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冷凝管范文第1篇

關鍵詞：蒸發(fā)式冷凝器；溝槽豎管；水膜熱阻；冷凝熱阻

中圖分類號：TB657 文獻標識碼：A 文章編號：0439-8114（2013）13-3171-04

常見的冷凝器按冷卻方式可分為三類：蒸發(fā)式冷凝器、風冷式冷凝器及水冷式冷凝器[1]。蒸發(fā)式冷凝器同其他形式的冷凝器相比，具有節(jié)能節(jié)水的顯著優(yōu)勢，其耗水量僅為水冷式的5%～10%，若用于冷庫制冷系統，節(jié)能可達11%～70%[2-6]，在美國、加拿大等發(fā)達國家已經得到了廣泛的應用。相關文獻曾對美國和加拿大的62家冷庫的制冷裝置進行了統計調查，調查結果顯示，蒸發(fā)式冷凝器的應用占了81%，遠超過了其他冷凝器所占份額的總和[7]。可見，對蒸發(fā)式冷凝器的結構進一步開發(fā)有助于冷庫節(jié)能效果的提高。

根據換熱元件形式的不同，可將蒸發(fā)式冷凝器分為管式蒸發(fā)式冷凝器和板式蒸發(fā)式冷凝器兩大類。目前常見的管式蒸發(fā)式冷凝器多為水平管式，綜合考慮板式和管式的優(yōu)缺點，提出了一種新型的蒸發(fā)式冷凝器——溝槽豎管蒸發(fā)式冷凝器。

1 溝槽豎管蒸發(fā)式冷凝器開發(fā)的理論基礎

1.1 熱阻分析

蒸發(fā)式冷凝器管內為制冷劑，管外為流動的水膜和空氣。若不考慮管外的污垢熱阻及管內的油垢熱阻，蒸發(fā)式冷凝器中制冷劑膜狀凝結時總熱阻由管內冷凝液膜熱阻、管壁熱阻、水膜熱阻及水膜和空氣交界面上的界面熱阻所構成。圖1為一定試驗條件（測試條件：風速2.5 m/s，濕球溫度22.8 ℃，噴淋量0.058 kg/s）下的4種熱阻比例圖[8]。

數據表明，在蒸發(fā)式冷凝器中管壁熱阻很小，界面熱阻、水膜熱阻及冷凝熱阻所占份額相當。界面熱阻隨著風速的增大而減小，但在蒸發(fā)式冷凝器系統中，風速是有最佳范圍的（3 m/s左右）[9]，增大風速不僅會增大系統的壓降，增加風機的耗功，而且會導致液泛，甚至撕裂連續(xù)水膜，出現干壁現象。因此風速不宜過大，對界面熱阻的控制受到了局限。

水膜熱阻和冷凝熱阻的總和幾乎占了總熱阻的2/3。水膜熱阻由水膜的厚度決定，冷凝熱阻則由冷凝液膜厚度決定。通過合理調整布水方式和噴淋量、應用一定的技術手段及時排出冷凝液來降低這兩個熱阻是可以實現的。對蒸發(fā)式冷凝器進行強化傳熱、結構優(yōu)化應從這兩方面入手。

1.2 水膜熱阻的控制

水膜熱阻的減小主要靠液膜厚度的減小和均勻分布來實現。冷凝液膜熱阻的減小可通過減薄冷凝液膜、及時排出冷凝液來實現。這為強化傳熱提供了方向。

蒸發(fā)式冷凝器中，采用橢圓管的換熱效果要優(yōu)于水平圓管，其主要原因是橢圓管改善了水膜在管外的分布情況。對橢圓管進一步改進，其極限形狀就是密閉的豎直板式空間。

板式換熱元件在長時間使用時，溫差應力、振動等因素可能會導致出現密封性問題，引起制冷劑的泄露。所以提出一種新型布置方式——豎直布置的無縫冷凝管。這種方式可減小焊縫長度，保證密封性。

同水平管形式相比，豎直冷凝管有如下優(yōu)點：壓降會降低；水膜分布更均勻；較少地出現干壁現象，防止結垢；沒有水平管因促進冷凝液流動所需的傾角，一定程度上可減小換熱器結構尺寸。

1.3 冷凝熱阻的控制

豎直冷凝管強化傳熱的原則是：盡量減薄黏滯在換熱表面上的凝結液膜。可用各種帶有尖峰的表面使冷凝液膜拉薄，促使已凝結的液體從換熱表面盡快脫離。

現有的豎直管無源強化傳熱技術主要包括以下幾種形式[10-12]：采用粗糙表面、應用縱槽管、縱向繞設金屬絲線、應用螺旋槽管。

美國橡樹嶺國家實驗室以氟利昂為工質，結合地熱利用對豎直強化冷凝管作了比較系統的研究，得出以下結論：最佳的冷凝管是縱槽管，然后是螺旋槽管和繞線管。縱槽管的凝結換熱系數可達光管的5.5倍，如果使用排液盤還可以進一步提高[13]。

鄧頌九等[14]曾在外徑22 mm、壁厚2 mm的管子上均勻布置48條縱向溝槽，試驗結果表明用這樣的溝槽管代替光滑冷凝管，其傳熱系數可提高1.4倍。

2 新型蒸發(fā)冷凝器的提出及分析

2.1 溝槽豎管蒸發(fā)式冷凝器

根據上面的分析，提出一種應用于蒸發(fā)式冷凝器的新型換熱元件——溝槽豎管。在豎直管內開設三角形縱向溝槽。溝槽豎管管排的形式如圖2。

溝槽管的截面如圖3所示。管子內徑21 mm，壁厚2 mm，溝槽底部間距0.5 mm，槽深1 mm，總共布置 44個溝槽。

圖4為多組管排組合布置方式示意圖。在管排的頂部和底部均設置聯箱，上部聯箱同壓縮機出口相連，底部聯箱布置U型液封防止串氣，同系統儲液器相連。蒸汽通過管排頂部的聯箱均勻分布到豎直布置的溝槽管內；水膜在管外沿著管排豎直流動，因為空氣流動除了在聯箱處有繞流外，其他部位擾動很小，故其分布較為均勻。

