关键参数计算论文（精选9篇）
关键参数计算论文 篇1
前言
为了同时满足发动机的不断强化的要求和降低成本的要求, 发动机的排气门越来越多的采用双金属焊接气门。到目前, 几乎所有新型的发动机的排气门都采用双金属焊接方式。因为, 气门作为发动机的关键基础件, 特别是排气门工作温度很高, 盘底部最大温度为1000K, 摩擦焊口的温度为也要超过300K;而且在气门落座冲击载荷下, 气门可能从最薄弱的焊口部位出现裂纹, 发生断裂。因此, 气门作为安全件对发动机的安全有着有着直接的关系, 任何一支气门的断裂将会直接形成重大事件, 轻则导致发动机轻则打坏活塞缸盖, 重则导致整个发动机报废。
气门摩擦焊接的质量直接影响到气门工作的可靠性和发动机的安全性。摩擦焊接机器的水平与焊接的质量密切相关, 但是, 任何摩擦焊机床都不能保证其焊接的产品没有问题。因此, 摩擦焊接气门的焊口作为气门最薄弱的部位, 必须要有确定的方法来确保出厂的摩擦焊接气门工作时不能从焊口断裂。本文将从气门焊口的检验方法和一些检验参数的设定进行分析研究。
1 气门摩擦焊口的检验方法
对于摩擦焊气门焊口的检验有着多种方法, 最常用的有:
1.1 抗拉强度检验
抗拉强度检验就是当摩擦焊机设定好参数后, 并运行到达稳定状态后, 用制作气门的相同材料和规格, 进行摩擦焊接, 并按气门的规定和要求制作拉力棒, 然后按国际标准进行拉力试验。该实验的目的是检验焊接部位的强度是否达到或超过焊接材料本体的强度, 以此来判断焊接质量, 这里特别要指出的是, 虽然焊口是焊接后最薄弱的地方, 但是, 在检验中仍然要保证, 断裂只能从双金属中抗拉强度较弱的一段发生, 而不能产生在焊口部位。否则, 则视为焊接不合格, 必须重新调整摩擦焊接机。
但是, 拉力棒试验是破坏性试验, 不能对所有焊接产品进行检验, 只能进行抽样检验。以样品来判定整批产品的好坏, 这样对于气门这样一个安全度很高的零件就远远不够了。
1.2 磁粉探伤
磁粉探伤的原理是通过对被检气门施加磁场使其磁化 (整体磁化或局部磁化) , 在气门的表面和近表面缺陷处将有磁力线逸出, 使气门表面而形成漏磁场, 有磁极的存在就能吸附施加在气门表面上的磁粉而形成聚集磁痕, 从而显示出缺陷的存在。
磁粉探伤灵敏度高、操作简单、结果可靠、重复性好、缺陷容易辨认。但这种方法仅适用于检验铁磁性材料的表面和近表面缺陷。对于摩擦焊接过程中焊口内部的缺陷无法检验, 而且目前排气门头部大量采用低导磁率的奥氏体钢也限制了磁粉探伤对于焊口的应用;因此磁粉探伤不适用对于摩擦焊口的检验。
1.3 X射线检测
X射线检测:X射线属于高能电磁波, 其光量子的能量远大于可见光。它能够穿透可见光不能穿透的物体, 而且在穿透物体的同时将和物质发生复杂的物理和化学作用, 可以使原子发生电离, 使某些物质发出荧光, 还可以使某些物质产生光化学反应。如果工件局部区域存在缺陷, 它将改变物体对射线的衰减, 引起透射射线强度的变化, 这样, 采用一定的检测方法, 比如利用胶片感光, 来检测透射线强度, 就可以判断工件中是否存在缺陷以及缺陷的位置、大小。但是, X射线对人体有副作用甚至一定伤害, 对其他敏感物体有不良作用, 对环境有辐射污染;显影定影液回收困难, 直接排放会造成环境污染。因此防护和环保成本高。
1.4 超声波检验
超声波探伤是利用超声能透入金属材料的深处, 并由一截面进入另一截面时, 在界面边缘发生反射的特点来检查零件缺陷的一种方法, 当超声波束自零件表面由探头通至金属内部, 遇到缺陷与零件底面时就分别发生反射波, 在荧光屏上形成脉冲波形, 根据这些脉冲波形来判断缺陷位置和大小。超声波作为无损检验因此能够对于摩擦焊接气门进行100%检验, 这正是我们所希望的, 它根据回波来判定焊接结合的紧密程度和缺陷, 它能够快速便捷、无损伤、精确地焊缝内部多种缺陷 (裂纹、夹杂、气孔、夹渣、未焊透、未熔合) 的检测、定位、评估和诊断。但是, 超声波探伤的优点是检测灵敏度高、速度快、成本低、对人体无害, 能对缺陷进行定位和定量。然而, 超声波探伤对缺陷的显示不直观, 探伤技术难度大, 容易受到主、客观因素的影响, 以及探伤结果不便保存等, 使超声波探伤也有其局限性。对于摩擦焊接气门来说, 超声波检验也有致命的缺点, 就是它只能检验出焊接的金属是否良好的结合, 而不能检验焊接的强度是不是达到要求。
综上所述, 抗拉强度试验和超声波检验才能够判定焊接批量的质量。
1.5 旋转弯曲试验检验
旋转弯曲试验检验:为了克服抗拉强度试验和超声波检验两种检验方式的不足, 对每一个焊接的气门都100%进行强度检验, 一些气门生产厂家采用了弯曲试验的方法。
其原理是:利用气门夹头夹紧气门在摩擦焊口部位, 驱动气门旋转和施加稳定的力在气门头部, 将产生的弯矩施加在焊口部位, 从而对焊口部位形成交变拉压应力, 以此检验焊口强度。旋转弯曲试验具有满足保准要求的重复性和再现性, 所使用设备简单、运行费用低、检测效率高。
2 气门弯曲试验参数的计算
2.1 气门的焊接弯曲试验
气门的焊接弯曲试验属于焊缝弯曲试验。
1) 可测定焊接接头的塑性和反映接头区域的塑性差别, 能暴露焊接缺陷, 考核熔合线的焊质量。
2) 常用的有正面弯曲、反面弯曲、侧面弯曲三种。
3) 侧面弯曲试验能检验焊缝与母材之间的结合程度, 堆焊衬里的过渡层, 双金属焊接接头过渡层及异种钢接头的脆性。
4) 试样的尺寸、压头直径和位置、加载速度等因素, 对试样结果 (弯曲角a) 有一点影响。
2.2 气门弯曲试验机的原理
如图1所示:气门的弯曲试验是在摩擦焊接完成后, 将气门装在弯曲试验装置上, 夹紧杆部, 使摩擦焊口位于卡紧部位1mm, 同时在采用施力装置在大头部位施加一个恒定的力F, 因此, 使气门的焊口部位产生一个弯矩, 以此弯矩产生的应力来检验焊口的强度。弯曲试验机有2种, 一种是仅施加恒力气门不旋转, 这种装置简单, 但是检验不完整, 只能检验一个方向的焊接强度, 同时也容易是气门弯曲增大气门头部对杆部的跳动;另外一种就是带旋转功能的弯曲试验装置。这种装置就是在施加恒力的同时使气门旋转一定圈数, 这样可以检验气门各个方向的焊接强度。
2.3 弯曲试验参数的确定
气门弯曲试验中最重要的参数就是施加的恒力F的大小。
首先, 对试验气门进行受力分析:卡紧的气门形成一个悬臂梁, 该悬臂梁受端部集中荷载作用。
1) 在大头部位施加的恒力F将对气门产生一个弯矩, 最大弯矩产生在焊口部位:
Mmax=F·L (单位:牛顿·毫米)
L为施力点到焊口的距离
2) 同时也在气门的悬臂的部分每个截面产生一个剪切力F, 由于F剪切力对于气门的断裂影响很小, 因此, 我们在此忽略不计。
所以, 根据胡克定律, 对塑性材料的强度条件为
其中[σ]即为弯曲许用应力。
其中Wz表示抗弯截面模量。
抗弯截面模量Wz=Iz/Ymax
Iz是相对于中性层的惯性矩,
Ymax是相对于中性层的最大距离,
对于气门这个圆形截面
d是气门的杆部直径, 单位为毫米
因此, 气门杆部的抗弯截面模量:Wz=∏·d3/32
带入[σmax]=Mmax/Wz≤[σ]可得:
通过应收公式可以方便的计算出旋转弯曲试验中应该施加的力的大小。
[σmax]的取值一定要小于焊接气门中强度最弱的材料的许用应力, 一般是头部材料的。取值不应该过大, 过大容易对焊口产生伤害, 形成检验损失, 过小达不到检测效果。
要注意的是, 对于检验气门的头部一定是要施加恒力F, 否则达不到检验效果。
3 结论
1.对焊接试样的拉力试验是必须的, 这样的破坏性试验可以确定焊接后焊口可以到达的抗拉值。
2.旋转弯曲试验是无损的100%检验, 只要F恒力设定合理, 可以有效的防止气门焊接过程中偶发的不良品。
摘要：气门摩擦焊接的质量直接影响到气门工作的可靠性和发动机的安全性。本文将从气门焊口的检验方法和一些检验参数的设定进行分析研究。
关键词：气门,摩擦焊,焊口,检验方法,关键参数计算
水工挡土墙关键技术参数分析 篇2
【摘 要】本文通过对水工挡土墙设计的总结，简单介绍了设计中应注意的几个方面。
【关键词】水工挡土墙设计；衡重式挡墙；高度比；垫层法；水位差；地基承裁力
【Abstract】This paper summarizes the design of hydraulic retaining wall， a brief introduction to the design should pay attention to several aspects.
