配重混凝土（精选7篇）
配重混凝土 篇1
摘要：本文结合工程案例, 介绍了海底油气输送用混凝土配重管常见涂层结构, 着重介绍了各涂层结构防止混凝土配重层滑脱的对策, 提出了工程应用注意事项。
关键词：海管,配重层,滑脱,对策
1 概述
海底油气输送用混凝土配重管多采用S型铺管船法铺设 (如图1) , 该铺设法要通过张紧器对管道施加一定的轴向张力, 这种轴向张力要经过管面的混凝土配重层与防腐层 (或防护层) 界面间的抗剪切能力来传递。界面间剪切强度不足时, 会导致混凝土配重层与防腐层之间出现滑脱, 影响铺管效率, 甚至造成严重后果。因此, 混凝土配重层与防腐层之间要有足够的剪切强度, 以保证铺设过程中两者之间不发生滑脱。未经毛化处理的管道防腐层 (或防护层) 表面通常比较光滑, 致使其与混凝土配重层之间的剪切强度小, 防滑效果差。可以采取防腐层 (或防护层) 表面增阻的措施提高这种界面剪切强度, 但不同类型的防腐层 (或防护层) 需要研究制定不同的增阻对策。本文结合近年国内海管配重工程案例, 介绍了几种常见的混凝土配重管涂层结构及各自防止混凝土配重层滑脱的成功对策。
2 海管防腐层 (或防护层) 表面增阻措施
混凝土配重管涂层结构不同, 涂敷方式不同, 其所要求的防腐层 (或防护层) 表面增阻措施也不尽相同, 常用的增阻措施有以下几种: (1) 胶粘剂增阻法。 (2) 粘接剂+防滑颗粒增阻法。 (3) 螺纹凹槽增阻法。 (4) 防滑颗粒增阻法。 (5) 起脊增阻法。
3 工程应用案例
3.1 胶粘剂增阻法
项目简介:杭州湾管线穿越项目, 其中一条尺寸Φ711×14.3的管线, 长度51.264km, 外防腐涂层采用单层熔结环氧粉末 (FBE) 涂层, 厚度为660μm, 混凝土配重层厚度为77mm, 混凝土配重层与防腐涂层间剪切强度要求不小于184kPa。
涂层结构:钢管+FBE涂层+胶粘剂 (增阻) +混凝土配重层。
增阻工艺:钢管表面FBE涂层事先预制, 在混凝土配重涂敷传动线上, 一种双组分100%固含量适应湿气环境的高强度环氧结构胶粘剂以一定宽度环向挤涂在FBE涂层表面, 并随即涂敷混凝土, 胶粘剂将FBE涂层与固化后的配重层混凝土牢固的粘结在一起。
应用效果:胶粘剂增阻法在杭州湾穿越项目中得到了成功应用, 为FBE涂层与混凝土配重层界面间提供了所需的剪切强度, 界面破坏形式表现为固化混凝土本体破坏。 (如图2)
3.2 胶粘剂+防滑颗粒增阻法
项目简介:外钓岛-册子岛-镇海海底管线穿越工程项目的海底管线, 册子-镇海 (E段) , 长度38.325km, 尺寸Φ762×17.5, 外防腐涂层采用单层熔结环氧粉末 (FBE) 涂层, 厚度为450μm, 混凝土配重层厚度为80mm (36.645 km) 和70mm (1.680km) ;试验管段最小长度1.5m, 混凝土配重层与防腐涂层间剪切强度要求不小于180kPa。
涂层结构:钢管+FBE涂层+改性聚乙烯粘接剂层 (撒防滑颗粒增阻) +混凝土配重层。
增阻工艺:在防腐涂敷过程中, 当完成FBE的喷涂后, 在FBE表面缠绕一层约150μm厚的改性聚乙烯粘接剂, 并在防腐管进入水冷区之前的熔融状态的粘接剂上均匀撒布一层聚乙烯防滑颗粒, 形成一种粗糙的表面 (如图3) , 冷却固化后进行混凝土配重涂敷。
应用效果:粘接剂+防滑颗粒增阻法在外钓岛-册子岛-镇海海底管线穿越工程项目的海底管线上进行了成功应用, 1.9m长的试验管段 (如图4) , 实测混凝土配重层与防腐涂层间抗推脱力达到了506.8KN (折合剪切强度210kPa) , 涂层间仍未出现任何滑移。
3.3 螺纹凹槽增阻法
项目简介:康菲PL19-3项目, 一条尺寸Ф219.1×9.5海底管线, 外防腐涂层采用单层熔结环氧粉末 (FBE) 涂层, 厚度为550μm, 聚氨酯保温层厚25.4mm, 聚乙烯夹克层有效厚度10mm, 混凝土配重层度为40mm;混凝土配重层与防腐涂层间剪切强度要求不小于0.13MPa。
涂层结构:钢管+FBE涂层+聚氨酯保温层+聚乙烯夹克层 (带螺纹凹槽增阻) +混凝土配重层。
增阻工艺:聚乙烯夹克层表面圆周方向采用专用刀具切削出连续的螺纹槽的凸凹型结构 (如图5) , 固化的混凝土嵌入凹槽 (如图6) , 实现增阻。
应用效果:2.0m长的试验管段, 实测最大轴向力496KN, 聚乙烯夹克层受剪面积1.84m2, 抗剪切强度达到了0.255MPa。
3.4 防滑颗粒增阻法
项目简介:番禺/惠州天然气开发项目KP12.0-KP363.0海底管线, 钢管规格Φ508×14.3×12000 mm, 外防腐涂层采用3LPE涂层 (FBE+胶粘剂+聚乙烯) , 涂层厚度为2.9mm, 混凝土配重层厚度40mm、50mm、65mm、80mm、100mm, 混凝土配重层与防腐涂层间整管抗推脱力不小于200吨。
涂层结构:钢管+FBE涂层+胶粘剂层+聚乙烯层 (撒防滑颗粒增阻) +混凝土配重层。
增阻工艺:钢管表面聚乙烯层涂敷后, 进入水冷区固化之前, 表面撒布聚乙烯防滑颗粒 (如图7) , 熔融嵌固在聚乙烯层表面, 冷却后形成粗糙的表面 (如图8) , 实现增阻。
应用效果:混凝土配重层厚度100mm, 1.9m长的试验管段, 实测最大轴向力519.0KN (折合整管312吨) 。
3.5 起脊增阻法
项目简介:东方1-1气田海底管道涂敷项目, 钢管直径Φ559 mm, 外防腐层采用3LPE涂层 (FBE+胶粘剂+聚乙烯) , 混凝土配重层与防腐涂层间剪切强度要求不小于0.1MPa。
涂层结构:钢管+FBE涂层+胶粘剂层+聚乙烯层 (螺旋起脊增阻) +混凝土配重层。
增阻工艺:通过在防腐涂敷生产线硅胶辊上开一环状凹槽, 钢管在生产线上匀速旋转前进, 硅胶辊匀速旋转挤压聚乙烯涂层, 从而在聚乙烯涂层上行成了间距均匀的螺旋凸起 (如图9) , 实现增阻效果。
应用效果:混凝土配重层厚度80mm, 2.0m长的试验管段, 实测混凝土配重层与防腐层间剪切强度达到了0.22MPa。
结语