蒸汽在管內流動過程中冷凝，冷凝液膜由于溝槽管的作用積聚在溝槽底部，順著縱向溝槽流入底部的冷凝液聯箱。由于蒸汽流動和冷凝液膜流動方向相同，相應地能減薄液膜厚度，利于傳熱。

由于不用考慮蒸汽轉向時為減少局部阻力和管材應力所需的曲率半徑，故管排可以布置得更為緊湊。豎直管的長度對液膜的厚度變化有直接影響。相關文獻中介紹最佳換熱管高度為0.8～0.9 m[15]。

2.2 水膜熱阻控制效果的分析

2.2.1 幾何模型 圖5給出了兩種形式的幾何模型：圖5a為豎管蒸發(fā)式冷凝器的二維幾何模型，尺寸為6 mm×100 mm；圖5b為水平管蒸發(fā)式冷凝器的二維幾何模型，尺寸為40 mm×145 mm，管徑為25 mm。

2.2.2 邊界條 圖5a中，設定左側邊界為wall，右側邊界為symmetry，上面邊界設為mass-flow-inlet，下面設為pressure-outlet；圖5b中，設定左右邊界及中心管子壁面為wall，上面邊界設為mass-flow-inlet，下面設為pressure-outlet。

2.2.3 網格與求解模型的選擇 對于豎直管模型，由于結構較為規(guī)整，故采用Quad單元格式，Map網格類型，網格質量較好。對于水平管，采用Pave網格形式，最差網格質量為0.48，滿足要求。對于自由界面的模擬，采用VOF模型。

2.2.4 模擬結果及分析 豎管和水平管兩種布置方式在不同噴淋量下的液膜分布如圖6、圖7所示。從圖6可以看出，噴淋量在0.05 kg/s時，由于流量較小，豎直板上不能形成連續(xù)的液膜，在噴淋量增大到0.07 kg/s時可形成連續(xù)的液膜，在0.15 kg/s時，液膜連續(xù)但相對0.07 kg/s時液膜較厚。

從圖7可以看出，水平管噴淋量在0.07 kg/s時不能形成均勻液膜，增加到0.20 kg/s時，只有噴淋水流速較小的上層管排能形成連續(xù)液膜，到了下層管排，由于流速的增大，噴淋水飛濺，不能很好地濕潤管壁；流速繼續(xù)增大時，雖然液膜可以連續(xù)，但液膜較厚，會形成較大的水膜熱阻，在下部管排的飛濺更為明顯。

通過以上分析可知，豎直管壁外的水膜不但較易均勻分布而且所需流量較小，在噴淋量為0.07 kg/s時即可獲得連續(xù)液膜；而水平管壁上的水膜分布不均勻，且要獲得連續(xù)水膜所需流量較大，在噴淋量為0.70 kg/s時液膜連續(xù)性仍差于豎管。綜合比較，豎管布置方式不僅可以獲得較均勻的水膜，而且水膜較薄，熱阻要比水平管形式熱阻小，水膜分布特性優(yōu)于水平管。

2.3 冷凝熱阻控制效果分析

2.3.1 光滑豎管與光滑水平管冷凝換熱能力比較 光滑豎管內的冷凝特性和豎直平板上的冷凝特性相同，其冷凝換熱系數為：

αv=1.13=■■ （1）

式中，αv為豎管冷凝換熱系數，W/（m2·K）；Δt為制冷劑側冷凝溫降，℃；B為集合物性參數，W3·N/（m6·K3·s）；l為管子的高度，m。

水平管內的冷凝換熱系數因制冷劑的不同而有不同的形式。對于氟利昂類制冷劑，其水平管內平均冷凝換熱系數計算公式為：

αh=0.555■■ （2）

對于氨作為制冷劑，管內冷凝換熱系數計算公式為：

αh=2 116Δt-1/6d-1/4 （3）

式中，αh為水平管冷凝換熱系數，W/（m2·K）；Δt為制冷劑側冷凝溫降，℃；d為冷凝管內徑，m。

若制冷劑為氨，假設Δt=0.5℃，管內徑取21 mm。則水平管的平均冷凝換熱系數為：

αh=2 116×0.5-1/6×0.021-1/4

=6 239 W/（m2·K）

豎管在取相同換熱系數時，其高度計算公式為

l=■■■ （4）

氨的B可以根據物性參數計算，也可從參考文獻[16]中查取。通過計算得到l=5.8 m。即在豎管高度為5.8 m時，水平管和豎管的冷凝換熱系數相同。但在實際應用中，豎管的高度l一般在1 m左右。分析公式（1）可知，豎管高度l同換熱系數成反比，l越小，αv越大。當豎管高度為1 m時，其冷凝換熱系數為αv=9 710 W/（m2·℃）

Δ1=■=55.6%

因此可以得知，在通常情況下，豎管冷凝換熱系數要大于水平管，在豎管高1 m時，其冷凝傳熱系數要比水平管高55.6%。用豎管代替水平管可以強化冷凝換熱。

2.3.2 光滑豎管和內溝槽豎管冷凝換熱能力比較 由于溝槽管的表面形狀各異，且表面形狀對液膜張力影響很難用數學的方法精確計算，對于溝槽豎管中冷凝換熱系數的計算比較困難，只能用試驗的方法來驗證溝槽對冷凝換熱的增強效果。此處僅以所設計的溝槽管為例，通過合理的條件簡化來定性分析光滑管和溝槽管在豎直布置時的傳熱效果。

此處做如下假設：槽頂部因凝結液膜變薄而增加的換熱系數和槽底部因凝結液膜增厚而減少的換熱系數可以相互抵消[13]；因開設溝槽而對管壁增加的熱阻可以忽略不計；制冷劑物性初始參數相同；管長1 m。

由公式（1）可知，在初始參數相同的條件下兩種管型的換熱系數相同，光滑管內側的換熱面積為

F′=π·di·l=0.065 94 m2

設z為溝槽的斜邊，則溝槽管內側的換熱面積為

F″=（π·di-44×1+z×2×44）·l

=0.127 54 m2

Δ2=■=93.4%

從以上計算可以看出，設計的溝槽管比光滑管的換熱面積增加了93.4%，僅從面積增加考慮，溝槽管換熱能力是相同管徑光滑管的1.934倍，這對傳熱是有利的。

相關試驗表明，槽頂部因凝結液膜變薄而增加的換熱效應遠比槽底因凝結液膜增厚而減少的換熱效應大得多[13]。因此溝槽管的換熱能力要比光滑管強得多。說明所設計的溝槽管具有可行性。

