优化验证（共7篇）
优化验证 篇1
根据2009年密集烘烤优化工艺试验结果, 2010年, 试验研究设在襄县王洛镇烘烤基地, 对密集烘烤优化工艺进行验证研究, 并完善和提高了密集烘烤工艺的配套技术。
1 试验材料
试验田选在襄城县王洛镇谢庄村, 供试烟田面积350亩, 烟叶品种为中烟100, 烟株长势良好。供试烤房为2010年全国统一标准的密集烤房。用于试验的10座烤房均对烘烤过程进行记载, 记载内容为:装烟密度、鲜烟重、起火时间、起火温度/湿度、烤房实际温度/湿度、耗电量、耗煤量、烟叶变化程度、外界温度/湿度等。
2 试验方法
试验设密集烘烤优化工艺 (T1) 和常规工艺 (T2) 两个处理, 两次重复 (同一烤房内相距2m和4m位置) ;每个重复各六竿 (上、中、下棚各两竿) , 共12竿。装炕前对样竿进行称重以及挂牌标记, 以便在烤后取样, 分别测定烟叶的干鲜比及外观质量、内在化学成分。
2.1 试验烟叶成熟度标准
试验共三炕 (开始烘烤后第2、4、6炕) , 分别代表下部叶、中部叶和上部叶;采收部位分别为第4～6片叶, 第9～11片叶, 第14～16片叶;成熟标准分别为:下部叶以第6片烟叶叶色褪绿为准;中部叶以第11片烟叶颜色变黄面积达1/2以上为准;上部烟叶以第16片烟叶颜色变黄面积达2/3以上为准。
2.2 烤后取样
每个处理 (T1、T2) 的每次重复分别取烤房左边3棚的6竿单独存放, 备作外观质量评价;烤房内右边3棚的6竿烟叶称重后进行分级, 记录各等级的叶片数和重量, 并挑选X2F、C3F和B2F等级样品各2公斤, 备作化验化学成分。
单位:小时
注:等级比例数据均根据试验的两次重复所取样品分级后计算而得
注:等级比例数据均根据试验的两次重复所取样品分级后计算而得
注:等级比例数据均根据试验的两次重复所取样品分级后计算而得
注:数据由河南农业大学提供。
2.3 烤烟外观质量评价方法
烤烟外观质量评价方法如表1。
3 试验过程
3.1 烟叶采收、编竿以及装炕
烟叶采收人员共分为四组, 每组均配有一名试验员。按照成熟度要求标准进行采收编竿, 每竿叶数为100～110片。所有试验全炕装烟竿数为350竿, 每炕选取其中的25竿作为样竿进行称重、挂牌标记。装炕时间分别为:下部叶8月14日, 中部叶8月27日, 上部叶9月3日。
3.2 密集烘烤优化工艺
优化烘烤工艺仍然分为变黄阶段、定色阶段、干筋阶段三个阶段。具体如下。
变黄阶段:第一步:下部叶在38℃稳温15h以上;中上部叶稳温24h以上, 保持湿球温度36℃±0.5℃, 中下部烟叶以达到8成黄, 上部烟叶达到9成黄为准, 开烤后2h内风机转速1440r/min, 之后风机转速960r/min。
第二步:温度1℃/2h升至42℃稳定, 湿球温度37℃±0.5℃, 稳温12h以上, 以烟叶变黄达到黄片青筋9成黄, 叶片充分失水凋萎, 主脉发软, 微有勾尖为准, 风机转速960r/min。
定色阶段:第一步:下部叶以1℃/2h升至45℃稳定, 中上部叶以1℃/2h升至47℃稳定, 湿球温度38℃±0.5℃。稳温时间以烟筋变黄 (泛白) 、叶片小卷边半干为准 (中下部烟叶稳温12h以上, 上部烟叶稳温18h以上) , 风机转速1440r/min。
第二步:温度以1℃/2h速度升至54℃稳定, 湿球温度39℃±0.5℃, 稳温12h以上 (即便叶片已经干燥也要保证稳温时间) , 风机转速960r/min。
干筋阶段:第一步:温度以1℃/2h速度升至60℃, 湿球温度41℃±0.5℃, 风机转速720r/min。
第二步:温度以1℃/1h速度升至67℃稳定, 湿球温度42℃±0.5℃, 稳温至烟叶干筋, 风机转速720r/min。
3.3 烘烤工艺实际操作记录
3.3.1不同烘烤工艺烘烤时间段及耗时
各部位烘烤耗时统计如表2。
3.4 烤后烟叶各项数据统计
经济性状统计方法是:分别用两次重复的干烟重量估算全炕的干烟总重量, 然后根据全炕烟叶的耗煤量、耗电量、当地烟叶的价格分别计算千克干烟的成本和千克干烟的价格 (均价) 。为准确计算因物价原因引起的误差, 对当地的煤价、电价和烟叶价格等进行调查。当地的煤价680元/吨;当地的电价0.78元/度。
烤后烟叶等级比例及经济状况分别列于表3、表4、表5中。
鲜干比计算:烟叶回潮结束出炕时, 每个重复中挑取5竿进行称重, 除去烟竿的重量, 得到烟叶干重, 计算烟叶的鲜干比, 其数据列在表8中。
4 结果分析
4.1 鲜干比
鲜干比是衡量烟叶内在质量的主要指标之一, 在同等鲜烟烘烤特性下, 采用不同的烘烤工艺, 单位重量的鲜烟与烘烤后的干烟重量成反比。即鲜干比越大则说明干烟叶的重量越少。表8显示:三个部位烟叶的鲜干比T1处理均大于T2处理, 但相差不大。
4.2 化学成分分析
由表7看出, 三个部位烟叶采用T1工艺的碱含量均高于T2, 但均在适宜范围之内;下部叶T1总糖含量明显低于T2, 而中部叶明显高于常规;下部叶和上部叶T1淀粉含量明显低于T2, 中部叶稍高于T2;中下部叶T1石油醚提取物含量均低于T2, 上部叶明显高于T2。
通过计算, 糖碱比:下部烟叶T1在适宜范围之内, T2略高于适宜值;中部烟叶T1仅比适宜值高0.03, T2在适宜值范围内;上部烟叶均不在适宜范围内, 但T1仅比适宜值的上限高0.42, 而T2艺较高。三个部位T1的两糖比均等于或者高于适宜值的下限, 而T2的下部烟叶和上部烟叶没有达到标准;各处理烟叶的钾氯比均不达标, 总体T1较高;相同部位的不同处理氮碱此差异不大。
4.3 烟叶等级与烘烤工艺之间的关系
表2看出:不同烘烤工艺处理下, T1处理的各烟叶部位总烘烤时间均大于T2处理。中下部位时间延长在变黄期和定色前期, 上部叶时间延长在变黄前期。三个部位的变黄期 (温度42℃～45℃) 时间均为T1>T2。说明优化工艺变黄期时间较长, 干物质消耗或转化比较充分。
下部叶:T1处理中X2F、X3F、X4F所占的比例分别高于T2处理, 且T1处理中三者的比例之和要远远高于T2处理。而末级和CX2K远小于T2。
根据表2分析, 下部叶:T2处理前期升温较急, 而提前进入变黄期, 变黄阶段过分延长, 烟叶内含物大量分解, 导致烟叶的颜色淡、油分少, 出现烤褐烟, 从而降低了烟叶的等级。相比之下, T1处理由于前期升温速度较缓, 变黄期烟叶变黄充分, 烤后烟叶颜色多为橘黄色、油分充足、身份适中, 提高了烟叶的等级。
中部叶:T1处理中烟叶的等级比例70%集中在C2F、C3F、C4F, 而T2处理中三者比例之和为60%。显然, T1处理优于T2处理。
上部叶:上部烟叶的B1F、B2F、B3F、B4F等级比例之和T1处理大于T2处理10个百分点, 其经济状况仍然是T1处理优于T2处理。
4.4 外观质量评价
不同部位烤后烟叶外观质量总分略有差异:除中部叶外, 下部和上部叶总分均为T1>T2。T1处理的烤后烟叶在成熟度、叶片结构、颜色等方面均好于T2, 见表1、表6。
4.5 经济效益
根据不同烘烤工艺经济状况比较表8看出:耗能方面T1没有明显的优势, 但是T1提高了烟叶的均价, 从而提高了的经济效益。
由表8可以看出, 采用T1烘烤的烟叶等级比例均有改善, 且对中上部烟叶的上中等烟比例的改善效果最为明显;而公斤干烟耗煤量T1略高于T2;中下部烟叶的公斤干烟耗电量为T1
5 结语
优化工艺能提高中部、上部烟叶的上、中等烟叶等级比例;优化工艺在降低烤房内温差、协调整体烟叶失水速度方面明显优于常规工艺;优化工艺烘烤的中部叶评吸质量较常规烘烤工艺好, 其烟叶化学成分及总体质量评价优于常规工艺, 主要体现在刺激性小、杂气少;而优化工艺的烘烤能耗略高于常规工艺, 但差异不明显。
参考文献
[1]河南农业大学, 中国烟叶公司.密集烤房烘烤工艺优化试验2010年度总结[D].2011, 1.
