤恶化的状况，采取可持续发展的战略对土壤逐年进行改良，已取得了较好的成绩。云南玉溪、贵州金沙、四川的凉山、河南的宝丰都分别对不同用量的腐熟饼肥进行了大田研究，最后确定为占总氮量的20％处理的烟叶无论从农艺性状、产量、产质及均价都优于其它饼肥用量。
-+３ 关于氮素用量、NO3和NH4的比例问题，各省通过三年的研究指标已经确定
铵态氮和硝态氮各有自己的营养特点。铵态氮是还原态，在铵营养条件下，植物细胞的还原能力较强，形成还原性有机酸较多。如促进烟叶内芳香族挥发油的形成。硝态氮是氧化态的，在硝酸盐营养条件下，细胞汁液的氧化势占优势，有利于形成氧化性有机物，促进烟
+叶内有机酸含量增加。但由于与K之间的竞争性，过量施用NH4-N会导致钾素吸收率的下降。而氮钾在植物生理代谢过程中有互补作用，氮钾比失调酒会影响烟株的正常生长和发育，对其抗逆能力、产量和品质产生不良影响。另外，NH4-N易被土壤粘粒吸附固定，不利于迁移，造成供氮的缓慢性。如果大量施用NH4-N（河南农业大学水培试验结果证明）会使根系和烟+叶组织产生NH4毒，影响光合速率和蒸腾速率，进而影响到糖分的积累和利用，造成烟叶内碳氢化合物代谢的不协调，导致烟叶的内在质量降低。而硝态氮的吸收是一个被动过程，受代谢作用的控制，如果土壤板结严重，根系不能很好地生长发育，不能为硝态氮的吸收利用提供足够的能量，也不利于土壤中硝态氮的吸收。并且硝态氮还原过程需要钼、锰、铁等元素。当植物体内缺乏这些元素时，硝酸盐积累而不被还原，容易引起烟叶内硝酸盐的大量积累。所以在缺钼、锰、铁的植烟土壤上要合理施用硝态氮。
河南农业大学在宝丰的试验证明纯施铵态氮的处理碳水化合物含量明显低于其它处理，而含氮化合物如蛋白质、烟碱含量明显高于其它处理，并且不利于烘烤过程中物质的转化或者说不易于烘烤。从河南农业大学农场作的试验结果表明：从打顶前和打顶后伤流液中谷氨
-+酸的含量来看，纯施铵态氮中的谷氨酸含量并不高，而NO3：NH4＝1：1中的谷氨酸含量最高。这说明在潮土中这种配比是氮素利用效率最高的形式。因为谷氨酸是植物体内的领头氨基酸。这样无论从地下部向地上的运输还是地上部向地下部的运输，纯铵态氮或纯硝态氮都
-+不是有利的。如果从总的氨基酸量还可以看出配施有机肥NO3和NH4比例为20：40：40处理中的总氨基酸含量最高，而纯硝态氮和纯铵态氮处理氨基酸含量都低，纯施化肥处理中也-+-+是NO3和NH4为 1：1时伤流液中氨基酸含量最高。所以有关NO3和NH4的合理配比是保证优质烟生产的关键因素之一。因此，在一些产区，施用NH4的处理从大田长势上看较好，并不能证明内在质量。内在质量问题应引起各产区充分重视，只有内在质量的合格才能满足工业卷烟的标准。因为吸食的过程是品味内在质量的过程，只有烟叶内含氮化合物和含碳化合物协调，才能带来烟气的酸碱适中，给吸食者柔和舒适的感觉。外观品质与内在质量的不一致性是普遍存在的，它们之间的关系和差异也将是我们下一步要从理论上探讨的一个指标和任务。４ 关于追肥问题
各省就本地的追肥模式也有了较详尽的研究，追肥时间和次数及占追肥总氮量的比例已有确定，通过三年的研究已形成一定的模式，追肥时间基本都定于移栽后25～40天分两次或三次追施，以灌水追施为佳。但就追肥的种类还有认识上误区。
追肥的目的是为了使烟草从团棵期进入旺长期时补充足够的氮素营养，以满足旺长期烟草对氮肥的需要量。因为，在施基肥中使用的氮素形态和用量在此时间不能完全满足烟株开始旺长的需要，即有些氮素形态不能马上供应烟株进行组织形态建成的需要，所以才用有效
-的氮素形态对烟株进行追肥。追肥最好施用硝酸钾，则由于NO3阴离子的吸收利用，会有效地促进对钾肥的吸收利用，而钾素是烟株体内60多种酶的激活剂，有利于促进烟株的新陈代谢，加速烟株的形态建成，才有利于形成健壮的烟株。同时，由于其迁移性大于其它氮素养分，而不易被土壤颗粒吸附，这些肥料能迅速被根系吸收利用。
追肥是否合理、适时直接关系到前期烟草生长发育问题。目前我们烟草生产
中存在有下部叶色淡、身份薄和上部叶烟碱含量高、组织紧密、可用性差的问题，造成这种现象的主要原因是前期养分供应不足，在烟草旺长期土壤缺乏爆发性供应能力，而后期土壤持续供氮。即问题的关键是氮的供应与烟株养分需求规律不吻合。烟株移栽后3～4周内，我国各主要植烟区的土壤温度都较低，有些地区地温还达不到10℃，加上有些地区干旱，有些地区多雨，就给土壤肥料对前期烟株生长的供应造成了一定的障碍。使烟株生长前期，养分供应不足，下部叶片生长发育缓慢，内含物不充实。从移栽后4周到打顶前，烟株处于快速生长阶段，土壤缺乏高量快速供应养分的能力，上部叶片不能迅速展开。打顶后，应该基本停止对烟株供应氮素，但受土壤自身理化性状和施肥的影响，土壤仍持续供应氮素，由于顶叶还不是完全的功能叶片，因此，养分优先供应此处，使得根系合成的烟碱持续集中在上部叶中，造成上部叶偏厚、烟碱含量高。如果合理科学追施氮素肥料，也会减缓这一现象。５ 各主产烟区根据平衡施肥技术试验总结提出了施肥原则，优化组合了平衡施肥技术模式，根据本省的生态条件提出了施肥原则指导各地的平衡施肥技术 ５．１ 云南省
根据测土结果提出了控N，降P，稳K，普遍补镁、硼，局部补锌、钼、铜的施肥原则。根据土壤理化性质与烟叶品质的关系确定了不同土壤质地对烟叶N、K含量的影响，土壤ｐH值与烟叶总糖量的影响，土壤粒径硼锌含量与烟叶钾含量的影响，土壤有机质与土壤氮与烟碱含量的影响。就烤烟的适宜施肥量和氮、磷、钾配比在有代表性的土壤上进行综合研究，找出烟叶经济效益和品质最佳的施肥量，氮、磷、钾配比以及土壤供肥能力，肥料利用率。根据云南烤烟对养分的吸收特点确定为以总氮量的1／3用于基肥，2／3用于追肥。在水稻土、红壤、黄壤土上，施氮量为7～11kg／亩，紫色土为5kg／亩。硝态氮比例应提到在40％～60％为宜，土壤速效磷在10～40mg／kg之间时N：P2O5以0.5～1施用；土壤速效磷高于40mg／kg，不施磷肥。施钾量应以18kg（K2O）／亩。在中等肥力土壤条件下，饼肥用量应控制在40kg／亩。
合理的施肥方法为：（1）复合肥和硫酸钾应根据地下水位和肥力高低而定，提倡少施或不施塘肥（土壤肥力低则少施，土壤肥力高则不施），重条施或追肥（地下水位低则重条施，如地烟和山地烟；地下水位高则重追肥，如田烟）。地烟可用1／3的复合肥和硫酸钾作条施，1／3作塘肥，1／3在移栽后15～20天作追肥。田烟则以1／3的复合肥和硫酸钾作塘肥施
+用，2／3作追肥。（2）普钙或钙镁磷肥适宜作条施，即量墒前均匀撒施于烟墒底部，可以提高肥效。另外，钙镁磷肥属碱性肥料，不宜与复合肥或硫酸钾等酸性肥料混合施用，以免发生化学反应而降低肥效，并且在酸性土壤上施用效果较好。（3）要防止肥料与烟株根系直接接触，可以采用环状施肥，使肥料与烟株保持10～15厘米的距离，以免烧苗。特别是一次性施肥的地膜烟，更要注意这个问题。５．２ 贵州省