【Key words】Hydraulic design of retaining walls；Steady weight retaining wall；Height ratio；Cushion method； level difference； foundation CD bearing force
1. 衡重式挡土墙
上墙与下墙高度比关于衡重式挡土墙上墙与下墙高度比的取值，在很多参考书中都提到，说法且比较统一，一般采用4：6时较为经济合理。其实这是一种经验取值，并不是每种情况下都采用4：6是经济合理的。那取值到底多少比较经济合理？实际上，衡重式挡土墙尺寸应根据结构稳定和地基强度的要求确定，根据结构计算和工程实例，总结出上墙高为0.4～0.5倍墙高较为经济合理。这主要与地基的允许承载力有关，地基基础允许承载力较低时宜采用0.4，较高是宜采用0.5（允许承载力较低较高只是相对的，与挡墙的设计高度有关）。
2. 垫层法设计
2.1 土垫层法概念。
（1）垫层法是挖除建筑物底板下的浅层软弱土或不良土，换填较好的土料或其他材料，换填的土料或其他材料通过一定的密实措施，以满足建筑物对地基的要求。垫层法的原理和作用就是以砂（或砂石）、碎石（或砂卵石、块石）、素土（或灰土、二灰）等强度较高的材料，置换地基表层松土、软土和承载力达不到设计要求的土层，来提高持力层的承载力，并减少持力层的沉降量。采用换土垫层法处理水工挡土墙，设计时常用的垫层材料主要是素土和砂。
（2）设计时认为垫层法就是把建筑物底板下的表层软弱土或不良土全部挖掉，这是一种片面的理解，并不是每种情况下都要全部挖掉，只有在软弱土层或不良土层厚度小于3.0m时才考虑是，通常应比按应力扩散角法计算的宽度（或长度'）要大一些，考虑到水工挡土墙运行时的复杂情况以及襟边要求，垫层底面的采用宽度（或长度）宜比计算宽度（或长度）大2m～3m（按工程的重要性确定是否取大值）。
2.2 垫层法设计应注意的问题。
2.2.1 计算垫层的厚度和宽度。
（1）对于垫层厚度和宽度的确定，既要求有足够的厚度来置换可能被剪切破坏的软弱土层或不良土层，又要求有足够的宽度以防止垫层向两侧挤出。
（2）一般情况下，换土垫层厚度不宜大于3m（否则宜采用其他地基处理方法，也可经方案比较确定）。垫层底面的宽度（或长度），通常应比按应力扩散角法计算的宽度（或长度）要大一些。
2.2.2 确定垫层的密实度要求。
为了保证换土垫层达到设计要求的密实度，施工时可根据土料的成分选用不同的密实方法。对于素土垫层，遁常可采用碾压法施工；对于砂垫层，可采用水撼法施工。施工中应通过试验确定垫层材料的控制含水量，进行分层压实或振密；分层厚度应控制在20cm一30cm，不宜超过30cm；并应在下层垫层的密实度检验合格后，方可进行上层垫层施工。在通常情况下，施工后只需根据土质类别检测其压实度或相对密度，即可判别其地基强度是否满足要求。对于垫层材料的密实度检验，素土垫层可检验其压实度，砂垫层可检验其相对密度。
2.2.3 核算垫层及垫层下地基的渗流稳定性。
采用换土垫层法处理时，不但要满足地基的强度条件，还要验算基础的渗流稳定。比如，采用砂（或砂石）垫层、碎石（或砂卵石、块石）垫层的挡土墙，由于这类垫层材料的渗透性强，其底板下应优先采用垂直防渗体以保证渗流安全。
2.2.4 验算垫层及垫层下地基的滑动稳定性。
采用换土垫层进行地基处理的挡土墙，要求验算基础可能产生深层滑动时的最小抗滑安全系数，可采用瑞典圆弧法或简化毕肖普法计算，计算结果应满足规范要求。
2.2.5 复核地基沉降量。
采用换土垫层进行地基处理的挡土墙，还要求核算基础的沉降量，计算的最终沉降量应小于规范规定的允许值。
3. 墙前墙后水位差取值
（1）在水工挡土墙设计中，墙前、墙后水位的组合。条件是非常关键的。为了水工挡土墙的结构安全，设计者往往会采用一些后水位。如在长江、金沙江设计水工挡土墙时，采用5m～6m的水位差，这显然不符合实际情况。挡土墙墙前、墙后水位的组合条件应根据挡土墙在运行中实际可能出现的水位情况确定。这就要求设计人员要有非常正确的水文（或行洪论证）资料，墙后填土的土质渗透性以及所采用的防渗与排水布置形式等。
（2）根据已建水工挡土墙运行的实践经验，结合设计时计算的水位组合条件，对挡土墙抗滑稳定起控制作用的，往往不是墙前抵御最高洪水位时的水位组合条件，而是墙后填土内为可能出现的最高地下水位（长时间暴雨后或潮汐河道涨潮后），墙前为最低水位（可能是在宣泄一定流量情况下尾水被退走时或潮汐河道落潮时）或无水时的水位组合条件。因为这时墙前、墙后水位差最大，对结构的抗滑稳定最不利。
4. 地基承载力设计
4.1 挡土墙墙前、墙后水位的组合条件，应根据挡土墙在运行中实际可能出现的水位情况确定。这就要求设计人员要有非常准确的水文（或行洪论证）资料，墙后填土的土质渗透性以及所采用的防渗与排水
布置型式等。endprint
4.2 根据已建水工挡土墙运行的实践经验，结合设计时计算的水位组合条件，对挡土墙抗滑稳定起控制作用的，往往不是墙前抵御最高洪水位时的水位组合条件，而是墙后填土内为可能出现的最高地下水位（长时间暴雨后或潮汐河道涨潮后）.墙前为最低水位（可能是在宣泄一定流量情况下尾水被推走时或潮汐河道落潮时）或无水时的水位组合条件。
4.3 对于潮汐河道上的岸墙或翼墙运行期的墙前、墙后水位差，在取值上没有一个固定的参考位，大多凭经验取值，偏差较大。有的取最大潮差，水工挡前、墙后都无的枯水位）验算（注意有特例，不要简单认为每一个工程都是这样）。下而就土质地基和岩质地基的承载力设计作一简单介绍。
4.4 土质地基承载力设计。
对于土质地基上的挡土墙，在各种计算情况下（一般控制在完建情况下），平均基底应力不大于地基允许承载力，最大基底应力不大于地基允许承载力的1.2倍。土质地基承载力设计时主要应注意以下三个方面。
4.4.1 地基允许承载力的确定。
基础资料（地质报告）中所提的地基承载力建议值（标准值），只能作为计算允许承载力的参考，不能片面地认为就是地基允许承载力，而应按实际情况进行换算（修正）。在洪期和水位骤降期，地基承载力不进行修正是合适的，即地基承载力建议值就是地基允许承载力（地基承载力设计值）。
4.4.2 结合现有工程的运行情况，实践证明，粘土地基上挡土墙基底应力最大值与最小值之比的允许值大小，应根据粘土软硬程度确定。同样，对于砂土地基，要求挡土墙基底应力最大值与最小值之比不大于1.5～2.0，有时也难于得到满足。对于地震区的松砂地基，因排水不畅且不易密实易产生液化；在地震设计烈度为Ⅶ度及其以上的砂土地基，地震时亦易产生“液化”，可能导致地基严重破坏。为了工程的安全，坚持这样的要求也是十分必要的。
4.4.3 对于地震设计烈度Ⅶ度以下的紧密砂土地基上的挡土墙，适当放宽基底应力最大值与最小值之比的要求也是比较符合实际和确实可行的。因此，砂土地基上挡土墙基底压力最大值与最小值之比的允许值大小，应根据砂土的松密程度，并考虑有无地震影响来确定。基底应力最大值与最小值之比的允许值的规定，主要是防止结构产生过大的不均匀沉降及可能的倾覆破坏。
5. 结语
综上所述，在具体的施工过程中要根据当地的材料以及地基的要求强度采取不同的挡土墙施工方法，只有这样才能又快又好的满足施工进度和要求。只要设计得当、施工规范就能达到很好的效果，既经济又施工方便、简单，值得推广采用。
参考文献
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[2] 陈忠迭.公路挡土墙设计，人民交通出版社，1999.
[3] 尉希成，周美岭，支挡结构设计手册（第二版）.中国建筑工业出版社.2004.