[2]宫长荣.烟草调制学[M].中国农业出版社, 2003, 7.
优化验证 篇2
电控硅油风扇可以根据发动机出水温度、进气温度、节气门制动及整车空调开关状态等参数实现对风扇转速的实时精准控制, 使发动机始终工作在最适宜的温度下, 并且最大限度地降低整车油耗及噪音。然而若电控硅油风扇控制标定不合理的话, 不但会导致整车油耗及噪音比较差, 还会导致发动机过热报警, 影响整车正常运行。
本文以某车型牵引车电控硅油风扇响应滞后问题的分析处理为例, 详细阐述了电控硅油风扇的控制逻辑及标定优化方法。
1、故障情况及原因分析
整车满载爬坡时, 水温仪表指针指到红色预警区域后风扇才开始旋转, 因风扇高速旋转过晚导致发动机高温报警。通过采集发动机相关数据发现, 在发动机水温96.5℃以前风扇没有任何响应, 水温升到97℃以后风扇才开始响应, 而硅油流入硅油腔需要一定的时间, 但当环境温度较高汽车满载爬坡时, 发动机水温上升很快, 水温很快升到100℃以上后发动机高温报警。就此针对电控硅油风扇进行标定优化及试验验证。
2、电控硅油风扇标定优化目标
确保风扇转速偏差控制在±250rpm;
确保风扇能够按照发动机ECM控制曲线及时有效地响应;
确保标定优化后的汽车在满载运行时不会出现发动机过热报警故障。
3、电控硅油风扇控制原理介绍
3.1 控制逻辑总体介绍
发动机ECM控制软件版本为Type4, 根据发动机出水温度、进气温度、节气门制动及整车空调开关状态等参数得出风扇请求R, 对应算出控制风扇的风扇请求占空比PWM求, 根据风扇实际转速与请求转速的差值算出风扇转速补偿占空比PWM补, 再最终计算出风扇控制占空比PWM用于控制风扇的瞬时转速。控制逻辑总体原理如图1:
3.2 各控制参数及算法介绍
3.2.1 风扇占空比请求R介绍
输入量:发动机转速、发动机出水温度T水、发动机进气温度T气。
风扇占空比请求R:R水和R气取大值。
水温风扇请求R水按照发动机ECM控制参数表算出, 如下图2:
进气温度请求R气按照发动机ECM控制参数表算出, 如下图3:
3.2.2 风扇控制占空比PWM计算
输入量:风扇请求占空比PWM求、转速补偿占空比PWM补。
风扇控制占空比PWM=1-PWM求-PWM补
风扇请求占空比PWM求按照发动机ECM控制参数表算出, 如下图4:
风扇转速补偿占空比PWM补按照发动机ECM控制参数表算出, 如上图5。
注:风扇转速偏差=请求转速-实际转速
请求转速=发动机转速×风扇速比×风扇占空比请求R
3.3 电控硅油风扇控制原理介绍
发动机ECM发出不同的PWM控制指令 (计算所得) , 对应产生不同的电压信号, 通过电压信号大小控制离合器硅油阀片开启大小, 进而调节流入硅油腔的硅油量, 不同的硅油量会产生不同的离合摩擦力, 最终实现风扇的转速的控制。如下图6为PWM=30%时的PWM控制信号:
电控硅油风扇离合器工作原理图如下:
4、电控硅油风扇标定优化及试验验证
4.1 试验条件
车辆型号:XXX牵引车发动机型号:ISM11E4 385标定信息:CT20074.02_v3风扇型号:BEHR NFM680+ER130汽车总重:44吨试验路况:平原高速环境温度:32℃。
4.2 风扇硬件测试
4.2.1 风扇调制性能测试
汽车原地静止状态, 用电控硅油风扇控制器发出指令来控制风扇, 从上图9看出风扇有调制区间, 能够跟随占空比指令PWM响应, 说明此风扇状态正常可以进行标定试验。
4.2.2 风扇转速稳定性测试
从上图10看出风扇实际转速一直在目标转速附近波动, 满足风扇转速偏差±250r/min以内的要求, 说明此风扇状态正常可以进行标定试验。
4.2.3 风扇调制区间分析
风扇厂家随机抽取24件电控硅油风扇, 进行风扇控制性能台架试验, 从上图11看出各风扇响应的可控PWM范围落在不同区间, 区间偏差较大, 这也是导致风扇响应滞后的一方面原因。
4.3 PWM信号对比验证
分别用电控硅油风扇控制器和发动机ECM发出PWM=50%的控制信号, 从上图12和图13看出, 两种控制装置给风扇的控制信号类似, 说明发动机ECM控制模式可靠。
4.4 故障还原
汽车总重44吨, 行驶在平原高速上, 发动机转速控制在约1300~1400rpm, 从上图14看出, 风扇响应的可控PWM为81%~50%, 风扇在水温96.5℃之前无响应, 之后直连。
从故障还原试验结果来看, 风扇在水温96.5℃之前无响应, 之后直连, 存在明显的响应滞后故障。
4.5 风扇标定优化及试验
4.5.1 标定优化
根据风扇调制区间分析试验, 各风扇响应的可控PWM范围落在不同区间, 区间偏差较大, 因此我们尽量调整控制参数让ECM发出的风扇控制PWM落在风扇的有效响应控制区间。
ECM水温风扇请求R水控制参数表调整如下图15:
ECM风扇请求占空比PWM求控制参数表调整如下图16 (X:风扇占空比请求R, Y:PWM求) , ECM风扇转速补偿占空比PWM补控制参数表调整如下图17 (X:风扇转速偏差, Y:PWM补) :
总体来看, 风扇转速控制曲线调整如下图18:
4.5.2 试验验证
4.5.2. 1 静态验证
汽车原地静止, 在PTO (发动机取力) 模式下稳定发动机转速, 输入不同的水温值, 验证风扇响应转速。
如图19所示, 发动机转速1400rpm时, 风扇在水温94℃时就开始响应。
4.5.2. 2 转鼓台架动态验证
将汽车固定在整车转鼓试验台上, 分别模拟不同的运行工况, 验证风扇响应转速。
如下图21所示, 通过转鼓台对汽车加载70%负荷时, 发动机转速稳定在1400rpm, 风扇在水温94℃时就开始响应。
4.5.2. 3 路试动态验证
汽车总重44吨, 行驶在平原高速上, 发动机转速稳定在约1400rpm, 从下图22看出, 风扇在水温94℃时就开始响应。
汽车总重44吨, 行驶在平原高速上, 发动机转速稳定在约1600rpm, 从下图23看出, 风扇在水温94℃时就开始响应。
5、结论
优化验证 篇3
1 调控一体化监控信息验证现状
1.1 理念和策略
随着“大运行”体系建设工作的推进,省、地、县三级电网将逐步实现调控一体化运行。在调控一体化运行模式下,调度控制中心承担着电网生产、输送和调配任务,以及调度监控管辖范围内相关一次及二次设备运行状态的日常监视和设备控制任务[1]。为了满足省级电网调控系统全功能互备的要求,江苏省调备调智能电网调度控制系统基于D5000平台建设,实现了数据采集与监控(SCADA)、自动增益控制(AGC)、自动电压控制(AVC)、网络分析、广域测量(WAMS)、调度计划等应用功能[2]。扬州与泰州互备智能电网调度控制系统,采用2个地调系统双向维护、互为热备的主备调建设模式,节省了备调系统的投资,提高备调系统的可用性。该系统基于D5000平台,实现与全省模型中心的模型共享及分布式维护、一体化建模与分析计算功能,满足扬州与泰州电网调控运行的需要。
在扬州与泰州互备智能电网调度控制系统建设中,监控信息传动验证工作是“安全压力大、耗时长、人力投入大、进度难以把控”的环节,泰州地区通常做法是对变电站的每个间隔均申请停电,再做遥控联动操作试验。申请停电需要审批程序,停电做安措,通常需要几个小时,解除安措送电也耗费不少时间。220k V间隔的停电申请需要上级调度的批准,经常因为某些重要的间隔停电困难,遥控试验被暂时搁置,影响信息传动工作进度。
2 调控一体化监控信息验证方法改进
2.1 范围和目标
按照调控一体化建设工作安排,泰州地区接入D5000系统的30座220 k V变电站、105座110 k V变电站的所有间隔均需进行监控信息传动验证。工作内容涵盖通道调试、信息转发点表梳理、遥测、遥信、遥控及遥调传动,工作重点及难点是对遥控传动正确性的验证。因此提出“停电实传试验为主,不停电传动验证为辅”的方法,旨在缩短变电站监控信息传动验证周期,支撑调度业务转型。