贵州省提出了烤烟生产合理施肥的建议：（1）严控三大营养元素，.巩固与确保烟叶质量；（2）调控烟叶的氯肥营养，提高烟叶品质；（3）控制硫素供应水平；（4）调节钙、镁营养；（5）补充微量元素硼与锌；（6）对于酸性植烟土壤和酸性土壤比例较大的烟区进行改良，发挥土壤潜在生产力。５．３ 湖南浏阳
施肥原则为（1）控制总氮，增施磷钾肥，重视有机肥，调配微量肥；（2）N：P2O5：K2O=1：1.5：3；（3）N、P、K三要素在基追肥中的比例分别为： N=60：40，P=100：0，K=30：70。５．４ 安徽省
制定各烟区的具体施肥措施为：毫州潮土烟区，每公顷施氮量60 kg，N：P2O5：K2O为1：1：2～2.5；宿固砂姜黑土烟区、宿北和皖东黄褐土烟区及皖西黄棕壤烟区，每公顷施氮量67.5kg，N：P2O5：K2O为1：1：3；皖南红壤烟区，每公顷施氮量90 kg，N：P2O5：K2O为1：1：3以上。同时调制了氮肥中铵态氮和硝态氮的比例，重视硝酸钾追肥的应用，现硝态氮一般占总施氮量的40％左右，目前氮磷基本保持在1：1的水平，由于毫州烟区土壤钾含量，因此施肥的氮钾比控制在1：2～2.5，其它地区适当增施钾肥，施肥的氮钾比达到1：3以上。
５．５ 河南省
施肥原则为：控氮、减磷、增钾，控制氮肥用量，增加硝态氮的施用比例，适当调减磷肥的施用比例，改进钾肥的施用方法，增加钾肥作为追肥的施用比例。根据示范方烟叶产量、产值、品质等分析结果推荐不同烟区氮磷钾的施用比例为：豫中1：1～1.2：3，豫西1：1.2～1.5：3～3.5，豫东1：1：3。平衡施肥示范方与对照相比，产量平均增加9.10％，产值增加20.7％，均价和上等烟比例分别提高9.4％和15.9％，烟叶化学品质趋于协调，烟碱含量降低，钾含量提高。
６ 通过基础理论研究，我们初步得出了一些重要结论
（１）通过同位素试验首次证明了烟株生长后期所吸收氮素主要是土壤有机质矿化N，且不同肥料配比对土壤矿化N的释放量影响不同。研究表明：
①烟叶成熟阶段吸收土壤矿化N占60 ％，该结论对提高烟叶致香物含量和调节烟碱含量有重大应用价值。
②土壤中的矿化N对烟叶中含N化合物的贡献大于施入土壤中的肥料N，并且多用于次生代谢物石油醚提取物和烟碱的生物合成。该结论奠定了施肥时期的重要基础，即所施肥料要在进入成熟期以前被烟株消耗干净，以利于成熟期积累致香物。
③烟叶中烟碱和蛋白质的同化优先利用硝态氮，证明土壤长期施用化肥所造成的C／N比值减小，是制约烟叶质量提高的主要限制因素。土壤中富集N素，在烟草种植区域，土壤的改良应施用C／N比值较高、N含量低的有机肥。
（２）通过用同位素对烟碱合成关键酶（氮甲基腐胺转移酶，PMT）的活性检测，同时对内源激素在不同氮素形态配比及配施有机肥的处理中，对IAA、ZR、ABA作酶联检测，结合烟株的光合特性（光合速率、气孔导度、蒸腾速率和胞间CO2量）综合分析，证明ZR／ABA为0.1413，IAA／ABA比值为0.6711时烟碱合成酶（PMT）活力最小；IAA／ZR为12.9285，ZR／ABA为0.0534 时，烟碱合成酶（PMT）活力最小。该结论填补了烟叶烟碱代谢与激素关系的空白。由综合光合性能指标可以看出，在各肥料配比处理中以NO3-N：NH4-N=1：1及有机肥浸提液：NO3-N：NH4-N=20：40：40的两个处理具有良好的光合性能。该结论在国内外还未见报导。
（３）通过检测大田烟株打顶前后根尖激素水平与碳氮代谢关键酶活性，证明了烤烟打顶对根尖ABA、IAA的合成和叶片碳氮代谢有密切的关系，打顶后30d，ABA／IAA比值较打顶前略有上升，总N的日吸收量明显下降，烟碱的日合成量明显上升，说明此时合成烟碱的氮素主要来源于烟株体内积累的氮素。由此可知，降低烟叶成熟期土壤矿化N释放量，是增加烟叶碳水化合物含量、降低含氮化合物的重要条件。
（４）利用不同土壤类型进行了不同N形态配比及配施有机肥（40％、60％）的盆栽和大田试验，检测土壤根际微生物种群结构与碳、氮有机物转化密切相关的酶活性。表明在黄褐土中以NO3-N：NH4-N=1：1配施40％腐熟饼肥的处理，对土壤中真菌、氨化细菌和好气性纤维素分解菌数量增加最多。在潮土中NO3-N：NH4-N=3：1配施40％腐熟饼肥的处理，对土壤中好气性纤维素分解菌、氨化细菌增加最多。综合分析为：无论在潮土或黄褐土植烟，好气性纤维素分解菌和氨化细菌都是有利于烟草根系生长发育的有益微生物，该结论又一次佐证了现阶段我省土壤中含碳有机物不足，不利于土壤生物活性增强，是烟叶香气量低的根本原因。对植烟土壤改良应尽可能采用含C有机物高的有机肥或秸秆还田。该结论奠定了土壤生物活性与烟叶质量关系的理论基础。
（５）用水培和大田试验结果，对不同氮素形态配比及配施有机肥，以谷氨酰胺合成酶（GS）作指标在移栽后50d分析了烟株对氮素的利用率。由于水培排除了土壤和生态复杂条件的干扰，在各处理中的GS活性大小应是由烟株本身生物特性决定的，所以水培条件下各处理叶片GS对照烟株GS值可以看出，在大田生产上纯施NH4-N与水培纯用NH4-N处理GS值是下降的，而纯施NO3-N的GS差异不大。该研究证明NH4-N在大田条件下的吸收利用率受干扰程度明显大于NO3-N，而NH4-N：NO3-N=1：1的处理，在大田条件下烟叶GS活性高于水培条件下。该结果说明在烟叶生产中，这种配比有利于烟株对氮素的吸收利用。但配施有机肥后，在移栽后的50d，不利于烟株对氮素的吸收利用。
（６）通过盆栽和水培试验探讨了不同氮素形态配比及配施有机肥对根系生长发育状况的影响，结果证明硝态氮能促进烟草根系次生根的发生，根系活力较强，而NH4-N和配施芝麻饼肥却能使根系增粗。分析大田烟株移栽后40d和80d茎基部伤流液成分中氨基酸总量和植物领头氨基酸—谷氨酸的量在移栽后40d，纯施NH4-N和NO3-N及配施有机肥NO3-N：NH4-N=1：1的处理伤流液中AA含量却较高，而谷氨酸占总氨基酸比例以纯施NO3-N和20％有机肥NO3-N：NH4-N=1：1最高。在80d时，NO3-N：NH4-N=1：1和3：1时，配施20％饼肥NO3-N：NH4-N=3：1时，氨基酸合成量最少，且谷氨酸量也最少。该结果证明，在大田条件下这三种处理符合烟株生长发育规律。前期由于NO3-N促进烟株根系次生根发生，提高了根系对土壤N素的吸收，而后期土壤中没有过量的N素供应给烟株，为烟叶的质量形成创造了良好的土壤N素营养条件。
（７）通过宝丰的大田试验，定株定位、采摘第14片成熟烟叶，采用半叶法测定烘烤前后淀粉、可溶性总糖、蛋白质和氨基酸含量的变化，检测不同处理对烟叶的易烘烤性能的影响，显示了以20％饼肥NO3-N：NH4-N=1：1的处理，烟叶烘烤后四种化合物的含量朝着优质烟指标变化最大。说明了这种处理生产出的烟叶有利于烘烤出优质烟叶。７ 存在的问题
（１）平衡施肥技术方案落实、实施到位不力。尽管我们各省花费了大气力大投入在平衡施肥项目上，不但提高了认识而且也做出了一定的成绩，初步解决了如何平衡施肥的一些重大问题。但我们在今年的检查过程中还是发现一些问题，氮素过量施用所造成的烟草不能适时成熟及后期雨水过多、烟草多次反青的问题几乎随处可见。如何按照我们这三年研究的成果去落实关系到我们2003年能否示范、推广的问题。
