压力高原因

压力高原因（精选十篇）

压力高原因 篇1

关键词：水平井,红河油田,可钻桥塞,射孔,分段压裂

红河油田长8油藏属于低孔、特低渗砂岩储层, 天然裂缝发育。前期采用管外封隔器分段压裂工艺取得了较好效果, 然而储层二次改造和能量补充面临难题, 因此开展了固井完井条件下的可钻桥塞分段压裂工艺试验。

1 前期压裂施工概况

截至2 0 1 3年1 0月, 红河油田采用可钻桥塞压裂工艺施工12口井82段, 成功率98.3%。其中11口井采用了酸处理 (表1) , 占91.7%, 酸处理后放弃1段。

2 原因分析探讨

高破裂压力原因包括地质和工程因素, 地质因素主要从自然伽马、泥质含量、声波时差和渗透率等四个方面进行分析, 工程因素主要对射孔方面进行分析。

2.1 地质因素

以HH36P99为例, 通过统计可以看出 (表2) , 该井第1、4段测井解释物性最差, 渗透率小于0.1m D, 且第4段泥质含量最高达17.6%。

可以看出:声波时差和渗透率越大破裂压力越低。储层物性好坏对起裂压力有较大的影响, 因此建议在物性好的位置进行射孔。

2.2 工程因素

在井口和管柱已定的情况下, 射孔是影响裂缝起裂关键因素, 主要包括射孔参数、射孔枪参数、炮弹碎屑、射孔枪居中和孔眼贡献等。炮弹碎屑、射孔枪居中和射孔孔眼贡献方面优化难度比较大。因此主要分析射孔参数和射孔枪参数。

2.2.1 射孔参数

研究发现, 若选取螺旋射孔, 则各个射孔与最大主应力夹角不同, 所得破裂压力不仅与射孔密度有关, 还与每个射孔方位有关。

由图2可以看出, 在17孔/m以后, 破裂压力随射孔密度增加而减小。目前可钻桥塞压裂工艺射孔密度为20孔/m, 可满足现场需要。

由图3可以看出, 射孔夹角大于40°以后压力急剧增加, 是突变区间。目前可钻桥塞压裂工艺射孔方位角为60°, 与最大主应力方向夹角小于40°, 满足现场需要。

2.2.2 射孔枪型、弹型

射孔采用的弹型为深穿透弹, 102弹型施工34段, 酸处理14段, 占41.2%, 89弹型施工47段, 酸处理11段, 占23.4%。可以看出, 89弹型现场施工效果更好。

3现场试验

2013年10月至12月, 可钻桥塞分段压裂工艺在红河油田施工13口井123段, 成功率100%。酸处理井数降至7口, 比例降至53.8%。

4结论

通过以上分析及现场试验得出以下结论:

(1) 射孔位置选择在物性好的地方。

(2) 采用89超二代弹射孔可以减少酸处理段数, 降本减费。

(3) 优化后部分井仍然要注酸才能正常施工, 建议开展定向射孔研究。

参考文献

[1]唐梅荣, 马兵, 刘顺, 王广涛, 王蓓, 窦金明.电缆传输定向射孔技术试验[J].石油钻采工艺, 2012, 1:122-124

压力高原因 篇2

来源： 作者：刘彩锋

吕富强 [日期：2012-05-14] [字体：大 中 小] 兖州煤业榆林能化有限责任公司为了实现60万t/a甲醇项目中酸性气处理合格，尾气达标排放，采用了荷兰荷丰公司的超级克劳斯硫磺回收技术。在装置运行过程中一度出现压力高的问题，给尾气达标排放带来诸多困难，且严重影响了硫回收装置的长周期运转。为了维持正常的生产，不得不把送至硫回收装置的酸性气部分送至火炬焚烧后放空，既减少了对硫磺的回收，又造成了环境污染。此外，前系统双炉运行，低温甲醇洗装置送至硫回收的酸性气平均浓度为24.43%，硫回收酸性气主管道流量为1071 m3/h，分流管道流量为379 m3/h，低压氧气流量为302 m3/h，此时装置为超级克劳斯模式运行时系统压力PI17101/02/03为0.065 MPa左右（设计压力为0.06 MPa时报警，0.075 MPa时装置联锁跳车）。若酸性气浓度继续提高或送至硫回收装置的酸性气量增加时，系统在超级克劳斯模式运行时，压力将继续上涨至不能满足装置长期运行。为此，进行了原因分析和整改。

1.来自低温甲醇洗装置的酸性气夹带甲醇多，且我公司曾停用新鲜水约半年，未对酸性气进行洗涤，使酸性气中夹带的碳氢化合物在燃烧过程中形成了大量烟灰，随着酸性气的后移烟灰沉积在瓷球及催化剂上，堵塞了瓷球或催化剂间隙，进而加大了系统阻力，导致系统压力不断升高。

2.硫回收切气后由于主燃烧内空气与燃料气亚当量燃烧时间偏短，空气过量较快，导致废热锅炉后除沫器烧毁，且停车后超级克劳斯仍有大量空气进入，超级硫冷凝器和液硫捕集器、除沫器极易烧毁，烧毁的除沫器和附着的硫磺形成的黑色板结固体是导致系统压力升高的又一原因。

3.系统运行期间硫磺与FeS等腐蚀产物、耐火材料及催化剂碎屑混合时，会产生难以清除的灰色硫磺（混凝土硫磺）堵塞液硫管线，一般位于硫冷凝器与夹套旋塞阀之间的管线及旋塞阀后十字头处，导致系统压力升高。

4.我公司硫回收装置在设计时将0.7 MPa蒸汽凝液和1.3 MPa蒸汽凝液汇集于1根外送管线，造成冲突；且液硫封及液硫池等深U型伴热与普通管线伴热送至同一凝液站进行疏水，导致液硫封及液硫池伴热蒸汽进口和凝液出口压差减小，凝液排放不畅，易使液硫凝固。另外，疏水阀选型不合适（原选择自由浮球式），造成频繁开停车时液击击坏浮球，冬季停车后的冰冻挤坏浮球，丧失疏水能力，导致液硫凝固，系统压力升高。

通过对超级克劳斯硫回收装置系统压力高的原因分析后，2011年4月上旬进行了停车检修，并采取了相应的整改措施。

1.系统停车后打开一级反应器人孔，发现瓷球上附着一层黑灰。根据实际情况更换了约10 mm高度瓷球，且就酸性气夹带甲醇问题对低温甲醇洗装置中酸性气分离器进行除沫器检查、加固及系统操作指标优化，减少酸性气对甲醇的夹带。同时，投用洗涤酸性气的新鲜水，加大洗涤力度，减少因碳氢化合物燃烧形成的烟灰。

2.硫回收装置切气后延长主燃烧内空气与燃料气亚当量燃烧时间，观察尾气二氧化硫分析仪，数值降低后再缓慢过氧。同时规定系统切气后，停止往超级克劳斯装置中通空气，因为空气中的氧气非常容易和除沫器中聚集的硫磺发生燃烧反应（依据观察，超过150 ℃，空气和硫磺反应就逐渐剧烈）。为此，我们已经换过2次超级硫冷凝器除沫器和2次液硫捕集器除沫器，先是烧板结，影响系统阻力，后来就直接烧透。