2.2 指标体系和目标值
以《220 k V变电站典型信息表》为依据,梳理变电站监控信息点表,并且制定《泰州供电公司监控信息传动调试方案》及《泰州供电公司厂站端不停电调试方案》;满足《变电站调控数据交互规范(试行)》指标要求,目标值如下:(1)遥控、遥调传动试验正确率100%;(2)遥控、遥调传动试验覆盖率100%;(3)遥控、遥调响应时间≤3 s;(4)220 k V变电站在2个工作日内完成全站监控信息验证;(5)110 k V变电站在1个工作日内完成全站监控信息验证。
2.3 改进措施
2.3.1 设计监控信息传动验证工作流程
依据电网运行方式,以年度停电计划为基础,制定变电站监控信息传动计划,结合月、周停电检修计划,兼顾临时停电工作,滚动调整传动计划。针对停电的间隔,采用“停电实传试验”的方法逐一实传监控信息;针对不具备停电条件的间隔,采用“不停电传动验证”的方法批量传动验证监控信息。设计的监控信息传动验证工作流程如图1所示。
2.3.2 监控信息传动验证主要流程
监控信息传动验证工作流程包括通道接入调试、信息转发表梳理、停电间隔信息传动验证、不停电间隔信息传动验证4个环节。
(1)通道接入调试。互备智能电网调度控制系统基于D5000平台,采用了扬州与泰州2个地调系统双向维护、互为热备的主备调建设模式,节省了备调系统的投资,提高了备调系统的可用性。自动化班与检修公司二次班配合完成通道的接入与调试。每座变电站新调试4路网络通道,其中1路通道暂时供OPEN3000系统使用。
(2)信息转发表梳理。按照江苏省电力公司《江苏电网调度自动化系统监控信息采集规范》及《220 k V变电站典型信息表》,梳理泰州地区所有变电站信息点表。检修公司二次班提供变电站监控信息基础点表,监控班审核梳理后由自动化班制作转发点表并反馈检修公司,3方将点表印刷成册,用作调试记录。
(3)停电间隔监控信息传动验证。按照《泰州供电公司监控信息传动调试方案》,结合停电计划,对停电间隔进行监控信息实传试验。开关遥控、变压器遥调为实际传动,有实际位置变化。在传动过程中,监控班、自动化班、二次班,3方做好详细传动记录并签字备案。
(4)不停电间隔监控信息传动验证。按照《泰州供电公司厂站端不停电调试方案》,对不具备停电条件的间隔进行监控信息传动验证,方法如下:
(1)遥测验证采用比对法。对比D5000系统不停电间隔遥测数据与站内后台机及OPEN3000系统遥测数据,从而验证不停电间隔遥测量的正确性[3]。
(2)110 k V及以上间隔硬接点遥信采用在测控屏端子排短接的方法验证,禁止采用在数据处理及通信单元上置位的方式来模拟遥信信号。监控人员应检查主站端遥信值与现场模拟情况完全一致[3]。
(3)遥控试验前,站内做好安全措施,将站内所有开关“远方/就地”切换开关在测控屏打到“就地”位置,断开所有开关遥控压板,在所有刀闸机构箱内断开相应刀闸机构电机电源。对于110 k V及以上线路间隔,采用“拆回路、加示灯”的方法进行验证。以许继FCK-801A/2测控装置为例,如图2所示。
(5)在对相应间隔进行遥控传动前,需做好相应间隔安全措施。首先把n ZK(“远方/就地”切换开关)打到就地位置,断开n PL2开关“遥合”压板和n PL3开关“遥分”压板。测量端子n D2-4,n PL2-2,n PL3-2处电位,确保这几处电位为0。接下来进行非实传遥控传动验证,方法如下:
(1)首先把n ZK(“远方/就地”切换开关)打到“远方”位置;
(2)先进行“遥合”试验,把示灯加在219和220端子之间。确定电位为0后,由主站发出“遥合”令,示灯亮则表示遥控正确;
(3)再进行“遥分”试验,把示灯加在219和221端子之间。确定电位为0后,由主站发出“遥分”令,示灯亮则表示遥控正确。
对于35 k V,10 k V间隔设备,采取主站预置遥控令,在站端的保护测控一体化装置上查看提示信息的方法进行验证。传动过程中,监控班、自动化班及二次班3方要做好传动记录并签字备案。
2.4 评估与改进工作研究
2.4.1 调控一体化监控信息传动验证的评估方法
以安全性、可靠性、高效性、可推广性4个方面为调控一体化监控信息传动验证的评估内容,以管理指标体系和目标值为衡量标准,采用“单项工程逐一评价,评价结果整体分析”方法对优化的监控信息验证法进行评估[4]。
(1)安全性。要求在遥控调试期间,站端人员与设备安全,无安全事故发生。
遥控调试前,已将站内所有开关“远方/就地”切换开关在测控屏打到就地位置,所有开关遥控压板断开,所有刀闸机构电机电源断开。即使在主站端遥控误操作或数据库点号错误的情况下,此安全措施也能保证站端人员及设备安全。
(2)可靠性。要求调试方法验证现象直观,验证结果惟一,方法可靠。
主站端下令,厂站端“拆回路、加示灯”的验证方法,是一种闭环验证法,验证现象直观(示灯亮或灭),结果惟一,具有很高的可靠性。
(3)高效性。要求能集中完成遥控调试,在规定的时间节点内完成全站传动。
一个220 k V变电站全部间隔的遥控功能调试,从做安措到遥控传动验证,整个过程仅需要1个工作日的时间,大大缩短了遥控周期,具有很高的效率,满足了传动工作的进度要求。
(4)可推广性。要求调试方法可在不同的厂站、不同的厂家设备间推广。
采用相同厂家、相同设备的变电站,可以实施相同的遥控调试方案。不同厂家的设备,方法原理相同,可以根据设备的具体情况制定相似的调试方案,具有很好的推广性。
(5)评估衡量标准。从主站端遥控执行,到厂站端示灯亮起,平均时间在2.5 s左右,满足遥控、遥调响应时间≤3 s的要求。1座220 k V变电站所有间隔的监控信息传动验证时间为1个工作日,满足1座220 k V变电站的监控信息传动验证时间控制在2个工作日内的要求。
2.4.2 存在的问题
实际传动工作推进过程中,在部分变电站的不停电监控信息传动验证工作中,对遇到的不同问题进行研究。
(1)不满足不停电遥控验证技术要求的设备。针对一部分保护测控一体化装置的35 k V,10 k V间隔,采取主站端预置遥控令,厂站端查看保护测控一体化装置提示信息的方法验证遥控传动。在实际工作中,部分变电站由于设备陈旧,在站端设备上无法查看提示信息,暂无法验证遥控传动。
(2)遥信软保护信号未做全面验证的问题。为保证设备安全运行,线路在带电情况下不允许退保护运行。出于安全考虑,遥信软保护信号暂未做全面验证,需结合停电检修计划,补充完成软遥信验证工作。
2.4.3 改进对策
(1)装置上无法查看遥控提示信息的设备。对于无法在保护测控一体化装置上查看提示信息的10 k V及35 k V间隔设备,一是结合停电计划进行遥控实传验证;二是联系设备厂家,讨论在保护测控一体化装置上外联其他设备(如笔记本电脑)来获取主站遥控预置令的方法,形成可行性方案,解决部分陈旧装置无法查看提示信息的问题,验证遥控传动。
(2)遥信软保护信号验证工作的意见。由于部分直流信号、智能设备信号、通讯中断信号等无法通过在测控装置信号回路上拆接线或短接等方式来模拟产生,需现场实做(人工设直流一点接地、拔网线等)以产生信号,结合停电进行验证。
3 效果检查
变电站信息传动工作实例研究(以220 k V白马变为例)描述如下:220 k V白马变为泰州地区早期建设的220 k V变电站。针对无停电计划的间隔,采用不停电传动验证法,进行信息传动验证;针对未全面验证软保护信号的间隔,结合该间隔的停电计划,补充完成验证软保护信号工作。
(1)对遥测量进行比对验收。遥测采用比对法,将D5000系统遥测数据与站内后台机数据进行比较,对白马变1号主变三侧、2号主变三侧、220 k V、110 k V出线等间隔遥测全面验证,并做好调试记录。