（２）平衡施肥技术试验后期分析力度不够。各地的田间试验布置较多，最后对产值、产量和中上等烟的比例分析也到位，但这些都是一些感官指标，质量提供较少。所以这些感官指标有时多少会带有主观意志。我们项目最终要拿出化学质量指标，才能证明它的可用性。同时由于化学指标测定较少，使我们在人为地从肥料和栽培管理措施上不能从内部调节过程去控制烟叶在大田朝着优质烟形成的方向去定向栽培。因此，当我们在国际型优质烟送到郑州院进行化验时，我相信各地都会送最好的样品，但测定出来还是烟碱和淀粉含量高。
平衡试验 第3篇
关键词：主变保护 电流传变 差动保护 差流平衡试验
Y0/Δ-11接线三相变压器的接线如图1所示，变压器变比用n 表示，即两侧线电压之比为n，绕组的相电压之比为，为了分析方便假设n=1。所谓11点接线，即系统的正序电压或电流经变压器传变后同名相电压或电流逆时针旋转30度，即：假定Y0侧电压相量在时钟的12点位置，Δ侧同名相电压在时钟11点位置。
由于零序电流仅能出现在Y0 侧，在Δ侧只能在绕组中形成环流，不会出现在对外连接线上，因此只须分析正序和负序电流的传变系变。由于变压器传变对称分量相对简单，而传变不对称三相电流情况比较复杂，因此下面先介绍一下Y0/Δ-11接线三相变压器传变电流的关系，分析变压器两侧故障电流传变关系利用对称分量法进行。
1 变压器两侧故障电流传变关系
假定变压器Y0侧单相接地故障，是在变压器Y0侧外部出口处，故障特征就是中性点接地系统单相接地故障，故障点正序、负序、零序电流幅值相等相位相同。Y0侧A相发生单相接地故障期间，Δ侧相电流和电压的相位和幅值比Y0侧都发生了较大的改变，Δ侧故障相电流变为a、c相，它们大小相等相位相反，幅值是高压侧A相电流的倍，b相电流为0。因此，Y0侧发生单相接地故障时，Δ侧在同名相和领前相存在故障电流，即Y0侧A相接地，Δ侧为a、c相存在故障电流；Y0侧B相接地，Δ侧为b、a相存在故障电流；Y0侧C相接地，Δ侧为c、b相存在故障电流。Δ侧两相电流大小相等相位相反，幅值为Y0侧A相电流的倍，具有了两线短路的电流特征。Δ侧a相电压不再为0，b、c相电压也不再为故障前电压。
2 微机变压器电流差动保护检验方法
2.1 电流差动继电器的基本构成原理。变压器电流差动继电器是应用基尔霍夫第一定律构成的，它主要是通过判别流过变压器两侧电流的相位和幅值不同构成。我们规定两侧电流正方向均指向变压器的情况下，变压器流过正常负荷电流或区外故障电流时，两侧电流相位应相反，选择合适电流互感器变比及合适的接线方式后，两侧电流相量和为零；变压器内部故障时，两侧电流相位接近相同，同样的互感器变比及接线方式，两侧电流相量和为两侧电流的代数和，数值很大。因此，只要比较两侧电流的相量和的大小，就可以很容易的判别变压器内部故障。为了满足流过正常负荷和区外故障电流时差流为零这一最基本要求，变压器电流差动保护的电流互感器接线方式非常重要。
2.2 Y/Δ-11接线的变压器电流差动继电器。Y/Δ-11接线的变压器，为了使继电器在传输正常负荷电流时不产生差流，除两侧电流互感器的变比必须选择合适和两侧电流极性相反以外，二次接线还必须与变压器接线方式相对应，需将变压器Y侧的电流互感器接成Δ形，Δ侧的电流互感器接成Y形，即变压器的Δ侧电流逆时针旋转了30°角，Δ侧的电流互感器也逆时针旋转30°角。由于微机保护强大的计算能力，目前所用的微机变压器保护基本上都不采用上述接线了，而是各侧均采用星型接线，转角功能在软件算法中完成，即我们讲的内部转角的方式，由继电器内部实现Y-Δ转换，转换方式与外部转换原理相同。
2.3 Y-Δ电流差动继电器模拟试验方法。电流差动继电器检验的难点不在于检验继电器的动作值，而在于如何检验正常运行时的差流是否为零，即继电器差电流平衡检验。
所谓平衡检查就是通过模拟试验，检验保护的各项整定参数是否合理。因此在检验以前，应该依据变压器容量，两侧电流互感器的变比，计算出在同一变压器容量下各侧的二次额定电流，依据继电器流过正常负荷电流时无差流的原则，用具有6相电流输出的仪器在两侧按正常电流传变关系加入三相对称二次额定电流，检查继电器差流为0即可。
如一台容量为40MVA，变比110/35kV的双卷变压器，高压侧二次额定电流为1.75A，低压侧二次额定电流为2.75A，由于正常时变压器低压侧电流超前高压侧30°角，低压侧电流反向，应滞后高压侧150°角。电流输入如下图所示：
■
由于有时现场并不具有6相电流输出的仪器，无法完成试验。另外，检验保护的制动特性时也需要检验三个差动继电器中的一个动作，因此有必要掌握差动继电器检验方法及试验机理。由于变压器外部故障时电流差动保护应该没有差流不应误动，因此我们可以利用变压器两侧故障电流传变关系，分相检验继电器的平衡特性及制动特性。
我们已经知道，当变压器Y侧发生单相接地故障期间，Δ侧故障相电流改变为高压侧的同名相和领前相。即Y侧A相接地时，Δ侧为a、c相有电流，Δ侧两相电流大小相等相位相反，幅值为高压侧A相电流的倍，两侧同名相电流相位相同。按上述关系，可以用三相微机保护校验仪的其中一相（如A相）电流，角度设为0°，幅值设为Y侧1倍的二次额定电流，加于Y侧的电流输入（如A相）端子。用校验仪的另两相电流输出，幅值设为Δ侧倍二次额定电流，一相加于Δ侧与Y侧的同名相（A相）电流输入端子，角度设为180°，另一相加于Δ侧的领前相（C相）电流输入端子，角度设为0°。
此时，A相继电器差流应为0。不同相别电流差动继电器的各侧电流输入幅值和相位见表1。
■
按上述电流幅值与相位接入继电器后，对应相的差流应为0，若不为0，应检验继电器的内部设置和额定二次电流计算是否正确。
加试验电流时要注意：Δ侧与Y侧是对变压器而言的；表中的额定电流是对应侧的二次额定电流，各侧二次额定电流不一定相等。
这一试验方法还可以从微机电流差动继电器基本构成原理方面去理解，以A相继电器为例，由于在Δ侧电流互感器是Y接线，加入A相试验电流后，继电器中只有A相有电流。而Y侧电流互感器是Δ接线（内部转角），加入A相试验电流后，继电器不仅A相有电流，而且C相也有电流。所以试验时，必须在继电器C相加一个与A相反向的电流。又由于Y侧电流互感器是Δ接线，计算差流时需将外加电流除以，所以Δ侧外加电流也除以，差流应平衡。
上述试验方法是通过变压器对单相故障的传变关系推导得到的，区外单相故障电流差动保护一定无差流。检验方法中并没有考虑各侧的平衡系数，其实平衡系数并不影响差流平衡，平衡系数只影响各侧的电流动作值，且检验时各侧的电流平衡系数及相关定值已按要求正确输入。
3 结束语
面对电网规模日益发展，对保护人员的技术要求提出了更高层次的要求，应在熟练掌握二次回路的基础上更加深入地理解保护装置的原理，这样，当面对紧急情况时才能快速地采取有效措施，将电网风险降到最低。
参考文献：
[1]李丽娇.电力系统继电保护[M].中国电力出版社，2012.
[2]李光琦.电力系统暂态分析[M].中国电力出版社，2007.