3.针对混凝土硫磺的形成，加大吹扫氮气量，尽可能吹除系统内FeS等腐蚀产物、耐火材料及催化剂碎屑等混合，并且在装置停车后拆除硫冷凝器后夹套旋塞阀及十字头，清理液硫管道和十字头内的混凝土硫磺，以延长装置后续运行时间。

4.车间就蒸汽凝液冲突、排放不畅的现象，采用就地排放、分等级排放等方法减小凝液汇集后总管的压力，使各等级凝液能顺利排出。增加深U型伴热管线进口蒸汽和出口凝液间压差，采取深U型伴热单独排放的方法，减少液硫封及液硫池等深U型液硫管道内硫磺的凝固频次。另外，在停车期间将部分低点安装的自由浮球式疏水阀更换为钟形浮子式，提高了疏水阀的使用效率，解决了因疏水阀损坏导致液硫凝固的问题。

高成本压力VS.薪酬体系的创新 篇3

主持人：严明花 原三星集团人力资源总监

嘉 宾：毕 波 原创维集团人力资源总监 /陈东军 SK中国人力资源总监 

    张 勇 爱普生人力资源总监 /李海燕 原国美控股管理中心人力资源总监

该如何看待高成本

主持人：今天的话题是高成本压力下如何创新薪酬体系。各位嘉宾先谈谈对“成本压力”的理解吧。

陈东军：回答这个问题之前，我想请大家考虑三个问题。第一，假设在公司发展战略是正确的前提下，公司的薪酬体系合理吗？第二，公司是否只通过有形经济的形式，比如：加工资，来吸引和保留员工？第三，除了工资、福利、奖金、培训之外，公司还给员工其他的东西了吗？

其实，现在的薪酬体系是无形的薪酬结构和有形薪酬结构构成的。成本也一样。员工在公司成长，增加了无形的价值，但同时公司给大家提供施展机会，也付出了无形的成本。所以人力资源要综合考量薪酬体系成本的构成，做好薪酬设计。

毕 波：目前企业遇到的薪酬成本问题有以下几点，第一，人工工资的上涨，这是显性成本。

第二，为了更好解决人力资源成本问题，人力资源工作受到空前的重视，这就意味着人力资源运作成本也在上升。

第三，就是人力资源的隐性成本，比如说高层员工的流动等。流动必然带来薪酬涨幅的增加。不合格的新高管还会带给公司更大的损失。

张 勇：爱普生是制造型企业，最近我们在统计每个城市最新的最低工资，这是对制造业最大的压力点。但人力资源工作者应该从CEO的角度看成本问题，也就是成本增加了，但回报也要增加。比如：人工成本增加了1%，但利润增加了2%，言外之意你还多赚钱了。

李海燕：对这个话题，我个人认为有这么几点可以分享：第一，薪酬压力到底在谁那儿？我个人认为不在人力资源部。因为不是HR部要提升人工成本，而是业务部门。业务部门的人力成本要增加，但你挣出这个钱了吗？所以，HR在做考核指标时也要考核业务部门的人工成本费用比，以及人工成本毛利率比。

第二，成本上涨是必然的，因此HR要告诉老板：不要太关注业务部门的达成率，而是关注达成额。比如：纯利润率从以往5%降到今年4%，但去年挣了3000万，今年能挣3500万，这对老板来讲其实更有价值。

第三，很重要的一点是管理员工的预期。涨工资对一个员工的激励能持续多长时间？不超过15天。预期低的时候，薪酬的刺激会让员工感觉很舒适；但如果预期高的话，无论怎么增加，他都不会满意。

第四，以高薪为条件的挖角行为，是造成人工成本上涨的重要原因。这是HR们自己造成的。

薪酬设计如何创新

主持人：在这种情况之下，薪酬设计该怎么做呢？

陈东军：我说点儿自己的经验。用制造业举例：第一，我们会把所有工人的工种分开，不同工种有级别，从几百个工人中选出20%的人着重培养多工种、高技能。这些高等级技工的待遇要比普通工人高得多。这样一来，这批人就很稳定。其他员工可能会不满意，但他们走对我不会产生多大冲击。

第二，我们跟技工学校签合同，他们的学生可以到我这里来实习，这就对流失员工有了很好的补充。那20%的员工还可以把经验、技术传授给新来的员工。

第三，我们每年都有绩效奖金，在春节前发放。这一段时间辞职人比较少。过了春节之后会有一个离职高峰，那公司会在春节后给他另外一个期望，就是员工出游的计划。依次类推，年节总有些奖励、活动，这对保留普通级别的员工非常有效。

第四，教育员工如何“计算”薪酬，也就是在工资福利之外，公司的其他投入。以及帮他们分析变动职业规划的风险，帮他们计算离职的成本。

毕 波：还有一个重要的思路是：如果我们用的人更少，在职的员工工资就可以涨上去了，但总体成本能得到控制。这就要求我们把生产率提高上来。

生产率怎么提高？举个例子，我在亦庄开发区参观两间工厂，一个是日本企业SMC，主要生产气缸缸体，人比较多；另一个企业是可口可乐在亦庄的罐装厂。这个易拉罐生产车间是全自动的，只有两个员工在旁边聊天，我问他们俩在干什么？他们说，生产线出现异常会自动停下来，他们会把异常处理一下。

我请教一个专家，他说：SMC代表制造业是把人当机器用，可口可乐是把机器当人用。换句话说当我们面临人工成本上涨时，你得想点儿别的办法。

张 勇：非常明确的一点是：薪酬本身并不一定能提高生产率，生产率的提高是通过其他因素的设计来达到的。比如说，工作环境、福利等等，都应该计入“成本”，也应该想办法去“创新”。另外，企业一定要做薪酬调查，否则薪酬设计就没有依据。很难做到内外的平衡和公平。

再讲一点，说到制造业，现在线上工人都是十八九岁。大家了解90后吗？知道他们为什么离开？曾经有个高中毕业的小孩儿跟我说：我就是来旅游的，找个工作挣点钱，玩够了，我就走了。

对于这种工作生命周期很短的员工，我们该怎么设计薪酬？我假设他干一年，深圳最低工资是1500，我给1800，三个月以后干得好我立刻涨200。而一般公司要一年以后才涨工资。

也就是说，如果这个员工的生命周期只有一年，你的调薪周期就应该是两到三个月，半个月就给他发奖金。这种方法对延长他的生命周期很有效。也不会因为旁边一家工厂多给他50，他就跳槽走了。

李海燕：我还是强调预期管理的重要性。大家都知道国美老板黄光裕出事了，2010年的时候整个公司的现金流非常不好。我们很多高管的薪水结构是：一部分固定，一部分绩效，半年兑现一次绩效。当时我跟高管沟通，公司出了这么大的问题，把固定工资发给大家已经非常不容易，业绩不好不是在座各位的原因，更多是因为公司出现危机。我们对这个事情要能够理解。但还有一部分高管我没有谈，不是因为我不想谈，是因为我没有时间谈了。

