计算收缩水深的简易方法

在设计溢水堰坝时,总是要计算过坝水流的收缩水深。这水深通常是由能量关系式去推求。即 E_o=h_c q~2/(2gφ~2h_c~2) (1)式中:E_o为坝上游的总水头,以下游河床为基面; q为单宽流量; φ为考虑水头损失的系数; h_c为所求的收缩水深。由(1)式可以看出,这是关于h_c的一个三次方程式。求解这个方程虽不很难,但手续繁多,并且解出三个根来还不知哪个才是所求。一般惯用的方法是利用E_o/h_k与h_c/h_k的关系曲线先算出h_k=(q~2/g)~(1/3),再算出E_o/h_k,从曲线上查得相当的h_o/h_k,还要     

求解矩形断面水流收缩水深之查表法

一、关于矩形断面收缩水深hc之计算式一般泄流条件下,收缩水深hc之基本计算式[1]:E_0=h_c+q~2/2gφ~2h_c~2(1)式中:E_o—以下游河床为基准面的泄水建筑物上游总能头(米);q—收缩断面处的单宽流量(米~3/秒米);φ—流速系数;g—重力加速度。     

通信干扰计算中斜接近段等值距离计算方法的商榷

电力线与通信线之间的互感系数,通常用波拉切克公式计算(参见图1):M=(2ln(F/a) 1)·10~(-4) (H/(KM))式和:a——电力线与通信线之间的距离(cm);F=2/(1.78(4πωσ)~(1/2));ω=2πf;     

弧门支臂与支铰偏斜角函数关系的论证与运用

<正>斜支臂弧门的支臂扭转角φ、水平偏斜角α、上下两支臂夹角2θ、支铰(又叫铰链)偏斜角δ,是组成斜支臂弧门的4个重要角度。其相互关联,共同确定了弧门支臂的结构尺寸和形状。在弧门设计规范和设计手册中,斜支臂弧门支臂扭转角φ、水平偏斜角α、上、下支臂夹角2θ3个角度关系已经归纳为tgφ=tgθ·sinα/((cosθ~2-sinα~2))~(1/2)(1)。在弧门的设计图纸中,经常将弧门支臂水平偏斜角     

无压隧洞圆形断面与泄流量简便估算

为了初拟无压隧洞圆形断面尺寸和泄流量的大小,这里介绍一种简便的估算方法。依据任意断面临界水深算式为: (αQ~2/g)=(ω_k~3)/B_k (1) 对于圆形断面时,式(1)中的(ω_k~3)/B_k值可写为(ω_k~3)/B_k=E10~(-3)d~5,于是式(1)变为: (αQ~2/g)=E10~(-3)d~5 (2)1 式中:α-流速分布不均匀系数,常取α=1.0; Q—泄流量(米~3/秒); g—重力加速度,g=9.81(米/秒~2); ω_k—临长水深时的过水面积(米~2); B_k—将界水深时的水面变度(米); E—随水力参数变化的系数; d—隧洞直径(米)。众所周知,无压隧洞圆形断面最大泄流量Q_(max)时     

大吨位预应力锚固技术在铜街子水电站的应用

一、概述铜街子水电站导流明渠右侧混凝土重力式挡墙,是主体坝段基坑施工时的纵向围堰,其中桩号0+40.25～0+70.25段与左岸冲砂底孔坝段组成厂房安装间平台。由于挡墙墙基的细长柱状节理玄武岩(P_2β_5~(1-2)),层内错动带L_c密集,其摩擦系数tgφ=0.35～0.42;粘着力c=0,产状微倾向下游及河床,最不利的视倾角     

拦河坝下消能与防冲问题的探讨

无消能设施的拦河坝在设计时一般按淹没式水跃处理坝下水流衔接形式。由于河流来水量变化区间很大(延寿县水文站观测,蚂蚁河最小流量不足1 0m3 /s,而最大流量达2 5 0 0m3 /s) ,因此拦河坝在不同的流量时可能会产生不同的水跃形式,即临界式水跃、远驱式水跃、淹没式水跃。据1 9     