铝、铜水箱热平衡试验研究 第4篇
众所周知水箱散热对于机器的重要性, 水箱散热效果不好可以影响机器工作, 对此作了以下研究。
2 试验基本过程及方法
(1) 将温度传感器直接放入水箱加水口处, 将水箱盖盖好。采用数字温度表对水的温度变化进行记录, 从挖掘机到试验场地进行挖土起, 每5分钟记录一次温度数据, 直到温度到达稳定平衡点为止, 通常记录20多个数据便到达平衡。总时间长度为2小时左右。同时记录环境温度, 得到两个温度。 (2) 将08.8.25号的水箱进行对比, 看水箱的散热效果是否有所改善。
3 综合散热分析
分别以水及油作为控制体, 对其进行导热分析。根据导热微分方程可知, 控制体自身升高温度所需的热量等于内热源产生的热量减去导出的热量。在分析之前, 先做如下假设: (1) 发动机在一定转速下, 挖掘机在一定工况下, 单位时间里内部产生的热量是恒定的; (2) 外界环境条件是稳定的 (即环境风速是恒定的) , 则对流换热系数是恒定不变的; (3) 整个散热系统达到稳态平衡后。根据以上条件 (3) , 散热系统达到平衡后, 则控制体的温度到达平衡, 不再上升。控制体自身不再从外界吸收任何热量。则发动机及挖掘机运转产生的热量全部通过导热散出。根据条件 (1) , 内热源是恒定的, 则单位时间内散热器散出的热量是恒定的。而对于散热器的散热是以对流散热方式。根据对流散热方程Q=h* (t-tw) 可知, 散热量等于散热系数乘以温度差。根据条件 (2) , 散热系数h恒定, 则可等到控制体的温度与环境气流的温度差是恒定的。即控制体的温度随环境温度按1比1的增长。
对与水散来说, 内热源是恒定的, 即单位时间内产生的热量是恒定的 (在一定工况下) 。由于管路不长, 所有热量的导出基本可全部来至散热器。因此, 散热器的好与差对水温的降低应该具有明显效果。当散热系统到达稳态时, 即发动机产生热量全部散热出去, 则Φ=h (t-tw) 。而我们认为在一定工况下, 内热源是恒定的, 是个常数, 即h (ttw) =常数;在这种情况下, 发动机转速不变, 空气流动速度不变, 换热系数不变。水的温度随环境温度1比1的增加。且此温度关系对挖掘机的工作状态并无关系!无论在溢流还是正常挖土状态都是成立的, 只是溢流状态高温油会对水的温度产生微小的影响。对于油散来说, 内热源主要来自与油的做功, 即油缸压缩液压油, 产生于油缸及管路流动。它的散热不是集中在散热器, 而是在油缸本身与环境空气发生对流换热。环境风速不是稳定的, 而在散热器地方的风速由发动机风扇决定, 因此对油散的散热系数不能恒定, 不满足条件 (2) 。因此散热器对油的散热不能起到支配作用, 反而环境温度及环境风速对液压油的温度影响很大。液压油的温度不随环境温度按1比1增长。
4 试验数据
4.1 水温度变化情况
水箱和铜水箱的水温变化数据见表1。
从温度差的关系看, 可初步判断整改后水箱水散较好点。
4.2 油温度变化情况
标注:图1、2分别是整改前后水箱油温变化曲线图, 数据见表2。
测试条件:采用红外温度仪测量油箱表面温度。
由于溢流状态与正常挖土状态的液压油温相差较大, 其结果数据不能进行比较, 需要再进行一次溢流试验才能看出油温散热的状况条件。
5 试验结果
(1) 水温测试看, 铜水箱比铝水箱散热效果要好些。
(2) 油散没法比较, 两次试验工况不一样。由于场地差别, 也可能导致温度的差别, 在外作业时, 由于室外有风, 由于空气对流换热, 使得油箱表面温度较低, 由此可得液压油的温度偏低。在车间无空气对流, 油箱璧的厚度不大, 导热梯度可以忽略, 故油温较高, 另外溢流状态不正常挖土状态油温本身就要高很多。
6 结果分析
通过改进后的数据对比可知, 改进后的油箱散热功效更好。更有利于机器的运转与工作, 此次试验可为我们提供改进的帮助。
摘要：液压挖掘机工作环境十分恶劣, 尤其对于液压挖掘机, 由于其冷却风道空间有限, 很容易造成发动机冷却水温过高的现象, 从而导致挖掘机工作效率以及使用寿命的降低。目前挖掘机厂家对于发动机冷却系统的设计主要通过经验和反复试验来完成, 这一方面延长了设计的周期, 同时也增加了试验的强度。本文针对液压挖掘机发动机冷却系统设计过程中存在的共性问题, 介绍目前常用的散热器型式, 揭示间壁式散热器的传热机理。其次, 建立管带式散热器散热特性数学模型, 分析散热器传热系数、冷却水温度、散热量、风阻、水阻以及功耗等性能参数与散热器尺寸及流体流速之间的关系。对铝水箱和铜水箱的热平衡进行试验测试, 结果表明, 铜水箱散热性能较好。
关键词：挖掘机,发动机,热平衡,冷却系统
参考文献
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平衡试验 第5篇
压力振荡环境下液滴非平衡蒸发过程的理论分析及试验研究
对压力振荡环境下液滴蒸发过程进行了理论分析与试验研究.结果表明,压力振荡会引起液滴周围表面边界层内蒸气质量分数的振荡,从而导致由扩散控制的蒸发速率发生振荡.此外,压力下降引起的.气相场内力的不平衡会驱动蒸气从边界层内流入气相场,使蒸发速率的最大值出现在压力下降的过程中,试验研究结果和理论分析所得结论吻合较好.
作 者：苏凌宇 刘卫东 Su Lingyu Liu Weidong 作者单位：国防科技大学,航天与材料工程学院,湖南,长沙,410073刊 名：火箭推进英文刊名：JOURNAL OF ROCKET PROPULSION年，卷(期)：35(5)分类号：V434关键词：压力振荡 液滴蒸发 理论分析
火力发电厂全厂水平衡试验探讨 第6篇
水是人类赖以生存的宝贵资源, 水资源短缺已成为世界性热门话题。我国人均水资源占有量居世界第84位, 是一个严重缺水的国家。节约用水、合理用水意义重大。火力发电厂作为工业用水大户, 从经济运行和可持续发展出发, 加强用水技术管理、节约用水、减少废水排放具有重要而深远的意义。
2 机组情况
某电厂目前共有两台机组投入运行, 机组凝汽器冷却水和其它辅机冷却水采用淡水循环供水方式, 每台机组各配有一座双曲线自然通风逆流式冷却塔和两台循环水泵。生产用水补充水通过原水泵送到澄清池、滤池等净化站系统, 作为机组工业、冷却塔循环水系统和消防用水系统的补水。
3 全厂用水情况评价
3.1 全厂发电水耗率
全厂发电水耗率见表1。
由表1看出, 全厂试验总负荷率90.9%的情况下, 全厂发电水耗率为0.949 m3/ (GW·s) (3.417 m3/ (MW·h) ) 。DL/T 783-2001规定淡水循环供水、单机容量大于300MW的凝汽式电厂全厂发电水耗率应在0.60~0.80 m3/ (GW·s) 之内, 全厂水耗率超出了标准规定范围。
3.2 全厂用水量
全厂各系统用水量、复用水量以及总的用水量、复用水量、复用水率见表2。
由表2看出, 全厂总取水流量为2050 m3/h, 总用水流量为48130 m3/h, 复用水流量为46080 m3/h, 复用水率为95.74%, 达到较好水平。
4 结论及建议
4.1 结论
在全厂2台机组总负荷率90.9%的运行条件下, 总取水量与总用、耗水量是基本平衡的, 不平衡率小于5%, 说明电厂整个取水、用水系统的严密性较好, 隐蔽性泄漏较少。
4.2 水系统存在的问题
(1) 机械搅拌澄清池的排泥经澄清后的清水、空气擦洗重力式滤池反冲洗用水等直接排入运河, 建议回用这路排水。
(2) 对于一些取样口的小泄露情况, 建议在不取样的情况下, 关小或关闭取样门。
(3) 化学、消防水等一些蓄水池均无水位计, 建议加装水位计, 并对水位报警的上限值进行调整, 防止蓄水池的溢流。
(4) 消防水管道漏水严重, 建议对管道漏点进行查找确定, 并整改。
(5) 针对锅炉房、汽机房有隐秘性小泄露的情况, 建议定期检查。
4.3 建议
(1) 对全厂水系统管道、阀门、容器、水池等实行定期检查制度, 发现缺陷或溢流应及时处理, 检查周期以半个月为宜, 对检查情况详细记录备案。
(2) 不同季节水系统运行工况调整由值长统一指挥, 节水管理专门机构进行监督。
(3) 全厂该加装的仪表及时安装, 已有的仪表应定期校验, 定期抄表统计用水量和计算用水指标 (发电水耗率、化学除盐水制水率、机组补水率等) 。
参考文献
[1]DL/T606.5-1996, 火力发电厂水平衡导则[S].