2.3.3 光滑水平管和內溝槽豎管冷凝換熱能力比較 由上文的計算結果可知：光滑豎管對于光滑水平管換熱能力增加量Δ1=55.6%，溝槽豎管對于光滑豎管換熱能力增加量Δ2=93.4%。則溝槽豎管對于光滑水平管的換熱能力增加量

Δ=（1+Δ1）·（1+Δ2）-1=2.01

可見，僅從換熱面積角度衡量，溝槽豎管的冷凝換熱能力是光滑水平管的3.01倍。若計入格列高里戈效應帶來的增強效果，實際冷凝換熱能力要遠高于此值。試驗結果為蒸發(fā)式冷凝器整個傳熱過程傳熱系數的提高奠定了基礎。

3 小結

通過對熱阻的分析得到結論：蒸發(fā)式冷凝器性能提高的有效手段是控制水膜熱阻和冷凝熱阻，并在此分析基礎上提出了溝槽豎管這一新型換熱元件。

對豎管和水平管兩種形式的數值模擬結果顯示，豎管的水膜分布比水平管更加均勻、更薄，熱阻更小，且實現連續(xù)水膜所需噴淋量較小，相對節(jié)約了水泵功耗。

在管型相同條件下，豎管布置方式的冷凝換熱系數要比水平管的高。管內徑為0.021 m、管長1 m時，溝槽豎管的冷凝傳熱能力是光滑水平管的3.01倍，對整體換熱能力的提高奠定了良好基礎。

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冷凝管范文第2篇

關鍵詞：管理；維修；分析；檢驗

一、概述

甲胺冷凝器（U-EA151）是川化集團化肥廠二尿車間高壓圈的重要設備，其建設安裝于2003年8月，投產于2004年1月。至今已使用了6年時間。甲胺冷凝器主要由冷凝段和上部洗滌段組成。冷凝段有U型管10層塔板，其操作溫度為181℃、壓力15.2Mpa。從氣提塔（U-DA151）來的氨和二氧化碳進入其底部，在殼層冷凝形成甲胺和尿素。殼層形成的冷凝熱用來產生0.54Mpa的低壓蒸汽。在甲胺冷凝液的洗滌段設有一填料段，用回收工段返回的甲胺液吸收從冷凝段來的未冷凝的氨和二氧化碳。洗滌段的甲胺液在重力作用下降落到冷凝段。

甲胺冷凝器中的介質腐蝕性較強，對設備的材料要求比較高，而且在如此高的壓力和溫度下，設備的材料的抗腐蝕性能大大降低。所以，解決其材料的抗腐蝕性能是我們工作的重中之重。經過多次對甲胺冷凝器的檢查檢修，總結出以下幾點供大家參考：首先，甲胺冷凝器的操作條件應該嚴格控制，嚴禁超溫超壓；其次，在設備運行過程中，足夠的氧是保證設備內表面形成保護膜的先決條件；再次：設備表面的光潔度有利于設備的長期穩(wěn)定運行；最后，設備的定期檢驗是設備穩(wěn)定運行的有利保證。

二、問題現象和分析

在完成化肥廠引進裝置大修之后，于2009年7月13對甲胺冷凝器試壓，當壓力升至5MPa時，發(fā)現一處檢漏瓶有連續(xù)氣泡冒出。初步斷定，此處夾套層已經泄漏。在經過緊急的工藝處理之后，對甲胺冷凝器進行開罐檢查，發(fā)現泄漏夾套處的容器內壁有一塊結晶塊。

由此可以判斷，此處已經被腐蝕穿孔，且是在上次運行周期內就已經腐蝕了。以至于溶液進入腐蝕孔內，在停車之后，由于腐蝕孔與排空了的設備之間的壓力差，使腐蝕孔內的介質倒流回設備內表面，形成一個結晶塊。而在設備運行過程中未發(fā)現泄漏，可能有以下原因：

① 檢漏管堵塞，

② 腐蝕孔只腐蝕到夾套層，并由于溫度的原因，在夾套內凝固，使介質無法外流；

③ 設備是在停車和試壓過程中才由于壓力和腐蝕共同作用才腐蝕穿的。

根據結晶的外觀情況，我們大致斷定缺陷為腐蝕孔。在去除結晶塊之后，缺陷完整的暴露在我們眼前，正如我們所料為一個腐蝕孔。而且根據孔的形狀，大致可以判定它是由于孔蝕所產生的。確認了泄漏點后，首先應對此腐蝕孔進行打磨。考慮到腐蝕孔可能穿透了襯里層，到達了碳鋼層，所以在打磨過程中應特別注意腐蝕對碳鋼層的影響。

三、問題處理

在確認的問題的危險性后，我們對缺陷進行了處理。首先，打磨腐蝕孔，為了觀察其對襯里和碳鋼層的影響情況，我們擴大了打磨面積。在打磨過程中我們發(fā)現，腐蝕孔已經發(fā)展成一個直徑為4個毫米左右的圓孔，深度已經貫穿襯里，且在碳鋼層也形成了一個2-3毫米深的一個腐蝕坑。確認了腐蝕孔對設備造成的危害之后，對腐蝕孔內的結晶物進行了清洗，以保證修復過程中的焊接質量。在對腐蝕孔進行打磨清洗之后，我們對它進行了補焊處理，考慮到襯里堆焊層的材料為25Cr22Ni2Mo，我們在基層用309焊絲打底，表面用25Cr22Ni2Mo焊絲覆蓋。焊接完成后進行作色探傷，未發(fā)現有新生焊接缺陷產生。