离心通风机的噪声计算

离心通风机的噪声可用式(1)表示: L=A+B-C+T(1)式中L—通风机噪声的声功率级(分贝); A—通风机风量Q(米~3/分)和静压P~s(毫米水柱)决定的一个量、用(2)式表示、     

矩形明槽中断面紊流流速分布规律的初步研究

现对原文提出讨论如下:原文在推导矩形断面流速分布公式时,根据两个假设导出原文中的(13)式,(u_(mix)-u(r))/((r/p)~(1/2))=1/K1nx/(x-r)相应的验证结果表明,该式的计算值与实测资料相一致。但是若对(13)式作以下分析,情况并非如此。为方便起见,认为矩形明槽流动的宽深比大于10,并令中垂线最大流速的位置系数α=1,即中垂线上最大流速位于水面。这样当0≤θ≤arc tg B/(2H)时,(参见原文     

溢流坝反弧段急流水深的计算

木文研究了两个问题:1.由能量方程解出计算溢流坝反弧段急流水深公式如下:公式符号含意见正文。由已知k、φ和E_1,可简捷的计算出急流水深D_1。 2.利用五个模型试验资料(共50组),得到k值范围较大的新经验式φ=1.1k~(1/13)。 对于坝面坡度tgφ=1/0.8～1/0.6的溢流高坝。它的使用条件为R     

生物接触氧化法-人工湿地处理常低温生活污水

采用生物接触氧化法(BCO)-人工湿地组合工艺处理常低温生活污水,当BCO的气水比为7∶1、回流比为100%、人工湿地的水力停留时间(HRT)为9 h,人工湿地的水力负荷(HLR)为3. 65 m3/(m2/d)时,在常温下(22~27℃),组合工艺出水COD、NH_4~+—N、TN和PO_4~(3-)—P分别为14. 60、1. 40、12. 70和0. 43 mg/L,出水满足《城镇污水处理厂污染物排放标准》(GB 18918-2002)一级A标准;而低温下(7~12℃),组合工艺出水COD、NH_4~+—N、TN和PO_4~(3-)—P分别为29. 60、9. 90、19. 90和0. 88 mg/L。保持气水比和回流比不变,控制低温下BCO的HRT为12 h,人工湿地的HLR为2. 74 m3/(m2/d)时,组合工艺出水COD、NH_4~+—N、TN和PO_4~(3-)—P为18. 40、6. 17、14. 17和0. 66 mg/L,去除率分别为90. 60%、87. 80%、75. 40%和85. 30%。结果表明:常、低温下该组合工艺均能够实现污染物的良好去除,为实际工程应用提供参考。     

天津石化公司纯氧活性污泥法处理厂简介

天津石化公司纯氧活性污泥法处理厂的设计参数为:曝气池 MLSS=5g/L,F/M=0.4,泥龄6～10天;二沉池水力负荷0.47m~3/(m~2·h),固体负荷84kg/(m~2·d)。当进水 BOD_5=560mg/L,COD_(cr)=800mg/L 时,出水 BOD_5<25mg/L,COD_(cr)<90mg/L。与普通曝气池相比,其所需的动力总功率降低50%,基建用地节省三分之一。     

悬梁式挑流鼻坎最优坎高

以跳台形式的溢流堰或急流陡槽,把水流挑射至下游水面,其挑射距离L′一般按公式 (1)计算(文献1,2)。式中:T_0=T V_0~2/2g; T——上下游水面高差; Z——鼻坎顶端挑流水面至下游水面的高差; V_0——上游进水口行近流速; θ——鼻坎挑射角; h——鼻坎顶端水深; g——自由落体加速度。流速系数如下式φ=1/(1 ∑ζ)~(1/2),(2)     

曝气池估算图

曝气池的容积以日最大污水量为准,确定曝气时间或BOD-SS负荷。其关系以下式表示。进水总BOD(公斤/日) =进水BOD(毫克/升)×进水量(米~3/日)/1000 BOD-SS负荷(公斤/SS100公斤·日) =进水总BOD(公斤/日)/曝气池中SS量(公斤)×100 曝气池容积(米~3) =曝气池中SS量(公斤)/平均悬浮物浓度(MLSS)(毫克/升)×1000 进水量(米~3/日)     