上述几种海管防腐层 (或防护层) 表面增阻措施, 均较好的满足了具体工程项目海管混凝土配重层抗滑脱的需要, 但今后在实际选择应用过程中还应注意以下几点: (1) 环氧粉末涂层, 采用胶粘剂增阻法, 仅适用于混凝土配重层挤压缠绕成型工艺。 (2) 环氧粉末涂层, 胶粘剂+防滑颗粒增阻法, 即适用于海管混凝土配重层喷射冲击成型工艺 (胶粘剂层要有适当的厚度) , 也适用于挤压缠绕成型工艺。 (3) 聚乙烯夹克层螺纹凹槽增阻法, 是针对单层保温配重管特殊结构设计的, 工程应用过程中还要注意聚乙烯夹克层的内壁防滑处理。 (4) 3LPE涂层起脊工艺复杂, 若参数控制不当, 起脊部位的聚乙烯层冷却过程中易开裂;防滑颗粒增阻法较起脊增阻法, 工艺上更易实现, 涂层质量更易保障。 (5) 采用防滑颗粒增阻措施的混凝土配重管, 国内目前最大应用水深是番禺/惠州天然气开发项目的195m, 应用于更深水域, 应事先验证其涂层剪切强度能够满足项目需要。 (6) 对于深水油气开发用复合聚氨酯弹性体、多层聚丙烯湿式保温管, 其涂层结构与上述案例有本质的不同, 当进行混凝土配重时, 增阻方式不能照搬已有方法, 需要试验验证, 必要时开发新的增阻方法。
参考文献
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[3]丁新龙, 韩雪艳等.海底管道混凝土加重技术现状分析[J].石油工程建设, 2007, 33 (4) :8-12.
[4]张晓灵.单层钢管保温配重新产品在海洋油田中的应用[J].石油工程建设, 2009, 35 (3) :22-26.
地铁车辆整车配重计算 篇2
关键词：地铁车辆,轴重,配重计算
0 引言
地铁是城市现代化的一种重要交通工具, 由于其具有不占用地面空间、运量大、速度快、准时、方便等优点, 已经成为解决城市交通拥挤和减少噪声及大气污染的一种有效手段。截止到2014年[1], 中国大陆共有22座城市拥有城市轨道交通线路, 总长达到3155 km。其中, 北京以19条线路位居运营线路总数首位, 上海以643 km成为运营总里程首位。运营线路以及运营里程的增多也带动了地铁车辆数量的增多。地铁车辆由于设计制造时, 车辆各种设备、零件质量以及安装位置的不同, 引起整车质心与车体型心存在一定的偏差, 致使分配到各轴轴重不同。在运行过程中, 由于轴重的分配不均在某些运营线路中会加速部分零部件的磨损, 严重时造成脱轨。为避免此问题, 应对整车车辆进行整车配重计算。现就北京地铁某型号车辆为例进行整车的配重计算。
1 地铁车辆整车配重计算
地铁车辆的整车配重计算是根据车辆各零部件的质心位置以及质量得出转向架在X与Y方向的偏重与偏差。地铁车辆一般分为动车M和拖车T。本文选的地铁车辆全为动车编组, 其中前后两节车厢带司机室, 用Mc表示。地铁车辆正常运行时, 列车乘客状态可分为四种状态, 分别是:AW0表示空载状态;AW1表示坐客载荷状态;AW2表示定员载荷状态;AW3表示超员载荷状态。各状态载荷能力如表1。
车辆坐标原点如图1。
1.1 Mc车整车配重计算
根据庞巴迪公司的质量报告[2]可以得出车辆Mc车各部件的质心位置以及质量, 并进行重量分配计算计算, 如表2。
根据Mc车重量分配计算得出不同情况下的转向架X方向和Y方向的偏重和偏差如表3。
根据以上数据可以进行Mc车在AW0、AW2、AW3三种状态下的轴重分配计算。
1) 从图表计算可以看出, Mc车在AW0情况下:一位转向架偏重50.12 kg, 每轴偏重25.06 kg。重轴轴重Z0= (∑Wi AW0+|△Wxi|) /4/1000= (23762.99+50.12) /4000=5.95 t;轻轴轴重Q0= (∑Wi AW0-|△Wxi|) /4/1000= (23762.99-50.12) /4000=5.93 t;平均轴重PZ0=∑Wi AW0/4/1000=5.94 t;平均轮重PL0=∑Wi AW0/8/1000=2.97 t;重轴重轮轮重ZZL0= (Z0+|Z0×λy0|) /2= (5.95+5.95×0.83%) /2=3.00 t;轻轴轻轮轮重QQL0= (Q0+|Q0×λy0|) /2= (5.93-5.93×0.83%) /2=2.94 t; (重轴轴重-平均轴重) /平均轴重= (Z0-PZ0) /PZ0= (5.95-5.94) /5.94=0.17%; (重轴重轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (ZZL0-PL0) /PL0= (3.00-2.97) /2.97=1.01%; (轻轴轻轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (QQL0-PL0) /PL0= (2.94-2.97) /2.97=-1.01%。
2) 从图表计算可以看出, Mc车在AW2情况下:一位转向架偏重248.56 kg, 每轴偏重124.28 kg。重轴轴重Z2= (∑Wi AW2+|△Wxi|) /4/1000= (32722.99+248.56) /4000=8.24 t;轻轴轴重Q2= (∑Wi AW2-|△Wxi|) /4/1000= (32722.99-248.56) /4000=8.12 t;平均轴重PZ2=∑Wi AW2/4/1000=8.18 t;平均轮重PL2=∑Wi AW2/8/1000=4.09 t;重轴重轮轮重ZZL2= (Z2+|Z2×λy2|) /2= (8.24+8.24×0.60%) /2=4.14 t;轻轴轻轮轮重QQL2= (Q2+|Q2×λy2|) /2= (8.12-8.12×0.60%) /2=4.04 t; (重轴轴重-平均轴重) /平均轴重= (Z2-PZ2) /PZ2= (8.24-8.18) /8.18=0.73%; (重轴重轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (ZZL2-PL2) /PL2= (4.24-4.09) /4.09=1.22%; (轻轴轻轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (QQL2-PL2) /PL2= (4.04-4.09) /4.09=-1.22%。