然后发半年绩效时，就出现两种截然相反的反应：我谈过的这些人，有的甚至说绩效奖金我不要了，先保证公司正常运营；没谈过的人，他们的回复是公司业绩好与坏跟我没有关系，当时谈的年薪应该都给我。可见，降低员工期望是多么重要！

（本文根据会议现场速记整理，未经论坛嘉宾审阅）

压力高原因 篇4

某4×300MW火力发电厂,为国产引进型汽轮机,型号为:N300-16.7/537/537,属亚临界中间再热两缸两排汽凝汽式汽轮机,高中压部分采用典型的合缸布置,高中压缸进汽布置在高中压缸中部。设计额定工况时三段抽汽压力为1.66MPa,最高不允许超过1.86MPa。设计额定工况主蒸汽量为899.6t/h时三段抽汽量为46.32t/h,四段抽汽量为24.25t/h。一段抽汽供#1高加加热,二段抽汽供#2高加加热,三段抽汽供#3高加加热,四段抽汽供除氧器加热,除氧器设计温度174.4℃。一、二抽汽取至高压缸,三、四段抽汽取至中压缸。具体布置见图一汽缸示意图。该机组额定功率300MW,最大连续功率320MW。

(1)为设计额定工况参数

300M机组当前仍是大部分地区的主力发电机组,承担着主要的发电任务。由于受各种因素的影响,目前我国总体供电比较紧张,尤其是季节性用电紧张局面仍然突出。所以在枯水期,要确保有条件的火力发电机组尽量多发电。这样一是可以减轻电网用电紧张局面,同时也可为发电企业自身增加效益。

2 存在的问题

该300MW机组在运行中出现三段抽汽压力均高于设计值,由于机组的效率未能达到设计效率,致使其进汽量比设计值高很多。众所周知,汽轮机各监视段压力随负荷的增加而增大。所以负荷在305MW以上时三段抽汽压力就会超过1.86MPa的高限,但其余各监视参数都在正常范围内。尤其是在夏天和秋天环境温度较高时这种情况较为突出。为了保证机组安全,机组被迫降低负荷运行。一般负荷只能维持在300MW-305MW之间,否则三段抽汽压力就会超限。在枯水期用电紧张时,对有条件发电的火力发电厂不能多发电,这无论对电网还是发电企业本身都不利。

3 原因

3.1 耗汽量大

根据菲留格尔公式,汽轮机每级蒸汽流量G与级前蒸汽压力p的关系:G1/p1=G2/p2,其中G1、p1为前一级蒸汽流量和压力,G2、p2为后—级蒸汽流量和压力。汽轮机的耗汽量增加就会导致各级的蒸汽流量均增加,也会使监视段压力相应升高。

3.2 高中压缸轴封漏汽大

通过对机组作性能试验,发现高中压间轴封漏汽量过大,也是造成机组效率低的重要原因。高、中压合缸处的轴封漏汽量占再热蒸汽流量的份额为4.33%,是设计值(1.08%)的4.18倍。高中压合缸处的轴封漏汽量增加,导致中压缸总进汽量增加。由菲留格尔公式可知,中压缸各级压力上升,三段抽汽压力也升高。漏汽增加还直接导致再热器后的压力均升高。

3.3 三段抽汽量减少

三段抽汽压力高是否还有其它原因呢?通过对各级抽汽量进行计算,发现三段抽汽量比设计值低,汽轮机总进汽量增加,但抽汽流量反而减少,那么三段抽汽后的蒸汽流量肯定增加。由菲留格尔公式可以知,三段抽汽压力高必然升高。表一是几个工况下三、四段抽汽流量及三、四段抽汽量与主蒸汽的百分比d3、d4的统计表。

4 原因分析

从以上分析可知,导致三段抽汽压力高的原因为机组效率低,高中压合缸处轴封漏汽量偏大,以及三段抽汽量偏小。前两个问题不好解决,处理时间长,费用高,而且处理后效果并不明显,尤其是机组运行一段时间后,设备又回到原来的情况。所以只能从三段抽汽量来考虑,通过计算发现四段抽汽量比设计值偏大。根据菲留格尔公式,汽轮机各级抽汽量与汽轮机总进汽量的百分比是一定的,因此可以通过这个百分比来判断在变工况时各级抽汽量的大小。从表一可以看出三段抽汽设计百分比为5.1%,而实际要小0.5%左右。但四段抽汽所占主蒸汽的百分比比设计值高0.5%左右。

从汽缸示意图可以看出,四段抽汽供除氧器加热,三段抽汽供#3高加,而除氧器的给水出来后正好进入#3高加。然后进入#2高加,最后经#1高加加热后作为锅炉给水。通过在对机组各参数进行比较后发现,运行中除氧器温度一般均在177℃左右,比设计值高3℃左右。从表一可知,四段抽汽流量比设计值大0.5%左右,致使除氧器温度比设计高。也即#3高加入口给水温度升高,在抽汽温度一定的情况下,三段抽汽量必然减少。表二中调整前除氧器温度为177.7℃,比设计温度高3.3℃。也就是说四段抽汽流量增加,直接导致三段抽汽流量减少。由菲留格尔公式可知,三段抽汽流量减少后,三段抽汽的压力必然升高,这就是导致三段抽汽压力偏高的重要原因之一。

5 解决问题

机组要维持高负荷,并保证机组安全运行,就要解决三段抽汽压力高的问题。从前面的分析看出,四段抽汽量增加,使三段抽汽量减少,使三段抽汽压力升高。那么反过来也可以利用这一点来解决问题,即减少四段抽汽量,降低除氧器温度,就可以增加三段抽汽量,从而达到降低三段抽汽压力的目的。表二就是调整前后的参数比较,从表二可以看出调整后三段抽汽压力下降,低于最高允许值1.86MPa。同时#1高加出口温度基本维持不变,而通过长时间观察除氧器溶解氧并没有升高,完全在合格范围内。通过试验除氧器温度可以维持在170℃以下,对除氧器溶解氧和#1高加出口温度均没有影响,而三段抽汽压力可以降至1.8MPa以下。这就是说调整后对锅炉给水没有影响,对机组运行没有任何不利影响。这样机组可以维持315MW以上的负荷运行时而保证三段抽汽压力仍低于抽汽最高限制值1.86MPa,使机组在相同情况下可增发10MW左右负荷。

6 结束语

由以上分析可知尽管运行中由于多种原因造成三段抽汽压力偏高,这些问题不一定全部都能解决。但我们可以通过解决一些问题而达到对相关参数进行控制的目的,只要相关参数不超过限制值,在允许范围内,对设备运行没有影响,那么设备就可以在这样的方式下维持运行。若四台机组均增发10MW的负荷,其增加的发电量所产生的效益对电厂来说一天至少也是几万元的利润,同时其增发的电量还可以对电网用电紧张起到缓解作用。尤其是消缺要受时间和资金的限制,而且消缺后的效果也不能完全保证,所以这样的调整就显得更方便、经济、可行。