WRSIS系统中稻田田面水和地下排水中氮素的动态变化特征

在江苏高淳县WRSIS系统中进行田间试验,对不同氮肥施用量下稻田田面水和地下排水中氮素动态变化特性进行分析。结果表明:施肥1 d后田面水TN和NH4+-N质量浓度值达到最大,随着时间推移,质量浓度迅速下降,施肥7 d后TN质量浓度下降70%~76%,NH4+-N质量浓度下降83.5%~85.5%。田面水中ρ(NH4+-N)/ρ(TN)和ρ(NO3--N)/ρ(TN)具有相似变化规律,先升后降,且ρ(NH4+-N)/ρ(TN)显著大于ρ(NO3--N)/ρ(TN)。地下排水中氮素以NO3--N为主,施肥后NO3--N质量浓度在3.0~19.0 mg/L的范围内;NH4+-N质量浓度较低,整个生育期质量浓度都在1.1 mg/L以下。田面水和地下排水中氮素质量浓度均随着施肥量的增加而增加。施肥7 d内是防止氮素大量流失的关键时期,需要控制排水;同时减少氮肥施用量能显著减少氮素地表流失和地下渗漏损失量。     

A(缺氧活性污泥)/B(A/O淹没式生物膜)复合系统处理垃圾填埋场渗沥液

本文采用A(缺氧活性污泥)/B(A/O淹没式生物膜)复合系统处理垃圾填理场渗沥液.结果表明,对于COD=1693.9mg/L、NH_4~+-N=170.0mg/L和TN=190.0mg/L的填埋场渗沥液,经该复合系统处理后,出水COD、NH_4~+-N和TN分别降至97.9mg/L、8.3mg/L和49.5mg/L,相应的去除率分别为94.2%、95.1%、73.9%,达到良好的去除有机物和脱氮效果.同时发现渗沥液在填埋场渗沥液贮存池中经历了一定程度的厌氧降解过程,使COD达到50%的去除率.     

流域汇流的计算方法

赵人俊(华东水利学院)终结讨论:(一)关于式(5)x=1/2-l/2L 的证明在原文文献[4]中所提出的证明,笔者少作了一次推演,即其第29页第(14)式,可以写成如下形式:l=(Q_下ΔH)/(i_0ΔQ)=((Q_0(1+Δ))/i_0)((ΔH)/ΔQ)=Q_0/i_0((ΔH)/(ΔQ))_0,这样,就与此式(5)的一般形式相符合了.在这方面笔者同     

舍维列夫公式简化初探

针对我国给水铸铁管水头损失计算中习惯采用舍维列夫公式计算繁琐的问题,文中给出了采用最小二乘法曲线拟合推导出的水头损失计算简化式,即 I=1.698×10~(-3)/D~(4.926)q~(1.813)或 I=1.096×10~(-3)/D~(1.3)v~(1.813)。应用该式计算简便,在给水管常见流速范围内,精度满足工程要求。     

反坡正弦波形底板上F型水跃水力特性的试验研究

试验研究了3个相对粗糙度（0.51、0.86、1.34)和6个坡度（?0.02、?0.03、?0.04、?0.05、?0.07、?0.10）对反坡正弦波形底板上F型水跃水力特性的影响。在弗劳德数从5到11的范围内,总共进行了57次试验。试验结果表明:与经典水跃和光滑底板上的F型水跃相比,反坡正弦波形底板能有效减小漩滚长度和共轭水深比,粗糙底板有利于稳定F型水跃。剖面速度分布对相对粗糙度比反坡坡度更敏感,坡度和相对粗糙度影响速度剖面的相似性和边界层厚度的发展。在距离F型水跃起始点40%漩滚长度附近,剖面速度分布最不均匀;在1.2倍的漩滚长度后,剖面动量修正系数基本上都接近1.0。反坡正弦波形底板的综合剪切应力系数是水平光滑床的10~16倍,这表明反坡正弦波形底板在短距离消能方面非常有效。     

住宅小区给水管道临界当量的计算

本文是对“住宅小区给水管道设计流量计算探讨”一文(《给水排水》1991年第3期)中临界流量计算方法的改进,作者提出了影响临界当量的临界特性参数 M,推导出了临界当量计算公式 N_L=A(B~M+C/(M~D))。