3) 从图表计算可以看出, Mc车在AW3情况下:一位转向架偏重427.22 kg, 每轴偏重213.61 kg。重轴轴重Z3= (∑Wi AW3+|△Wxi|) /4/1000= (38082.99+427.22) /4000=9.63 t;轻轴轴重Q2= (∑Wi AW2-|△Wxi|) /4/1000= (38082.99-427.22) /4000=9.41 t;平均轴重PZ3=∑Wi AW3/4/1000=9.52 t;平均轮重PL0=∑Wi AW0/8/1000=4.76 t;重轴重轮轮重ZZL3= (Z3+|Z3×λy3|) /2= (9.63+9.63×0.52%) /2=4.84 t;轻轴轻轮轮重QQL3= (Q3+|Q3×λy3|) /2= (9.41-9.41×0.52%) /2=4.68 t; (重轴轴重-平均轴重) /平均轴重= (Z3-PZ3) /PZ3= (9.63-9.52) /9.52=1.16%; (重轴重轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (ZZL3-PL3) /PL3= (4.84-4.76) /4.76=1.68%; (轻轴轻轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (QQL3-PL3) /PL3= (4.68-4.76) /4.76=-1.68%。
1.2 M车整车配重计算
同样, 根据质量报告可以得到M车各零部件的质心位置与质量, 并进行质量分配计算, 如表4。
根据M车重量分配计算得出不同情况下的转向架X方向和Y方向的偏重和偏差如表5所示。
根据以上数据可以进行Mc车在AW0、AW2、AW3三种状态下的轴重分配计算。
1) 从图表计算可以看出, M车在AW0情况下:一位转向架偏重48.54 kg, 每轴偏重24.27 kg。重轴轴重Z0= (∑Wi AW0+|△Wxi|) /4/1000= (22373.56+48.54) /4000=5.61 t;轻轴轴重Q0= (∑Wi AW0-|△Wxi|) /4/1000= (22373.56-48.54) /4000=5.58 t;平均轴重PZ0=∑Wi AW0/4/1000=5.59 t;平均轮重PL0=∑Wi AW0/8/1000=2.80 t;重轴重轮轮重ZZL0= (Z0+|Z0×λy0|) /2= (5.61+5.61×1.03%) /2=2.83 t;轻轴轻轮轮重QQL0= (Q0+|Q0×λy0|) /2= (5.58-5.58×1.03%) /2=2.76 t; (重轴轴重-平均轴重) /平均轴重= (Z0-PZ0) /PZ0= (5.61-5.59) /5.59=0.36%; (重轴重轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (ZZL0-PL0) /PL0= (2.83-2.80) /2.80=1.07%; (轻轴轻轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (QQL0-PL0) /PL0= (2.76-2.80) /2.80=-1.43%。
2) 从图表计算可以看出, M车在AW2情况下:一位转向架偏重48.54 kg, 每轴偏重24.27 kg。重轴轴重Z2= (∑Wi AW2+|△Wxi|) /4/1000= (31333.56+48.54) /4000=7.85 t;轻轴轴重Q2= (∑Wi AW2-|△Wxi|) /4/1000= (31333.56-48.54) /4000=7.82 t;平均轴重PZ2=∑Wi AW2/4/1000=7.83 t;平均轮重PL2=∑Wi AW2/8/1000=3.92 t;重轴重轮轮重ZZL2= (Z2+|Z2×λy2|) /2= (7.85+7.85×0.74%) /2=3.95 t;轻轴轻轮轮重QQL2= (Q2+|Q2×λy2|) /2= (7.82-7.82×0.74%) /2=3.88 t; (重轴轴重-平均轴重) /平均轴重= (Z2-PZ2) /PZ2= (7.85-7.83) /7.83=0.26%; (重轴重轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (ZZL2-PL2) /PL2= (3.95-3.92) /3.92=0.77%; (轻轴轻轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (QQL2-PL2) /PL2= (3.88-3.92) /3.92=-1.02%。
3) 从图表计算可以看出, M车在AW3情况下:一位转向架偏重48.54 kg, 每轴偏重24.27 kg。重轴轴重Z3= (∑Wi AW3+|△Wxi|) /4/1000= (36453.56+48.54) /4000=9.13 t;轻轴轴重Q2= (∑Wi AW2-|△Wxi|) /4/1000= (36453.56-48.54) /4000=9.10 t;平均轴重PZ3=∑Wi AW3/4/1000=9.11 t;平均轮重PL0=∑Wi AW0/8/1000=4.56 t;重轴重轮轮重ZZL3= (Z3+|Z3×λy3|) /2= (9.13+9.13×0.63%) /2=4.59 t;轻轴轻轮轮重QQL3= (Q3+|Q3×λy3|) /2= (9.10-9.10×0.63%) /2=4.52 t; (重轴轴重-平均轴重) /平均轴重= (Z3-PZ3) /PZ3= (9.13-9.11) /9.11=0.22%; (重轴重轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (ZZL3-PL3) /PL3= (4.59-4.56) /4.56=0.66%; (轻轴轻轮轮重-平均轮重) /平均轮重= (QQL3-PL3) /PL3= (4.52-4.56) /4.56=-0.88%。
2 结论
根据以上计算结果可知:1) 同一动车的每根动轴实际测得的轴重与该车各动轴平均轴重之差均不超过实际平均轴重的2%;2) 每个车轮的实际轮重与该轴两轮平均轮重之差均不超过该轴两轮平均轮重的±4%。该型号车辆重量分配符合要求。
参考文献
[1]张琛, 李超, 贺力霞, 等.2014年中国城市轨道交通运营线路统计与分析[J].都市快轨交通, 2015, 28 (1) :1-3.