四、原因分析

甲胺冷凝器的運行過程中，首次出現了因為襯里腐蝕導致泄漏的情況，看來，以后對整個二尿高壓圈的檢查的時候，襯里―特別是堆焊層的檢查勢在必行。尤其是在焊接過程中產生的收縮孔，是必去消除的。由于受到工況的影響，尿素設備的腐蝕是不可避免的，優(yōu)質的材料加上良好的管理是提高設備使用壽命的有利保證。特別是設備內表面的腐蝕鈍化膜的形成，有利于設備的耐腐蝕性能的提高。但在使用過程中，總由于多種多樣的問題致使設備的鈍化膜遭到破壞，引發(fā)設備的腐蝕。這在我們以后的工作中更應該加強相關的管理和技術改革。在此次搶修過程中我們發(fā)現，在這個腐蝕孔旁的接管周圍，正上方的11點～13點處有均勻的小凹坑（見下圖），初步判斷其為設備加工過程中，為了方便接管的定位所加工的定位孔。經仔細查看，發(fā)現腐蝕孔周圍也存在的做相應的定位孔，而腐蝕孔正好位于定位孔的圓周上，且與其他定位孔的間距相當，由此可以斷定：此腐蝕孔是由于在加工過程中所打的定位孔所發(fā)展來的。由于定位孔的加工深度比較大，孔的前端形成一個銳角，使流動的溶液無法進入此處，形成死角后無法形成完整的鈍化膜。而在這種25Cr22Ni2Mo的材料在未形成鈍化膜的時候也是非常容易腐蝕的，這也為孔蝕創(chuàng)造了條件。又由于此腐蝕孔在堆焊層上，面積極小平時不容易發(fā)覺。而在平時的開罐檢查中，也只是對堆焊層進行了抽查，發(fā)覺這類缺陷的可能性微乎其微。在處理問題過程中我們還發(fā)現，在甲胺冷凝器內部，有的部位的金屬鈍化層由于某種原因而產生了開裂脫落的現象，致使容器襯里直接暴露在介質中，削弱了其抗腐蝕性能，這對于設備的運行是相當危險的。而針孔腐蝕就是由于設備內的某些小孔內的介質不流動，無法提供連續(xù)的氧氣，使金屬在此處發(fā)生腐蝕。所以在介質中加入氧氣，使其與介質在襯里表面發(fā)生反應，生成一層保護膜是非常有必要的。

通過此次修理，甲胺冷凝器再次投入運行，并一次開車成功。本次對甲胺冷凝器的搶修暴露出我們平時檢查的缺陷。由于經驗得缺乏，對設備的原始加工缺陷的了解和估計不足，導致此次設備的反復修理。在以后的設備檢查中，應該把原始缺陷的檢查列為檢驗項目，特別是堆焊層的夾渣、鼓包等缺陷的檢查。而對于修復過的缺陷部位，則是下次檢查的重中之重。

冷凝管范文第3篇

Tan Ming

（The 4th Engineering Co.，Ltd of China Railway 14 Bureau Group，Ji'nan 250000，China）

摘要： 文章結合工程實踐，對大體積混凝土溫度裂縫產生的描述，通過對大體積混凝土內部溫度計算，增設冷卻管降溫措施，總結出大體積混凝土冷卻管的設計與施工的施工要點。

Abstract: Combining with engineering practice, the formation of temperature cracks of mass concrete was described, and by calculating internal temperature of mass concrete, additional cooling pipe to let temperature cool down, design and construction points of cooling pipe of mass concrete were summed up in this paper.

關鍵詞： 大體積混凝土 溫度裂縫 冷卻管 施工要點

Key words: mass concrete；temperature crack；cooling pipe；construction points

中圖分類號：TU37 文獻標識碼：A文章編號：1006-4311（2011）27-0071-02

1概述

混凝土是建筑結構中廣泛使用的主要材料，在現代工程建設中占有重要的地位，隨著橋梁技術的突飛猛進，大體積混凝土在橋梁結構中的應用越來越多。我國普通混凝土配合比設計規(guī)范規(guī)定：混凝土結構物中實體最小尺寸不小于1m的部位所用的混凝土即為大體積混凝土；美國則規(guī)定為：任何現澆混凝土，只要有可能產生溫度影響的混凝土均稱為大體積混凝土。大體積混凝土在澆筑后2－5天升溫速度較快，彈性模量較低，基本處于塑性及彈塑性狀態(tài)，約束力很低。但是在降溫階段彈性模量迅速增加，約束拉應力也迅速增加，在某時刻超過混凝土抗拉強度，就會出現溫度裂縫。隨著內部混凝土降溫。溫度裂縫可能發(fā)展為貫穿裂縫，不僅影響到結構的強度還影響其耐久性，但是大體積混凝土的溫度裂縫還沒有得到完全的解決，本文通過對跨長湖申航道橋承臺混凝土的內部溫度的計算和分析，增設冷卻水管方案驗算，較好的控制了大體積混凝土的溫度裂縫。

2工程概況

長興縣陸匯西路工程跨長湖申航道橋，主橋為（36+60+36）變截面連續(xù)箱梁，引橋為兩岸分別一聯（3×30）等截面連續(xù)箱梁，橋梁全長315.8米，基礎采用鉆孔灌注樁和承臺，下部結構為墩式和柱式結構，其中橋臺承臺尺寸為20.50m×4.25m×1.5m，主橋墩承臺為19.00m×6.30m×2.50m，引橋承臺為19.00m×4.5m×2.2m，混凝土標號為C30，根據我國現行規(guī)范規(guī)定，本工程的承臺屬于大體積混凝土范圍。施工時間在6月中旬，平均氣溫20℃左右。

3混凝土主要技術指標

為了有效控制溫度裂縫減小混凝土的水化熱，根據當地的原材料的實際情況，結合經濟合理的原則我們采用了以下的技術指標。

3.1 采用普通水泥：水泥水化熱是大體積混凝土發(fā)生溫度變化而導致體積變化的主要根源。雖然普通水泥水化熱比中低水化熱熱水泥高些，但普通水泥混合材料摻量遠小于中低熱水泥，通過調整配合比可以大量降低普通水泥的單方用量，減小與中低水化熱水泥水化溫升的差異。通過試驗結果分析，研究決定選用海螺P.042.5普通硅酸鹽水泥。