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火电厂电平衡试验方法及应用 第7篇
针对火电厂设备运行耗能高的现状, 采用电平衡试验方法, 对发电机组有功电能的输送、转供、分布及厂用变压器损耗等进行测试, 检测机组用电范围内输入电能、有效电能和损失电能之间的平衡关系, 查清机组的厂用电分布状况和辅机耗电水平、厂用电率消耗水平、厂用变压器损耗及外供用电量情况, 对消耗电能的设备运行现状做出客观量化的整体评估, 分析其节电潜力, 以提高火电厂辅助设备的运行水平, 从而达到降低厂用电能损失的目的。
2 电平衡试验主要基本概念
2.1 基本概念
1) 电能平衡的定义为:以火电厂为对象, 对有功电能的输送、转供、分布、流向进行考察、测量、分析和研究, 建立厂用电范围内输入电能、有效电能和损失电能之间的平衡关系;了解火电厂的用电水平和寻找节电的正确方法和途径。
2) 用电体系是指电能平衡考察的对象, 如火电厂内的用电辅助和工艺装置等。
3) 能利用率指用电体系中的有效电能占输入电能的百分比, 即
4) 总用电量指平衡期内, 厂用电能表指示值与购入电量之和, 用下式计算:
W= Wc + Wgr (3)
如在全厂总用电量测试期间, 机组均在全回热工况下运行, 启备变处于备用状态, 电厂没有购入电量, 全厂总用电量为机组高厂变输入电能表指示电量的总和。
5) 电气设备损耗电能是指平衡期电气设备的输入电能与有效电能之差,
电气设备损耗电能的计算:
ΔWsh = ΔWby + ΔWdl - ΔWr (4)
ΔWr = (ΔWby + ΔWdl) α (5)
2.2 技术经济指标
技术经济指标主要有:全厂综合电能利用率、全厂直接厂用电率、电能平衡不平衡率。
1) 全厂综合电能利用率的计算
ηch ={ (Wc - ΔWsh) / Wc}100% (6)
2) 全厂直接厂用电率的计算
ηd= (WzWfd) 100% (7)
3 电平衡试验项目的选择
1) 按照标准和规程的要求进行试验。
其试验项目及测量用电体系的用电单元较多, 特别是对风机、水泵及照明设备使用效率的测量, 其测试周期较长, 而机组的运行负荷及工况连续稳定, 一般很难满足电能平衡导则的要求, 试验项目的选择, 平衡范围的控制就显得尤为重要。
2) 试验项目的选择应根据实际情况而定。
a.测试平衡范围:全厂6kV级厂用电系统, 即高厂变至工作段A、B母线、公用段A、B母线上各出线开关出口。
b.测试项目:每台机组的发电量、供电量、厂用电量;高厂变及6kV级变压器、厂用电的损耗。用于发电所消耗的全部有功电量。
c.测试工况:整个测试期间, 机组在全回热工况下运行, 工况为三个 (即300MW、250MW、200MW) , 测试时保持发电负荷稳定, 测试时间不少于半小时, 每一工况点的测试数据不少于二个点, 取其平均值。
4 电平衡试验结果
某厂2300MW机组进行电平衡的试验结果得出经济指标, 以两机在300MW负荷同时运行时, 全厂6kV级厂用电系统, 平衡期测试数据进行分析。
4.1 经济指标测试结果
1) 总线损率:平衡期厂用电线路损耗率为:1.5639%, 按照国家标准《评价企业合理用电技术导则》 (GB/T 3485-1998) 的要求, 根据受电端至用电设备的变压级数, 其总线损率分别应不超过以下指标:一级:3.5%;二级:5.5%;三级:7.0%。
2) 1小时电气设备损耗电能为1074.1403kW.h。
3) 全厂综合电能利用率为97.7856 %。
4) 全厂直接厂用电率为7.6053%, 较设计值6.2%升高1.4053%。
4.2 评 估
1) 厂用电线路损耗率已达到《评价企业合理用电技术导则》一级:3.5%的要求。
2) 电气设备损耗电能较高, 有较大的节能空间。
5 电平衡试验结果分析
5.1 存在问题
1) 7#、8#主变压器出口的电能表计量存在偏差。
从电厂日常统计的电量来看, 7#、8#主变压器出口的电能表计量数值与500kV主线或500kV辅线的电能表计量数值存在偏差, 为此, 对7#、8#发电机出口至主变压器出口的电能进行了测量统计, 初步判断7#、8#主变出口的电能表及互感器、回路存在偏差及缺陷, 应及时对电能表及互感器进行校验及检查回路。
2) 公用段变压器消耗有功与CRT显示其消耗有功存在偏差。
在对公用6kV段各分支变压器电量测试中, 发现各分支变压器消耗有功与CRT显示公用段变压器消耗有功存在偏差, 在变压器输入电流基本一致的情况下, 变压器消耗有功却有较大的偏差, 经检查发现是由于变比的设定不相同, 而使CRT显示公用段变压器消耗有功出现偏差, 已及时进行变比的设定, 使公用段变压器消耗有功与CRT显示公用段变压器消耗有功基本一致。
5.2 建议
1) 对耗电较大的用电单元, 进行节能技术改造, 耗电较大及负载率低的用电单元是节能技术改造的首选目标。
2) 节能技术的选择应用
a.在风机上应用变频控制技术
变频控制技术应用在风机, 对于煤粉炉而言, 以引风机为例, 维持引风机出口挡板全开, 300MW机组在200MW以下负荷运行时, 引风机耗电量仅为300MW负荷时的28.04%, 节电效果显著。
但对于循环流化床锅炉而言, 由于结构、床料的因素, 所需求的压头要比煤粉炉大得多, 故在选择变频器容量时就显尤其重要, 以避免发生机组在额定负荷运行时, 引风机出口风量不足的情况。因此, 在选择变频器容量之前, 应对风机风量、压头的富裕度进行测试。
b.在凝结水泵上应用变频控制技术
变频控制技术应用在凝结水泵已比较成熟, 关键是要保持再循环门不漏, 凝结水主辅调节门处于全开位置, 降低管路压损, 以保证凝结水泵出口压力维持在1.1～1.8MPa之间运行。以一台300MW机组运行数据为例:300MW机组在200MW以下负荷运行时, 凝结水泵耗电量仅为300MW负荷时的53.00%, 节电效果明显。
c.辅机优化运行方式
*循环水泵经济调度
循环水泵在运行中, 由于其出口压力的限制, 不能过多地降低出口压力, 变频控制技术应用在循环水泵上, 节电效果不明显。对循环水泵的运行, 应实行经济调度的运行方式, 保证凝结器维持较高的真空, 同时根据凝结器循环水进出口的温升, 来调整循环水泵的匹配运行, 匹配运行的关键是要保持循环水进水管的联络门处于全开位置。在低负荷工况运行时, 只要凝结器循环水进出口的温升不超过15℃, 应采用二机二泵或二机三泵的运行方式, 合理分配循环水量, 以降低循环水泵的消耗电量。其次, 如果现场条件允许, 可在循环水出水管段上增设联络门, 遇机组临停, 利用临停机组的冷却塔合理分配循环水出水量, 扩大冷却面积, 尽可能地降低冷却塔出水温度, 使凝结器维持较好的真空。
*二次风机及流化风机优化运行方式
可通过对二次风机及流化风机出口风量、风压的富裕度测试, 在低负荷运行下, 优化运行方式, 减少二次风机及流化风机的运行台数。
*机组启、停时无电动给水泵运行
保持汽机辅汽联箱进汽方式母管制运行, 在机组启、停时, 利用辅汽联箱汽源提供小机进汽, 实现机组启、停时无电动给水泵运行。
*强化用电管理, 提高电能计量的准确率
开展节能活动, 对电能计量有偏差的计量装置, 及时进行校验或更换, 以达到合理用电, 计量用电。从而达到降低厂用电的目的。
6 结束语
随着水电装机容量的增大, 火电机组将长期处于调峰方式运行, 如何减少机组在低负荷运行时, 设备运行耗能高的现象, 强化用电制度管理, 是今后火电厂节电降耗工作的重点。通过对某厂6kV级厂用电系统电平衡测试工作, 对厂用电进行科学的挖潜, 合理选择试验的平衡范围, 对消耗电能的设备运行现状进行客观量化的整体评估;分析其节电潜力, 达到合理用电。应用先进的节能新技术, 进行节能技改;通过节能降耗改造, 可显著地降低厂用电率, 以提高火电厂辅助设备的运行水平, 从而达到贯彻落实国家节能减排政策的目的。
摘要：对火电厂电平衡试验方法和应用问题进行了论述和讨论, 采用电平衡试验方法, 对火电厂消耗电能的设备运行现状做出客观量化的整体评估。
关键词：电平衡试验,平衡范围
参考文献
[1]GB/T 8222-2008.用电设备电能平衡通则[S].中国国家标准化管理委员会2008年9月18日.