(2)采用测控屏的端子排短接法进行遥信硬接点验收。采用将厂站端测控屏端子排短接的方法,对白马变1号主变三侧、2号主变三侧、220 k V、110 k V出线等间隔的硬接点遥信进行了传动验证,并做好调试方面的记录。
(3)进行不停电遥控传动调试。对白马变220k V,110 k V线路间隔及主变间隔调档进行不停电遥控调试,并做好调试记录。白马变1号主变不停电遥控传动过程原理如图3所示。白马变的二次设备控制回路装置为许继电器的FCK-801A装置,以该设备控制回路原理图为例进行不停电传动试验操作。
厂站端二次专业人员完成安全措施。把1-9ZK(“远方/就地”切换开关)打到“就地”位置,断开1-9PL1遥控压板;拆开1-9D2-8及1-9D2-10端子排内部电缆,包好;测量确定1-9PL1-2及1-9D2-8,1-9D2-10端子排内部电缆头电位都为0。
主站自动化运行维护专业人员下遥控令,厂站端验证。先进行“遥合”试验,把示灯加在1-9PL1-2和1-9D2-8端子排内部电缆头之间,由主站发出“遥合”令,示灯亮则表示遥控正确;再进行“遥分”试验,把示灯加在1-9PL1-2和1-9D2-10端子排内部电缆头之间,由主站发出“遥分”令,示灯亮则表示遥控正确;对于站内的9个10 k V间隔,采取主站预置遥控令,在站端的10 k V保护测控一体化装置上查看接收信息的方法进行了验证。
根据实际传动情况记录留档,各指标结果如下:遥控、遥调传动试验正确率100%;遥控、遥调传动试验覆盖率100%;遥控、遥调响应时间≤3 s;220 k V白马变在1个工作日内完成全站监控信息验证。实践表明,在工作人员数量保持不变的前提下,工作质量得到了保证,工作效率也得到有效提高。因此上述优化后的监控信息验证方法可以推广应用到变电站一次设备新建、扩建、技改、检修及变电站综合自动化系统改造等涉及到监控信息验收的工作中。
4 结束语
通过在D5000系统建设、验收工作中不断摸索,提出合理的工作办法和验收流程。确保在电网运行方式相对稳定的前提下,以高效安全的手段验证了D5000系统的基本功能。尤其是通过使用不停电传动试验的方法,短期内解决了自动化主站系统进行调度远方遥控验收的难题,为整个系统的搭建争取了宝贵的时间,更为调度自动化主站系统建设顺利度过危险的并行期提供了强有力保证。
参考文献
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优化验证 篇4
在消声器开发过程中, 往往会遇到这样的难点:如何有效快捷地设计一款较好的产品。采用传统的“设计-试验-改进-再试验-再改进…”的方法, 必然耗费巨大的人力、物力和财力, 特别是设计参数组合较多时更是难以真正实施。通过GT-Power仿真计算, 可以节省大量的开发成本和时间, 且结果可信度完全满足工程需要。
本文简要说明消声器的设计准则和设计标准。按照试验设计 (Do E) 流程, 进行消声器结构研究。并根据分析结论, 选择符合要求的优化方案并进行评价。
1 消声器设计要求和设计标准
1.1 设计要求
消声器设计应满足以下要求[1]。
(1) 消声性能好, 在排气噪声的整个频率范围内, 应有足够的消声量, 同时力求避免产生气流再生噪声。
(2) 阻力损失小, 即消声器消耗发动机的功率要尽可能小。
(3) 能耐高温、耐腐蚀, 机械性能好, 工作可靠, 使用寿命长;此外, 消声器壳体及内部隔板刚度要好, 以防激发强烈振动, 辐射出噪声。
(4) 结构简单, 工艺性好, 成本低, 且外形尺寸应与整车协调。
1.2 设计标准
消声器设计标准依据《汽车排气消声器总成技术条件和试验方法》 (QC/T 631-2009) 确定, 发动机功率损失比、消声器插入损失和排气背压差限值如表1所示。其中, M1是指包括驾驶员座位在内, 座位数不超过九座的载客车辆;M2是指包括驾驶员座位在内, 座位数超过九座的载客车辆, 且最大设计总质量不超过5 000 kg的载客车辆;M3是指包括驾驶员座位在内, 座位数超过九座的载客车辆, 且最大设计总质量超过5 000 kg的载客车辆;N是指有至少四个车轮, 且用于载货的车辆。
功率损失比是指发动机在额定转速下, 安装消声器与不安装消声器用等长排气管代替时的功率差值与不安装消声器用等长排气管代替时的功率的比值, 如公式 (1) 所示。排气背压差限值是指发动机在额定转速下, 安装消声器与不安装消声器用等长排气管代替时, 排气管出口测点的排气背压差值, 如公式 (2) 所示。
其中, γ为功率损失比;Pe1为不安装消声器用等长排气管代替时的功率;Pe2为安装消声器时的功率。
其中, p1 max为不安装消声器时 (用等长排气管代替) , 额定转速下入口处测点的排气背压;p2 max为安装消声器时, 额定转速下入口处测点的排气背压。
注1:排气系统限值, 根据发动机实际情况供需双方也可协商确定。注2:车辆分类M1、M2、M3和N见GB/T 15089。
本文的发动机和排气系统属于M1类车辆, 且额定功率小于100 k W, 因此消声器设计要求因满足功率损失比不高于6%, 排气背压差限值不高于25 k Pa (也可协商) , 额定转速下插入损失不小于24 d B (A) 。
由试验值可知, 额定功率转速 (6 000 r/min) 下该消声器排气背压为9.0 k Pa, 功率损失比为1.6%, 均低于限值。
2 基于Do E的消声器优化设计
2.1 试验设计理论
Do E技术能从影响试验结果的多种因素中, 判断出哪些因素显著, 哪些因素不显著, 并能对优化方案所能达到的目标参数值及其波动范围进行定量的估计。Do E适用于解决多因素、多目标的试验优化设计问题, 特别是当一些因素之间相互矛盾时, 运用Do E技术可以明确因素与目标参数间的规律, 找出兼顾各目标的优化方案。
Do E包括试验方案设计、数学建模和寻优算法等三个方面[1]。
(1) 试验方案设计研究如何以最有效的方式安排试验, 即以最少的抽样反映最多的样本空间信息。试验设计包括析因设计、拉丁方设计、中心复合设计、Plackett-Burman设计、田口试验设计和最优试验设计。
(2) 数学建模是对数据的拟合, 也是对某种客观规律的近似估计, 有助于认识客观现象、描述客观规律并解决实际问题。所建立的数学模型必须能够真实地、系统地、完整地反映客观现象, 并且具有代表性。工程上较为常用的数学模型有:多项式模型、RBF神经网络模型及Kriging插值模型, 均有其各自不同的特点及适用条件。
(3) 寻优算法包括单目标寻优和多目标寻优, 目前常用的是多目标研究。多目标优化遗传算法, 能够基于复杂的搜索空间进行搜索, 旨在利用计算机模拟生物遗传过程解决多目标优化问题。理想的多目标寻优过程是寻找尽可能多的最优解 (Pareto解) , 多目标遗传算法能够得到多组Pareto最优解, 亦能够在进化的同时保持种群的多样性, 使种群尽快收敛到Pareto最优前沿。
2.2 Do E开发流程
依据Do E理论, 建立消声器的Do E开发流程, 如图1所示。由工程和设计经验和设计手册, 在不改变消声器内部结构的前提下, 消声器的进、出口管直径对性能指标有较大影响, 因此本文中, 选择进、出口管直径 (即D1和D2) 进行研究, 消声器结构如图2所示。Do E分析从第三步试验方案设计开始。由工程经验和客户要求, 优化指标为功率、燃油经济性、尾管总噪声和二阶噪声。
2.3 试验方案设计
2.3.1 试验方案设计理论
试验方案设计是研究如何以最有效的方式安排试验, 即以最少的抽样反映最多的样本空间信息[2]。目前比较常用的试验设计方法是超拉丁方设计。拉丁方是用字母或数字排列的具有一定性质的方阵, 每个字母在每行和每列中恰好出现一次, 方阵的行或列数称为拉丁方的阶数。拉丁方设计是析因设计、正交设计等试验设计的起源。