3.2 摻加粉煤灰。粉煤灰的水化熱小于水泥，7天約為水泥的1/3，28天約為水泥的1/2。摻入粉煤灰替代水泥的可有效降低水化熱。根據當地的實際情況決定采用長興發(fā)電廠Ⅱ級粉煤灰。該粉煤灰需水量小，可降低混凝土的單位用水量，減小預拌混凝土自身體積收縮，有利于混凝土抗裂。

3.3 摻加適當的外加劑，在滿足設計強度要求的前提下，盡量減少單位體積混凝土的水泥用量。選用了綠色建材LS-1型。

3.4 初始坍落度18cm左右，1h后不低于12cm（泵送施工）。

3.5 緩凝時間大于15h。

3.6 粗骨料最大粒徑25mm。

4混凝土溫度的計算

4.1 混凝土的絕熱溫升（T?子）：T■=■（1-e■）

式中：T■―在?子齡期混凝土的絕熱溫升（℃）；

W―每m3混凝土的水泥用量（kg/m3），取W=342kg/m3；

Q―每kg水泥水化熱（KJ/kg），取Q=377KJ/kg；

c―混凝土比熱993.7 J/（kg?K）；

?籽―混凝土容重2360.2kg/m3；

?子―混凝土齡期（天）；

m―常數，與水泥品種、澆筑時溫度有關，根據規(guī)范取0.364。

混凝土最高絕熱溫升：T■=55（℃）

4.2 混凝土澆筑溫度：Tj=Tc+（Tq-Tc）（A1+A2+A3+…An）

式中：Tj為混凝土的澆筑溫度（℃）；

Tc―混凝土拌合溫度（它與各種材料比熱及初溫度有關），經多次試驗，混凝土的出盤溫度為23℃；

Tq―混凝土澆筑時的室外溫度（6月中旬，室外平均溫度以20℃計）；

A1+A2+A3+…An―溫度損失系數；

A1―混凝土裝卸，A1=0.032×2=0.064（裝車、出料二次數）；

A2―混凝土運輸時，A2=?茲?t=0.042×30=0.126（6m3滾動式攪拌車其溫升?茲=0.0042，混凝土泵送不計，t為運輸時間（以分鐘計算），從商品混凝土公司到工地約30分鐘。）

A3―澆筑過程中A3=0.03t=0.003×60=0.18（t為澆搗時間）；

Tj=23+（20-23）×（0.064+0.126+0.18）=21.8℃

4.3 混凝土實際中心溫度：

T■=T■+T■×?孜

式中：?孜―不同澆筑混凝土塊厚度的溫降系數。

計算得知混凝土在澆筑后的第9天左右其內部的絕熱溫度最高。

4.4 混凝土各齡期收縮變形值計算

?著■=?著■■（1-e■）×M■×M■×…×M■1概述

混凝土是建筑結構中廣泛使用的主要材料，在現代工程建設中占有重要的地位，隨著橋梁技術的突飛猛進，大體積混凝土在橋梁結構中的應用越來越多。我國普通混凝土配合比設計規(guī)范規(guī)定：混凝土結構物中實體最小尺寸不小于1m的部位所用的混凝土即為大體積混凝土；美國則規(guī)定為：任何現澆混凝土，只要有可能產生溫度影響的混凝土均稱為大體積混凝土。大體積混凝土在澆筑后2－5天升溫速度較快，彈性模量較低，基本處于塑性及彈塑性狀態(tài)，約束力很低。但是在降溫階段彈性模量迅速增加，約束拉應力也迅速增加，在某時刻超過混凝土抗拉強度，就會出現溫度裂縫。隨著內部混凝土降溫。溫度裂縫可能發(fā)展為貫穿裂縫，不僅影響到結構的強度還影響其耐久性，但是大體積混凝土的溫度裂縫還沒有得到完全的解決，本文通過對跨長湖申航道橋承臺混凝土的內部溫度的計算和分析，增設冷卻水管方案驗算，較好的控制了大體積混凝土的溫度裂縫。

2工程概況

長興縣陸匯西路工程跨長湖申航道橋，主橋為（36+60+36）變截面連續(xù)箱梁，引橋為兩岸分別一聯（3×30）等截面連續(xù)箱梁，橋梁全長315.8米，基礎采用鉆孔灌注樁和承臺，下部結構為墩式和柱式結構，其中橋臺承臺尺寸為20.50m×4.25m×1.5m，主橋墩承臺為19.00m×6.30m×2.50m，引橋承臺為19.00m×4.5m×2.2m，混凝土標號為C30，根據我國現行規(guī)范規(guī)定，本工程的承臺屬于大體積混凝土范圍。施工時間在6月中旬，平均氣溫20℃左右。

3混凝土主要技術指標

為了有效控制溫度裂縫減小混凝土的水化熱，根據當地的原材料的實際情況，結合經濟合理的原則我們采用了以下的技術指標。

3.1 采用普通水泥：水泥水化熱是大體積混凝土發(fā)生溫度變化而導致體積變化的主要根源。雖然普通水泥水化熱比中低水化熱熱水泥高些，但普通水泥混合材料摻量遠小于中低熱水泥，通過調整配合比可以大量降低普通水泥的單方用量，減小與中低水化熱水泥水化溫升的差異。通過試驗結果分析，研究決定選用海螺P.042.5普通硅酸鹽水泥。

3.2 摻加粉煤灰。粉煤灰的水化熱小于水泥，7天約為水泥的1/3，28天約為水泥的1/2。摻入粉煤灰替代水泥的可有效降低水化熱。根據當地的實際情況決定采用長興發(fā)電廠Ⅱ級粉煤灰。該粉煤灰需水量小，可降低混凝土的單位用水量，減小預拌混凝土自身體積收縮，有利于混凝土抗裂。