电牵引采煤机关键参数分析与研究 篇3
1电牵引采煤机组成
电牵引采煤机的总体结构如图1所示,在此方案中,采用横向布置、多电动机驱动,主要技术参数见表1。
根据矿井电动机的具体工作环境,选用三相鼠笼异步防爆电动机,型号为YBCS4-400C,其主要参数为:额定功率400 kW;额定电压1 140 V;额定电流206 A;额定转速1 470 r/min。
2行走机构所受牵引阻力分析
在采煤机运行过程中,采煤机行走机构需要克服的阻力统称为牵引阻力。在分析采煤机行走机构时,牵引阻力是一个重要参数。
影响采煤机行走机构所受牵引阻力的因素很多,但总的来说,由外载荷决定。对采煤机的受力分析如图2所示,采煤机行走机构所受牵引阻力主要与下列因素有关[4,5]:①采煤机所受重力G;②滚筒所受的推进阻力Fp1和Fp2 (与采煤机行走机构所受牵引阻力方向相反);③滚筒所受的切向力Ft1和Ft2(与滚筒的旋转方向相反);④滚筒所受的轴向力Fs1和Fs2。
采煤机质量是决定采煤机行走机构所受牵引阻力的重要因素。把它分解成Gcos α0和Gsin α0两个分力,那么前者垂直于底板,是采煤机行走机构对输送机溜槽压力的组成部分;后者平行于底板、沿工作面向下,采煤机向下运行时是助力,向上运行时是阻力。
采煤机行走机构行走时必须克服的牵引阻力:
Tp=(Fp1+Fp2)+f(Gcos α0+Ft2-Ft1+Fs1+Fs2)±Gsin α0 =K1G+fG(cos α0-K2+2K3)±Gsin α0 (1)
其中,Tp为采煤机行走机构所受牵引阻力;f为摩擦因数,平均可取0.18;K1=(Fp1+Fp2)/G为经验系数,估算时可取0.6～0.8;K2=(Ft1-Ft2)/G为估算系数,由于采煤机滚筒转向采用“前顺后逆”的方式,初步估算时取0～0.2;K3=Fs1/G=Fs2/G,为考虑侧面导向反力对牵引阻力影响的系数,轨道的布置和工作面倾角的大小决定了其取值,工作面倾角为0时,取0.12～0.19;工作面倾角为35°时,取0.15～0.21;α0为工作面的倾角;G为采煤机移动部分所受重力。
为了确保安全,通常再将Tp乘以一个安全系数Kα,也就是说采煤机行走机构所受的最大牵引阻力应为 Tpmax=KαTp(其中,Kα=1.20～1.25)。采煤机机体在运动过程中的力平衡方程为:
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式中,Tα为行走轮牵引力;M0为机身质量;y为采煤机的位移;B1为黏性阻尼系数;Ff为库仑摩擦力;PF为外负载。B1、Ff和PF可由式(3)—式(5)确定。
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式中,K0为牵引力梯度,为常量; l1、l2、l3分别为牵引阻力、重力沿工作面分量和滑靴侧向力对行走轮的力臂;RG为与截割参数和煤层性质有关的阻力。
把Ff转换成与速度有关的当量黏性阻尼系数:
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从而得:
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由于上述某些参数取值与具体截煤过程有关,还需通过试验确定,因此,牵引阻力的计算是近似的,仅起定性分析作用。以MG500/1150-WDK型采煤机为例,行走机构所受牵引阻力的有关参数取值见表2。
将数据代入式(1)得:Tp=517 kN。再将Tp乘以安全系数Kα(Kα=1.2),得采煤机的最大牵引力Tpmax=620 kN。
3结语
通过分析采煤机行走机构所受牵引阻力可知,MG500/1150-WDK型采煤机受力模型比较符合采煤机的实际工况,为采煤机后续的研究分析奠定了基础,对生产实践具有一定的理论指导意义。
参考文献
[1]张世洪,何敬德,管亚平.电牵引采煤机的技术现状和发展趋势[J].煤矿机电,2000(5):40-46.
[2]刘长海,徐宏兴,王大宇.大功率电牵引采煤机的发展概况及趋势[J].煤矿机械,2010,31(8):7-11.
[3]谢贵军.电牵引采煤机的现状与发展趋势[J].煤矿机械,2009,30(2):1-3.
[4]李铁军.采煤机牵引部传动系统动态特性研究[D].太原:太原理工大学,2005.
关键参数计算论文 篇4
关键词：研磨出力；修正系数；通风量；性能参数；台数
中图分类号：TK223.25 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2013）21-0061-02
磨煤机性能参数计算及台数确定，对于电厂根据自身的情况选择磨煤机是至关重要。
1 性能参数
①磨煤机性能参数计算的目的是根据要求的磨煤机出力、通风量、煤粉细度等选择合适的磨煤机型号。
②磨煤机性能参数主要包括：出力（最大和最小）、煤粉细度、通风量（最大和最小）、阻力或提升压头、功率、研磨件寿命。
③磨煤机出力。包括研磨出力，通风出力和干燥出力，最终出力取决于三者中最下者。
④磨煤机的基本出力（或称铭牌出力）。指磨煤机在特定的煤质条件和煤粉细度下的出力，通常基本出力在磨煤机性能系列参数表给出。
⑤磨煤机的设计最大出力（或称计算出力）。指磨煤机在锅炉设计煤质条件和锅炉设计煤粉细度下的最大出力。该出力是通过给定的公式，图表计算或试磨试验得到。设计最大出力应在产品供货合同中给出。
⑥磨煤机的最小出力。考虑磨煤机振动、允许的最小通风量（取决于石子煤排量和输粉管道最小流量）下的风煤比计算给定。
⑦基本提升压头和基本风量时磨煤机性能参数表中给出的风量和压头。系列表中不同尺寸的磨煤机的基本风量和基本压头，应和磨煤机的相似特性相适应。
⑧磨煤机的通风量、阻力和功率按照提供的图表及公式选取计算。对于中速磨煤机和风扇磨煤机，更为精确的磨制功率应通过试磨确定。
2 中速磨煤机性能参数计算
中速磨煤机的出力计算，用基本出力乘以出力修正系数得到。
出力修正系数是指可磨性、煤粉细度、原煤水分、灰分、原煤粒度等对出力的影响系数。我国对中速磨煤机原入口出力修正系数曲线做了较大的修正。
2.1 研磨出力的计算
①中速磨煤机的研磨出力计算公式为：BM=BMO×fH×fR×fM×fA×fg×fe×fsi。
式中：BMO为磨煤机基本出力，t/h；fH、fR、fM、fA、fg分别为可磨性、煤粉细度、原煤水分、原煤灰分、原煤粒度对磨煤机出力的修正系数，对中速磨煤机，取fg=1.0，其他按参数表取；fe为研磨件磨损至中后期时出力降低系数，fe=0.95；fsi为分离器形式对磨煤机出力的修正系数，对静态分离器取fsi=0.95，对动态分离器取fsi=1～1.07。fH=（HGI/50）0.57，fR=（R90/50）0.29，fM=1.0+（10- Mt）x0.0114，fA=1.0+（20-Aar）x0.005。Aar≤20%时，fA=1.0；18%≤R90≤25%时，fsi=1+（25- R90）x0.01；R90>25%，fsi=1.0；R90<18%，fsi=1.07。
②上述出力计算公式适用于哈氏可磨性指数为40～90的贫煤和烟煤。对于褐煤，磨煤机的出力必须通过试磨确定。
③研磨件磨损对磨煤机出力的影响按下述原则确定：正常设计的中速磨煤机在研磨件质量减轻15%以内，出力没有变化；在质量减少约22%时，将加载压力增加10%（此时使磨煤机功率相应增加10%），其出力约为最大的95%。
2.2 通风量及风环风速的确定
中速磨煤机的通风量按《电站锅炉煤粉制备与计算》中P76图5-13确定，其中通风量的100%数值见《电站锅炉煤粉制备与计算》中P73表5-4。磨煤机出力100%是指设计参数下磨煤机的最大出力，通风量的100%0数值可以在±10%以内波动。
中速磨煤机的风环风速设计在100%通风量时为75～82 m/s，当风煤比较大时，风环风速取低限，否则要取高限。
2.3 磨煤机阻力值得确定
中速磨煤机在100%负荷下的阻力值见《电站锅炉煤粉制备与计算》中P73表5-4，表中阻力值是在分离器挡板开度为30%下的数值，其随出力的变化见图《电站锅炉煤粉制备与计算》中P76图5-13所示。
2.4 磨煤机功率的确定
中速磨煤机电动机容量见《电站锅炉煤粉制备与计算》中P73表5-4。
2.5 磨煤机研磨件寿命的确定
中速磨煤机辊胎寿命和煤的冲刷磨损指数的关系如图《电站锅炉煤粉制备与计算》中P76表5-14所示。寿命线图中注明了运行条件，不同磨煤机出力和煤粉细度下的磨耗率按式图换算，即：
δ∝ln（100/R90）×ln（BM1/S）×S/BM
BM1=（Kc+1）（1-Mf/100）BM
Mf=（Mar-Mad）/（100-Mad）
式中，δ为研磨件磨耗率，g/t；R90为煤粉细度，%；BM1为磨煤机内煤量，t/h；Kc为循环倍率，对烟煤、贫煤取Kc=7，对于褐煤取Kc=4；Mf为煤的外在水分，%；BM为磨煤机出力，t/h；S为研磨件（辊套）的面积，m2。
2.6 性能参数技术问题讨论
①中速磨煤机在磨制褐煤是的出力问题。试验表明，褐煤当全水分大于或等于30%时，煤的可磨度在高温时呈N形上升趋势，褐煤当全水分小于或等于30%时，煤的可磨度在高温时的变化呈抛物线上升，这就决定了高水分褐煤在普通中速磨煤机中研磨时，运行出力比按烟煤出力计算公式时的出力有些情况下要低。
在西安热工研究院试验室MPS32型试验磨煤机上的磨煤机的试验证明，中速磨煤机可以磨制褐煤，只是磨制出力比按烟煤公式计算的结果又所降低。磨制正兰褐煤（全水分为26.4%）、白音花褐煤（全水分为36%）时出力计算低22%～23%；磨制胜利褐煤（全水分为31.5%）时出力比计算出力低约18.8%；磨制宝日希勒褐煤（全水分为32%）和多伦褐煤（全水分为34%）时的出力比计算出力低约72%。MPS型中速磨煤机在褐煤电厂中应用的运行实例较少，所以目前只能规定其在磨制褐煤时的出力应通过试磨来确定。在初步选型时可以按热平衡计算所需要的通风量来选择磨煤机，因为褐煤水分高，需要通风量大，选择磨煤机是往往要大2～3挡，磨煤机出力也可以提高20%～30%，基本就可以满足研磨出力提高的需要。
②采用动态分离器时磨煤机出力的变化。由于动态分离器效率高，合格粉回去少，磨煤机内循环倍率降低，磨煤机研磨出力则提高，磨煤机耗电率则降低。但是循环倍率降低时磨煤机阻力降低的同时，由于分离器本身阻力的增加，磨煤机总阻力变化不大。因此，在磨煤机设计阻力不变时，磨煤机出力不可能有大的增加。
3 中速磨煤机台数的确定
①机组容量为200 MW以下时，每台锅炉装设的中速磨煤机宜不少于3台，其中1台备用。
②机组容量为200 MW时，每台锅炉装设的中速磨煤机宜不多于4台，高速磨煤机不宜多于6台，其中1台备用。
③机组容量为300～600时，每台锅炉装设的中速磨煤机宜不多于6台，其中1台为备用；装设的高速磨煤机宜不多于8台，其中可设2台备用（检修备用和运行备用）。
④磨煤机的计算出力应有备用余量，对中速磨煤机，在磨制设计煤种时，除备用外的磨煤机总出力应不小于锅炉最大连续蒸发量时燃煤消耗量的110%～120%，当煤质条件不好时选上限，但要注意对锅炉的影响；在磨制校核煤种时，全部磨煤机在检修前的总出力应小于锅炉最大连续蒸发量时的燃料消耗量。
⑤磨煤机的计算出力，对中速磨煤机按磨损中后期出力考虑。
当一台磨煤机停止运行时，其余磨煤机按设计煤种的计算出力应满足锅炉不投油情况下安全稳定运行的要求。
4 结 语
总之，中速磨煤机性能参数的计算以及台数选择对电厂锅炉的正常运行起着至关正要的作用，一定要重视。我厂生产的中速磨煤机在这方面做的非常的好，在许多电厂运行良好，碾磨出力、干燥出力均满足用户技术协议要求，用户非常满意。
参考文献：
[1] DL/T 5145-2002，火力发电厂制粉系统设计计算技术规定[S].
