实验参数论文（共9篇）
实验参数论文 篇1
分布式感温光纤在线型感温探测器中具有突出的优越性,在高架仓库、地铁、高速公路隧道、发电厂、变电站、综合管沟、储罐区、矿井等领域不断拓展运用,并被证实了其实用性、高效性、抗干扰特性等。各研究学者也从不同角度研究感温光纤的性能参数,包括温度响应时间、参考温度、组网方式等。目前,分布式感温光纤在工程设计施工中安装铺设相关参数的研究还是空白,而且国家、各地方标准对感温光纤设计、施工及验收要求等也不统一。感温光纤敷设间隔作为系统设计的关键问题之一,有必要对其铺设间隔参数进行研究。笔者通过对比分析国内外感温光纤的铺设间隔和真实火灾实验,得出感温光纤的安装间隔参数,为工程施工提供参考和指导依据。
1 研究背景
国外对感温光纤安装主要从屋顶高度与光纤间隔参数、保护区域关系等方面考虑,而我国、地方标准规范中主要针对区域的保护面积和保护半径做了要求,具体安装参数不详细,不能很好地指导工程实际。如《上海光纤测温系统设计地方标准》中规定,分布式光纤温度探测报警系统最小报警长度不应大于15m;保护半径不应小于3.5m等。
NFPA 72《美国国家火灾报警规范》(UL 521)中对天花板高度与线型光纤安装间隔给出了具体的参数,距离墙的间隔是传感光缆间隔的一半,如表1所示。
德国VdS 2095对线型热量探测器规定了安装间隔最大为7m和3.5m的工作半径和距离墙的距离。德国VDE作为享有很高声誉的认证机构,其指定的DIN 0833-2-6.2.7.2节中对感温探测器也给出了不同热量探测器、不同安装高度和对应的最大保护区域。其中,保护区域分平天花板和斜天花板,对于线型热量探测器而言,平天花板中最大保护区域可转换成保护半径和安装间隔,如表2所示。
新加坡CP 10-2.7.3.3节中限定了平天花板上任何点到最近的探测器的距离不能超过5.1 m,任何两个传感器的间隔不大于7.2m;EN 54-14对认证的线型热量探测器,其工作半径可以转变为传感光缆间隔10 m,传感光缆距离墙壁5 m。可见,各国对线型探测的安装标准并不统一,而我国有必要借鉴国外经验,对线型感温探测的安装间隔进行细化。
2 火灾实验
2.1 火灾实验平台
以某公司的大空间火灾实验为实验平台,不锈钢结构搭建,11m×10m×10m,屋顶可在3.5~10m内自由升降。模拟实验平台和光纤布置,如图1所示。
实验采用汽油盘作为火源,油盘1m×1m,93#汽油5L/次,室内风速可忽略不计,室温为6.3 ℃,感温光纤按长10m、每隔0.5m安装敷设,10m×10m的阵列安装布设。实验设计如图2所示。
2.2 火灾实验
火灾实验中,通过升降平台调节不同天花板高度,并依据不同高度设计分布感温光纤安装敷设间隔,火灾工况分别设计了6组实验,如表3所示。
2.3 结果及分析
实验时,设置40 ℃为报警阈值。通过不同的天花板高度火灾模拟实验,如图3对比可知,天花板高度越低,各敷设间距下的感温光纤温升越快。
根据DTS温升数据分析可知,温度在30s内上升至40 ℃时,其结果如表4所示。
3 结论
根据火灾实验所得的实测数据,并对比国内外不同的规范标准,归纳总结如表5所示。
(1)由表5可知实验过程中,通过调节不同的天花板高度,在误差允许的范围内,所得到分布式感温光纤的最佳安装间隔与美国的NFPA 72标准相符。
(2)由表5可知,为能够早期及时准确探测到火灾,在实际安装过程中,感温光纤的安装间隔随天花板高度的增加应减小。
(3)由于火灾测试实验在室内完成,无风速等环境因素影响,实际应用时光纤敷设间距应稍小于测试值。
摘要：对比分析了国内外感温光纤的铺设安装间隔参数。在此基础上设计并搭建了实验平台,进行了感温光纤顶部敷设方式探测地面油盘火灾的实验。通过调节顶棚高度,获得了不同顶棚高度下感温光纤报警响应的敷设间隔数据,认为分布式感温光纤的最佳安装间隔与美国的NFPA 72标准相符,感温光纤的安装间隔需要随天花板高度的增加而减小。研究可为工程施工提供参考和指导依据。
关键词：感温光纤,线型感温火灾探测器,敷设间隔,火灾实验
参考文献
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实验参数论文 篇2
大理大学 实验报告
课程名称
生物医学统计分析
实验名称
非参数检验(卡方检验)
专业班级
姓
名
学
号
实验日期
实验地点
2015—2016 学年度第2
学期 一、实验目得 对分类资料进行卡方检验。