[2]DL/T 606.4-1996.火力发电厂电能平衡导则[S].中华人民共和国电力工业部1997年2月24日.
增压中冷柴油机热平衡试验研究 第8篇
随着中国能源消耗攀升和污染恶化,节能和环保成为汽车行业乃至中国工业的两大主题。
发动机的热平衡是分析进入发动机的空气和燃油燃烧产生的总热量的去向,为提高发动机和整车的热效率提供数据支持。下文介绍了一种增压中冷柴油机热平衡试验方法。根据发动机的热平衡试验数据主要可以开展如下工作:
1)根据发动机的输出功率和热量分配,评价发动机的热效率;
2)评价发动机的冷却系统,设置合适的水泵流量、发动机内部冷却通道和发动机内部冷却阻力等;
3)为整车冷却系统和中冷系统主要参数的选定提供依据。如散热器和中冷器的散热面积,冷却管路的截面积,风扇直径、转速和风量等参数。
1 发动机热平衡理论
发动机热平衡时热量表现为有效功率及各种损失的分配情况。增压中冷发动机的能量主要包含如下几个部分:
1) H进气为进气带入发动机的能量;
2)H排气为排气带走发动机的能量;
3) Q中冷为中冷器带走发动机的能量;
4) Q环境为发动机向环境传递的能量;
5)Q冷却液为冷却液带走发动机的能量;
6) W发动机为发动机的输出总功率;
7)E燃油为燃烧燃油产生的能量。
能量传递示意见图1,能量传递公式为:
2 发动机热平衡试验方法与步骤
新型发动机在进行热平衡试验前需要对发动机进行磨合,以确保发动机进入正常的工作状态,典型的新型发动机磨合时间为50小时;已运行超过50小时发动机不需要进行磨合试验,但需要进行热机,然后开始热平衡试验。
车用和工程机械发动机一般选择外特性曲线上额定功率点、最大功率点和最大扭矩点进行热平衡试验,而发电机用发动机一般选择备用功率点、首要功率点和连续功率点进行热平衡试验。测试工况为稳定工况,试验过程中必须达到热平衡,各温度参数跳动不大于0.5度,典型的测试时间为每个测量点稳定运行20分钟。
热平衡试验的主要测量参数有:发动机进出水温度、发动机进水流量、中冷器进出气温度、进气流量和温度、发动机转速、扭矩、增压器压气机进口进气温度、小时燃油消耗量、增压器涡壳出口排气温度、过量空气系数等。
3 发动机热平衡试验设备和仪器仪表
热平衡试验主要的测量设备有温度传感器、流量传感器和测功机。
温度传感器需要选择合适的量程,例如典型的发动机进出水温度在80-100摄氏度,中冷进气温度200摄氏度左右,中冷出气50摄氏度左右。测量精度要求0.05摄氏度,一般选择四线制的PT100铂电阻温度传感器。冷却液温度传感器应该尽可能的靠近发动机;发动机进气中冷器进口的温度测量传感器尽可能靠近增压器出口,发动机进气中冷器出口的温度测量传感器尽可能靠近发动机。
流量传感器同样需要选择合适的量程,必要的时候对流量传感器进行标定。流量传感器前后需要有足够长度的直管,以保证测量的准确性。通常涡轮流量计要求有十倍直径的上游直管和三倍直径的下游直管,电磁流量计在上游和下游都需要有三倍直径的直管。在测量发动机冷却液流量时,要考虑除气管的流量,测量时应该把流量传感器布置在进水口前,如果流量传感器安装在出水口后,则少测量了除气部分的流量,可能引起1-5%的测量误差。
在进行试验时节温器的瞬时开启和闭合可能会导致温度和流量的波动。在热平衡试验时推荐所有冷却液都走大循环,所以需要定制一个完全开启的常开式节温器进行试验。
4 发动机热平衡试验数据处理
根据测量数据,对七大部分的能量计算如下:
1) H进气=m进气*h进气(T进气)
其中单位质量的进气所含的能量即焓值h进气是一个与进气温度T进气的函数,具体数值在工程热力学中可以查到。
2) H排气=(m进气+m燃油)*h排气(T排气,)
单位质量的排气所含的能量即h排气是一个和排气温度T排气、过量空气系数的函数。图2是某款发动机h排气和T排气、过量空气系数的函数关系示意图。
3) Q中冷=m进气*C比热(T中冷后-T中冷前)
4) Q环境为发动机向环境传递的能量,通常是无法测量的,根据经验环境热损失占燃油能量E燃油的3%-6%之间。
冷却液热量的精度对整个试验的准确性影响很大,在引用上述公式进行计算时还需要按以下准则进行核准修正。
冷却液流量需要进行核准,如图3所示是某款发动机在10%和100%阀门开度下的冷却液流量,可以发现冷却液的流量和转速拟合曲线为线性,且基本通过坐标原点。如果测量数据线性拟合较差或者未通过坐标原点则需要对数据进行再次确认。
冷却液的比热会随着温度的上升而变大,如图4所示是冷却液温度对应比热的修正。
冷却液的密度会随着温度的上升而减小,如图5所示是冷却液温度对密度的修正。
完成以上各部分计算后可以提供Q中冷和Q冷却液给汽车制造厂,以便指导他们进行进气中冷器和冷却液散热器的选型,也可以如图6所示,汇总得出各部分的比例进行发动机的热效率评估。
5 结论
(1)研究了增压中冷柴油机热平衡试验方法,其成果可指导汽车制造厂进行进气中冷器和冷却液散热器的选型工作;也可以为增压中冷柴油机制造厂的热平衡试验提供参考。
(2)提出了把中冷器及其管路作为中冷散热系统进行热平衡分析,推荐了温度传感器的安装位置,消除了不同传感器位置进气温度导致的数据差异。
(3)本文重点介绍了冷却液测量仪器的选择以及测量数据校核和修正,从而保证了冷却液带走热量这一重要参数的准确性。
参考文献
[1]周龙保.内燃机学[M].北京:机械工业出版社,2005.
[2]韩树,蔡锋,骆清国,等.车用柴油机全工况热平衡试验研究[J].柴油机,2009.(4):15-18.