配重辅助型快递装卸助手 篇3
配重辅助型快递装卸助手如图1所示,它是以车身为载体,方便货物的搬运,通过手捏加紧装置实现对货物的抓取,上面的自锁机构能有效避免人持续夹紧用力,四杆机构则可以根据货物的伸出距离及时调节配重位置,实现力矩平衡。四杆上安有丝杠,可以调节配重在四杆上的位置来辅助配重,使之适用于不同质量的货物。在此,可通过绕支点旋转,利用杠杆原理实现对货物的提升,用伸长机构实现人短距离移动货物和远距离运送。另外,该设备还配有锁死装置辅助。
2主要机构介绍
2.1夹紧机构
人对操作把手施以较小的力将其捏紧,利用杠杆原理将捏紧力放大并传递至钢丝线,以便于钢丝线将该力变为夹紧力,从而使夹板夹紧。在夹紧过程中,棘轮自锁机构可以避免人持续向按压杆施力。待货物搬运结束后,自锁机构解除自锁,由复位弹簧将操作把手复位。把手设计如图2所示,夹板传动机构如图3所示。
夹紧传动机构是由不完全齿轮、齿轮齿条副、导轨和复位扭簧组成的。在工作过程中,用操作把手传递至钢丝线末端的力带动不完全齿轮绕其轴线旋转。该不完全齿轮以一定传动比与下级直齿轮啮合,直齿轮获得动力后将带动齿条将两侧的剪叉机构沿滑轨相向运动,从而实现对货物的夹紧或松开操作。
2.2行程倍增机构
行程倍增机构是利用齿轮齿条副实现行程倍增的。其结构原理如图4所示。齿轮与固定齿条接触点为两者速度顺心,由几何关系知,从动齿条行程是前移齿轮的两倍。利用该原理,操作把手将滚动齿轮往前推,带动从动齿条上的剪叉机构向前推送,从而实现了人移动较短的距离将货物向远距离推送。
2.3四杆配重调节机构
四杆配重调节机构如图5所示。自适应平行四边形机构上端与剪叉机构固结,根据平行四边形机构的特性,剪叉机构前推时,带动四边形机构绕其支点旋转,此时配重向后摆动,保证了前后力矩的平衡,实现了操作者省力搬运。在剪叉机构前推的过程中,自适应平行四边形机构可以适应四边形上下两杆移动所导致的长度变化,保证了货物在同一平面的推送,使装置更为稳定。
3设计优势
该装置的设计优势是:①实现单人抓取、搬运、码垛货物的省力操作,避免人重复性的弯腰搬运。②平行四边形机构实现配重力臂的自动快速调节,利用杠杆原理实现了省力的效果。在夹取货物的过程中,推动配重移动所需要的力仅为克服配重上升力的2/3,受力比较小。③应用直线差动行程倍增机构,人近距离移动实现货物的远距离输送,缩短人的移动距离,提高装卸效率。如图6为装置码放范围。
4结束语
该装置采用机械的方法对快递进行装卸作业,解决了暴力装卸导致货物损失的问题,提高了快递的安全性。另外,该装置能适应不同车型,装货方便,速度快,可用于分拣站快递的装卸,能够满足装卸机械的特征要求,而且设备体积小,结构简单,易于操作。相信这些特点将会为该装置赢得了不小的市场。
参考文献
[1]李卓求,侯作富.理论力学[M].第二版.武汉:武汉理工大学出版社,2011.
[2]唐增宝,常建娥.机械设计课程设计[M].第三版.武汉:华中科技大学出版社,2007.
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斗轮取料机配重与防撞技术 篇4
斗轮取料机是由早期的斗轮挖掘机改进发展而来的,一般情况下,它与卸车(船)机、皮带机、装车(船)机组成储料场运输机械化系统,生产能力每小时达几千甚至上万吨。斗轮取料机的作业有很强的规律性,斗轮机的动作控制以PLC系统为核心控制,机上操作设有手动、半自动和自动等控制方式。取料机能否正常运行会直接关乎取料效率,有些故障甚至会中断料场的输料作业,下文将以我国某煤炭输出港煤场取料机为例,对其配重与防撞技术进行研究与分析。
2 取料机配重系统关键技术分析
2.1 异常现象
斗轮取料机交叉滚子轴承自完成交付使用以来已更换多次,费用相当高。经过对换下的轴承(已坏)认真观察,发现有明显挤压起边现象,滚柱严重破损,存在严重的轴承滚道磨损现象,特别是在悬臂延伸方向上,轴承滚道已经严重变形。在经过对滚柱及滚道硬度检测后,认为并非是轴承本身的质量问题。
2.2 原因分析
取料机的回转装置是整机的关键部位,采用固定与移动配重相结合的方式,用最小的灵活配重重量平衡悬臂前端斗轮重量,取料机上部支承在整机回转主轴承上,启动后可以绕主回转轴左右转动;将主轴承的外圈与门座架顶面锚定,主轴内圈固定在立柱平台以下。操作时,电动机-减速机构带动驱动齿轮,实现机器上部围绕主轴承转动,从而完成取料功能。
注:1.小齿轮2.大齿轮3.上部结构4.上部内圈5.下部内圈6.M24螺栓7.滚子8.M36螺栓
主轴承同时承受轴向力矩和倾覆力矩,经过我们认真观察分析,发现斗轮取料机的原始设计上部重心偏出主轴承座圈外,导致交叉滚子轴承频繁损坏的根本原因是取料机上部重心在设计时不合理,生产作业时斗轮头部接地压力猛然增加,直接导致轴承所承受的倾覆力矩超过额定力矩。
2.3 相应措施
采取整改措施首先要保证在不改变斗轮取料机各方面性能的前提下,取料机上部重心越靠近主轴承回转中心越好,减小取料机头部斗轮触地压力,主要有两种方法:减小斗轮取料机头部斗轮机构重量和增加活配重产生的反倾覆力矩。具体实施方法:
(1)后移灵活配重重心,延长大机平衡架;(2)延长固定配重支座,使整机重心后移;(3)将箱体式轮体改为幅条式轮体避免煤炭积存现象;(4)重新设计悬臂头部支撑钢结构,减小取料机头部重量;(5)取料不宜过深,避免斗轮高速冲击地面。
3 取料机防碰关键技术分析
3.1 故障现象
为增加取料效率,工作现场往往会在同一轨道布设两台或更多取料机进行作业,这就存在两机碰撞的安全隐患,防碰保护成为斗轮取料机的另一关键技术。
3.2 改进措施
斗轮取料机在轨道运行时可在程序中预设一定的安全值,以保证两台取料机不发生碰撞。通常情况下,当两台取料机之间的距离大于设定的安全值,可以正常行走、旋转、取料作业;当取料机之间的距离小于设定安全值时,立即中断取料机的一切动作,断电保护,保证人机安全,待人工送电后可转入人工手动操作使距离大于安全距离,再进行正常的取料作业。
这一关键技术的改进,首先要实现取料机与控制中心的数据通信,将统一轨道上各台取料机的结构、走行、回转数据传给对方,通过PLC程序对采集回来的取料机信息进行相应运算,比较当前距离与预设安全值,判断出两台取料机目前的距离是否安全。将判断出的安全距离信号反馈给系统PLC,并显示于斗轮取料机司机操作室内。一旦两机距离小于安全值,则程序报警,取料机司机室内警笛蜂鸣,立即停止两台取料机的相关作业动作,及时保护操作人员及取料机的安全。
3.2.1 实现方法
双方数据通信的实现。取料机在原有的设计中已经通过MSG语句与变电所实现了通信。通过变电所作为中介,将两台取料机彼此的信息传输给对方。