参考文献

[1]靳智平,等.电厂汽轮机原理及系统.北京:中国电力出版社.2004

压力高原因 篇5

应届毕业生调查：学历越高求职压力越大

开学过后，应届毕业生进入了完成毕业论文和求职的冲刺阶段。面对双重任务，还未找到称心如意工作的毕业生压力究竟有多大？最新揭晓的“麦可思2013届应届大学毕业生流向跟踪调查”显示，学历越高的毕业生，他们的求职就业压力越大。

学历不同 压力有别

此项挂网调查从今年元旦开始至3月5日结束，共收到有效答卷18920份。在未签约毕业生中，硕士生认为目前求职压力大的比例(占70%)最高，其次为本科生(占67%)、高职高专生(占66%)。硕士毕业生求职压力较大，可能与他们对职业吻合度的要求更高有关。调查表明，不同专业的应届毕业生求职压力呈现出差异。其中硕士生中的法学(占79%)、农学(占77%)和文学(占77%)专业毕业生认为目前求职压力大的比例较高，本科生中的理学(占72%)、法学(占71%)和教育学(占71%)专业毕业生求职压力较高，高职高专生中的医药卫生大类(占74%)、生化与药品大类(占71%)专业毕业生求职压力较高。

实习环节 需要增加

调查还显示，有无实习经历或工作经验，会对毕业生的求职产生积极的影响。在认为目前求职压力大的硕士毕业生中，无工作经历的占70%，有工作经历的占68%；在求职压力大的本科毕业生中，无实习经历的占70%，有实习经历的占66%；在求职压力大的高职高专毕业生中，无实习经历的占71%，有实习经历的占62%。

说到大学里的实习教学，麦可思在最近的调查中也发现，竟有46%的本科毕业生表示，缺乏足够的教学实习环节是他们认为当下本科教育最需要改进的地方。而被他们列为“实习和实践环节不够”的10个专业分别是：审计学、财政学、动物医学、会计学、财务管理、应用心理学、工程管理、日语、人力资源管理、统计学。此外，被调查毕业生认为“课程内容不实用或陈旧”的10个专业分别是：教育技术学、公共事业管理、思想政治教育、信息与计算科学、电子商务、教育学、服装设计与工程、旅游管理、应用物理学、信息管理与信息系统。

就业地点 扎堆三地

压力高原因 篇6

新政的实施，让很多想要两个孩子的单独家庭看到了希望。然而，在计划孕育第二个孩子的时候，不仅要考虑家庭结构、婚姻关系、抚养能力、孩子性别、照看、住房、教育等问题，一半以上的家庭还会面临再生育的健康、安全、生育能力等问题。为此，本刊特邀专家进行详细分析，希望可以对有二孩生育意愿的家庭起到指导作用。

支持专家/杨雄 石一复 陈焱 孙晓溪 李祥云

专家介绍

杨雄 上海社会科学院社会学研究所所长、社会调查中心主任，研究员。上海市儿童发展研究中心主任，上海市家庭教育研究中心主任。中国社会学会理事，中国青少年研究会常务理事，上海社会心理学会副会长。

研究方向：青年社会学、社会调查与决策咨询研究、社会思潮与青年文化、独生子女与代际关系、青少年性教育、家庭教育。

石一复 浙江大学医学院附属妇产科医院主任医师，教授，博士生导师，曾任院长及浙江大学医学院妇产科学研究所所长。我国著名妇产科专家学者，先后获部省级和厅级科技成果奖50余项，2012年获首届“中国妇产科医师奖”。

医疗专长：擅长妇科肿瘤、妇科疑难杂症、不孕不育等的诊治。

专家门诊：周一上午

陈焱 上海交通大学医学院附属国际和平妇幼保健院产科常务副主任，主任医师，产前诊断中心副主任。上海市医学会妇产科专科分会委员，上海市医学会行为医学专科分会委员，上海市医疗事故技术鉴定专家库成员。

医疗专长：擅长产科危重症急救、优生咨询、产前诊断、孕期心理保健、高危妊娠诊治。

专家门诊：周一上午，周四上午（特需），周三上午（VIP）

孙晓溪 复旦大学附属妇产科医院主任医师，博士研究生导师，上海集爱遗传与不育诊疗中心常务副院长，上海市女性内分泌相关疾病重点实验室副主任。上海市医学会生殖医学专科分会副主任委员。

医疗专长：擅长生殖内分泌疾病、不孕症的诊治，以及辅助生育技术。

专家门诊：周三上午

李祥云 上海中医药大学附属龙华医院妇科教授，主任医师，博士生导师。上海市中医妇科学会顾问。

医疗专长：擅长女性症尤其是输卵管性不孕的中西医结合治疗，对子宫内膜异位症、慢性盆腔炎、更年期综合征等各种妇科疑难杂症以及性功能障碍等均有独到见解。

专家门诊：周三全天专科门诊，周五上午特需门诊（均需预约）

高填方暗道土压力分布规律数值分析 篇7

关键词：高填方,土压力,数值分析

0前言

涵洞、涵管等地下结构物, 多用作水利水电工程泄洪洞、公路铁路涵洞等。对于高填方暗道, 其结构尺寸及刚度都显著增大, 且周围覆盖深厚岩土体, 在巨大土压力荷载作用下, 设计中如何估算结构物周边土压力, 这在暗道结构设计中是一个非常重要的问题。对于土压力的分布, 众多学者进行了研究, 前苏联克列恩[1]教授于1946年提出坝下泄洪洞的土压力计算方法, 并著有《地下管计算》一书, 在高填土涵洞的土压力计算方面, 提出了很多值得借鉴的理论观点;孙长生[2]针对我国黄土地区大量冲沟下深埋结构物, 经过大量实地调查指出, 涵洞上方的新填土和隧道地层中的土体存在很大的差别;顾安全和赵玉琼[3,4,5]认为, 涵洞顶土压力随填土高度线性增长, 影响结构物顶部土压力分布的原因是, 土体刚度和结构物刚度的巨大差异, 导致结构顶部土体、内土柱与外土柱沉降差;冯居忠[6,7,8,9]根据现场材料实测, 采用回归分析计算了大型沟埋式管道的侧向土压力, 给出了相应的计算公式;娄奕红、王秉勇[10,11]对公路铁路有关填土荷载计算规范进行比对, 针对不同土质提出了各自的计算方法, 但目前对高填方土压力计算没有统一的计算理论, 鉴于此, 本文依托某实际工程, 采用有限元数值模拟, 分析高填方输煤暗道土压力的分布规律。

1 工程概况

该工程位于山西省北部朔州市, 处于山西、陕西、内蒙国家能源化工基地。地貌为典型的黄土高原沟壑地带, 冲沟发育。地质条件复杂, 覆盖土层依次为深厚冲填土、中等湿陷性黄土、粉质黏土、泥岩碎屑岩和砂岩。暗道所处位置原先地貌为一个冲沟, 开挖完成后, 暗道深度达近40 m, 下层地基土软弱, 且有地下水渗出。暗道西起产品煤槽仓, 东至西岸台地与铁路装车站栈桥, 整个结构物全长230 m, 自西向东1°33'41″, 设计断面为直墙半圆拱形, 净宽5 400 mm, 净高4 200 mm。暗道结构横断面宽7 100mm, 高7 650 mm, 北侧距离边坡6~8 m, 坡角45°~55°;南侧距离边坡6~8 m, 坡角45°~55°, 断面形式为宽胸腔对称沟埋式。现场回填采取震动碾压、分层多阶段完成, 最终回填到地面高度。输煤暗道断面尺寸图如图1。