二、实验环境、硬件配置:处理器:Intel(R)Core(TM)i5-4210U CPU 1、7GHz 1、7GHz 安装内存(RAM):4、00GB
系统类型:64 位操作系统 2、软件环境:IBM SPSS Statistics 19、0 软件
三、实验内容 (包括本实验要完成得实验问题及需要得相关知识简单概述)（1）
课本第六章得例 6、1-6、5 运行一遍,注意理解结果;（2）
然后将实验指导书得例 1-4 运行一遍,注意理解结果。
四、实验结果与分析
(包括实验原理、数据得准备、运行过程分析、源程序(代码)、图形图象界面等)例 例 6、1 表 1 灭螨A A 与灭螨B B 杀灭大蜂螨效果得 交叉制表
效果 合计 杀灭 未杀灭 组别 灭螨A 32 12 44 灭螨B 14 22 36 合计 46 34 80 分析: 表1就是灭螨A与灭螨B杀灭大蜂螨效果得样本分类得频数分析表,即交叉列联表。
表 2 卡方检验
X2 值 df 渐进 Sig、(双侧)精确 Sig、(双侧)精确 Sig、(单侧)Pearson 卡方 9、277a、002
连续校正b
7、944 1、005
似然比 9、419 1、002
Fisher 得精确检验、003、002 有效案例中得 N 80
a、0 单元格(、0%)得期望计数少于 5。最小期望计数为 15、30。
b、仅对 2x2 表计算
分析: 表2就是卡方检验得结果。因为两组各自得结果互不影响,即相互独立。对于这种频数表格式资料,在卡方检验之前必须用“加权个案”命令将频数变量定义为加权变量,才能进行卡方检验。
Pearson 卡方:皮尔逊卡方检验计算得卡方值(用于样本数n≥40且所有理论数E≥5);
连续校正b : 连续性校正卡方值(df=1,只用于2*2列联表);
似然比:对数似然比法计算得卡方值(类似皮尔逊卡方检验);
Fisher 得精确检验:精确概率法计算得卡方值(用于理论数E<5)。
不同得资料应选用不同得卡方计算方法。
例6、1为2*2列联表,df=1,须用连续性校正公式,故采用“连续校正”行得统计结果。
X2 = 7、944, P(Sig)=0、005<0、01,表明灭螨剂A组得杀螨率极显著高于灭螨剂B组。
例6 6、2 2
表 3
治疗方法 * 治疗效果
交叉制表 计数
治疗效果 合计 1 2 3 治疗方法 1 19 16 5 40 2 16 12 8 36 3 15 13 7 35 合计 50 41 20 111 分析: 表3就是治疗方法* 治疗效果资料分析得列联表。
表 4
卡方检验
X2 值 df 渐进 Sig、(双侧)Pearson 卡方 1、428a、839 似然比 1、484 4、830 线性与线性组合、514 1、474 有效案例中得 N 111
a、0 单元格(、0%)得期望计数少于 5。最小期望计数为 6、31。
分析: 表4就是卡方检验得结果。自由度df=4,表格下方得注解表明理论次数小于5得格子数为0,最小得理论次数为6、13。各理论次数均大于5,无须进行连续性校正,因此可以采用第一行(Pearson 卡方)得检验结果,即X2 =1、428,P=0、839>0、05,差异不显著,可以认为不同得治疗方法与治疗效果无关,即三种治疗方法对治疗效果得影响差异不显著。
例6 6、3 3
表 5
灌溉方式 * 稻叶情况
交叉制表 计数
稻叶情况 合计 1 2 3 灌溉方式 1 146 7 7 160 2 183 9 13 205 3 152 14 16 182 合计 481 30 36 547 分析: 表5就是灌溉方式* 稻叶情况资料分析得列联表。
表 6
卡方检验
X2 值 df 渐进 Sig、(双侧)Pearson 卡方 5、622a、229 似然比 5、535 4、237 线性与线性组合 4、510 1、034 有效案例中得 N 547
a、0 单元格(、0%)得期望计数少于 5。最小期望计数为 8、78。
分析: 表6就是卡方检验得结果。自由度df=4,样本数n=547。表格下方得注解表明理论次数小于5得格子数为0,最小得理论次数为8、78。各理论次数均大于5,无须进行连续性校正,因此可以采用第一行(Pearson 卡方)得检验结果,即X2 =5、622,P=0、229>0、05,差异不显著,即不同灌溉方式对稻叶情况得影响差异不显著。
例 例 6 6、4 4
表 7
场地 * 奶牛类型
交叉制表 计数
奶牛类型 合计 1 2 3 场地 1 15 24 12 51 2 4 2 7 13 3 20 13 11 44 合计 39 39 30 108 分析: 表5就是场地* 奶牛类型资料分析得列联表。