[2] DL/T 466-2003，电站磨煤机及制粉系统选型导则[S].
[3] 张安国，梁辉.电站锅炉煤粉制备与计算[M].北京：中国电力出版社，2011.
塔式磨机磨矿机理及关键参数研究 篇5
塔式磨机最初由日本Kubota塔磨机公司制造,其结构简单,磨矿效率高,产品粒度分布均匀,易获得所需要的产品粒度,在超细粉碎行业得到了广泛的应用,是超细粉碎中具有发展前途、能量利用率较高的一种超细粉磨设备,目前在国内外已广泛应用于化工、新材料、建材等领域[1,2,3]。
1 塔式磨机结构及工作原理
塔式磨机的结构如图1所示,由筒体、传动装置(包括电机及减速机)、螺旋搅拌器、机架等部件组成。电机经减速机带动螺旋搅拌器,在填充一定磨矿介质(钢球、刚玉球或砾石等)的筒体内旋转,使得磨矿介质和物料在筒体内作整体的多维循环运动和自转运动。位于径向上不同半径处的磨球运动的线速度不等;位于轴向上层与层之间的磨球运动存在速度梯度,剪切力和挤压力处处存在。磨机的工作原理是综合利用研磨介质之间的摩擦力、挤压力、剪切力和冲击力来研磨物料[4]。
1.筒体2.搅拌器3.溢流口4.电机5.传动装置6.入料口7.检修门
本文通过塔式磨机试验机采用铝土矿进行试验,以研究塔式磨机磨矿机理、关键结构参数及工艺参数对磨矿效率的影响,为大型塔式磨机的应用提供合理工艺参数,并对其结构优化提供指导。
2 磨矿试验方法
2.1 铝土矿试验成分及粒度分布
试验选用河南低品位铝土矿,颜色为灰褐色,原料100%通过3mm的矿筛筛选,平均粒度为0.5mm,其化学成分中Al2O3、SiO2、Fe2O3的质量分数分别为57.89%、13.61%、7.0%,其余成分的质量分数为21.43%,原料粒度分布如图2所示。
2.2 试验设备
选用直径为200mm、高度为450mm的塔式磨机,电机功率为2.2kW,转速可从80~4000r/min任意调整,介质球直径为5mm、6mm。
试验物料的粒度在74μm以上部分采用筛析分选,74μm以下部分采用BT-9300S激光粒度分布仪测试粒度组成。
2.3 试验方案
根据正交试验法,综合搅拌器直径与筒内径比值D/T、螺旋升角α(用螺旋导程与直径比值表示)及铝土矿成分确定合理转速,按三水平三因数设计正交试验,试验结果如表1所示。
试验采用相同给料粒度、相同介质球、相同矿料、相同液体配比及相同磨矿时间。
2.4 正交试验
根据正交试验表[5,6,7,8]并结合本试验要求进行正交试验,试验结果以-200目产率表示,试验结果如表2所示。
3 破碎模型
塔式搅拌磨的粉碎过程可以用Charles定律来描述[5,6,7,8],即
式中,E为产品能耗,kW·h/t;d、d0分别为原料及超细粉碎产品的平均粒度,μm;β为指数。
根据试验所测得的功率求得的能耗E及对应的产品粒径d,通过回归分析求得本试验所用塔式搅拌磨对应的超细粉碎方程为
本试验中的d0=4.9μm,则
塔式磨机超细粉碎回归方程曲线如图3所示,从图可见,回归方程曲线与试验数据拟合得较好,可以用于预测产品的平均粒径。
4 讨论
4.1 搅拌器直径的影响
塔式搅拌磨中,搅拌器直径与筒内径比值D/T是影响设备效率的一个至关重要的工艺参数,直接关系到产品粒度和设备的生产效率。搅拌器直径为110mm时,试验3次,三次试验结果之和为K1A=53.347。同理,搅拌器直径为130mm时,K2A=66.070,搅拌器直径为150mm时,K3A=82.653,其中K3A数据最大。试验结果表明螺旋叶片与筒体内部直径的比值D/T越大,产品-200目的产率越高,且中位径粒度越细。
因此,搅拌器螺旋直径的确定原则为:在保证搅拌螺旋与筒体内壁之间不卡球的前提下,选择尽可能大的D/T,使介质球具有较大的动能,以提高其冲击能力。
4.2 螺旋升角对磨矿效果的影响
螺旋搅拌器作为轴向流搅拌器,物料及介质颗粒流动方向与搅拌轴平行。搅拌器对物料及介质颗粒产生两种作用,即剪切作用和循环作用。其中,剪切作用力的大小与固液搅拌体系中固体粒子的破碎率密切相关。搅拌功率P、剪应力τe及循环量Qd的关系为:P∝τeQd。当搅拌功率P一定时,剪应力和循环量是两个相反的因子。剪切型和循环型搅拌器一般用功率准数Np和排量准数Nqd之比来区分,Np/Nqd表示搅拌器搅拌功率用于剪切的比率,Np/Nqd越大,表示搅拌器的功率消耗于剪切的比率越大,消耗于循环的比率越小;反之,Np/Nqd越小,表示搅拌器的功率消耗于剪切的比率越小,消耗于循环的比率越大。
在塔式磨机中,搅拌器的螺旋升角是影响Np/Nqd大小的直接原因。螺旋升角在螺旋面上自内向外逐渐变小,设计时一般将螺旋中径处升角作为设计基准,即
式中,λm为螺旋中径处升角,(°);S为螺旋导程,m;Dm为螺旋中径,m。
式(4)中导程与中径比值越小,则螺旋升角越小,在竖直方向对物料的提升角度越小,提升力越小,克服重力在径向的运动阻力越大,则剪切力越大。
同上述方法,按照正交试验结果可以得出S/D为1.2、1及0.8时,K1B=65.813、K2B=65.873、K3B=70.383,其中K3B最大。试验表明,小的螺旋升角有利于增强搅拌机的剪切作用,提高磨矿效率。
确定螺旋升角时,还应考虑矿料特性及其介质径向速度和切向速度的比例等因素。
4.3 转速的影响
搅拌磨依靠离心力推动磨矿介质以磨碎矿粒。转速越高,研磨介质受到的离心力越大,相互之间的挤压力也越大;研磨介质之间的速度差越大,剪切力也越大。从提高粉碎效率和效果考虑,应采用较高的搅拌转速[9,10]。
试验发现,随着转速增加,铝土矿磨矿效率并未随之线性增加。有以下三方面原因:
(1)过高的转速使得矿物、介质球及水在离心力的作用下发生了分层或分离,大的固体颗粒被甩到筒内壁,且沿内壁落到底部,介质与物料之间的碰撞挤压减小。
(2)转速的提升使轴心部分出现漩涡,降低了被搅拌物料的表面密度,使搅拌功率急剧下降。
(3)过高的转速使得单位时间内轴向克服重力做功增加,径向运动时克服重力产生的磨擦力减小,剪切力减小,降低了搅拌效率。
同时,高转速增加了磨机的消耗功率,使搅拌器与搅拌磨内衬磨损加剧,磨矿介质也易于破损,降低了磨机能量利用率。
试验结果表明,搅拌转速高于临界转速时磨矿效率会略有下降。
为保证设备稳定、高效运转,搅拌器的工作转速不宜过高。适宜的线性速度为6~8m/s。
5 结论
(1)塔式搅拌磨的粉碎过程符合Charles定律。
(2)在保证螺旋直径至筒体内壁之间不卡球的情况下,尽可能选择大的D/T,利于介质球获得较大动能。
(3)应根据矿料特性并结合介质径向速度和切向速度的比例来选择合适的螺旋升角,便于将能量转化为剪切能,提高磨矿效率。
(4)适当提高转速有利于改善磨矿效率,但转速过高会使能量利用率降低,生产选择时应综合考虑。
参考文献
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[3]方莹,张少明,刘剑华.搅拌磨制备超细粉体粉磨工艺的研究[J].中国粉体技术,2001,7(6):14-17.