碰撞数据的逻辑运算。同一轨道上的两台取料机,无论在什么角度,离另一台取料机都会存在一个最近点。取料机的防碰数据为本机的走行距离加上本机回转投影距离,取料机走行距离可以在PLC中直接读取,然后在PLC中做相应编程,当两台取料机的防碰撞数据之差小于10m时,使得取料机的走行、回转运行条件不满足。停止取料机向碰撞方向继续做回转、走行动作,防止碰撞发生。
3.2.2 触摸屏的相关改造
为了使司机能更加直观地了解两台取料机的位置信息以及跺位信息,在触摸屏的相应界面添加取料机动画模块、垛位模块,具体步骤如下。
(1)在PLC中将两台取料机的走行数据,回转数据移动到相应标签,然后在触摸屏相应界面中添加取料机动画、垛位动画。最后在触摸屏程序中对动画进行编程,将取料机动画与走行数据、回转数据标签相关联,实现动画效果。
(2)触摸屏显示中做出两机碰撞显示模块,将此模块与PLC中碰撞标签关联,当两台取料机距离小于碰撞安全距离时,此模块显示变红,提示司机。
(3)触摸屏添加屏蔽碰撞按钮,当操作人员按住屏蔽按钮时,PLC中启动屏蔽碰撞功能,将防碰撞功能甩掉。当出现碰撞信号后,操作人员可以在有人监护的情况下按住屏蔽按钮,做取料机回转及走行动作。当两台取料机走出碰撞区域后,取料机恢复正常作业。
4 小结
斗轮取料机是大型、连续、高效的散装、粒状物料采取作业设备,是散料连续装载系统中的核心机械,对其关键技术的研究与分析,不仅能够保护人机安全,同时能减少不必要的维修和浪费成本,大大提高作业效率,保证工业现场生产的正常进行。
摘要：取料机工作的稳定性直接决定工业生产中间环节的效率,严重的取料机故障甚至会中断工作流程。文中针对取料机的配重系统进行了研究分析,同时就两台取料机偶然发生的碰撞问题提出了相关的解决建议,可以有效地提高取料机工作的稳定性。
关键词：斗轮,取料机,配重,防撞
参考文献
[1]徐丽丽,葛勤宪,王春涛,李扬.QLK8033取料机斗轮轴断裂影响因素分析[J].莱钢科技,2008,(03).
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[3]韩冰,苏志,杨唯.DQ5030型斗轮堆取料机悬臂起升失灵故障分析及处理[J].河北电力技术,2009,(03).
[4]张海滨.斗轮取料机回转支承常见故障分析与改进[J].鄂钢科技,2009,(01).
[5]高东望.斗轮堆取料机平衡计算[J].科技资讯,2007,(09).
[6]张剑锋,安宁.工业无线局域网技术在煤场堆取料机中的应用[J].中国煤炭,2009,(07).
关于天平配重调平的相关问题 篇5
1 物理天平以及配重调平的基本原理分析
1.1 物理天平的基本介绍
物理天平主要由五部分组成, 即:横梁、支柱、底盘、托盘以及吊耳。其功能设计的基本原理就是“杠杆平衡时, 作用在等力臂上的力相等”。使用物理天时首先要将天平横梁调节水平, 然后将空载的天平的游动砝码拨到最左端, 且与零刻度线对齐, 启动天平, 观察此时的天平是否平衡, 待天平横梁平衡后方能进行物体重量的称量。
1.2 物理天平的配重调节法基本介绍
通常讲的物理天平的配重调节法就是在天平较高的一端, 放一些比较薄而轻的纸片, 一直到物理天平横梁两端平衡。
2 关于配重调平的有效性的分析以及讨论
众所周知, 当我们在天平的两侧与其支点等距离处放上等质量的物品时, 会发现物理天平的横梁就持平了。简单而言, 物理天平本质就是一个等臂杠杆的改造。当在实际操作过程中, 如果出现物理天平的横梁不平衡时, 要对物理天平的左右挂件的位置进行查看, 确保左右挂件的位置没有颠倒;检查吊耳是否放在刀口上面了;有没有放好秤盘;检查横梁的位置是否正确;移动砝码有没有归零;有没有异物附着在了天平秤盘的地面上。当以上操作都仔细完成后, 如果依然发现物理天平的横梁不平衡, 此时, 就要考虑采取配重调平法对物理天平进行调节。
这里我们以一个物理天平为例进行分析。假设X——中央刀口指点, X1———物理天平左侧横梁质心, L1———中央刀口支点与左侧衡量中心的距离, X2———物理天平右侧横梁质心, L2———中央刀口支点与右侧横梁质心的距离。顺着直线H1和H2的是左右两侧的挂件、吊耳以及秤盘的总的质心, 并且将中央刀口支点与左右两端质心的距离相应的设为l1和l2, 如下图所示:
根据力矩知识以及图上所展示的, 我们可以知道相对于中央刀口支点的物理天平左右两侧的横梁的力矩是:
相对于物理天平中央刀口支点的左右挂架的力矩是:
假设启动天平后, 即使已经最大限度的发挥调平螺母的调平功能, 天平的横梁依旧不能平衡, 即出现了以下不等式:
根据不等式5) 以及物理天平的实际使用过程, 大致可以总结出五种现象:
现象一:其他各项相等, 但是l2
现象二:其他各项相等, 但是L2
想象三:其他各项相等, 但是m右梁
现象四:其他各项相等, 但是m右架
现象五:有几项同时不等。
接下来, 我们根据以上五种现象进行分析。
对于以上出现的任何一种衡量调平现象, 依据配重调平, 在天平的右盘添加配重, 直至天平调平, 此时有:
此时, 在进行物体的质量测量有:
易知当l2=l1时:
因此, 我们说当底座调平后, 配重调平法是可以采用的, 对于测量的结果无影响。
那么, 我们可以进一步考虑, 天平配重用的配重物是否一定要放在秤盘中心呢。从前式就可以很容易的确定答案是否定的。也就是说只要能够使得物理天平的横梁平衡, 添加的配重物可以放在右侧秤盘的任何地方, 而不是仅仅局限于秤盘中心。最终我们演算的结果都是l2m砝码=l1m物。配重物的最佳选择通常是纸片, 这样调节重量比较容易些。
同时, 我们仔细观察l2m砝码=l1m物这个公式, 可以推测出, 当l2与l1不相等时, 称量后物品的实际质量应该是:
因此, 我们可以知道物理天平的等臂有多重要。不光是要调节平衡, 还要注意物质重心是否在一线上。
3 结语
根据以上讨论, 我们可以明确的知道物理天平配重调平是有效的, 我们可以相信调平后的物品测量结果。另外, 在试验教学中, 我们要多引导学生去想有些操作为什么合理, 提高学生思维逻辑分析以及研究能力。
摘要：经过长时间的使用后的物理天平难以避免的会出现两边不平现象, 原因有很多种, 一般解决方法是调节天平的调平衡梁解决。但是我们也会遇见一种特殊情况, 就是当我们通过调平螺母进行了最大的调节努力后, 物理天平的横梁依然无法调平, 此时就要运用配重调平法来进行物理天平的调节。文章针对物理天平的配重调平有有效性进行了比较全面、精确、深入的分析与讨论。
关键词：物理天平,配重调平,有效性,讨论
参考文献
[1]李德地.关于天平配重调平的相关问题[J].中国科教创新导刊, 2010.