脉冲液-气射流泵能量平衡试验研究 第9篇
液-气射流泵由于结构简单、工作可靠且具密闭性,其广泛应用于核电、化工、消防、水电等实际工程。液-气射流泵是利用射流紊动扩散作用传递能量与质量的流体机械及混合反应设备,由于射流泵内两股不同压力的液体和气体混合时会产生较大的能量损失,使其传能传质的效率较低[1]。因此20世纪70年代以来,国内外学者主要从两种途径来提高射流泵的效率。一种途径是研制新型结构的射流泵,如采用多股射流、多级射流等,在提高射流泵效率方面取得了一定的进展。另一种途径是在相同的射流泵装置上,采用脉冲射流来提高射流泵的效率,这一研究受到了各国学者的高度重视,并进行了大量的试验研究[2,3,4,5,6,7,8]。本文根据脉冲液-气射流泵的工作特点,对脉冲液-气射流泵能量平衡进行试验研究,深入分析和研究其传能与传质机理,为进一步完善其设计理论和制造性能优良的脉冲液-气射流泵提供依据,最大限度地提高脉冲液-气射流泵的工作效率,以推动脉冲射流技术在我国得到广泛的应用,具有重要的工程意义和现实意义。
1 能量损失压力比
脉冲液-气射流泵的工作原理如图1所示。有压脉冲工作流体通过喷嘴1射出,在射流紊动扩散作用下,吸入低压液体进入吸入室4,两股不同压力的脉冲流体,在喉管进口段5和喉管2内进行能量及质量的传递,于是脉冲工作流体的流速减小,被吸流体的速度增大,在喉管出口处两股脉冲流体的速度趋于一致,均匀后的脉冲流体经扩散管3将部分动能转变为压能,增压后的脉冲流体经管道输送到用户。
两股不同压力的流体通过射流泵混合时产生的能量损失,主要包括喉管进口段和喉管内的混合能量损失Hf1、喉管内沿程能量损失Hf2、扩散管能量损失Hf3、吸入管能量损失Hf4和喉管进口段沿程能量损失Hf5,相应的能量损失压力比为:
2 脉冲液-气射流泵能量损失试验
2.1 试验装置
本文对开敞式水平安装的液-气射流泵能量平衡进行了试验研究。图2为试验装置系统示意图。
1.水池;2.离心泵;3.电磁流量计;4.管道加压泵;5.闸阀;6.脉冲发生装置;7.压力表;8.液-气射流泵;9-17.压力传感器;18.涡轮流量计;19.闸阀
试验装置由工作水泵、液-气射流泵、脉冲发生装置、循环水池、管路系统和流量、压力等测试仪表组成。流量、压力的极限误差分别为0.81%和0.70%,参照泵试验规定的国际标准(ISO),测量精度达到B级标准。
2.2 试验方案
恒定液-气射流泵性能和脉冲液-气射流泵性能2种试验方案如表1所示。
注:脉冲周期T=tr +ts,tr和ts分别表示阻断器(阀门)开启时间和关闭时间,单位s。
3 液-气射流泵能量平衡的试验结果及分析
3.1 基本参数对射流泵基本性能影响的试验结果及分析
由于射流泵能量平衡的变化主要在喉管内混合均匀,所以喷嘴直径、喉管形式、喉管长度等是影响液-气射流泵的基本性能的主要部件,通过分析恒定和脉冲液-气射流泵试验数据,得到如下结论:
(1)由图3可知,当面积比、工作压力一定的情况下,当流量比约大于0.6,喉管长度越长,压力比越大。
(2)由图4和图5可知,在给定的面积比和喉管长度的液-气射流泵的q-h曲线和q-η曲线随工作压力的变化而变化,这和液体射流泵是不同的。说明对于恒定液-气射流泵在对应面积比和喉管长度下存在最优工作压力,在该工作压力下,液-气射流泵的效率最高。
(3)由图6可知,在一定的工作压力和的喉管长度下,不同面积比对恒定液-气射流泵基本性能曲线影响。从中可以看出,q-h曲线随着面积比的增大,其性能曲线下降且变得平缓。最好的液-气射流泵应是在比较大的流量比区间中具有较好的压力比,在图6中m=4.34具有该特点。
(4)由图7-9可知,脉冲与恒定的液-气射流泵的压力比均随着流量比的增大而减小。在不同面积比下,脉冲液-气射流泵的性能曲线基本位于恒定液-气射流泵性能曲线的上方,说明脉冲射流确实比恒定射流的性能好。另外,通过和参考文献[11]中脉冲液体射流泵比较,脉冲液-气射流泵较之恒定液-气射流泵没有脉冲液体射流较之恒定液体射流泵效率提高明显,原因为被吸气体的流量密度远小于水的密度,由计算惯性水头项可知气体产生的惯性力远小于液体产生的惯性力。
(5)分析图7和图9还知,在同一面积比下,性能曲线还与脉冲射流时间比τ(τ=tr/ts)和ts有关。另外,试验所测量的几组频率对脉冲液-气射流泵的性能影响不明显,不同频率下的性能曲线比较集中,这主要是由于试验脉冲频率相差太小所致。参考文献[3]指出脉冲频率是影响脉冲射流性能的主要因素之一,因此,鉴于脉冲频率对液-气射流泵性能的影响,有待进一步扩大频率范围的研究。
3.2 射流泵各部件能量损失的试验结果及分析
(1)图10是脉冲和恒定液-气射流泵,在不同的面积比m下,喉管进口段和喉管段的混合损失压力比hf1与流量比q的曲线。由图可以看出:在同一面积比m下,脉冲液-气射流泵和恒定液-气射流泵的hf1均随着流量比q的增加而逐渐减小。曲线基本上呈抛物线形状,且随着面积比m的减小,hf1曲线也在降低。
(2)图11-14分别为脉冲和恒定液-气射流泵的喉管沿程损失压力比hf2、扩散管损失压力比hf3、喉管入口损失压力比hf4和喉管进口段沿程损失压力比hf5与流量比q的关系曲线。由图可以看出:它们是一系列递增的曲线。脉冲液-气射流泵和恒定液-气射流泵的损失压力比hf2、hf3、hf4、hf5随着流量比q的增加而增大,随着面积比m增大,其流量比与各部件损失压力比的曲线越是降低,并且趋于平缓。在同一流量比下,面积比越小,其损失压力比越大。
4 结 论
本文通过对恒定和脉冲液-气射流泵能量平衡的基本性能进行了试验研究,得到如下结论:
(1)在恒定与脉冲状态下液-气射流泵各过流部件的能量损失相差不大,这与文献[11]中脉冲液体射流泵混合能量损失hf1比恒定射流泵低是不同的。
(2)在相同的射流泵装置中,脉冲液-气射流泵的基本性能优于恒定液-气射流泵的基本性能,即脉冲液-气射流泵确实能提高射流泵的传质传能效率。
摘要：根据脉冲液-气射流泵主要流动部件的能量损失压力比,对其能量平衡进行试验,研究主要过流部件的能量转化与脉冲频率之间的关系;与恒定液体射流泵试验数据进行对比,证明脉冲频率、脉冲装置对脉冲液-气射流泵的主要流动部件的能量损失压力比有一定的影响,脉冲射流是提高射流泵传能及传质效率的有效途径。
关键词：脉冲液-气射流泵,能量平衡分析,时均性能,脉冲频率
参考文献
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转体桥不平衡重称重试验研究 第10篇
1 工程概况
某高速公路主桥桥跨布置为68m+68m预应力混凝土T形刚构,整幅转体施工,转体长度为62m+62m,桥宽28.5m,上部结构采用预应力混凝土单箱三室斜腹板箱梁。下部结构采用墩梁固结,主桥转体墩采用单箱双室矩形截面,下接转体平台,转体平台支撑在承台上,钻孔灌注桩基础,转盘结构采用环道与中心支承相结合的球铰转动体系。转体角度85.2°,转体重量14500t。
2 转体试验
2.1 平衡转体桥配重方法
为了保证转体安全,转体系统一般包含:
(1)施工安全稳定,包括转体前、转体过程中和转体后的安全;
(2)转体安全,能够顺利转动和保证转体过程中梁体的应力安全,一般采用三点支撑转动方法。
转体称重试验是桥梁转体施工过程中的重要环节,是桥梁安全顺利转体的理论根据。在转体前必须进行称重,得到T构的不平衡力矩、偏心距、摩阻力矩及摩擦系数,根据试验结果和工程经验对转体桥进行配重,最终达到桥梁顺利转体的目标。
称重试验的测试内容主要包括:
(1)通过拆除沙箱后结构撑脚的情况和千斤顶回落至零位移读数归零情况,判定转体梁平衡姿态;
(2)通过对承台实施顶力,逐渐增加到使球铰发生微小转动的瞬间,得到该瞬间的弯矩值,就可得转体梁的不平衡力矩、摩阻力矩、摩阻系数和纵向偏心距;