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[9]丁绪淮,周理.液体搅拌[M].北京:化学工业出版社,1983.
关键参数计算论文 篇6
关键词：玉米中耕除草,驱动式,旋转作业机
0 引言
对于行间中耕的要求是:除净杂草、不伤及幼苗, 表土松碎且不伤害作物根系;土壤位移要小, 以利于保墒;中耕机能满足不同行距的要求, 中耕深浅一致。调节方便, 行走直, 不摆动。根据以上要求及参照以往所有中耕机模型设计了驱动式玉米旋转中耕除草作业机, 该机结构、工作原理、性能参数及主要工作部件的设计参照机械设计手册、国内外有关旋转中耕除草机的机械类文献进行选择、计算、设计。该机结构简单, 通用性好, 作业适应性强, 各项作业性能指标完全满足农艺要求。
1 装置结构
驱动式旋转中耕除草机由机架、传动机构、工作部件、防护装置、喷药装置及地轮等部分组成。采用机轮带动整机形式, 机身用方型钢管为主架, 用U型卡、钢板和螺丝固定, 大部分采用焊合方式, 与拖拉机连接采用悬挂方式, 后部的旋转中耕锄草装置与拖拉机之间的传动机构由减速器、中间传动装置和分架传动装置等二级机构组成, 其中包括变速箱、链轮、传动轴等结构, 对于连接轴较长部分应采用万向节与传动轴结合的传动方式, 在旋耕组合部件后方安装除草铲配合旋转锄除草, 由拖拉机动力输出轴驱动。工作部件有:锄草铲、旋耕部件和喷药装置。整机共有 7个单组, 工作幅度 4.2 m。机架选用七铧犁Ⅲ型机架, 在其上安装传动机构及各种工作部件, 该结构提高了机器的通用性, 降低了制造成本。装置结构如图1所示。
1.机轮 2.减速箱 3.链条 4、5中间传动链条 6.机架 7.分架 8.支杆 9.吊杆 10.护罩 11.旋耕刀 12.支板 13.除草铲 14.培土器
由拖拉机输出轴带动变速箱, 变速箱的输出轴与中间级传动机构和药泵组合通过链传动链接, 中间级传动机再通过链传动将动力输入到分架带动旋转锄旋转运作, 在旋转锄后方配备锄草铲配合除草, 再由中耕铲起垅培土。药泵在链轮带动下将药喷在苗带上, 除去苗带上机械不能锄到的草。
2 主要农业技术要求
耕深:最大旋耕深度H=8 cm;碎土:直径4 cm以下的土块占全耕层碎土量的75%;沟底凸起高度是评价耕作质量的一项重要指标, 要求沟底的凸起高度不大于最大耕深的20%, 即h≤2 cm;除草率:耕幅内的除草率不低于90%。
玉米旋转中耕除草机一般是悬挂在拖拉机后部, 工作部件是由拖拉机动力输出轴通过变速箱等传动机构而驱动的。因此, 当机组作业时, 工作部件进行的是复合运动, 即以速度为V1的绕切削滚筒轴转动的相对运动和以速度为V2的机组前进运动所合成。定义undefined为运动学参数。工作部件—旋转锄刀刃端点的运动轨迹为余摆线。
3 运动方程式
如图2 , 坐标系原点设在沟底, X轴的方向和机器前进方向一致, Y轴方向向上, 运动开始时通过滚筒轴, 当滚筒在t时间内由起始位置转过α角后, 旋耕刀刃端点坐标可由下式表示:
undefined
式中 ω—滚筒角速度;
t—工作部件转动α角所用时间;
R—滚筒直径。
方程式表明, 结构一定时, 对运动摆线发生影响的只是运动学参数。λ<1时摆线无扣。旋转中耕除草机则要求λ>1, 实现带扣的摆线运动。
4 切削速度
将上方程式对时间求导便得旋耕刀片端点的速度在X、Y轴上的投影。
undefined
此时, 旋耕刀端点绝对运动的模为:undefined方程式表明, 旋转除草刀端点的切削速度是随α角的改变而变化的。也就是说, 正转时, 切削速度是随着刀片切人土壤到切削土壤结束而连续降低的, 反转时则相反。
5 刀片的切削进距S
切削进距S是指相邻的两把刀片在同一个垂直面内切削土壤时两个运动轨迹之间的水平距离如图3。
S可由下式求出:S=V1t;式中t—时间。在t时间内刀片转过的角度等于相邻刀片之间的夹角。当滚筒的一个圆盘上装有z把刀片时, 相邻刀片间的夹角便等于undefined, 因此时间undefined, 于是undefined。由上式可看出, 刀片进距S是常数, 其大小取决于滚筒半径R、圆盘圆周上的刀片数和机组前进速度与圆周速度之比值。刀片的切削进距是旋转中耕除草机的主要工艺参数之一, 它决定了碎土程度。当相邻工作部件的运动轨迹相切时便出现了S的最大值, 即:undefined, 即1-λsinα=0, 因此, 相应于摆线相切时滚筒半径的转动角undefined此时滚筒半径的横坐标X1和X2为:
undefined;
undefined;undefined
按程式可绘制进距的相对值即undefined和λ、Z关系如图4所示。当确定运动学参数λ后, S也为确定的值。
6 沟底的凸起高度h
旋转中耕除草机耕作时沟底存在凸起高度 , 因为两相邻刀片端点摆线扣的相交点距摆线的最低点尚有一定距离 , 此点的纵坐标就是沟底凸起高度h 。
h=R (1-sinαr) ;undefined;当两摆线相交于M点时, 相邻刀片的转动角为undefined。此时滚筒旋转中心移动的距离为:undefined又有O1O2=2Rcosαr, 整理得undefined。由此式难以求出h值, 为概算可利用耕作中所描绘的轨迹图。在三角形O2MN中:undefined;undefined所以, undefined令sinα′r′≈α′r′;则undefined得出undefined。
沟底不平度是对旋转中耕除草机的农艺要求之一, 当将其作为一项技术要求确定时, 可用上式来验算确定λ值。由于土壤的松散性, 耕后沟底实际凸起高度是低于理论的沟底凸起高度, 因此它们之间的关系可认为是:hs=, 式中K—土壤松散系数。K值取决于不同的土壤种类, 一般中壤土为2, 湿轻壤土为1.5, 重壤土为1。
7切削行程长度
切削行程长度l是指刀片轨迹和土壤表面的交点到相邻轨迹下部的交点间的线段。轨迹弧的微小单元:dl积分并变换后得:
式中:α1—相应于刀片进入土壤时的转动角;α1=arcsin (1-) ;α2—相应于切削过程结束时的转动角, α2=。由此式可知切削行程的长度决定于滚筒半径R、运动学参数λ, 旋深H和刀片数Z以及滚筒的旋转方向。
8切削角
切削角随刀片在土壤中运动轨迹的变化而变化, 这是旋转式工作部件的运动学特性。圆周切线和摆线切线间的夹角Δe便是切削角在滚筒转动一周时间内的变化量。
关键参数计算论文 篇7
关键词：混凝土面板,抛丸工艺,施工参数,构造深度
沥青铺装层直接承受行车荷载作用, 尤其是制动或加速时, 在沥青混凝土铺装层与水泥混凝土面板的结合面产生很大的剪应力, 当剪应力大于铺装层间抗剪应力时, 会形成桥面沥青混凝土铺装推移拥包等病害[1]。层间剪应力产生的原因见图1, 调查显示78%的桥面病害与层间粘结不良有关[2]。混凝土面板在施工时, 表面会形成一层水泥浮浆层, 为避免其对防水粘结功能的影响[3], 有必要对水泥混凝土桥隧面板的处理工艺进行研究。
本文拟依托南京市城西干道改造工程, 对城市桥隧混凝土面板抛丸工艺的关键参数进行研究, 并提出抛丸工艺的质量控制标准与注意事项。
1 抛丸工艺验收试验指标研究
1.1 指标的提出
目前国内混凝土面板抛丸处理工艺大多以拉拔、剪切强度为评价指标, 缺乏规范的混凝土面板验收参数;并且由于桥隧工程路面坡度大、交通条件恶劣、施工难度大, 桥隧工程路面结构中剪切应力有很大程度的增加[4,5,6]。根据抛丸处理工艺施工效率高、处理后不需水洗等特点, 结合现场实际工程验收要求, 除常规表面清洁度、干燥度等验收指标外, 提出构造深度和露骨率2个关键量化验收指标。
1.2 试验方案