2 数值模拟分析

根据实际工程, 建立有限元模型如图2所示, 地基处理深度为地下15.0 m, 该深度已经达强风化岩层, 所以建立有限元模型时, 选取结构基础下20 m为深度计算范围。数值分析时, 为了使单元划分不当对计算准确性的影响降到最低, 网格划分采用K-线面映射四边形网格。

填土材料参数分为两类, 从暗道地基面至暗道结构顶部的回填土为粘性黄土;从暗道结构顶部至地基以上30 m高为矿坑渣土和黄土混合形成的杂填土。由于回填料粒径大且级配不均匀, 为了尽可能反映现场实际情况, 回填土参数值选取时, 结构顶面以上回填土粘聚力c取5k Pa, 内摩擦角φ取较大值, 并且假设材料受剪切时不发生剪胀破坏, 所以材料剪胀角φf取为零。材料模拟参数取值如表1所示。

2.1 暗道顶竖向土压力分布规律

暗道顶土压力随填土高度变化情况如图3所示。

A、B、C、D断面是沿巷道纵轴线分布的四个不同位置横断面。从图3可看出暗道结构顶部中心处, 土压力随顶部填土高度增大而增大。土压力增长曲线基本为线性, 且顶部中心处竖向土压力大于土柱法计算结果, 即认为在暗道顶部土体一定范围内中存在应力集中。

经过进一步分析认为, 随着填土高度增加, 暗道顶部土体中没有出现“减荷拱”, 与顾安全的理论相符合。分析认为, 工程中暗道地基经过处理, 当回填高度较大时, 暗道沉降大于两侧土体存在沉降差。此时暗道相对于两侧土体, 有一定下移空间, 有“减荷拱”产生的可能。工程研究理论指出, 回填土中形成“卸荷拱”必须具备两个基本条件:首先必须具有较大的填土高度;其次在土体高压固结后, 顶部及结构周围填土与涵洞或涵管本身存在位移差。而本工程中, 回填土性质差异很大, 颗粒级配不均匀, 且暗道顶部回填土体未经压实, 密实度很差。加之覆土没有经过长时间高应力固结作用, 抗拉强度低。所以即使暗道与周围土体存在沉降差, 上覆土体亦不能自稳而发生破坏, 作用在结构顶部的荷载随填土增高基本呈线性增加, 没有形成“减荷拱”。且实测数据显示, 当填土高度达到顶部以上22.5 m时, 在随后的半个月时间内, 填土高度未变, 但作用在暗道中心处的土压力缓慢增大, 这进一步验证了对于新填未固结土, 暗道结构顶部不能形成“减荷拱”的结论。

2.2 暗道顶平面内土压力分布规律

暗道顶部平面内, 土压力分布不均匀, 在顶部平面以上一定高度内, 结构顶部范围内土压力明显大于结构外侧土压力, 并且在暗道顶部平面内这种现象随着填土高度增加而加剧。

(1) 暗道顶填土高度变化时, 顶部平面内土压力分布规律如图4所示。

从图4可看出, 在暗道顶平面内竖向土压力, 随着填土高度增加而增大。压力分布在暗道中心处最大, 向两侧递减, 到与沟槽边坡接触部位又略微增大。当填土高度增大, 这种现象加剧, 说明在暗道顶部存在应力集中现象, 且应力集中程度与填土高度相关。在与两侧边坡接触部位, 由于摩擦力的作用, 位移相对较小。

(2) 回填至顶部以上22.5 m高度后, 暗道顶部填土内不同高度处土压力分布规律如图5所示。

从图5可看出, 暗道顶部土压力分布向结构中心部位集中的现象, 从暗道表面向地表递减。在暗道顶部附近, 这种集中现象十分显著。在顶部以上13 m高度位置, 这种土压力分布不均现象很弱, 可将暗道顶部13 m高度平面假定为等沉面。

2.3 暗道侧土压力分布规律

暗道侧部竖向土压力与侧向土压力变化关系曲线如图6所示。

通过图6实测数据分析可知, 受暗道侧部沟槽边坡摩阻力影响, 暗道侧竖向土压力在地基面上2 m最大, 地面处最小, 分布呈“D”形。暗道侧部侧向土压力, 在距离地基面2 m左右数值最大, 地面最小。

数值模拟结果与测试结果类似, 分析认为造成这种差异的原因是, 回填土荷载在向下传递过程中, 受到边坡的摩阻力作用只有有限的土体荷载作用到了地基上。而在结构底部暗道基底沉降大于两侧, 在土体荷载下, 结构沉降大于两侧土体。由于结构面摩擦效应未及时传递到结构表面, 导致底部接近地基面处土压力最小。

从图7可以看出, 暗道侧部侧向土压力与竖向土压力比值总保持在0.47~0.55之间, 在地基面处最小, 向结构顶部增大。侧向土压力系数相比可列恩的经验系数和朗肯主动土压力系数偏大, 与静止土压力系数最接近。

3 结论

通过有限元对高填方输煤管道工程数值模拟, 研究了土压力分布规律, 笔者得出了3个结论:

1) 由于暗道结构与回填土间的刚度差异, 沉降发生后回填土内外土柱间的摩擦和拖拽力, 使暗道顶面以上土体位移, 两边大, 中间小;顶部土压力分布中间大, 两侧小。当回填到顶部以上13 m高度后, 这种分布不均现象消失, 即认为达到我们所说的“等沉面”。

2) 暗道顶填土高度较低时, 顶部中心处土压力集中系数呈增大趋势, 当填土高度较大时, 土压力集中系数开始减小, 最终趋向稳定。

3) 填土高度较大时, 暗道侧部水平向、竖向土压力随填土高度增加变化很小, 水平向土压力与竖向土压力比值保持在0.47~0.55之间, 与静止土压力系数接近。

参考文献

[1]克列恩.散粒体结构力学[M].陈万佳, 译.北京:中国铁道出版社, 1983.

[2]孙长生.黄土地区公路跨越深沟建筑物问题的探讨公路[J].岩土工程学报, 1983, 5 (12) :10-15.

[3]顾安全.上埋式管道及洞室垂直土压力的研究[J].岩土工程学报, 1981, 3 (1) :3-15.

[4]顾安全, 赵玉琼.关于“黄土地区公路跨越深沟建筑物问题的探讨”一文的讨论[J].岩土工程学报, 1983, 5 (12) :22-24.

[5]郭婷婷, 顾安全.减荷措施下涵洞土压力与填土变形数值计算[J].交通运输工程学报, 2010, 10 (5) :12-16.

[6]冯忠居, 顾安全.大型沟埋式管道侧向土压力的研究[J].西安公路学院学报, 1995, 15 (1) .