(3)根据T构两端是否都要上墩及墩上预留空间大小来确定转体方式:单独由球铰承重还是球铰和撑脚共同承重;
(4)由转体方式和不平衡力矩确定转体桥的配重方案。
2.2 称重试验原理
2.2.1 称重试验测试原理
称重试验通过球铰的竖向转动来测试不平衡力矩,这种方法对承台实施顶力,逐渐增加到使球铰发生微小转动的瞬间即刚体发生突变,受力明确,测得的数据比较准确。当主梁脱架完成后,此时梁体的平衡有两种形式:
(1)转体系统球铰提供的摩阻力矩(MZ)>转体系统自身不平衡力矩(MG)。此时,转体系统不平衡力矩由球铰产生的摩阻力矩抵消,梁体维持平衡状态,不会产生绕球铰的刚体位移。
(2)转体系统球铰提供的摩阻力矩(MZ)<转体系统自身不平衡力矩(MG)。此时,球铰产生的摩阻力矩不足以抵抗转体自身不平衡力矩,这时梁体会发生绕球铰的刚体转动,直到撑脚参与承重,即撑脚产生的抵抗力矩、球铰摩阻力矩共同抵抗转体不平衡力矩,维持转体系统的稳定。
2.2.2 试验步骤
(1)测点布置:通过计算用两台400 t千斤顶进行顶升试验,将千斤顶放置在梁体纵轴线的滑道上,在桥梁纵轴线中心处安装位移传感器来测量位移变化。
(2)给油使千斤顶处于初始顶压状态。
(3)两台千斤顶同步顶升,当位移出现突变时,即表明转体系统处于临界平衡状态。重复步骤(1)至步骤(3),每个T构进行2次顶升试验,由于球铰放置过久,第一次测得的摩阻系数比实际摩阻系数偏大,两次试验数据进行对比,数据相近时说明测量准确,采用第二次测试结构。
(4)整理试验数据,将压力、位移对应地在直角坐标系上绘出。
(5)通过曲线分析和计算,得到不平衡力矩、摩阻系数、偏心距等参数。
(6)根据不平衡力矩确定配重方案。
2.2.3 球铰摩擦系数的计算原理
转体桥在进行称重时,当位移计的位移发生突变时,球铰会在沿梁轴线的竖平面内发生微小转动。摩阻力矩为摩擦面每个微面积上的摩擦力对过球铰中心竖转法线的力矩之和(如图1)。
由图1可以得到:
其中,β∈[0,2π];
当α=π/6时,代入公式进行积分可以得到:
式中,N—转体系统重重量,单位:k N;
R—球铰球面半径,单位:m;
MZ—静摩阻力矩,单位:k N·m;
μ—球铰的摩阻系数;
MG—不平衡力矩,单位:k N·m。
通过理论计算以及以往的实际测试验证,采用用四氟乙烯片镶嵌在球铰下转盘上,采用黄油作为润滑材料的计算公式为:
(1)转动体球铰摩阻力矩大于转动体不平衡力矩时
假设桥梁重心偏向北侧,在南侧承台下部逐级加载(见图2),直到使球铰发生微小瞬间转动,记录下其临界顶力P1,得到平衡方程:
在北侧承台下部逐级加载(见图2),直到使球铰发生微小瞬间转动,记录下其临界顶力P2,得到平衡方程:
解方程(1)和(2),得到
(2)转动体球铰摩阻力矩小于转动体不平衡力矩时
假设桥梁重心偏向北侧,转体系统的北侧的撑脚会和滑道接触,因此只能在北侧承台下部逐级加载(见图3),直到使球铰发生微小瞬间转动,记录下其临界顶力P2,得到平衡方程:
当达到临界顶力P2后,逐步降低千斤顶顶力,直到使球铰发生微小瞬间转动,记录下顶力值P'2,平衡方程为:
解方程(3)和方程(4),得到
2.3 称重设备及测点布置
本次称重试验选择千斤顶放置上下转盘之间进行,根据估算结果,试验中需要两台400 t的千斤顶,位移的测量用位移计,把两台位移计放置在纵轴线的撑脚钢板上,南北侧各一个。
顶力布置见图4,千斤顶布置见图5。
2.4 试验设备
(1)400 t千斤顶三台及三台BLR-1型压力传感器,传感器量程500 k N,精度±1%,灵敏系数2.0,见图6。
(2)高灵敏度位移传感器:可以测试转体桥的撑脚位移。精度1/1000,测量准确,基本不受环境影响,见图7。
(3)DH-3818静态应变测试仪:可以准确快速采集位移值,见图8。
3 实验结果
3.1 试验结果
转体桥的荷载-位移测试结果列于图9和图10中,称重试验中,当千斤顶油压回零后,位移计的读数没有归零且撑脚处于悬空状态,因此可以断定转体桥的平衡姿态属于球铰摩阻力矩大于梁体的不平衡力矩,采用式(1)和式(2)计算,计算结果见表1。
3.2 配重方案
(1)重量平衡转体配重方案
平衡转体是指T构偏心距为零,重量全部由球铰本身承受,不需要借助撑脚的支撑,所有撑脚都不和滑道接触,由球铰自身维持平衡状态。此时,配重大小可按下式来计算:
所需配重=转体总重量×偏心距/配重距离球铰中心的距离
该方案由于只是由球铰单独承重,T构转体启动时所需牵引力相对较小,转动体近似作为单点支撑,在转体桥启动和转体过程中,由于瞬时启动的惯性力和风力的影响,转体桥会在竖平面内产生晃动,结构会有稳定和安全隐患。因此,若采取平衡配重方案,应在撑脚和滑道钢板间填塞一些四氟滑板,使空隙在5 mm左右,这样在风荷载作用下或列车通过时使梁体在稍有晃动时就能通过撑脚支撑在滑道上,形成三点支撑,并保证桥梁不会产生较大震动,减小惯性力。
(2)不平衡配重方案
不平衡转体配重是偏心距不为零,转体重量由球铰和撑脚共同支撑,在转体过程中梁体重心与球铰中心不重合,体系在转动过程中向一侧倾斜,使得转体梁形成球铰及撑脚三点竖向支承,这样转体桥在转动过程中就很稳定。根据工程经验,配重后新形成的偏心距在5cm≤e≤15cm范围内,若偏心距很小,如果在转体过程中风力较大,转体桥可能会产生晃动或者在纵向左右摇摆不定,产生较大震动而影响桥梁安全;如果偏心距较大,撑脚的承载力变大,相应的摩擦力也增大,增加了转体启动时所需的牵引力,该桥配重采用不平衡配重方案,即产生一定偏心距。
需要配重重量及重心偏移可按式(5)、式(6)计算:
配重后体系新的重心偏移量为:
按照不平衡转体的思想,按e'=5~15 cm考虑,计算可得在南侧52m处配18t配重材料,最后偏心距偏向南侧9cm。
3.3 牵引力计算
通过对转动牵引力的计算,可以避免启动惯性失控造成桥梁不安全因素和转体角度产生误差等问题,因此计算牵引力是必须的。
如图11所示,假定球铰面为平面,球铰的平面半径为R;球铰上的转体桥重量为N,静摩阻系数为μ,牵引体系索的力偶臂为D,且假设桥梁重量均匀分布在球面上,则使球铰发生转动的力矩可用下式:
即:
又,球铰摩擦引起的牵引力为T1,所以:
转体体系由于存在偏心,撑脚和滑道接触,撑脚和滑道之间在转动时会有摩擦力,摩擦系数取值0.1,T构的各项参数如下:
球铰平面半径r=1.9m,转体总重量N=14500t;
转盘直径D=11m,e=9cm,μ=0.018
牵引力=2NμR/3D=14500×0.018×2×1.9/3×11=30t
撑脚摩阻力F=14500×0.09×0.1/5=26.1t,总牵引力为56.1t。
4 结论
(1)T形刚构经过不平衡称重测试得到:转体桥纵向球铰摩阻力矩20287k N·m,摩阻系数为0.018;桥梁最后不平衡力矩13050k N·m,偏心距为0.09m;偏向南侧,转动牵引力为56.1t。
(2)转体桥在转体过程均保持稳定的倾斜姿势,即梁轴线一侧的撑脚通过四氟板和滑道接触,然后和球铰形成两点竖向支撑,全程约50min完成,证明了配重方案设计和牵引力计算的可行性。
参考文献
[1]鲁建生,杨永宏,刘继龙.保阜高速公路跨京广铁路转体桥称重试验研究[J].铁道建筑技术,2009(5):106-109.
[2]王海如,张丽.悬浇转体桥梁不平衡称重试验研究[J].市政技术,2010(S2):152-155.
[3]梁锦华.转体桥转体结构平衡配重设计[J].广东水利水电,2004(10):10-11.
[4]王继红.弯斜T构桥梁双幅同步水平转体施工技术[J].国防交通工程与技术,2005(2):56-60.
平衡试验范文
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