为了研究及修正面板抛丸处理质量验收标准, 采用抛丸机对同批原材料、同一级配、同一批次成型的水泥混凝土面板进行抛丸处理, 得到不同的构造深度值, 按照行业标准《路桥用水性沥青基防水涂料标准》 (JT/T 535—2004) 所规定的界面力学强度指标进行试验。根据现场的条件及要求, 对防水粘结层的拉拔强度及剪切强度进行试验, 控制界面所需要的构造深度和露骨率。
为了满足工程实际需要, 该批水泥混凝土试验板采用C40级混凝土, 共成型14块试验板, 混凝土板的尺寸为30 cm×30 cm×10 cm, 试件表面的浮浆厚度1~3 mm。抛丸机采用1-10 DS Globel型抛丸机进行表面抛丸处理, 砂丸型号S460 (直径1.4 mm, 为目前高速公路桥面抛丸常用的钢丸粒径) 。抛丸机行进速度分为12个档位, 即1~12档, 其中1档3 m/min, 2档6 m/min, 3档9 m/min, 4档12 m/min。取常用的前4档位进行对比研究。
1.3 试验研究及结果分析
根据现场施工要求及路面铺装结构主要以剪应力为主的力学特点[7], 选择拉拔强度、剪切强度作为控制因素, 分析其与构造深度、露骨率之间的关系。
(1) 拉拔强度影响因素分析
试验将统一制件的面板进行抛丸处理, 形成不同的构造深度, 防水粘结层采用热喷SBS改性沥青+碎石, 厚度为1 cm, 常温放置养护至干燥后进行粘结强度 (附着力拉拔) 试验, 试验结果见图2。
根据附着力拉拔试验结果, 构造深度在一定的范围对应的粘结强度较强。如果构造深度偏小, 不能达到较好的粘结强度, 构造深度偏大会造成粘结层厚度不均, 粘结强度也会减小。根据图2中拟合的二次关系式, 20 ℃粘结强度达到1.0 MPa, 构造深度达到0.42 mm即可。
(2) 剪切试验
在防水粘结层上铺装5 cm厚SMA沥青混合料, 并且在碾压机上压实成型混合料。待上层沥青混合料冷却后脱模, 采用和现场相同的钻芯法取直径100 mm的圆柱体试件进行剪切试验, 抛丸型号S460, 抛丸功率15 k W, 试验结果见图3~图5。
由图3试验数据可见, 面板进行抛丸处理之后剪切应力明显增加, 且行走速度与构造深度有一定的关系, 行走速度较低时抛丸效果更明显, 界面的构造深度较大。在实际施工处理过程中, 要控制合理的抛丸机行走速度。
从图4、图5中可见, 构造深度有其最佳对应范围。通过数据拟合可知, 当要求剪切强度达到0.4 MPa要求时, 构造深度大于0.3 mm左右即可满足要求, 考虑到1.5倍的保证率系数, 因此构造深度在0.45 mm较为合适。
综合附着力拉拔试验和剪切强度试验, 建议抛丸后水泥面板的构造深度不小于0.45 mm ;在1~3 mm浮浆情况下, 露骨率不小于28%。
2 抛丸工艺现场施工关键性能参数研究
结合前期室内研究结果, 为了达到最佳桥隧面板处理效果, 本文结合现场研究和确定现场施工时的最佳工艺参数设定, 选择抛丸施工过程中的3个关键参数进行比对研究:抛丸机的行进速度、抛丸机的功率、水泥混凝土面板初始构造深度。
2.1 不同行进速度的影响
选取7、9、11号板进行对比, 初始构造深度均为0.25 mm, 功率为15 k W, 速度分别为9、6、12 m/min, 试验结果见图6。
从图6可以看出, 随着抛丸机行进速度的加快, 最终构造深度变化较小, 但露骨率呈明显下降趋势。这是由于抛丸机的速度加快, 可能导致抛丸处理不彻底从而影响抛丸效果。因此, 在实际施工中, 抛丸机的进行速度推荐采用6~10 m/min较为合适, 以避免速度过快导致的露骨率或构造深度不足。
2.2 不同抛丸功率的影响
选取6、9、10号板进行对比, 初始构造深度为0.25 mm, 行进速度为6 m/min, 抛丸功率分别为20 k W、15 k W、10 k W, 试验结果见图7。
从图7可以看出, 由于抛丸机功率的增大, 露骨率和最终构造深度呈增大趋势, 当功率增大到一定程度, 构造深度和露骨率增长幅度较小。因此对于抛丸机的使用功率建议下限取10 k W, 最佳功率为15 k W。
2.3 不同初始构造深度的影响
选取1、2、4号板进行对比, 行进速度为9 m/min, 抛丸功率为20 k W, 初始构造深度分别为0.25、0.41、0.63 mm。试验结果见图8。
从图8可以看出, 初始构造深度对最终抛丸效果没有明显的影响, 抛丸前的构造深度主要受浮浆层的厚度影响, 浮浆层厚度越大, 抛丸处理的构造深度效果越不明显。因此在实际工程中, 要注意水泥混凝土的材料选择、配合比设计及施工工艺, 以控制水泥板成型的浮浆厚度。
综上所述, 抛丸工艺施工过程中需注意2个关键问题:
(1) 抛丸机的行驶速度和功率是影响抛丸效果的重要因素, 需根据构造深度选择经济合理的行驶速度与功率。
(2) 为了保证抛丸后的粗糙界面效果, 应尽量选择机械允许的直径较大且质地坚硬的铁砂, 并且在抛丸过程中及时添加铁砂来保证喷洒量和功率。
3 验收质量控制标准确定
3.1 施工工序及注意事项
混凝土面板抛丸处理过程中, 必须严格遵守正确的施工工序 (见图9) 。
抛丸处理过程中, 具体注意事项如下:
(1) 施工环境温度5~40 ℃, 雨雪天气禁止施工;面板应平整, 钢筋头突起物应凿除, 以免影响抛丸设备, 避免出现漏砂等现象;油污、锈迹、杂物、尘土应清理, 清扫干净。
(2) 抛丸机按照试验段确定的行走速度匀速行驶, 速度为5~8 m/min ;多台抛丸机作业采用并行直线连续抛丸方式, 2台机作业宽度重叠1~5 cm, 并使搭接的部位不出现高低差。
(3) 当一遍不能达到规定的露骨率及构造深度时应进行二次抛丸, 直至满足技术要求;抛丸处置后的表面有均匀的粗糙度和良好的清洁度。
(4) 对无法抛丸处置的边角等部位, 采用手推式打磨机补充处置;对抛丸处置后面板暴露出来的裂缝、孔洞等缺陷, 需进行修补;抛丸处置后应尽快进行防水粘结层的施工, 减少二次污染。
3.2 抛丸质量控制标准
抛丸处理目前国内尚无相关技术规范标准, 根据研究试验结果, 结合工程实际, 参照《公路桥涵施工技术规范》、《公路沥青路面施工技术规范》、《公路工程质量检验评定标准》, 本文对基层处理提出如下控制标准。
(1) 表观指标 (见表1)
(2) 粗糙度标准板对比法评价指标
为了便于施工验收时有直观的验收参考依据, 对比不同粗糙度混凝土板的情况, 将粗糙度分为5个等级, 即C1、C2、C3、C4、C5。不同粗糙度等级的混凝土板构造深度等级对照见图10。
(3) 抛丸参数选择
根据研究结果, 结合以往工程应用情况, 提出不同程度处理效果和相应施工机械的选择参数, 见图11, 砂丸型号采用S460。施工单位在进行操作前, 可以根据此参考图11进行初步选择, 从而更好地规范混凝土面板抛丸处理工艺。
4 结论
本文在对抛丸处理工艺进行室内及室外试验的基础上, 对其关键施工影响因素进行分析, 得出以下结论:
(1) 抛丸处理工艺过程中, 面板构造深度与露骨率的大小直接影响到防水粘结层的粘结效果与剪切强度, 通常抛丸后面板的构造深度不宜小于0.45 mm ;在1~3 mm浮浆情况下, 露骨率不小于28%。
(2) 抛丸机的行驶速度和功率是影响抛丸效果的重要因素, 施工过程中必须控制合理的行驶速度与功率, 推荐行驶速度与功率为3档, 15 k W。
(3) 基于试验研究成果, 提出抛丸处理工艺的施工工序及质量控制标准, 并给出施工机械参数参考图, 可为后期技术推广提供借鉴。
参考文献
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[6]肖博, 秦峰.隧道路面病害检测及处治设计[J].公路交通技术, 2012 (3) :105-109.