[7]冯忠居.大型沟埋式蛋型管道土压力的非线性有限元分析[J].西安公路交通大学学报, 1996, 16 (4) .

[8]冯忠居.路基中涵洞结构物受土压力作用机理分析[J].内蒙古公路与道输, 2000, 25 (1) .

[9]冯忠居, 张新占.涵洞土压力与填土沉降差关系分析[J].内蒙古公路与运输, 2002, 27 (1) .

[10]王秉勇.涵洞顶填土压力的讨论及计算[J].铁道工程学报, 2002, 19 (2) :50-54.

高压力油箱变压器的设计研究 篇8

通过一台高压力油箱式变压器的设计, 对该类结构进行了分析。提出了高压力油箱的设计方案。该项设计填补了国内空白, 打破了只有国外个别公司可以制造该类变压器的局面。

1 高压力油箱变压器介绍

一台220k V变压器, 由于该产品主变本体与散热器组分体布置, 最高油位距地面高度约为12m, 因此最高油位施加在油箱上的压力为:

即正常运行时变压器油箱需要承受105k Pa, 为保证变压器在压力情况下的安全运行, 一般情况下, 考虑在最高油位上再施加80k Pa的压力, 来进行变压器的油箱强度试验。所以该油箱正压强度试验所施加的压力值需为185k Pa.根据GB150.1~150.4-2001, 此类油箱已属于压力容器的范畴。

2 高压力油箱的设计

2.1 整体结构设计

常规220k V变压器油箱均采用斜屋顶钟罩式结构, 油箱变形一般出现在长箱壁中间, 竖加强筋结构被箱沿分开, 箱沿处成为薄弱点, 最大变形将出现在箱沿上部。在压力较大情况下, 该结构的可靠强度不易保证。

为得到有效高压力结构, 需要采用有限元分析软件对常规结构进行分析修改。目前通用的结构计算有限元分析软件主要包括ANSYS、MSC Nastran、NX Nastran及Abaqus等, 各个软件所用求解器不同, 计算原理也各有差异。在油箱的设计过程中, 设计中采用了ANSYS和NX Nastran对油箱模型进行分析计算, 以确保计算结果的可靠性。施加的约束与载荷也完全按照油箱强度试验时的工况, 约束加于油箱箱底槽钢上, 并且对其六个自由度进行完全约束。分别施加载荷于油箱的内外表面。

经过对模型的反复分析计算与多次修改, 确定高压力式油箱的整体需采用箱盖式结构。该结构可以有效避免加强筋被箱沿分开, 所以可采用外加通长的竖加强筋的结构, 通过对加强筋强度及数量的调整, 使油箱的最大变形出现在油箱侧面的箱壁中间, 并满足标准对变形量的要求。

有限元分析结果表明, 变形及应力均在许用范围内, 正压计算结果如图1 ANSYS正压变形及图2 AN-SYS最大应力所示。

从计算结果看出, 油箱内部施加300k Pa载荷, 外部为一个大气压时 (即油箱正压200k Pa计算时按照比试验值略大的压力进行, 以保证一定的裕度) , 其变形量最大值约为12mm, 位于短轴侧中部, 从应力云图上分析, 此处应力值远小于材料的屈服极限, 即未发生塑性变形。最大应力值为425MPa左右, 位于箱底加强板与箱底的连接处, 由于有尖角的存在造成的应力集中造成的, 但是此处变形量很小, 即便发生塑性变形, 也在试验允许的范围之内。因而从整体上来看, 计算结果显示油箱满足正压强度试验要求。

2.2 法兰处结构改进

由于高压力油箱失效往往是由于法兰处发生渗漏, 因此除着重考虑油箱的整体强度之外, 法兰的密封结构与焊接也是需要具体分析的。

通常情况下, 法兰结构处的渗漏是由于两个原因造成的: (1) 密封失效造成渗漏; (2) 法兰焊接造成沿面渗漏。传统的法兰结构如图3所示。

为了确保密封, 设计中对传统的法兰结构进行了改进。改进后的法兰结构如图4所示, 在上下两个法兰之间增加了2mm的压紧间隙, 这样就可以保证密封结构的有效性, 而且增加的加工量也比较小。

焊接过程中, 如果焊缝过于密集, 焊接应力会增大, 而且会发生较大的变形。因此, 与常规结构的法兰相比较, 改进后的法兰局部伸进箱盖。两道焊缝间距较大, 这样可以尽可能的减小焊接变形, 保证法兰密封面的平整性, 还可以有效避免沿面渗漏的发生 (该结构已获得国家专有技术) 。

2.3 开孔处结构改进

高压力油箱的设计者往往会尽量减少开孔, 但是对于不可避免的开孔处, 如人孔、管接头等。几何形状及尺寸的突变, 会导致开孔附近区域应力集中, 在箱壁上在成局部超高应力, 从而影响油箱的整体承载能力。由于本产品油箱内压比常规产品要大得多, 因而必须对开孔处采取补强措施, 防止这些区域产生材料的破坏, 导致油箱渗漏。常用的补强措施通常包括补强圈补强、接管补强、整锻件补强等, 其中补强圈补强结构简单, 对于变压器行业来说易于制造, 且补偿效果较好。补强结构如图5所示。

对于压力容器的设计, 采用补强措施后通常要对开孔部位作详细的应力分析和强度评定, 以确保其安全运行。由于开孔处的应力状况非常复杂, 如果用经验公式进行计算, 往往耗时耗力, 而且计算精度也较低, 因此在实际应用中, 通常会借助于有限元软件对补强处进行分析, 确保对开孔处的补强效果。在有限元应力分析过程中, 不仅仅希望获得开孔处的等效应力值, 更需获得最大应力点发生位置, 以便根据材料性能进行应力评定, 确定结构的安全性。根据强度设计准则, 应对油箱在极端使用情况下可能引起的失效进行分析。因而通过对其正压状态下开孔处的应力进行分析。对比图6补强圈补强前后人孔处应力分布图可以看到, 采用补强之后的开孔处应力大大减小, 在补强圈附近的应力比未开孔处还要小, 说明采用补强圈补强开孔处可以很好地改善此处的应力分布。这样就可以有效避免由于大变形导致焊缝拉裂, 造成油箱结构的破坏 (该结构已获得国家专有技术) 。

2.4 其它需要注意的问题

虽然已经对高压力油箱进行了多方面的分析与计算, 但是由于计算模型与实体存在一定的差异, 焊缝内的应力也与计算时的理想状态不同, 而且油箱的制造过程中不可避免要对材料进行拼焊。

由于焊接是金属局部加热过程。焊接时, 在焊接区附近产生不均匀温度场, 工件因温度升高而膨胀, 继而因冷却产生收缩。在焊接热循环过程中, 焊接区附近的母材产生塑性变形, 致使产生焊接应力及焊接变形。焊接应力和变形不但可引起缺陷, 在一定条件下还会影响结构强度、刚度和稳定性。

所以对于高压力油箱而言, 尽量减少拼接十分必要, 可以防止应力的改变与集中对油箱的结构造成影响。尤其对于油箱下部, 长期运行在高压力区域, 需尽量避免拼接及开孔。并通过有效的办法在焊接后尽量消除焊缝内的应力。

3 结论

通过对整体及细节的严谨的分析计算, 该产品一次通过油箱强度试验, 真空度133Pa, 正压力185k Pa, 实际变形量与计算值接近。产品的良好性能, 填补了国内空白。

摘要：通过对一台220k V变压器的高压力油箱的计算及分析, 详细介绍该类高压力油箱的整体结构及各部分细节的设计, 对比了高压力油箱与普通油箱的不同之处。使用有限元分析法对高压力油箱的设计结构进行了详细计算, 并通过强度试验, 证明了设计的有效性及合理性, 对今后该类型油箱的设计具有指导意义。

关键词：高压力油箱,整体结构,密封结构,补强结构

参考文献

[1]谢毓城.电力变压器手册[M].北京:机械工业出版社, 2003.