[2]张琳.关于天平配重调平的几个要点分析[J].教学仪器与实验, 2009.
水轮发电机组转子配重的实际应用 篇6
1.1 背景
紫坪铺水电站位于岷江上游, 电站安装4台混流式水轮发电机组, 单机容量为190MW。机组额定水头100m, 最大水头132.76m, 最小水头68.4m。机组运行的水头变化较大, 机组在非最优工况运行的时间较多, 机组在恶劣的工况下机组振动不可避免, 因此降低机组的振动保证机组安全稳定运行非常必要。在讯后检修的过程中对1#机组进行转子配重。
1.2 配重的目的
通过配重, 尽量平衡机组制造安装过程中产生的质量不平衡力和电磁不平衡力, 降低机组的振动、摆度值。
(1) 测试机组在空转、空载及各种负荷下的振动、摆度, 计算分析机组的不平衡量。
(2) 对机组在各试验工况下的振动和摆度数据进行分析, 掌握机组的运行稳定区域, 界定机组运行的振动区范围, 并评价机组的振动、摆度等是否满足规程要求或厂家性能保证值。
1.3 设备参数
2 机组动平衡实验
2.1 布置测点
上导轴承摆度:+X、+Y方向各一个测点, 共2点。布置在上导油槽盖上或尽量接近上导轴承的位置。
下导轴承摆度:+X、+Y方向各一个测点, 共2点。布置在下导油槽盖上或尽量接近下导轴承的位置。
水导轴承摆度:+X、+Y方向各一个测点, 共2点。布置在水导油槽盖上或尽量接近水导轴承的位置。
上机架振动:水平+X、水平+Y各一个测点, 共2点。布置在上机架靠近上导轴承的位置。
下机架振动:水平+X、水平+Y方向各一个测点, 共2点。布置在下机架向靠近下导轴承的位置。
顶盖振动:水平+X、水平+Y方向各一个测点, 共2点。布置在水导轴承座靠近水导轴承的位置。
键相信号:1点 (同时监测机组转速) , 与水导+Y向传感器布置在一起。
2.2 实验设备
传感器采用现场已经安装的TN8000机组在线监测系统的振动、摆度传感器。摆度传感器型号为IN-081电涡流传感器, 振动传感器型号为MLS-9低频振动传感器, 键相传感器型号为IN-081电涡流传感器。
数据采集装置采用北京华科同安公司的TN8000机组在线监测系统。系统实时采集、分析并记录机组振动和摆度数据, 实时给出机组振动摆度的通频峰峰值、转频值及转频相位。
2.3 变转速实验
监测和记录机组在开停机过程各部位振动和摆度数据。根据变转速过程的监测数据, 分析质量不平衡力对振动摆度影响的大小, 若振摆满足规范要求, 则开始升压试验工况;若超标, 根据需要对转子进行第一次试配重。试重后再次开机, 待转速稳定后同步采集机组各部位振动和摆度数据, 并根据试重结果计算获取影响系数。
2.4 变励磁实验
监测和记录机组在变励磁试验过程各部位振动和摆度数据。根据变励磁试验过程的监测数据, 分析磁拉力不平衡对振动摆度影响的大小, 若振摆不满足规范要求, 则需要对照100%ne的配重情况, 重新确定配重方案, 直至达到规程规定的要求后, 再开始带负荷试验。
2.5 变负荷试验
在机组变负荷试验过程中, 记录试验过程的试验数据。检查机组的运行参数及试验测试数据。若机组的振动或摆度若超标, 则同样需要对照前面配重情况, 进行重新配重, 直至达到规程规定的要求。
3 转子配重
3.1 第一次配重
机组升压至100%Ue后监测数据见表2, 各测点的振动和摆度转频幅值和相位和空转相比存在较小的变化。根据机组结构特点, 第一次配重方案为在机组上端面230°方位试重30kg。试重后测试数据见表2, 上机架振动减少20μm左右。表格中数据显示格式为通频峰峰值/转频峰峰值∠转频相位。
3.2 第二次配重
通过试重后, 得到相关影响系数, 第二次配重方案为在机组上端面180°加100kg。第二次配重后升压至100%Ue后监测数据见表2。机组振动摆度数据优良。
3.3 配重后的振摆情况
机组并网后升至满负荷, 振动摆度数据见表3。振摆数值优良, 带负荷下不需再进行动平衡试验。
3.4 机组配重前后振摆的对比
3.5 配重的质量和位置
1#机组总体配重为:转子上部230°方位30kg, 上部180°方位100kg。
4 结语
从表4可以看出机组配重后, 上导X、Y向摆度、上机架水平X、Y向振动降低最为明显, 发电机组其他部位的振动和摆度也有很大程度的降低。配重后机组振动摆度满足机组长期稳定运行的要求。从此次紫坪铺电厂1#机组转子配重能够看出, 转子配重很好解决机组实际运行过程中振动摆度较大的问题。
参考文献
[1]赵邦银.水轮发电机转子动不平衡分析与处理[J].水电站机电技术, 2016.
[2]周高远.配重法在水轮发电机转子动不平衡中的应用[J].水利科技与经济, 2010.