关键参数计算论文 篇8
目前的感应电动机驱动系统多使用间接磁场定向或无速度传感器磁场定向控制技术[1], 无论是间接磁场定向控制还是无速度传感器磁场定向控制, 都需要准确的电动机参数[2], 特别是在无速度传感器磁场定向控制中。
一般感应电动机参数辨识可分为在线式辨识和离线式辫识[3]。由于在线式辨识在具体实现中并不理想, 所以工程实际中较少采用, 而离线式辨识能比较理想地满足工程的实际应用[4]。利用离线式辨识得到电动机参数的初始值, 当电动机运行时根据参数变化在线修改电动机参数, 可以加快在线式辨识算法的收敛速度。学者们提出了许多感应电动机参数的离线自动辨识方法, 这些方法无需机械堵转电动机, 也不需要专业人员操作, 在电动机投入运行前, 向电动机施加不同形式的电压、电流信号, 检测电动机的电压、电流, 通过它们之间的关系计算出各种电动机参数或者采用某种拟合算法辨识电动机参数[4,5] 。
鉴于离线式辨识能够方便、准确地辨识出异步电动机参数, 本文介绍一种采用改进的基于DSP处理器的异步电动机离线式参数辨识方法, 并进行了仿真实验。其中直流实验用于辨识定子电阻Rs, 阶跃电压实验用于辨识总漏感Lσ, 堵转实验用于辨识转子电阻Rr, 即d轴电流给定为一个直流偏置和一个正弦电流, 同时q轴电流给定为零;并通过观测定子电流的衰减曲线来辨识转子时间常数Tr, 通过观测定子磁链Ψs和定子电流d轴分量Isds来辨识互感Lm。实验结果表明, 该参数辨识方法具有较强的鲁棒性、可移植性和准确性。
1 异步电动机参数辨识方法
本文提出的基于DSP处理器的参数辨识方法是由转子磁链定向的矢量控制系统实现的, 图1为基于空间矢量的全数字控制器结构框图。基于空间矢量的全数字控制器采用空间矢量脉宽调制 (SVPWM) 策略, 具有电流反馈和速度反馈, 电流解耦、转子磁场定向、电流调节器以及SVPWM都是通过DSP实现的, 即实现了全数字处理。
2 参数辨识的过程
2.1 定子电阻Rs的估计
定子电阻Rs一般都是通过直流实验获得。如图2所示, 给电动机任意两相绕组加一直流电压, 定子电阻大小可通过电压与电流之比得到。测量中只需知道直流母线电压值, 实际电压通过母线电压和调制脉冲的占空比相乘后得到。为避免测量过程死区时间的影响, 用同样的测试方法再测出1组数据。用以上2组数据即可求出定子电阻的平均值Rs。
2.2 总漏感Lσ的估计
在远小于转子时间常数的时间周期内, 定子电流以一阶时滞环节跟踪定子电压, 电流阶跃响应的初始斜率由总漏感Lσ决定:
总漏感Lσ通过阶跃电压实验获得。如图3所示, 可在电动机的R和S端加几微秒直流电压脉冲, 由于磁链变化率基本为零, 因此, 可通过电流变化的斜率求出总漏感Lσ。
2.3 转子电阻Rr的估计
为测试转子电阻Rr, 实验中采用电流闭环, d轴和q轴电流给定分别为
由式 (3) 可知, d轴电流给定为一个直流偏置和一个正弦电流, 同时q轴电流给定为零。当正弦电流的频率ωh足够大, 大部分的直流从Lm支路通过, 而正弦电流Ihsin (ωht) 主要从转子支路流过。测试转子电阻Rr的d轴电流等效电路如图4所示。
由图4可得到下列电压等式:
式中:
由以上关系式可知, Ihsin (ωht) 与Usds-RrIds的相位差αh与转子电阻存在一定关系, 即:
电动机互感Lm、转子漏感Llr和转子电阻Rr之间的关系可由式 (9) 表示:
因此, 在不同的相位αh下, 可求出Rr。但由式 (8) 可知, 为求Rr必须先辨识定子电阻Rs和总漏感Lσ。
2.4 转子时间常数Tr的估计
首先通过变频器对定子绕组的d轴给一直流给定, q轴电流为零, 然后由变频器上管全开或全关来实现定子绕组的通断。此时, 定子电流的衰减曲线可由电流传感器测出。d轴电流的等式为
故定子和转子绕组电流表达式为
式 (12) 中的前半部分代表响应的快速变化部分, 而后半部分代表响应的缓慢变化部分。将式 (12) 、式 (13) 代入式 (10) 、式 (11) , 并比较系数得转子和定子时间常数表达式为
由式 (12) 可知, 为估计转子时间常数Tr而观测的定子电流必须满足指数曲线变化。
在实际应用中为减小集肤效应, 系数A和T1无需估计。因此, 转子时间常数Tr仅由系数B和T2来估计。由于仅考虑响应的缓慢变化部分, 定子和转子电流可表示为
式中:k为定子电阻与转子电阻的比值。
将式 (16) 和式 (17) 代入式 (11) , 并比较系数得出转子时间常数的关系式:
为使曲线符合响应的缓慢变化部分, d轴定子电流可表达为
式中:C为变频器非线性引起的直流偏置。
估计参数为
在估计运算时, 可以利用对指数曲线的回归分析来求得参数[11]。
2.5 互感Lm的辨识
异步电动机的定子磁链Ψs与互感Lm之间的关系为
由式 (21) 知, 只要求出定子磁链Ψs和定子电流d轴分量Isds即可辨识出互感Lm。
本文采用定子磁链观测模型求定子磁链Ψs, 异步电动机定子磁链可由式 (22) 确定:
经Laplace变换后得到:
式中:Ψs (s) 为定子磁链。
由于采用纯积分计算, 式 (22) 在实际应用时存在2个问题: (1) 积分初值问题。由于无法准确知道Ψs (t) |t=0, 并且只有从Ψs (t) 的零相位开始积分才能使输出为正确值, 所以输出始终包含一个初始直流分量。这会严重影响系统的高动态性能, 尤其是在低速范围。 (2) 直流漂移导致积分溢出。由于模拟电路噪音和漂移、传感器误差以及DSP运算的截止误差, 运算信号中或多或少含有一些直流分量, 由于积分时间很长, 很小的直流分量最终也会导致纯积分环节的溢出。
为了克服上述2个问题以及定子参数的影响, 将常规定子磁链电压模型的输出再通过一个高通滤波器, 该滤波器的传递函数为
式中:x为系统输入;y为系统输出;1/s为纯积分环节;ωc为滤波环节的截止频率, 其取值范围为
由式 (24) 可知, 纯积分和一阶高通滤波器的组合可等效为一阶低通滤波环节。其定子磁链电压模型如图5所示。
故定子磁链观测模型写成α、β分量形式为
3 实验结果
为验证本文提出的参数辨识方法, 笔者对22 kW和55 kW异步电动机进行参数辨识仿真实验。实验系统平台建立在以TI (Texas Instrument) 公司生产的TMS320F2812 DSP为核心的异步电动机变频矢量控制系统, 实验中IGBT的开关频率为5 kHz, 直流侧电压为340 V, 电流的采样频率为100 μs。IGBT触发脉冲采用带死区电压补偿的空间电压矢量 (SVPWM) 控制策略, 直流侧装设电压传感器。22 kW异步电动机参数辨识仿真实验波形如图6所示。
定子电阻Rs的辨识过程中通常采用多次取平均的方法提高测量精度。为保证总漏感Lσ辨识的准确性, 取A相电流变化最大的一段。
图6 (c) 中, 2个波形Ih sin (ωht) 与U
转子时间常数Tr的辨识需在辨识出定子和转子电阻后, 得到定子、转子电阻之比k, 然后, 在变频器的静止坐标系下的α轴上给直流给定Ib, 将变频器的上桥全部关断, 此时得到一个呈指数变化的波形, 对其进行拟合即可得转子时间常数Tr。
由式 (21) 可知, 只要求出定子磁链Ψs和定子电流d轴分量I
最终求得22 kW和55 kW的异步电动机的参数如表1、表2所示。
从实验结果来看, 2台样机所测的参数能够很好地与真实参数相吻合。利用上述检测参数, 笔者重构矢量控制系统, 同时对电动机进行启动试验。图7为22 kW异步电动机启动过程中定子三相电流和磁链波形。从图7可看出, 采用参数辨识的矢量控制系统工作正常, 进一步验证了参数的准确性。
4 结语
本文介绍了基于DSP的异步电动机离线式参数辨识方法, 在以TMS320F2812 DSP为核心的两电平变频器异步电动机矢量控制结构下给出了22 kW异步电动机参数辨识的实验过程及22 kW、55 kW异步电动机参数辨识的结果。该方法由变频器及其控制器DSP实现, 结构简单, 不需要附加任何硬件设备。实验结果表明, 该方法准确、可靠、具有较强的操作性和可移植性, 适用于工业现场应用。
参考文献
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关键参数计算论文 篇9
对流量相对较大的机场来说,对终端区飞机进行合理快速的排序是非常重要的,它可以提高机场跑道的利用率,缩短飞机序列的留空中时间,减少冲突,从而可以提高飞机序列的安全性。因此,使用快速有效的排序算法对机场终端区飞机流进行排序是非常重要和必要的。
终端区排序是空中交通流量管理的三大内容之一[1]。当前用于终端区飞机序列优化排序的算法主要有:先到先服务算法(First Come First Serve, FCFS)[2],时间提前量算法[3],约束位置交换算法[4],模糊识别算法[5],遗传算法[6,7],滑动时间窗算法[8]等,其中滑动时间窗算法以其快速有效的特点成为一种非常有效的飞机终端区排序算法[9]。文献[10]通过计算说明了滑动时间窗算法的有效性,但并未讨论参数选择对优化结果的影响,而且排序飞机的数量较少,对滑动时间窗算法有效性的证明不够充分。文献[11]对滑动时间窗算法虽然进行了较为深入的研究,但仅通过单个飞机序列讨论滑动时间窗算法,其结果是不具一般意义的。由于滑动时间窗算法中的参数较多,而且每个参数对排序结果的影响都不尽相同,合理的参数设置与组合,可以非常明显地提高算法的运算速度和优化性能;相反,不合理的参数设置与组合,会严重影响算法的性能,体现不出滑动时间窗算法的优越性。因此,对滑动时间窗算法的参数进行深入研究,找出其合理的参数设备和最佳组合,从而更好地使用滑动时间窗算法,是非常有必要,也是非常有意义的。