标准拉丁方的第1行和第1列是按照字母顺序排列的, 标准3阶拉丁方, 如图3所示。阶数大于3时, 标准拉丁方并不唯一。拉丁方设计具有的一个重要性质——正交性, 体现在以下2个方面:
(1) 均匀分散性, 拉丁方设计的每列中不同数字出现次数相同。
(2) 整齐可比性, 拉丁方设计的任意两列构成的有序数对出现次数相同。
2.3.2 试验方案设计及计算
选用超拉丁方体进行试验方案设计, 选取D1和D2具备统计意义的最大值点、最小值点、中点、上1/4分位点及下1/4分位点, 需进行5×5=25次GT-Power仿真试验。25次仿真试验方案如表2所示。
mm
2.4 数学建模理论
数学建模是对数据的拟合, 也是对某种客观规律的近似估计, 有助于认识客观现象、描述客观规律并解决实际问题[3]。工程上较为常用的数学模型有:多项式模型、RBF (Radial Basis Function径向基函数) 神经网络模型及Kriging插值模型, 均有其各自不同的特点及适用条件。
RBF神经网络模型主要应用于研究函数预测及逼近问题, 因而本文选择RBF模型构建优化目标数学模型。
RBF神经网络模型按其结构划分为3个层次:输入层、隐层及输出层。输入层的作用是连接网络与外界环境, 隐层的作用是进行输入空间与隐层空间之间的非线性转换, 输出层能够为激活信号提供响应。一个具有n个输入节点, k个隐层节点以及m个输出节点的三层RBF神经网络, 如图4所示。
其中x= (x1, x2, ⋯, xp) Τ为输入矢量;T (x) =[t1 (x) , t2 (x) , ⋯, tk (x) ]Τ为隐层输出矩阵;F (x) =[f1 (x) , f2 (x) , ⋯, fm (x) ]Τ为输出矢量。
隐层激活函数为径向基函数, 其中较为重要的有3类径向基函数。
(1) 多二次 (Multiquadrics) 函数, 如公式 (3) 所示:
(2) 逆多二次 (Inverse Multiquadrics) 函数, 如公式 (4) 所示:
(3) 高斯 (Gauss) 函数, 其中σ为隐层中心宽度, 如公式 (5) 所示:
本文选用多二次 (Multiquadrics) 函数作为RBF神经网络的隐层激活函数, 具备以下优点:光滑度好, 存在任意阶导数;解析度好, 便于理论分析。
2.5 数学建模的评价标准
由回归平方和与残差平方和的定义可知:回归平方和在总离差平方和中所占比重越大, 回归效果越理想。定义回归平方和与总离差平方总的比值为R2 (R-square样本决定系数) , 如公式 (6) 所示:
样本决定系数是数学模型与样本抽样值间拟合优度的评价标准, R-square的值域为[0, 1], R-square值越接近1, 表明拟合优度越好;R-square值接近0, 说明拟合优度不理想, 应修改建立的数学模型。
3 优化方案的确定和综合评价
3.1 优化指标分析
基于Pareto解, 分析优化指标的变化范围, 如图5~9所示。从图5可以看出, 原机的功率与最大值基本一致, 这说明优化消声器结构已经不能提升发动机功率, 原消声器设计重点关注发动机性能。6 000 r/min下, 功率最小值为71.3 k W, 比最大值下降6.6 k W。从图6可看出, 消声器压力损失变化范围较大, 从原值9.0 k Pa/6 000 r/min上升到最大值111.6 k Pa/6 000r/min, 最小值为6.1 k Pa/6 000 r/min。对比图5和6, 6 000 r/min下, 排气压力平均每增加15.5 k Pa, 功率下降1 k W。
从图7可以看出, 原机的燃油消耗率与最小值基本一致, 6 000 r/min下, 最大值比原机高5.2%。从图8可以看出, 对比三种分析结果 (即原机、最大值和最小值) 的尾管总噪声, 原消声器和最大值基本相同, 且在高转速 (4 000 r/min~6 000 r/min) 下三种结果的尾管总噪声相差较小。这说明在高转速下原消声器具有较好的消声性能, 但在低转速 (1 000 r/min~2 000 r/min) 下消声效果还有较大地提升空间, 其中在1 000 r/min下尾管噪声最大可降低20.7%;在中间转速 (2 000 r/min至4 000 r/min) 下消声效果还有一定地提升空间。从总体上看, 转速越高, 噪声下降的幅度较小。从图9可以看出, 相比尾管总噪声, 二阶噪声在整个工况内都有较大的变化区间。
3.2 优化方案
由图5~9的分析, 可得出如下结论。
(1) 在整个工况范围内, 原机具有较好的动力性和经济性;原消声器在噪声方面重点关注的是高转速下的消声性能, 且流动性能较好。
(2) 从整体上分析, 消声器可优化方向应该是降低中、低转速下的尾管总噪声, 但需以增大排气压力为前提, 将直接影响发动机的动力性和经济性。
通过与客户进行沟通, 要求进一步降低尾管噪声, 且在6 000 r/min下, 功率损失不能超过1 k W, 同时消声器的排气背压 (即压力损失) 限制在33 k Pa。根据上述要求, 从方案解集中选择7个优化方案。这7种优化方案下, 各优化指标与原方案的对比结果如图10所示。其中原方案下的各指标如表3所示。
3.3 综合评价
3.3.1 权重分配
对比优化指标的数据后发现, 对比原方案, 在限定的排气压力范围内, 7个优化方案的油耗率的变化都很小, 在评价中可以忽略;噪声方面, 尾管总噪声和二阶噪声视为同等重要。结合客户要求, 1 500~3 000 r/min为发动机的常用工况, 这个范围的消声器性能优化有重要的意义。因此, 1 500~3 000 r/min选择较大的权重, 而在其他转速选择较小的权重。而在转速5 000 r/min~6 000 r/min下, 尾管总噪声变化较小, 不考虑该工况下的噪声。因此, 各优化指标总的权重分配为动力性∶经济性∶总噪声∶二阶噪声=0.4∶0∶0.3∶0.3, 各工况下的权重分配如表4。
3.3.2 评价函数计算
由公式 (1) 计算各方案的综合评价指数TC, 如表5所示。从表5可以看出, 方案1综合评价指数最大, 为4.4%, 说明该方案综合性能最好, 为最优方案。
4 小结
分析消声器的设计准则和设计标准, 基于试验设计 (Do E) 流程, 进行消声器结构优化研究, 得出如下结论。
(1) 在整个工况范围内, 原机具有较好的动力性和经济性;原消声器在噪声方面重点关注的是高转速下的消声性能, 且流动性能较好。
(2) 从整体上分析, 消声器可优化方向应该是降低中、低转速下的尾管总噪声并全工况下的二阶噪声, 但需以增大排气压力为前提, 将直接影响发动机的动力性和经济性。
(3) 根据对优化方案的指标进行分析。结合客户要求, 设置权重, 按照评价函数进行评价。其中, 方案1综合评价指数最大, 为4.4%, 综合性能最好。方案1尾管总噪声和二阶噪声有了较明显下降, 实现了消声器声学性能的较大提升, 达到了优化目的。
摘要：根据消声器的设计要求与设计标准, 基于GT-Power的模拟分析, 对某款消声器的结构优化展开研究。根据设定的消声器优化指标, 在消声器的结构改进方案中, 选定七个优化方案并进行对比分析。结合客户要求, 设置权重, 按照评价函数进行评价, 选择优化方案一作为最终方案。基于DoE (Design of experiments) 流程选择的优化方案一, 尾管总噪声和二阶噪声有了较明显下降, 实现消声器声学性能的较大提升, 达到优化目的。
关键词：消声器,GT-Power,DoE设计流程,噪声优化
参考文献
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[2]QC/T631-2009.汽车排气消声器总成技术条件及试验方法[S].