表 8
卡方检验
X2 值 df 渐进 Sig、(双侧)精确 Sig、(双侧)精确 Sig、(单侧)点概率 Pearson 卡方 9、199a、056、056
似然比 8、813 4、066、079
Fisher 得精确检验 8、463
、072
线性与线性组合、719b、397、404、217、036 有效案例中得 N 108
a、3 单元格(33、3%)得期望计数少于 5。最小期望计数为 3、61。
b、标准化统计量就是-、848。
分析: 表 8 就是卡方检验得结果。自由度 df=4,样本数 n=108。表格下方得注解表明理论次数小于 5 得格子数为 3,最小得理论次数为 3、61。需采用精确概率法计算,即用第三行(Fisher 得精确检验)得检验结果,即 X2 =8、463,P=0、072>0、05,差异不显著,即 3 种奶牛牛场不同类型奶牛得构成比对差异不显著。
例 例 6 6、5 5
表 9
LPA* FA 交叉制表
FA 合计 1 2 LPA 1 17 0 17 2 4 7 11 合计 21 7 28 分析: 表9就是LPA* FA资料分析得列联表。
表 10
配对 卡方检验
值 精确 Sig、(双侧)McNemar 检验、125a
有效案例中得 N 28
a、使用得二项式分布。
分析: 表10就是LPA与FA两种检测方法得配对卡方检验。由于b+c<40,SPSS选用二项分布得直接计算概率法(相当于进行了精确校正),计算该配对资料得检验得精确双侧概率,并且不能给出卡方值。本例P=0、125>0、05,差异不显著,即LPA法与FA法对番鸭细小病毒抗原得检出率差异不显著。
表 11
对称度量
值 渐进标准误差 a
近似值 T b
近似值 Sig、一致性度量 Kappa、680、140 3、798、000 有效案例中得 N 28
a、不假定零假设。
b、使用渐进标准误差假定零假设。
分析: 表11为LPA与FA两种检测结果得得一致性检验。Kappa值就是内部一致性系数,除数据P值判断一致性有无统计学意义外,根据经验,Kappa≥0、75,表明两者一致性较好0、7>Kappa≥0、4,表明一致性一般,Kappa<0、4,则表明一致性较差。
本例Kappa值为0、680,P=0、000<0、01,拒绝无效假设,即认为两种检测方法结果存在一致性,Kappa值=0、680,0、7>Kappa≥0、4,表明一致性一般。
例1 1
表 12
周 内日频数表
观察数 期望数 残差 1 11 16、0-5、0 2 19 16、0 3、0 3 17 16、0 1、0 4 15 16、0-1、0 5 15 16、0-1、0 6 16 16、0、0 7 19 16、0 3、0 总数 112
分析: 表12结果显示一周内各日死亡得理论数(Expected)为16、0,即一周内各日死亡均数;还算出实际死亡数与理论死亡数得差值(Residual)。
表 13
检验统计量
周日 卡方 2、875a
df 6
渐近显著性、824 a、0 个单元(、0%)具有小于 5 得期望频率。单元最小期望频率为 16、0。
分析: Chi-Square过程,调用此过程可对样本数据得分布进行卡方检验。卡方检验适用于配合度检验,主要用于分析实际频数与某理论频数就是否相符。卡方值X2 =2、875,自由度数(df)=6,P=0、824>0、05,差异不显著,即可认为一周内各日得死亡危险性就是相同得。
例2 2
表 14
二项式检验
类别 N 观察比例 检验比例 精确显著性(双侧)性别 组 1 0 12、30、50、017 组 2 1 28、70
总数1、00
分析: 调用Binomial过程可对样本资料进行二项分布分析。表14得二项分布检验表明,女婴12名,男婴28名,观察概率为0、70(即男婴占70%),检验概率为0、50,二项分布检验得结果就是双侧概率为0、017,可认为男女比例得差异有高度显著性,即与通常0、5得性比例相比,该地男婴比女婴明显为多。
例3 3
表 15
两组工人得血铅值 及秩
group N 秩均值 秩与 血铅值 1 10 5、95 59、50 2 7 13、36 93、50 总数 17