1问题描述
假设,有M架飞机进入机场终端区,终端区管制员需要在时间段T内安排其降落。通过每架飞机,从而可以计算出飞机序列的预计降落时间(Estimated Time of Arrival, ETA)。根据飞机序列的ETA和不同飞机对之间需要保持的尾流间隔,通过优化排序就可以找出飞机序列的安排降落时间(Scheduled Time of Arrival, STA),从而也就知道了每架飞机的降落时间和降落次序[12]。
设终端区需要安排降落的飞机组成的集合为P={Pi | i=1, 2, …, M}。
其中i为计算出飞机序列的ETA后飞机Pi在序列中所处的位置,即飞机Pi指计算出ETA后位置i上的飞机,定义ETA序列下飞机的位置为初始位置。
M架飞机的预计降落时间集合
ETA={ETAi | i=1, 2, …, M},
安排降落时间集合
STA={STAi| i=1, 2, …, M}。
由于飞机在飞行时会产生尾流,前机的尾流会影响后机的飞机安全。因此,飞机在飞行时需要与前机保持一定的距离。不同的飞机对之间的尾流间隔是不同的,国际民用航空组织(International Civil Aviation Organization, ICAO)对无风条件下不同飞机的尾流最小间隔标准做出了规定。通过此间隔的和飞机的飞行速度可以计算出不同类型飞机对之间的时间间隔,如表1所示[13]。
TRij指飞机Pi和Pj之间的最小安全间隔时间。
为了简化模型,飞机之间的最小安全间隔只考虑尾流间隔。
为了减小终端区管制员的负担,在对飞机序列进行排序和那优的过程中,要求每架飞机的安排降落位置相对于其初始位置不能有太大的位移,也就是说优化后的飞机位置必须控制在初始位置的一定范围之内,这就是飞机终端区优化排序中位置交换范围约束条件。
对待降飞机序列进行优化排序就是找到一个飞机序列,在安排降落时,使得整个序列的等待时间最小。因此目标函数可以用式(1)描述。
约束条件为式(2)、式(3)、式(4)、式(5)。
a. 预计降落时间是根据飞机进入终端区的时间、性能参数以及初始状态计算出的降落时间,是可以安排的飞机降落的最早时间,因此安排降落时间不可能早于预计降落时间
b. 前后相邻飞机之间的间隔需要满足最小尾流时间间隔约束
STAi+1-STAi≥TRi,i+1; i=1,…,M-1 (3)
c. 位置交换范围约束,每架飞机优化后的位置必须控制在初始位置的一定范围内
式(4)中:PEi,PSi分别为飞机i的初始位置与优化后在序列中的位置;Rext为位置交换的最大范围。
d 窗体大小Wsize,交换范围Rext和移动步长Lstep还要满足约束条件(5)
2算法实现
2.1算法思想
要得到终端区飞机降落时的最优序列,最直观的方法就是对飞机序列进行循环排序(Circular Permutation, CP)。假如终端区内需要降落的飞机有M架,要得到最优排序,就需要进行M!次排序,随着飞机数量的增多,采用此种算法的计算量呈阶乘次增加。图1是采用CP算法时,需要排序的飞机数与计算时间之间的关系(计算所采用的计算机主要配置为:Core 2 Duo CPU 3.16 Hz,2 GB RAM)。因此,采用一种实时性高,而且排序效果好的算法是十分必要的。滑动时间窗算法不仅可以对飞机序列进行很好的优化,同时又较好地解决了计算量急剧增长的问题。该算法的思想是:由于最佳排序可能会使飞机序列的安排降落顺序相对于计划降落顺序发生很大地改变,从而增加管制员的负担,而且与FCFS原则是相违背的,实现起来有很大的难度。因此,通过约束飞机位置交换的范围是解决这个问题一个很好的途径,约束位置交换范围指的是优化排序后飞机的位置只能处于初始位置前后一定的范围内。因此,从交换范围的限制出发,在确定新队列中某个飞机的STA时,并不需要寻找所有可能的飞机序列,只需找到满足位置交换范围约束的序列,然后再计算该序列的等待时间,从而找到优化排序结果[14]。
2.2算法设计
滑动时间窗算法首先需要在排序队列中建立一个时间窗,所谓时间窗是指包含一定数量(w)的飞机序列的窗口。在满足交换范围约束(r)的前提下,对通过对窗口的飞机进行CP排序,完成后将窗口向后移动一个步长(s)。移出窗口的飞机作为最终的飞机序列,移入的飞机和原窗口的飞机组成一个新的窗口,然后再对新窗口的飞机进行CP排序,以此类推,完成的所有飞机的排序。具体实现过程如下。
第一步:取ETA序列的前w架飞机构成初始窗体,在满足交换范围约束(r)的条件下,使用CP排序算法对窗体内的飞机序列进行优化。优化结束后,窗内的前s架飞机即为最终队列的前s飞机。
第二步,窗体沿初始队列向后移动步长s,此时窗体右边界到达初始队列的第w+s架飞机,第一步窗体中剩余的w-s架飞机加上新加入窗内的s架飞机,又构成包含w架飞机的新窗体,过程如图2所示。
第三步,使用CP算法对新窗体内的飞机排序,注意以下条件必须满足,即新窗体内第1架飞机与前面已经分离出窗体的最后一架飞机之间必须满足最小安全间隔。完成排序后,又有s架飞机分离出新窗体。
第四步,重复第二步,移动窗体,组成新窗体。
第五步,重复第三步,分离出s架飞机,加入最终队列。
以此类推,完成整个飞机序列的排序,流程如图3所示。
2.3算法复杂度分析
算法复杂度分析主要进行时间复杂度分析。
假设需要排序终端区飞机数量为M,窗内飞机数目和移动步长分别为w、s。当使用CP算法进行排序优化时,所要计算的次为:M!;运用滑动时间窗算法进行飞机终端区排序时,所要计算的次为:[(M-w)/s+1]w!,比CP算法的运算量要小得多。
2.4仿真及分析
按照排序队论的理论,机场终端区的飞机流属于典型的泊松流[15,16,17]。假设飞机降落时为单跑道情况,终端区需要排序的飞机数为30架,每降落一架飞机需要大约60 s的时间生成降落飞机流;同时,按均匀分布随机生成来流飞机的类型,飞机类型主要选取重型(H)和大型(L)两种。
使用MATLAB编程实现滑动时间窗算法[18]。通过对50批次、每批次30架飞机进行排序优化,然后再进行统计。
从前面的计算知道,当采用CP算法时,参加排序的飞机数量超过7时,计算就很难满足实时性的要求。因此,在考虑实时性的前提下,本文在仿真和计算过程中主要研究窗体大小分别为4,5,6和7时,步长与约束范围在不同组合情况下的优化性能。
首先,通过固定窗体大小Wsize,然后取步长Lstep和约束范围Rext所有可行的组合,最后计算出总的延误时间并进行对比。图4至图7分别为窗体大小从4至7情况下,步长和约束范围在不同组合情况下的计算结果。
从图4至图7分析可以得出:
(1)当Rext=1时,步长的调整对排序结果几乎没有影响,这也说明了只对飞机进行极有限的位置调整是不会减少总的延误时间的。
(2)在步长确定的情况下,当交换范围增大时,总的延误时间会明显减小。然而过小的步长会导致过多的窗体个数,从而需要进行全排序序列的个数就会增多,这样会使计算量增大。因此,在不增加总的延误时间的情况下,应尽可能取较大的步长。
(3)窗体大小为7,步长为3,交换范围约束为4时,总的延误时间可以达到最小值。因此,该组合为实时性要求下的最优组合。
从上面的计算和分析知道,当窗体大小为7,步长为3,交换范围约束为4时,参数组合为实时性约束下最优组合。在该种组全下,通过统计计算,每架飞机的延误时间如图9所示。图8是在FCFS算法下每架飞机的延误时间。
通过图8和图9的对比并计算可以得出:
从飞行员的角度来看,当采用FCFS算法总延误时间是21 424 s,平均每架飞机延误约741.1 s;采用滑动时间窗算法时(Wsize=7, Lstep=3, Rext=4)总延误为20 361 s,平均每架飞机延误687.7 s,与FCFS算法相比,平均每架飞机延误时间减少了53.4 s。
从终端区管制员的角度来看,在经过滑动时间窗算法排序之后,最后降落的大约10架飞机的延误时间得到了很大的减小,经过统计,采用FCFS算法时,后10架飞机的延误时间为10 984 s,平均每架飞机延误1 098.4 s;采用滑动时间窗算法时(Wsize=7, Lstep=3, Rext=4)后10架飞机的总延误时间为10 002 s,平均每架飞机延误1 000.2 s,与FCFS算法相比,平均每架飞机延误时间减少98.2 s。
3结论
通过算法的设计和仿真计算表明,滑动时间窗算法在飞机终端区排序中是一种非常有效的方法。但是,滑动时间窗算法并不是在所有的情况下都是有效的,在该算法中,窗体大小、步长大小、位置交换约束三个参数的取值对算法优化结果的影响是非常明显的。在当前硬件条件和实时性约束条件下,当窗体大小取7,步长取3,位置交换约束取4时,滑动时间窗算法可以达到最优的计算结果。在此种组合下,对飞机序列进行排序优化,所得的结果与FCFS算法相比,可以明显的减少飞机序列的空中等待时间,尤其是队列的后面的飞机,对其延误时间的缩短是非常明显的。