[2]王国璋.压力容器设计实用手册[M].北京:中国石化出版社, 2013.

[3]张波, 盛和太.ANSYS有限元数值分析原理与工程应用[M].北京:清华大学出版社, 2005.

压力高原因 篇9

本论文主要结合高填方涵洞顶垂直土压力的影响因素进行分析探讨, 以期从中找到切实的影响因素, 并就影响因素提出具体的压力控制管理措施, 并以此和广大同行分享。

1 涵洞顶垂直土压力的形成机理分析

1.1 上埋式涵洞垂直土压力概述

上埋式 (又称填埋式) 涵洞是指直接敷设在地面或浅沟中, 然后再在上面回填土的涵洞。由于涵洞的刚度一般不同于回填土体的刚度, 使得涵洞顶上填土与其两侧填土的沉降量不同, 产生一定的内外土柱位移差。

就内外土柱而言, 需要说明的是:不同填土高度时, 内外土柱所受压力不同, 压应变也不同。随着洞顶填土高度的增大, 内外土柱间的不均匀沉降将由于各自可压缩量的增加而在差值上逐渐减小, 在距洞顶某一高度处, 内外土柱间的沉陷差减小为零, 在此层面以上的土柱将均匀沉陷, 不存在摩擦力。理论上来说柔性涵洞在结构受力上比刚性涵洞要好一些, 但是它的变形有时可能不能满足工程要求。

1.2 沟埋式涵洞垂直土压力概述

关于沟埋式涵洞垂直土压力的研究, 最早是以谷仓压力理论为基础, 但是这些压力研究理论没有合理地反映出管道与两侧回填土之间的沉降差对土压力的影响, 也没有考虑沟槽形状的变化对土压力的影响问题, 因此仅适用于在地面上开挖直壁窄槽填土埋管的情况。

随着生产技术的不断发展, 埋设管道的地形条件越来越复杂, 大型工程机械的应用使地面上开挖的沟槽很难保证直壁窄槽的形状。在实际工程中, 经常会遇到在天然沟坡或地面上开挖的宽沟槽中填土埋管的情况。对此, 以往在工程设计中往往借助于现有的上埋式或沟埋式公式进行计算, 其结果必然偏大或偏小。

2 高填方涵洞顶垂直土压力影响因素研究

2.1 影响因素分析

洞形对土压力的影响:

1) 位移分析。不同形状涵洞洞顶同一水平面的填土均存在竖向位移, 总体是涵顶轴线处最小, 涵洞两侧壁处最大。模拟的地基近似为刚性, 涵洞刚度较填土刚度要大, 内外土柱间存在相对沉降差, 外土柱对内土柱产生向下的拖拽力, 且越靠近洞轴线, 拖拽力的作用越弱, 轴线处土体受力最小, 位移也最小。

2) 土压力分析。由位移分析知:箱涵涵顶平面土体沉降比圆涵和拱涵小, 内、外土柱沉降差在洞轴线处引起的洞顶附加土压力就小。对于方涵, 附加土压力先传递给内土柱两侧, 进而传递到洞顶, 使洞顶土压力呈中间较小、两端较大的锅底型分布。而对圆涵和拱涵, 涵洞顶部对土体顶托作用弱, 附加土压力直接传递给涵顶土体, 洞顶土压力呈中间较大, 两端较小的倒“U”字型分布, 其最大值出现在洞轴线处。内、外土柱的摩擦使得胸腔填土呈内侧小、外侧大的土压力分布。

3) 垂直土压力系数分析。涵洞形状不同, 涵顶土压力系数不同。对洞顶土体竖向位移的分析可知:圆涵涵顶的弧线形状使得顶部土体所受向上的顶托力比箱涵涵顶土体所受的力要小, 而洞顶土体高度相等, 它们所受土体重力接近, 涵洞两侧外土柱的竖向位移也接近, 这样圆涵涵顶内土柱的竖向位移要比箱涵涵顶内土柱的竖向位移大, 也就是说圆涵内外土柱间的平均位移差要比箱涵内外土柱间的位移差小, 外土柱给圆涵内土柱向下的摩擦力就比箱涵内土柱所受的摩擦力小, 圆涵涵顶的附加土压力就比箱涵小, 所以顶部垂直土压力系数就小;拱涵与箱涵涵顶形状相同, 受力相近, 土压力系数也较接近。

2.2 压力控制措施探讨

1) 中松侧实法。中松侧实法就是在涵顶填土过程中, 将涵洞两侧的填土碾压密实些, 而涵顶一定高度范围内填土则碾压得松散些, 使涵洞两侧填土变形模量大于涵顶填土变形模量, 减小涵顶内外土柱体之间的沉降差, 减弱涵顶的土压力集中, 从而达到减载的目的。

2) 采用柔性填料。采用柔性填料的减载方法是上一种减载方法的改进。由于柔性填料的压缩模量很小, 在涵顶铺设一层厚度10~50cm柔性填料, 该层柔性填料可以协调涵顶填土变形, 减小涵顶土层沉降差, 有效减轻涵顶的土压力集中现象。由于在涵顶铺设了柔性材料, 当涵顶填土达到一定高度后, 柔性材料会在填土荷载的作用下发生屈服, 产生较大的变形, 从而使涵顶内外土柱体之间的沉降差大大减小, 减轻涵顶的土压力集中现象, 达到涵顶垂直土压力减载的效果。

3) 加筋桥减载法。所谓“加筋桥减载”就是在涵顶上方一定宽度和高度范围内, 涵顶填土的压实度要小于两侧填土, 但为了避免该层松土引起的过量沉降, 在这层松土上方分层加筋并将筋材上方的填土压实, 加筋层数通过计算确定, 而加筋两端锚固在两侧密实土层中, 形成“加筋桥”。

加筋桥减载法通过内外土柱体接触面上的摩阻力作用使涵顶土压力集中系数减小;另外锚固于两侧土体的加筋桥也可以部分承担作用于涵顶上的垂直土压力, 并将这部分荷载转移到外土柱体上, 从而进一步减小涵洞洞身受到的土压力。该方法类似于中松外实法, 但在松散土体上铺设加筋材料可以控制涵顶土体的沉降, 避免路面结构遭到破坏。

3 结语

高填方涵洞的顶部土压力与很多因素有关, 本论文只是对其中一些主要的影响因素进行了分析探讨, 并据此提出了一些具体的控制涵洞顶部土压力和减荷措施, 对于广大工程施工设计人员在研讨控制高填方涵洞顶部土压力时是具有一定借鉴和指导意义的, 当然, 如何推导出能全面反映各种影响因素的涵顶土压力计算公式有待进一步研究, 这依赖于广大工程施工设计人员的共同努力。

参考文献

[1]郭婷婷.涵洞土压力与变形及其减荷措施的试验研究[D].陕西:西北农林科技大学, 2004.