优化验证 篇5
复合材料层板维修的挖补角度,是决定修补质量的关键参数之一。传统的二维胶接分析模型认为最佳挖补斜度为1∶ 15 ~ 1∶ 18之间,换算为角度为3° ~ 4°,而《复合材料结构维修指南》中认为3° 的挖补角去除原有未损伤材料过多,推荐的挖补角度为6°; 并且应用碳纤维单向带实验验证了6°与3°修补角在该实验条件下修补强度无显著差异[9]。汪源龙等人[10]在维修模型分析中认为整个结构的破坏载荷由胶层完全破坏的载荷和损伤扩展路径的长度两方面来决定,前者随挖补角增大而减小,后者随挖补角增大而增大,对于不同的材料、铺层等参数的层合板挖补修理结构最终强度是不同的,需要具体问题具体分析,从结构利用效率来讲,应该选择胶层的失效载荷和结构最终破坏载荷最为相近的角度,在他的计算模型中4°修补角为最优选择。综上所述, 对于复合材料修补最佳角度一般认为集中在3° ~ 6°之间,而对于不同材料体系与铺层的复合材料层板最优角度也不尽相同。
而平纹编织复合材料由于材料面内强度性能优异,逐渐在飞机结构中大量应用,具有代表性的应用为波音787的尾翼结构材料。平纹编织复合材料与单向带在性能上有较大差异,不适用于原有基于单向带试验得到的修补方案,而基于平纹编织复合材料的修补角度方案还未在相关文献中有所提及,因此有必要从理论分析与试验验证两方面对于平纹编织复合材料层板的修补角度进行详细研究。
1修补模型的有限元分析计算
1.1维修结构与材料参数
研究的平纹编织碳纤维层板挖补修理中,母板和补片通过胶层黏接在一起,材料性能参数见表1,共分为8层,每层厚度t = 0. 25 mm,铺层形式为 [02( ± 45) ]s,其中补片在表层添加了一层0°的附加铺层。补片与母 板之间的 胶膜材料 性能见表2[11]。
图1为复合材料损伤结构的阶梯挖补示意图, 其中修补结构的所有Y向宽度统一为25 mm,修补板整长L = 225 mm,胶层厚度tc= 0. 2 mm。阶梯修补的挖补角 α 从6°开始逐渐减小,当挖补角为1° 时,修补区域为229 mm已经超过了整板长度,因此将挖补角 α 最小角度设为2°,整个挖补角度的变化区间为2° ~ 6°,具体修补参数见表3,其中L1到L8为等比变化,变化量为t/tanα。
1.2维修结构的有限元分析
由于修补结构相对于xz面与yz面对称,因此以xz中面与yz中面对整体结构进行对称处理,分析模型为原有模型的1 /4,最终的修理结构有限元网格模型见图2。
在结构端部施加100 MPa的对称拉伸载荷,针对平纹编织复合材料的拉压强度相近的特点,采用蔡-希尔强度准则进行校核,将计算得到的不同挖补角度下的最大应力与以首层失效为判据得到的极限强度整理见表4。
由表4可知,当修补角度从6°减小到4°时,修补板的极限强度明显增大,但是当修补角进一步减小以后,修补强度增大不明显,甚至在3°时还有减小的趋势,2°的极限强度较4°增大了4. 6% ,却付出了增大修理区域67% 的代价,综合考虑到修补路径与去除原有材料的多方面因素,认为4°为本研究工况下的最佳修补角度。
2各种修补角层板结构的拉伸强度试验验证
2.1实验条件与试件数目
根据修补模型的计算结果进行了试样的制备, 采用平纹编织碳纤维/环氧预浸料分别制作了2°、 4°、6°修补角的维修大板各3块以及1块进行强度比对的完好板,利用热补仪进行升温固化,固化温度为180 ℃,保温时间120 min,修补完成的样板如图3所示,两侧为加强片,中间区域为修补区。
将每块修补板和1块完好板切割成5根试验样条,进行拉伸破坏试验以检测其强度( 见图4) ,采用标准ASTM D3039进行测试,试验中使用Bairoe多功能实验机对试验件进行单向拉伸加载,测试温度为室温( 23 ± 3) ℃,试验加载速度均为2 mm/min, 试验结果整理见图5。
2.2试验结果分析
由图5的试验结果可知,当维修角从6°减小到4° 时,修补强度提升很大,增加幅度平均达到了40% 以上; 而当维修角进一步减小到2° 时,修补强度没有出现明显增长,甚至还小于4° 的2号板强度,说明在平纹编织复合材料的结构维修中,存在一个最佳修补角度对于结构强度恢复最有利,本研究的结论表明该铺层条件下的平纹编织碳纤维层板的最佳修理角度为4°,此时最高修复强度达到了完好板的66. 98% ,达到了复合材料结构维修强度恢复率为60% ~ 80% 的正常水平[12],基本满足复合材料结构维修的要求。
综合分析理论计算与试验验证的结果,将所有的强度数值折算为强度恢复率整理到图6中。由图6可知,本研究中采用的三维有限元修补模型得到的强度值与试验数据基本吻合,2°维修角的最大偏差值为5. 7% ,平均偏差为3. 67% ,4°的最大偏差为12. 91% ,平均偏差值为4. 96% ,6° 的偏差稍微大一些,最大为28. 52% ,平均偏差为19. 11% 。由于试验过程中制备、修理、加工、测试等多个环节均有可能会影响试验结果,认为该三维有限元模型分析所得结论能够基本满足维修设计的需求,可以为实际修理提供较为准确的参考指标。
从理论分析和试验验证的结果综合分析,4°是平纹编织复合材料层板损伤结构的最佳修补角度, 同时也应该注意到当修补角发生偏差时,对于修理结构强度的影响比较明显,因此在维修过程中间必须要按照维修预定好的方案精确进行,以达到较好的修补效果。
3结论
针对平纹编织复合材料层板损伤结构的最佳修理角度进行了分析,分别从三维有限元模型计算与相应的试验验证两方面研究,得到结论如下:
( 1) 研究铺层条件下的平纹编织碳纤维/环氧材料层板结构最佳修补角度为4°,结构最高修复强度恢复率达到了66. 98% ,该结论也可为其他类型的平纹编织复合材料层板维修提供参考。
( 2) 当修补角发生偏差时,对于修理结构强度的影响比较明显,在维修过程中必须要精确设计与实施。
( 3) 研究中采用的三维有限元修补模型得到的强度值与试验数据基本吻合,说明该计算模型能够满足维修设计的需求,为实际修理提供较为准确的参考指标。
摘要：鉴于平纹编织复合材料的广泛应用与该类型层板维修研究的缺失性,研究针对一系列不同修补角度的平纹编织复合材料层板维修工况,进行了三维有限元模型分析计算与试验验证,得到结论如下:修补角度的选取对于恢复强度的影响极为明显。研究使用的平纹编织复合材料层板结构最佳修补角度为4°,最大强度修复率达到了66.98%;分析采用的三维有限元修补模型得到的强度计算值与试验数据基本吻合,说明该计算模型能够满足维修设计的需求,为实际修理提供较好的维修指导。
关键词：平纹编织,维修角度,有限元分析,试验验证
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优化验证 篇6