基于不同配重的罩网沉降性能研究 篇7
基于海上实测数据的罩网沉降性能的研究有利于确定不同作业条件下影响罩网沉降性能的主要因子,该研究于2015年3月于南海南沙海域进行了罩网沉降性能对比试验,分析影响罩网沉降性能的各种因素,确定影响罩网沉降性能的主要因子及其水平,以期为实际作业提供参考。
1 材料与方法
1.1 试验概况
试验船为广东电白县博贺渔港的“粤电渔42212”灯光罩网渔船,钢质,船长44.42 m,型宽7.80 m,型深4.30 m,设计排水量816.9 t,4根撑杆长度都为40 m。渔船主机2台,总功率318k W,发电机4台,总容量720 k W;渔船配500盏金属卤化物集鱼灯(×1 k W);船员11人。试验时间2015年3月9日~3月21日,试验海域11°15'N~11°44'N、114°28'E~114°38'E。
1.2 试验网具
试验罩网是在南海渔民常用网型基础上优化改进而来,网具主尺度为303.00 m×87.66 m,即结附网衣的网口纲(沉子纲)长度303.00 m,网衣纵向拉直高度87.66 m(图1)。试验罩网整体呈锥形,采用多段圆周递减的直筒型网衣缝合而成;网身分为5段,材料为PA(白胶丝),网囊也分为5段,材料为PE;罩网网身最大网目尺寸35 mm,网囊最小网目尺寸20 mm。网具网口纲均匀装配1.25 kg的沉铅1 212个,合计1 515 kg。
1.3 试验方法
试验中所需安装的沉铅与网具网口纲原有沉铅同一规格,每个1.25 kg,沉铅分别装配到网口的4个网角沉纲处(图2)。试验中考虑到过大的配重不利于网具绞收,故将额外增加的最大配重设计为300 kg,且额外配重由小到大分别为0 kg、100 kg、200 kg与300 kg,故试验中网口纲配重分别为1 515 kg、1 615 kg、1 715 kg和1 815 kg共4个水平。每个水平获得的有效数据网次分别为20网、21网、23网和20网,共84网次。
1.4 测量仪器与方法
测量仪器为日本FUSION公司生产的SDKN-500型网位仪,尺寸60 mm×270 mm,质量3 kg。分为母机和子机,母机带有SD数据卡,可自动记录和存储数据;测距方式为相互应答式,测量参数包括距离、深度、温度。其中距离测量范围为0~500 m、精度为1 cm,深度测量范围为0~600 m、精度1%,温度测量范围为-5~30℃、精度±0.1℃。测量时间间隔为1 s。
图1 试验网具Fig.1 Experimental net
图2 SDKN-500型网位仪与沉铅位置示意图Fig.2 Position of SDKN-500 net monitor and lead sinker
因为罩网网具撑开后,网口纲近似呈矩形,为避免船底对测试声波的干扰,试验期间将SD-KN-500型网位仪的母机和子机分别捆绑在渔船左舷前后网角沉纲上进行海上实时数据的测量(图2)。
利用SDKN-500型网位仪记录罩网入水后网口深度随时间的变化数据,利用渔船上的多功能卫星导航仪记录罩网放网时的经纬度,利用风速计记录风速,利用罗盘判断大致风向,同时记录罩网放网时间、绞收时间等操作数据。
1.5 数据处理
1.5.1 影响网口最大沉降深度的因子
利用多元线性回归模型来分析网口最大沉降深度D与各变量因子(配重W、放网时间Ts、绞收时间Th、漂移速度Sd、风速Sw、风向与漂移方向的夹角α)之间的关系。其中,放网时间为放网开始至开始绞收的时间;绞收时间为开始绞收至绞收结束的时间;漂移速度由相邻2次作业的下网经纬度、下网时间计算得出;漂移方向由相邻两次作业的下网经纬度得出。然后对该模型进行逐步回归分析,对影响网口最大沉降深度的变量因子进一步遴选,以AIC信息统计量为准则,AIC相对较小的模型为最适合的模型,以此达到删除和增加变量的目的
多元线性回归模型的表达式为:
其中ε~N(0,σ2),β0,β1,βp和σ2是未知参数,X,…,Xp为变量因子,p≥2。
利用学生化残差的Q-Q图结合异常值检测(Outlier test),判断模型数据集中是否存在离群点
模型变量因子间多重共线性的问题与统计假设没有直接关联,却对于解释回归结果非常重要
度量多重共线性严重程度的一个重要指标是矩阵XTX的条件数,即公式(3)。条件数刻画了XTX特征值的大小,一般情况下κ<100,则认为多重共线性的程度很小;若100≤κ≤1 000,则认为存在中等程度或较强的多重共线性,若κ>1 000,则认为存在严重的多重共线性。
其中λmax(XTX),λmin(XTX)分别表示矩阵XTX的最大、最小特征值
1.5.2 模型的预测能力
根据多元线性回归模型的表达式得出网口最大沉降深度的预测值,使用Shapiro-Wilk检验判断网口最大深度的观测值与模型预测值是否符合正态分布;在2组数据不满足正态分布的前提下,应采用非参数检验的方法———Wilcoxon秩和检验
1.5.3 自变量的相对重要性
它反映的是排除其他变量的影响后,自变量与因变量之间的相关程度,没有单位,故偏相关系数的绝对值大小也常用于表示各变量的相对重要性,取值在-1和+1之间。当自变量超过2个时,建议采用偏相关系数来判断自变量的相对重要性
其中γij为偏相关系数;C'ij为各变量相关系数矩阵的逆矩阵中的第i行、第j列的元素。
1.5.4 不同配重下的最大沉降深度与沉降速度
利用箱型图进行异常值检测,由SDKN-500型网位仪读出网口最大沉降深度及沉降时间,两者相除得到沉降速度。利用单因素方差分析研究试验罩网4组配重下的网口最大沉降深度、沉降速度的差异性。
以上数据分析的方法均通过R软件(Version3.0.0)进行。
2 结果
2.1 影响网口最大沉降深度的因子
以网口最大沉降深度D为因变量,配重W、放网时间Ts、绞收时间Th、漂移速度Sd、风速Sw、风向与漂移方向的夹角α等6个因素为自变量,建立多元回归模型。多元回归分析中各因素统计结果见表1。模型结果表明,配重W、放网时间Ts、绞收时间Th、漂移速度Sd、风速Sw均对网口最大沉降深度D产生了显著的影响(P<0.05),而风向与漂移方向的夹角α对网口最大沉降深度D的影响不显著(P=0.808 6>0.05)。为提高回归模型的预测精度,得到更优的回归模型,以AIC信息统计量为准则,运用逐步回归法剔除影响程度较小的变量α。模型结果见表2,剩余5个变量的影响均显著,且模型残差的标准差(residual standard error)有所下降(4.362减至4.336),相关系数的平方(R2)有所上升(0.809 6升至0.811 9),说明逐步回归后的模型更为合理。
表1 多元回归分析中各因素统计表Tab.1 Various factors in multivariate regression analysis
表2 逐步回归计算的统计结果Tab.2 Statistical results calculated by stepwise regression