3.3 摻加適當的外加劑，在滿足設計強度要求的前提下，盡量減少單位體積混凝土的水泥用量。選用了綠色建材LS-1型。

3.4 初始坍落度18cm左右，1h后不低于12cm（泵送施工）。

3.5 緩凝時間大于15h。

3.6 粗骨料最大粒徑25mm。

4混凝土溫度的計算

4.1 混凝土的絕熱溫升（T?子）：T■=■（1-e■）

式中：T■―在?子齡期混凝土的絕熱溫升（℃）；

W―每m3混凝土的水泥用量（kg/m3），取W=342kg/m3；

Q―每kg水泥水化熱（KJ/kg），取Q=377KJ/kg；

c―混凝土比熱993.7 J/（kg?K）；

?籽―混凝土容重2360.2kg/m3；

?子―混凝土齡期（天）；

m―常數，與水泥品種、澆筑時溫度有關，根據規(guī)范取0.364。

混凝土最高絕熱溫升：T■=55（℃）

4.2 混凝土澆筑溫度：Tj=Tc+（Tq-Tc）（A1+A2+A3+…An）

式中：Tj為混凝土的澆筑溫度（℃）；

Tc―混凝土拌合溫度（它與各種材料比熱及初溫度有關），經多次試驗，混凝土的出盤溫度為23℃；

Tq―混凝土澆筑時的室外溫度（6月中旬，室外平均溫度以20℃計）；

A1+A2+A3+…An―溫度損失系數；

A1―混凝土裝卸，A1=0.032×2=0.064（裝車、出料二次數）；

A2―混凝土運輸時，A2=?茲?t=0.042×30=0.126（6m3滾動式攪拌車其溫升?茲=0.0042，混凝土泵送不計，t為運輸時間（以分鐘計算），從商品混凝土公司到工地約30分鐘。）

A3―澆筑過程中A3=0.03t=0.003×60=0.18（t為澆搗時間）；

Tj=23+（20-23）×（0.064+0.126+0.18）=21.8℃

4.3 混凝土實際中心溫度：

T■=T■+T■×?孜

式中：?孜―不同澆筑混凝土塊厚度的溫降系數。

計算得知混凝土在澆筑后的第9天左右其內部的絕熱溫度最高。

4.4 混凝土各齡期收縮變形值計算

?著■=?著■■（1-e■）×M■×M■×…×M■

式中：?著■■為標準狀態(tài)下的最終收縮變形值?著■■=3.24×10-4；M■為水泥品種修正系數；M■為水泥細度修正系數；M■為骨料修正系數；M■為水灰比修正系數；M■為水泥漿量修正系數；M■為齡期修正系數；M■為環(huán)境溫度修正系數；M■為水力半徑的倒數（cm-1），為構件截面周長（L）與截面面積（A）之比：r=L/A；M■為操作方法有關的修正系數；M■為與配筋率Ea、Aa、Eb、Ab有關的修正系數，其中Ea、Eb分別為鋼筋和混凝土的彈性模量（MPa），Aa、Ab分別為鋼筋和混凝土的截面積（mm2）。

查混凝土收縮變形不同條件影響修正系數表得：M1=1.0，M2=1.0，M3=1.0，M4=1.36，M5=1.20，M6=1.09（3d），M6=1.02（5d），M6=0.96（9d），M6=0.94（12d），M6=0.93（15d），M6=0.93（18d），M6=0.93（21d），M6=0.93（24d），M7=0.88，M8=1.22，M9=1.0，M10=0.88；

4.5 承臺混凝土各齡期收縮變形換算成當量溫差T■=■

?著■―不同齡期混凝土收縮相對變形值；

?琢―混凝土線膨脹系數取1×10-5/℃；

4.6 承臺混凝土各齡期內外溫差計算?駐T=T■+■T■+T■-T■

假設入模溫度：T■=21.8℃，T■―混凝土澆筑后達到的穩(wěn)定溫度，取T■=23℃。

由表7可知，承臺混凝土在澆筑后的第9天其內外溫差最大為30.01℃，大于我國《混凝土結構工程施工及驗收規(guī)范》（GB50204-92）中關于大體積混凝土溫度內外溫差為25℃的規(guī)定，必須采用相應的措施。防止溫差大產生裂縫，埋設冷卻水管是一個很有效的溫控方法。

5冷卻管的布置及混凝土的降溫驗算

5.1 冷卻管的計算條件本文以主橋墩承臺（19.00 m×6.30 m×2.50 m）為計算對象，在施工過程中采用了一次澆注,并冷卻管的直徑為d=3cm，縱向間距1.5米，豎向間距為1.2米，上下兩層布置，初期水溫為10℃，cs=4.2kj/(kg?℃)，Ts=10℃，?籽s=1.0×103Kg/m3，qs=1.25m3/h，冷卻管總長度為L=75m，混凝土的比熱 C=0.916kj/（kg?℃），混凝土導熱系數?姿=3.15W/m?K，容重?籽=2360.2Kg/m3，導溫系數a=0.115m2/d。

5.2 冷卻管的計算

計算公式：T■=■+■+■+T■；

式中:T■―混凝土內部平均溫度（℃）；

Tj―混凝土的初始溫度（℃）；

Ts―冷卻水管初期通水的水溫（℃）；

X―冷卻水管散熱殘留比；

Tb―混凝土的表面溫度（℃），Tb=Tq+?駐T，?駐T為混凝土表面溫度高于氣溫的差值，表面不蓋草袋時?駐T=3~5℃，表面蓋草袋時?駐T≈10℃，在本工程中承臺表面采用麻袋或毛氈覆蓋，?駐T=10℃；