混合料设计的主要影响因素为矿料级配及沥青用量, 其中矿料级配9.5 mm、4.75 mm、2.36 mm、1.18 mm、0.075 mm等关键筛孔的通过率又直接影响沥青混合料的高低温性能及表面构造深度。根据文献[1]级配范围的控制要求, 对该范围内AC-13混合料设计级配及油石比进行对比分析, 提出适用于沥青加铺层的级配优化设计要求, 确定满足沥青混合料最优性能的级配及油石比, 并进行实体工程验证。
1 优化试验
1.1 优化方案设计
为了寻求在特定集料、改性沥青等原材料下的AC-13C沥青混合料最优的性能, 采用正交试验法综合考虑不同筛孔对AC-13C沥青混合料各体积指标的影响程度, 选取9.5 mm (因素A) 、4.75 mm (因素B) 、2.36 mm (因素C) 、1.18 mm (因素D) 和0.075 mm (因素E) 等5个关键筛孔的通过率作为级配正交分析主要因素 (见表1) , 参照云南地区经验, 油石比 (因素F) 取值范围为4.8%~5.2%。根据工程常用的级配, 分别选取5个关键筛孔进行组合试验[1], 具体见表2。
1.2 沥青混合料试验过程
试验采用云南不同地区的玄武岩粗集料、石灰岩细集料和SBS (I-D) 改性沥青, 针对表2的正交试验设计方案, 以关键筛孔9.5 mm、4.75 mm、2.36 mm、1.18 mm、0.075 mm将矿料分为6档, 矿粉按3%掺配, 其余0.075 mm以下用筛出料补充。
试验过程采用马歇尔试验方法, 双面击实75次成型, 拌和及成型温度分别为170℃及165℃。沥青混合料理论最大相对密度采用计算法, 马歇尔试件毛体积密度采用表干法测定。
1.3 优化试验结果分析
根据表2的AC-13C沥青混合料综合优化试验方案, 测定试件相应的马歇尔稳定度及体积指标, 各方案试验结果平均值见表3。
2 混合料级配及油石比优化分析
2.1 基于空隙率的沥青混合料优化分析
空隙率是沥青混合料设计过程的重要指标, 是实现沥青混合料各项性能平衡的关键点, 各因素不同范围下试件空隙率平均值及其极差见表4。由表4可见:
(1) 对空隙率 (VV) 而言, 6个因素中0.075 mm筛孔通过率的影响最为显著, 其次为1.18 mm通过率及油石比, 9.5 mm、2.36 mm、4.75 mm筛孔通过率对空隙率影响较小, 影响程度依次降低;
(2) 就影响趋势而言, 沥青混合料的空隙率随着1.18 mm、0.075 mm筛孔通过率的减少而呈线性增加, 随着油石比的增加而减少;9.5 mm、4.75 mm、2.36 mm筛孔通过率对空隙率的影响较小, 总体上随着通过率的减少而减少。
根据云南曲靖地区夏热、潮湿的特点, 参照公路沥青路面施工技术规范, AC-13C的沥青混合料空隙率 (VV) 应控制在3.5%~5%, 上述正交试验中满足VV要求的级配范围和油石比见表5。
根据上述结论, 以AC-13沥青加铺层设计空隙率4%为目标, 各关键因素取值范围及4%最优级配见表5。
2.2 基于综合指标的沥青混合料优化分析
为了确定AC-13C最优级配范围和沥青用量范围, 采用各水平对应的试验指标平均值的最大值与最小值之差对沥青混合料稳定度、流值、矿料间隙率、沥青饱和度等按以上方法综合各技术指标分析结果, 得到以下结论:
(1) 影响稳定度、流值的关键影响因素是1.18 mm筛孔通过率。从其影响规律来看, 1.18 mm筛孔通过率越高, 稳定度、流值越大, 空隙率和矿料间隙率越小;反之, 1.18 mm筛孔通过率越低, 稳定度、流值越小, 空隙率和矿料间隙率越大。
(2) 空隙率和矿料间隙率的关键影响因素是0.075 mm筛孔通过率和油石比。从其影响规律来看, 0.075 mm筛孔通过率越高、油石比越大, 空隙率和矿料间隙率越小, 沥青饱和度越大;反之, 0.075 mm筛孔通过率越低、油石比越小, 空隙率和矿料间隙率越大, 沥青饱和度越小。
2.3 沥青混合料优化级配及油石比
综合以上正交试验结果, 保证空隙率、矿料间隙率、稳定度、流值等指标满足要求。同时, 考虑到AC-13沥青加铺层沥青混合料应具有一定的沥青薄膜厚度及粉胶比, 为提高混合料耐疲劳性能及封水性, 参照相关研究成果其粉胶比宜小于1.2, 沥青薄膜厚度宜大于8μm。综合基于空隙率及综合指标的正交试验分析, 得出满足施工技术规范技术指标要求的所选取因素的取值范围, 结合对级配曲线的分析和工程实践经验, 优化得出的各筛孔通过率如表6所示, 并推荐最优的级配组成, 建议的油石比范围为4.8%~5.0%。
3 混合料性能验证
为检验上述的优化结果, 根据推荐的最优级配进行加铺层实体工程AC-13上面层沥青混合料设计, 设计级配见表7, 其中通过率与推荐最优的通过率相差不超过1.5%, 设计最佳油石比为5.0%。
3.1 车辙试验
动稳定度试验结果表明采用接近推荐设计的AC-13C改性沥青混合料配合比, 其动稳定度大于6 000次/mm, 达到了同类沥青混合料抗高温性能, 明显高于规范指标。
3.2 浸水试验
按照《公路沥青路面施工技术规范》 (JTG F40—2004) 的规定, 应采用浸水马歇尔试验来检验沥青混合料的水稳定性。浸水马歇尔试验沥青混合料采用双面击实75次, 试验结果见表8。
3.3 构造深度
AC-13加铺层矿料级配设计直接关系到现场路面的构造深度。优化后曲胜高速公路K15+000~K48+600段构造深度在0.6~0.8 mm, 满足规范要求。
3.4 渗水系数
渗水系数能够全面反映沥青混合封水程度及现场施工均匀性, 是施工现场评价混合料综合性能的重要指标。经采用优化级配的曲胜高速公路K15+000~K48+600段路面加铺工程沥青加铺层渗水系数基本上在40~70 m L/min (见表9) , 远小于规范的渗水系数要求, 现场实施效果良好。
4 结语
(1) 6个因素对AC-13加铺层沥青混合料空隙率 (VV) 影响的显著程度依次为0.075 mm、1.18 mm、油石比、9.5 mm、2.36 mm、4.75 mm, 影响程度依次降低;
(2) 影响稳定度、流值的关键影响因素是1.18 mm筛孔通过率;空隙率和矿料间隙率的关键影响因素是0.075 mm筛孔通过率和油石比。
(3) 采用正交法确立最优级配, 根据最优级配设计了曲胜高速公路加铺工程AC-13表面层, 其应用效果表明, 混合料动稳定度、浸水马歇尔指标均满足要求, 现场构造深度满足要求, 渗水系数明显小于规范要求, 现场施工混合料较为均匀, 密水性良好。
参考文献
[1]JTG F40—2004公路沥青路面施工技术规范[S].
[2]吴庆发, 李强、吴庆刚.AC-20C改性沥青混合料级配正交优化试验研究[J].西部交通科技, 2012 (12) :13-16.
[3]方开泰.均匀设计与均匀设计表[M].北京:科学出版社, 1994.
[4]肖华宪.AC-25C沥青混合料级配正交优化试验研究[J].公路工程, 2012, 37 (4) :247-249.