注:*.显著相关(P<0.05)Note:*.significant correlation(P<0.05)
利用学生化残差的Q-Q图(图3)结合异常值检测来判断模型数据集中是否存在离群点。由图可见,所有的点均落在95%置信区间带内,且异常值检测所得Bonferonnip为0.703 36>0.05,说明模型数据没有离群点。
由变量因子生成的相关矩阵XTX的条件数表明,配重W等5个变量因子之间不存在多重共线性(κ=14.984<100)。综上,认为该模型为预测网口最大沉降深度的最优模型。
2.2 模型的预测能力
利用多元回归分析得到的网口最大沉降深度D与配重W、放网时间Ts、绞收时间Th、漂移速度Sd、风速Sw之间的回归方程为:
图3 学生化残差的Q-Q图Fig.3 Q-Q figure of studentized residual
由回归方程可知,网口最大沉降深度D与配重W、放网时间Ts、绞收时间Th及风速Sw呈正相关,与漂移速度Sd呈负相关。利用模型回归方程所得预测值与观测值之间的走势大体一致(图4)。对2组数据分别进行Shapiro-Wilk检验来判断数据是否符合正态分布,发现观测值(W=0.975,P=0.101 8)符合正态分布,而预测值(W=0.957 4,P=0.007 232)不符合正态分布。在此情况下,对2组数据进行Wilcoxon秩和检验,发现2组数据间无显著性差异(P=0.872 7),说明模型的预测效果较为理想。
2.3 自变量的相对重要性
计算上述模型中因变量与各自变量间的偏相关系数见表3。偏相关系数的绝对值由大到小分别对应的变量因子为配重W、绞收时间Th、放网时间Ts、漂移速度Sd及风速Sw。
图4 观测值与预测值Fig.4 Predicted and observed values
由表3可知,配重与网口最大沉降深度之间的偏相关系数的绝对值最大(0.716),放网时间与网口最大沉降深度也呈正相关,但其影响的相对重要性(偏相关系数的绝对值为0.519)要弱于配重,且通过延长放网时间的方式来增加沉降深度时会产生一定的负面影响,罩网在沉降至最大深度时网口仍未完全闭合,放网时间变长时,网口绞收闭合的过程就会相对滞后,对网口闭合不利,而网口快速闭合对防止鱼群逃逸至关重要。故认为增加配重是比延长放网时间更加实用有效的增大网口沉降深度的方法。
2.4 不同配重下的最大沉降深度与沉降速度
通过箱型图对不同配重下网口最大沉降深度与沉降速度的数据进行异常值检测,发现数据并无异常值(图5)。4个配重下最大沉降深度与沉降速度的平均值见表4。最大沉降深度与沉降速度的平均值均随配重的增加而增大。图5-a中1 715 kg配重组网口最大沉降深度的中位数要小于1 615 kg配重组,这可能与1 715 kg配重组放网时间(平均117 s)要小于1 615 kg配重组(平均121 s)有关。对4个配重水平的最大沉降深度进行单因素方差分析,发现不同配重下网口最大沉降深度存在显著性差异(P=2.39e-13<0.05);对4个配重水平的沉降速度进行单因素方差分析,发现不同配重下沉降速度存在显著性差异(P=3.69e-06<0.05)。
表3 因变量与自变量的偏相关系数Tab.3 Partial correlation coefficient of dependent variable and independent variable
图5 不同配重下最大沉降深度和沉降速度的箱型图Fig.5 Box-plots of the maximum depths and sinking speed for different weights
表4 试验罩网不同配重试验测试结果Tab.4 Basic results of experiment
3 讨论
3.1 影响网口最大沉降深度的因子
由模型可得,网口最大沉降深度与配重、放网时间、绞收时间及风速呈正相关,晏磊等
3.2 不同配重下的最大沉降深度与沉降速度
配重增加有利于罩网沉降性能的提升。诸多学者在不同下纲质量下围网沉降性能
配重不断增加是否会持续提升罩网的沉降深度和速度是一个值得关注的问题。李灵智等
4个配重组下网口沉降速度分别为0.303 m·s-1、0.318 m·s-1、0.342 m·s-1和0.349 m·s-1,随着配重的增加,沉降速度的增长率分别为4.95%、7.55%、2.05%,沉降速度的增长率呈现出先变大后变小的规律。结果初步显示出配重增加到一定程度后,沉降速度的增加会趋于变缓
3.3 最优配重
试验中,网口最大沉降深度与沉降速度均随配重的增加而增大。1 715 kg与1 815 kg配重组沉降速度相差不大且明显高于前2个配重组,故认为最优配重应在1 715 kg与1 815 kg之间选择。对1 715 kg与1 815 kg配重下网具的沉降性能进行比较,两者最大沉降深度依次为83.7 m、97.9m,沉降速度依次为0.342 m·s-1、0.349 m·s-1。沉降速度差异很小而最大沉降深度差异较大可能是由于1 815 kg配重组放网时间(平均135 s)长于1 715 kg配重组(平均117 s)造成的;两者沉降速度的平均值差异很小,为0.007 m·s-1,且1 715 kg配重组的沉降速度的中位数(0.337 m·s-1)要小于1 815 kg配重组(0.347 m·s-1),但差距不大,仅为0.010 m·s-1(图5-b)。此外,较大的沉降速度的最大值出现在1 715 kg配重组。综上,1 815 kg配重组沉降性能与1 715 kg相比并没有明显的优势。考虑到配重较小时网具的绞收会更便利更节能,特别是能提高不良海况下的作业安全性,故认为1 715 kg为4个配重组中的最优配重。
该研究基于4组配重对罩网沉降性能进行研究,为更细致的分析配重对罩网沉降性能的影响,今后的研究中不同配重的选择可跨度更大且相邻之间差距更小。此外,还可构建不同的模型,如GAM模型
摘要：2015年3月于南海南沙海域进行了1 515 kg、1 615 kg、1 715 kg和1 815 kg等4组不同沉力配重下罩网沉降性能的对比试验。结果发现:1)多元回归分析表明网口最大沉降深度D与配重W、放网时间Ts、绞收时间Th及风速Sw成正相关,与漂移速度Sd呈负相关;2)偏相关系数分析显示,配重的相对重要性大于放网时间,且放网时间过长不利于网口迅速闭合,故认为增加配重是比延长放网时间更加实用有效的增大网口沉降深度的方法;3)随配重的增加,网口最大沉降深度的平均值依次为77.5 m、81.5 m、83.7 m和97.9 m,网口沉降速度的平均值依次为0.303 m·s-1、0.318 m·s-1、0.342 m·s-1和0.349 m·s-1,两者均随配重的增大而增加,且单因素方差分析发现两者在不同配重组间均存在显著性差异;4)认为1 715 kg为试验罩网的最优配重。