Tr―通過表面散熱后的水化熱溫升（℃）；

Ca1―底部不絕緣，上層新混凝土接受下層混凝土傳熱并向表面散熱的殘留比；

Ca2―底部不絕緣，上層新混凝土向下層混凝土及表面散熱的殘留比；

D―水管冷卻范圍D=1.21■=1.21=■=1.62（S1―水管的水平間距，S2―水管的垂直間距）。

通過表面和冷卻水管同時散熱后的水化熱溫升，用下表8計算。

從表8計算可知增設冷卻管后最高水化熱溫升發(fā)生在第4天，混凝土的最高溫度也同樣發(fā)生在第4天，則t=4d時的殘留比如下：

Ca1=0.15，Ca2=0.55，X=0.69

T■=■+■+

■+30=45.2℃

其溫差為45.2-30=15.2℃＜25℃滿足規(guī)范要求。

6冷卻管設計及施工要點

①冷卻管采用壁厚2mm，直徑?準30mm的薄壁鋼管，其接口采用90度彎管鋼管接口，按口安裝時應設置防水膠帶，確保接頭不漏水。②冷卻水管網按照冷卻水由熱中心區(qū)流向邊緣區(qū)的原則分層分區(qū)布置，進水管口設在靠近混凝土中心處，出水口設在混凝土邊緣區(qū)，每層水管網的進、出水口進行相互錯開。③承臺厚為2.5m，布管時沿承臺豎向布置水管兩層，水管網沿豎向設置在承臺中央，水管間距為1.2m，最外層水管距離混凝土邊0.65m，進、出口引出承臺混凝土面1m以上，出水口設置有調節(jié)流量的水閥和測流量設備，冷卻水管接頭采用軟管接頭。④布管時，水管要與承臺主筋錯開，當局部管段錯開有困難時，適當移動水管的位置。⑤水管網設置架立鋼筋，并將水管于架立鋼筋綁扎牢靠，防止混凝土澆筑過程中，水管變形或接頭脫落而發(fā)生堵水或漏水。⑥水管網安裝完成后，將進、出水管口與進出水總管、水泵接通，進行通水試驗，以確保水管暢通且不漏水。⑦對于溫控要求較嚴的大體積混凝土工程，可以在混凝土中心部位安裝測溫實施測出混凝土的內部溫度，通過水的流速和初期溫度來控制混凝土的內部溫度。

7結束語

大體積混凝土在施工過程中，由于采取了充足的技術準備與合理的施工方法，從跨長湖申航道橋承臺拆模后的情況來看，混凝土表面未發(fā)生任何裂紋，外觀質量良好并已經通過監(jiān)理、質檢站等部門的驗收，可見通過熱工計算完全可以對生產進行指導控制，采用合適的配合比，嚴格控制混凝土入模溫度，采取適當的措施控制混凝土內外溫差，是降低混凝土水化熱與控制混凝土的內外質量的關鍵。

參考文獻：

冷凝管范文第4篇

關鍵詞：大體積混凝土；溫度場；冷卻水管；數值模擬

1 大體積混凝土溫度監(jiān)控的目的和意義

由于橋梁、大壩等大體積混凝土結構處在不同的環(huán)境中，水化熱不容易及時散發(fā)，內部溫度將會很高，可能會引起溫度分布與規(guī)范規(guī)定有較大的差異，產生較大的溫度應力，導致溫度裂縫。因此有必要對橋梁、大壩混凝土結構應用有限元計算分析方法確定其溫度場的分布和應力的大小，從而為研究、預測、分析溫度場以及溫度裂縫控制設計、制定合理的抗裂措施提供了依據。

人們最早關注大體積混凝土是在大壩的施工中出現因為溫度產生裂縫問題，隨著橋梁建設規(guī)模的加大，越來越多的橋梁承臺和橋墩采用大體積混凝土一次性澆注，所以橋梁施工中也出現了由于溫度而產生裂縫的問題。比較常見的就是在橋梁的承臺和橋墩的施工過程中，由于水化熱導致混凝土內部溫度過高、內外溫度差異過大，而導致溫度裂縫的出現。目前，許多橋梁的橋墩采用箱型截面的結構形式，箱型截面橋墩的底層的尺寸較大，屬于大體積混凝土，且采用較高標號的混凝土澆注，因而產生水化熱較多，容易出現溫度裂縫的問題。

有關大體積混凝土溫度效應受到了越來越多的關注，但問題并沒有得到很好的解決，其原因是影響混凝土溫度的因素較多，仿真計算的變遷跟不上建設計劃，材料參數選擇復雜，仿真分析的程序和步驟繁瑣，從而仿真結果與實際工程有較大的差距。

2 冷卻水管降低大體積混凝土最高溫升的可行性

采取人工冷卻措施是降低大體積混凝土最高溫升的有效手段，比較常用，其中效果較好的冷卻方法是冷卻水管法。影響冷卻水管冷卻效果的因素很多，對其進行計算分析較復雜，主要表現在：

（1）冷卻水管內的水溫沿水流動的方向是逐步升高的。

（2）施工中混凝土采用分層澆注，各層之間的混凝土的水化熱相互影響。

（3）冷卻水管在降溫的同時，大體積混凝土的表面也在散熱，溫度場是實時變化的。

（4）研究對象往往采用分層澆注，各澆注層之間間歇時間不同。

由于以上原因，使得該問題用有限單元法來計算比較方便和準確。

3 工程實例

3.1 工程概況

4 結束語

總結實測數據和有限元分析水化熱溫度變化規(guī)律，可以得出以下結論：

（1）實測的最高溫度值均在澆注后的第3到4天中出現。

（2）混凝土澆注后的升溫速率非常快，而降溫速率則較慢，最高溫度持續(xù)時間較長。

（3）測點的實際溫度和運用midas有限元軟件進行仿真模擬得到的理論值的變化規(guī)律相似，且測點溫度值比較接近。

（4）承臺長邊方向的預設測點測出的溫度均略低于短邊方向上測點的溫度值，主要是因為尺寸效應對溫度場的影響。

（5）模擬值與實測值也是存在差異的：大部分測點的實測溫度峰值出現時間與模擬溫度峰值出現時間相當，部分測點出現溫度最大值的時間與運用midas有限元軟件進行仿真模擬得到的時間存在差異，但是一般差異在10h之內；實測溫度最大值要比理論值要高出1～7℃，這主要是由于運用midas有限元軟件進行仿真模擬中混凝土表面系數的取值較小，當然還有施工條件的復雜性也不可忽略。另一個原因是在有限元的分析過程中沒有考慮模板的溫度。

參考文獻

[1]朱伯芳.大體積混凝土溫度應力與溫度控制[m].北京：中國電力出版社，1999.