压力高原因 篇10

对压力管道进行模态分析是研究压力管道振动特性的重要手段。DASP (data acquisition & signal processing) 测试系统是由东方所研发的集多通道信号采集和实时分析于一体的测试软件, 可用于噪声测试分析、模态分析、阻尼测试分析、振动及故障诊断分析等, 具有高度集成性、多功能性、操作便捷性和测量精度高等特点[8]。DASP测试系统流程图如图1所示。本文利用DASP测试系统现场采集实验数据信息, 对压力管道的振动特性开展原位测试试验, 分析了不同工况下压力管道的振动状态, 采用时域分析方法对压力管道结构振动的模态参数进行了辨识, 并用振型相关矩阵对其识别结果的可靠性进行了校验。

1 试验设备与方法

1.1 试验对象与试验工况选择

以甘肃省景泰川电力提灌工程一期二泵站的压力管道为试验对象, 压力管道布置如图2所示。由图2可见, 该泵站压力管道布置形式与很多大型泵站多机单管的布置形式相一致, 具有很强的代表性。在实地考察中了解到, 泵站4#压力管道在开、停机瞬间振动噪声和振幅较其他管道剧烈, 是极佳的实验对象。综合考虑以上因素, 本次试验选用4#压力管道作为试验对象展开研究。其布置与结构形式如图3所示。

基于试验现场考察时4#压力管道在开停机瞬间振动幅度较大的情况, 采用以下两种代表性工况作为试验工况, 进行数据采集, 以便全面客观地获得4#压力管道在正常工况下运行时的振动特性。数据采集工况如下:

(1) 工况一:4#泵机开机瞬间至平稳运行期间。

(2) 工况二:4#泵正常运行期间。

1.2 测试系统

模态分析试验过程中, 激励方法可分为设备激励和环境激励两种。类似于压力管道这类结构在进行模态时设备激励较为困难, 因此本次试验采用环境激励的方法, 即以天然脉动作为激励信号的单输入多输出方法。由于压力管道结构的固有频率较低, 则选用低频特性好的位移或速度传感器, 现选用891—2型水平速度传感器。该传感器设有加速度、中速度、大速度和小速度4档, 分别对应于1#~4#档位。综合考虑多项因素, 本次试验过程中采用2#档位。

1.3 测点布置

能否最大程度地获取结构实际的振动响应, 得到完整可靠的振型动画, 正确恰当地选择测点数目和测点位置至关重要。因此我们应事先估测所测结构的频率范围确定大概测点数目及所要获取的模态阶数[9]。综合考虑测点的选取、拾振器的布置和管道分布型式等多种因素, 试验选取管道6个位置进行振动测试, 包括管道的弯管处、焊接处、交接处及支墩处等测试敏感部位[10—13]。本次试验采用18个拾振器, 分别设编号1#~18#以方便区分, 并建立以x, y, z向的正交三维坐标系, 分别对应管道的轴向、径向和铅直向。各拾振器位置与拾振器如图3所示。实际操作中应使水平拾振器的几何轴线尽可能呈水平, 铅垂向拾振器的几何轴线与水平面尽可能呈垂直。

1.4 数据采集

首先进行采样前的示波工作。在调整好仪器的状态之后, 于采样程序参数设置表中输入各通道的工程单位和标定值。工程单位随传感器类型而定, 本测试采用891—2型拾振器, 因而设定工程单位为mm/s。标定值K的计算公式为

式 (1) 中KCH为INV传感器灵敏度。

由于管道振动测试的激励采用天然脉动信号, 故采用随机采样方式, 测试时间为3 min, 采样频率为204.8 Hz。在4#机组开启的瞬时开始采样, 经过180 s采样测试后, DASP软件系统能够准确检测到不同工况下代表性测点不同幅度的信号, 会自动处理数据, 生成波形图。

2 模态参数辨识分析

分别用时域分析法中的特征系统实现算法 (ERA) 和随机子空间算法 (SSI) 进行模拟分析, 并利用振型相关矩阵对两种算法的模拟结果进行校验, 以验证实验结果的可靠性。

2.1 模态拟合

2.1.1 参数的选择

模态分析是根据现场试验所获取的数据信号, 通过模态技术分析获取结构振动的频率及振型等参数, 判断结构的振动变化特征。其中模态拟合是模态分析的必经步骤。本次传感器类型设置为速度传感器;原点导纳位置 (激励点) 设为l;总测点数为18。

2.1.2 模态拟合

时域模态分析不需要采用像频域模态分析那样一系列复杂的定阶, 只需要进行拟合就可以。其中随机子空间法 (SSI) 和特征系统实现算法 (ERA) 本身就是两种模态拟合方法, 它只需要通过求脉冲响应函数或自由衰减函数即可进行模态的拟合与求解, 相对于频域模态分析既简便而且实用。工况一与工况二的两种算法的模态拟合稳定图如图4和图5所示。

2.2 振型编辑

本次试验采用质量归一法进行振型编辑。

模态稳定图计算结束后, 得出随机子空间法 (SSI) 和特征系统实现算法 (ERA) 下对应压力管道两种工况的前6阶固有频率、阻尼 (表1) 和振型 (图6、图7) 。

综合以上试验结果分析认为:两种工况下压力管道沿Z向 (铅垂向) 振幅都比较明显, 并沿X向 (轴向) 有轻微摆动 (扭振) ;正常运行情况下管道的阻尼与频率相对于开机瞬间更高, 振幅也更明显一些, 这也意味着管道在正常运行时安全度相对更低;相对于总管, 支管的振动更为剧烈, 安全隐患更高。上述分析结果与现场实际观测的运行情况相一致, 证明试验数据的科学性与准确性。

2.3 振型相关矩阵校验

对模态分析, 振型相关矩阵可以用来验证其振型的可靠性。

振型相关矩阵是对称矩阵的主对角线矩阵的主对角线元素为1的矩阵结构。矩阵的行数和列数代表两阶模态, 矩阵元素值表示:正交的两阶模态振型, 归一化处理后两阶模态的乘积标量, 越小的标量值, 表示更好的正交性[14]。理想的模态相关矩阵除了主对角元素, 其他元素的值很小。从图8校准的振型相关矩阵中可以看出经过分析所得出的模态振型还是比较可靠正确的。

注:图6与图7中坐标系与测点布置时所建坐标系一致。其中蓝色线体为原管道中心线, 红色线体为管道振动过程中心线偏离最大位移。

3 结语