优化验证 篇7
关键词：烤烟,标准修订,农业验证,分析
按照《中国烟叶公司关于开展2013年<烤烟>标准预研项目农业、工业验证工作的通知》 (中烟叶收[2013]88号) 的要求, 为进一步推动“烤烟”标准预研项目研究工作, 山东潍坊烟草有限公司诸城市局 (分公司) 扎实落实通知规定, 加强组织领导, 严格按照方案要求, 认真开展了农业转化验证工作。通过农业转化验证, 对烤烟标准的修订研究提供了基础数据。
1 研究方法
1.1 试验材料
1.1.1 参试单位与试点安排。
2013年烤烟新标准农业验证项目安排在山东潍坊诸城孟疃烟站, 对口工业企业上海烟草集团。根据“烤烟”标准预研项目要求, 结合当地气候、土壤等生态特点, 选择了一户烟叶生产管理水平高, 综合素质较好的烟农作为“烤烟”标准预研项目试点。按照国家局和省局 (公司) 农业验证工作实施方案的要求, 对新标准的应用开展了农业验证工作。
1.1.2 试验设计。
农业转化验证种植户在贾悦镇刑家山村, 烟田土壤属性为褐土, 适宜烟株生长, p H值在6.5左右, 肥力中等;海拔高度在132m, 平均年降雨天数79天, 降雨量在735.5mm, 适宜优质烤烟种植。
1.2 试验处理
农业转化验证烟叶先由专业分级人员按现行国标分级, 记录等级数量和重量。每个等级均分两份;一份按新标准草案进行等级转化, 另一份按现行国标样品作对照。验证样品分别标记, 以备参试省质监站进行质量评价。
1.3 观测项目与方法
1) 试验点基本情况。包括基地单元、对口工业企业、验证地点、种植面积、前茬作物、土壤类型、土壤肥力、烤烟品种、移栽时间、行距株距、施氮量及NPK比例、施肥方式、打顶时间、单株有效叶数、第一次采收时间、最后一次采收时间、亩产量、亩产值、均价等。
2) 转化验证现行烤烟国标与新标准草案的等级、重量和转化率, 统计转化前后各等级、级数、重量、比例, 以及试验面积、收购量、亩产量、亩产值、均价、部位、颜色等比例。
3) 调研相关人员对新标准草案的理解和掌握程度, 分级操作难易程度和减工增效效果。
2 结果与分析
2.1 基本情况
根据有关要求, 结合当地气候、土壤等生态特点, 选择了贾悦镇刑家山村, 该户合同面积为0.33hm2, 合同约746.25kg, 种植品种为PVYK326品种。试验地点基本情况见表1。
2.2 现行国标与“新标准”等级转化分析
国标中部位分组操作是利用眼观、手摸的方法进行判断, 分组因素 (或特征) 大多是定性认识, 无法量化, 分级技术人员的眼光判别能力差异难免会出现对分组因素掌握不到位, 致使对等级认识有所偏差[1]。在今年“烤烟新标准”农业验证过程中, 我们对照实施方案, 结合工作实际, 集中收购时间。第一次10月2日收购中下部烟叶, 第二次10月3日收购上部烟叶。购结束后, 参加农业转化验证的烟叶共计983.8kg, 按每个等级均分为两份, 现行国标X2F:43.85kg、C3L:22.1kg、C2F:143.65kg、C3F:94.75kg、B2F:117.5kg;新标准PLF:7.5kg、X2F:61.25kg、C1F:63.45kg、C2F:192.1kg、C3F:38.55kg;B1F:61.55kg、B2F:51.4kg、TL:0.6kg、TF:9.7kg、BTK:5.2kg。按照现行烤烟国标分级, 不同部位叶片的外观特征符合烤烟国家标准规定, 依据脉相、叶形、叶面、厚度进行判断分级[2]:下部烟43.85kg, 占8.9%;中部烟330.5kg, 占, 67.2%;上部烟117.55kg, 占23.9%。按新标准进行转化后, 下部烟68.75kg, 占13.98%;中部烟294.1kg, 占59.79%;上部烟123.25kg, 占25.06%;副组5.8kg, 占1.18%, 转化率为100%。转化前烟叶交售金额为13210.01元, 转化后, 金额为13567.74元, 经济效益较有所提高。详见表2、表3。
单位:kg, %, 元
单位:kg, %, 元
2.2.1 下部叶等级转化分析。
X2F:43.85kg, 转化后, X2F:61.25kg, 转化率12.5%;PLF:7.5kg, 转化率1.5%。 (中部烟叶等级有一部分是下部烟叶, 转化过程中转到下部等级中去)
2.2.2 中部叶等级转化分析。
C2F:213.65kg, 转化后, C1F:63.45kg, 转化率为7.8%;C2F:192.1kg, 转化率为20.8%;C3F:94.75kg, 转化后, C3F:38.55kg, 转化率为25.9%;C3L:22.1kg, 转化率为100%。
2.2.3 上部叶等级转化分析。
B2F:117.55kg, 转化后, B1F:61.55kg, 转化率为8.4%;B2F:51.4kg, 转化率为10.7%;TF:9.7kg, 转化率为5%;TL:0.6kg, 转化率为0.1%;BTK:5.2kg, 转化率为1.1%;BV:0.6kg, 转化率为0.1%。
2.3 现行国标与新标准比较
2.3.1 现新标准等级饱和度。
按现行烤烟国标分级, 共有5个等级, 占标准设定等级的11.9%。分别是:C2F占43.4%、C3F占19.3%、C3L占4.5%;B2F占23.9%、X2F占8.9%。转化后, 共有11个等级, 占标准设定等级的44%。分别是:C1F占11.9%、C2F占39.05%、C3F占7.84%、B1F占12.51%、B2F占10.54%、X2F占12.45%、PLF占1.52%、TF占1.97%、TL0.12%、BTK占1.06%、BV占0.12%。
2.3.2 现新标准组别差异。
自然的区分部位, 如果部位外观特征的几个因素互相出现矛盾时, 注重以脉相、叶形两个因素作为区分的依据[3]。从表4可以看出, 转化前下部烟叶比例是8.9%, 转化后成了14%, 部位转化有了明显的细化;而中部烟叶的比例在转化后有了大幅度的降低, 因有一部分转化到下部等级中;上部烟叶转化了一小部分副组烟叶后, 无明显变化。变化很大的是柠檬黄色, 转化后有了明显的降低;其他方面无大的变化。
2.3.3 新标准与现行标准等级质量。
从表5可以看出, 新标准收购的烟叶等级合格率明显高于现行国标收购烟叶等级合格率, 不合格情况主要是混色、混部等, 其他方面相对减少。
2.3.4 分级用工情况。
由于“新标准”等级界限包容度较宽, 部位层次更加清楚明显, 等级数目相对减少, 参与分级的人员容易识别, 便于掌握。见表6。
3 主要结论
1) 从验证情况看, 新标准与现行国标相比, 设计等级数目少, 易于分级收购过程掌握;但是今年转化等级数目比较详细, 新标准的等级数目还多于现行标准, 而现行国标收购等级数目却相对较少 (这与政策性收购措施有关, 虽然现行标准数目为42级, 实际收购过程只有十多个等级, 也说明新标准方案与实际收购相符合) ;预检的合格率有明显提高;种植主体的产值效益明显高于现行国标;通过上述验证新标准基本能满足现代烟草农业发展需要。
2) 存在问题与建议:
适时推行新标准。新标准相对于现行标准来说, 等级数目相对减少, 但是从现行国标转换到新标准需要一段时间的适应过程, 建议适时推广。在3至5年的时间内搞好农业、工业验证和试点收购后, 得到有效论证才能全面实行。
建议适当扩大验证试点范围。在全面严格按照上级要求的前提下, 选取一个收购量在2万担左右的站点进行验证, 适当扩大验证点范围, 总结工作经验, 为今后大面积推广打下良好基础。
BTFF等级的设置是否有可行性?在实际生产过程中该如何让烟农提高对成熟度过高烟叶的理性认识!才是解决烟叶成熟度的关键。
参考文献
[1]闫新甫, 罗安娜.全国烟叶等级质量变化及成因分析[J].中国烟草学报, 2010, 16 (1) :67-70.