冷凝管范文第5篇

孕婦，37歲，停經28+6周，因輕微下腹痛17 h，加重半小時而入院。病人孕3產1，于2000年剖宮產一女嬰。既往有高血壓史6年，無心臟病史、糖尿病史、輸血史，身體健康。查體：T 36.5 ℃，BP21.3/13.3 kPa，心率80 min-1，心肺聽診無異常；宮高32 cm，腹圍92 cm，腹肌緊張，子宮下段壓痛，胎心率90～120 min-1，吸氧后120～140 min-1，枕右前位，先露頭S=-3，宮口未開，腹痛加重且呈持續(xù)性，無間歇，無陰道流血、流液，診斷為重度子癇前期。尿液分析：尿蛋白，酮體±。B超檢查：雙頂徑7.2 cm，胎盤實質內見3.3 cm×3.1 cm囊性團塊，邊界欠清，內透聲性差，考慮胎盤囊腫。實驗室檢查：白細胞（WBC）7.54×109/L，紅細胞（RBC）3.41×1012/L，血紅蛋白（HGB）93 g/L，血小板（PLT）154×109/L；凝血酶原時間（PT）13.00 s，活化部分凝血活酶時間(APTT)43.00 s，纖維蛋白原(Fbg)2.01 g/L，凝血酶時間（TT）18.00 s；肝功能、輸血前5項指標均正常。初步診斷為：瘢痕子宮，胎兒窘迫，重度子癇前期，胎盤囊腫，胎盤早剝。

給予孕婦Ⅱ級護理，行左側臥位持續(xù)胎心監(jiān)測，禁飲食，吸氧，嚴密監(jiān)測孕婦一般情況。孕婦持續(xù)腹痛、肌緊張，無陰道流血，宮口未開，子宮頸管未退；呈輕度貧血貌，心率88 min-1，心律規(guī)整，無病理雜音；宮體略等張，子宮下段輕壓痛。45 min后，再次B超檢查確診為胎盤早剝，于胎盤實質近基底部可見-7.1 cm×4.9 cm囊性實質團塊，邊界不規(guī)則，內可見條索狀光帶及稍高回聲團塊，胎死宮內，急癥行剖宮取胎術。

孕婦在硬膜外麻醉下行子宮下段剖宮取胎術，頭位娩一死嬰，胎盤胎膜完整，胎盤早剝約1/2面積，宮腔內凝血塊及血液2 000 mL，羊水清，宮底、右側宮角及宮體后壁見子宮胎盤卒中分別3 cm×4 cm、3 cm×3 cm、3 cm×3 cm大小，術中補液150 mL，輸懸浮少白細胞紅細胞2 U，術中血壓平穩(wěn)，手術順利。術后急查血常規(guī)：WBC 17.89×109/L，RBC 2.71×1012/L，HGB 76 g/L，PLT 102×109/L；血凝Ⅰ：PT 22.90 s，APTT 69.10 s，Fbg 0.69 g/L，TT 24.20 s，D二聚體14.8 mg/L;血漿硫酸魚精蛋白副凝固試驗（3P）陽性；同時留取5 mL血液行全血凝塊觀察試驗，15 min后，全血凝塊觀察試驗不凝。DIC診斷基本明確，考慮為DIC纖維亢進期。給予米索前列醇400 μg舌下含化加強宮縮，盡可能減少子宮胎盤剝離面滲血，同時積極改善凝血功能，輸注冷沉淀800 U（80 U×10袋）和新鮮血漿1 020 mL，補充凝血因子和蛋白含量，懸浮少白細胞紅細胞2 U以改善病人貧血，補充血容量。復查血常規(guī)：WBC 15.20×109/L，RBC2.79×1012/L，HGB 83 g/L，PLT 63×109/L；血凝Ⅰ：PT 15.30 s，APTT 35.20 s，Fbg 1.44 g/L，TT 26.80 s，D二聚體3.2 mg/L;血離子：Ca2+ 1.88 mmol/L，Na+ 134 mmol/L，其余均在正常范圍。此時產婦神志清，精神欠佳，BP 21.3/13.3 kPa，腹部切口少量滲血，陰道流血量約180 mL。產婦的凝血功能有所改善，但仍有明顯出血傾向。 轉貼于

1 h后，產婦腹部切口持續(xù)少量滲血，外敷料已濕透，BP 21.3/12.6 kPa，心率84 min-1，陰道流血約80 mL，尿量正常。再次復查血常規(guī)、血凝Ⅰ、尿液分析以動態(tài)觀察病情變化，并予以米索前列醇0.4 mg塞肛以促進宮縮，減少出血。血常規(guī)：WBC 13.5×109/L，RBC 2.64×1012/L，HGB 79 g/L，PLT 56×1012/L，提示血小板呈動態(tài)下降趨勢，HGB繼續(xù)降低，可見活動性出血，雖腹部未見明顯移動性濁音及膨隆，但不排除子宮切口部內出血情況，凝血功能障礙未有效糾正。血凝Ⅰ： Fbg 1.62 g/L，TT 29.30 s，其余均在正常范圍；尿液分析：尿糖+，其余均在正常范圍。

為進一步改善產婦病情，繼續(xù)輸注冷沉淀800 U，以改善凝血功能；給予機器單采血小板1個治療量以緩解血小板下降趨勢，輸注懸浮少白細胞紅細胞3 U以改善貧血，補充血容量。安全順利輸注完成后，陰道流血約20 mL，腹部切口滲血明顯減輕，外敷料干燥。及時復查血常規(guī)：WBC 13.4×109/L，RBC 2.64×1012/L，HGB 80 g/L，PLT 94×1012/L；血凝Ⅰ：PT 13.60 s，APTT 37.40 s，Fbg 1.78 g/L，TT32.30 s;纖維蛋白繼續(xù)升高，療效明顯。繼續(xù)密切關注產婦情況，進行心理撫慰，使其心情平穩(wěn)，精神樂觀，2 h后再次復查，血常規(guī)：WBC 12.38×109/L，RBC 2.67×1012/L，HGB 75 g/L，PLT122×109/L；血凝Ⅰ：PT 13.80 s，APTT 34.90 s，Fbg 2.90 g/L，TT 17.00 s，D二聚體 0.9 mg/L；血離子：Ca2+ 2.54 mmol/L，Na+ 139 mmol/L，已升至正常。此時產婦BP 20.0/13.3 kPa，T 37.2 ℃，除仍呈貧血貌外，其他檢查均在正常范圍，病情得到控制，產婦轉危為安。

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