分析: Independent Samples过程:调用此过程可对两个独立样本得均数、中位数、离散趋势、偏度等进行差异比较检验。有四种检验方法:Mann-Whitney U:主要用于判别两个独立样本所属得总体就是否有相同得分布;Kolmogorov-Smirnov Z:推测两个样本就是否来自具有相同分布得总体;Moses extreme reactions:检验两个独立样本之观察值得散布范围就是否有差异存在,以检验两个样本就是否来自具有同一分布得总体;Wald-Wolfowitz runs:考察两个独立样本就是否来自具有相同分布得总体。
表 16
检验统计量b b
血铅值 Mann-Whitney U 4、500 Wilcoxon W 59、500 Z-2、980 渐近显著性(双侧)、003 精确显著性[2*(单侧显著性)]、001a
a、没有对结进行修正。
b、分组变量: group
分析: 本例选Mann-Whitney U检验方法,表15结果表明,第1组得平均秩次(Mean Rank)为5、95,第2组得平均秩次为13、36,U = 4、5,W = 93、5,精确双侧概率P = 0、001,可认为铅作业组工人得血铅值高于非铅作业组。
例4 4
表 17
group* effect 交叉制表 计数
effect 合计 无效 有效 group 对照组 21 75 96 实验组 5 99 104 合计 26 174 200 分析: 表17就是group* effect资料分析得列联表。
表 18 卡方检验
X2 值 df 渐进 Sig、(双侧)精确 Sig、(双侧)精确 Sig、(单侧)Pearson 卡方 12、857a、000
连续校正b
11、392 1、001
似然比 13、588 1、000
Fisher 得精确检验、001、000 有效案例中得 N 200
a、0 单元格(、0%)得期望计数少于 5。最小期望计数为 12、48。
b、仅对 2x2 表计算
分析: 表18卡方检验资料n=200>40 , 表格下方得注解表明理论次数小于5得格子数为0,最小得理论次数为12、48。,可取Pearson卡方值与似然比(Likelihood ratio)值 ,二者值分别为12、857与13、588,P<0、01,试验组与对照组得疗效差别有统计学意义,可认为异梨醇口服液降低颅内压得疗效优于氢氯噻嗪 + 地塞米松。
五、实验小结:
(包括主要实验问题得最终结果描述、详细得收获体会,待解决得问题等)在此次实验中,由于实验内容更贴近生活应用,因此比起上学期,我们更容易领悟该程序得表达,只就是在细节方面还就是很容易出错,甚至不容易拐过弯来。但经过此次实验,我们懂得要学着从复杂得程序中剥茧抽丝,把程序尽可能得简单化。
在实验中应注意得点:
1、因为两组各自得结果互不影响,即相互独立。对于这种频数表格式资料,在卡方检验之前必须用“加权个案”命令将频数变量定义为加权变量,才能进行卡方检验。
2、Pearson 卡方:皮尔逊卡方检验计算得卡方值(用于样本数 n≥40 且所有理论数 E≥5);
连续校正 b:连续性校正卡方值(df=1,只用于 2*2 列联表);
似然比:对数似然比法计算得卡方值(类似皮尔逊卡方检验);
Fisher 得精确检验:精确概率法计算得卡方值(用于理论数 E<5)。
不同得资料应选用不同得卡方计算方法。
3、有列联表用于描述分析得卡方检验,而其它用于非参数检验就是对拟合优度得检验。
4、有计数用加权个数,就是具体数值,如例 3,则不用加权,因为两组数据长度不同,用独立 性检验,不知道总体分布情况,所有用非参数检验,要就是假设它为正态分布,也可以用 卡方检验。
5、描述统计里得交叉表得行、列选择可以互换,互换只就是转置,不影响最后得结果。
实验参数论文 篇3
1 实验的理论依据
消防水带在火场供水中会产生压力损失 (水头损失) , 微观上主要是内部摩擦造成的, 包括水分子之间和水分子同水带内衬之间的摩擦损失;宏观上其与水的粘度、流量、水带直径、水带长度和内衬层的粗糙度有关。通常的火场情况下水温变化不大, 作为水温不完全函数的粘度影响相对较小。流量、水带的直径和长度随着火场供水形势的需要而变化。水带内衬的粗糙度不易直接测定, 一般通过实验, 借助经验和半经验的公式来确定。除流量、水带的直径和长度外, 其余的参数都可以通过Darcy-Weibach方程中的沿程阻力系数λ表征。
水带的水头损失按Darcy-Weibach公式进行计算, 如式 (1) 所示。
通过连续性方程, 可将式 (1) 转化为式 (2) 。
为了方便一线指战员方便快捷地应用水力技术数据, 通常将系数进行合并。设c=λ12gπ26D5, 则式 (2) 可变为式 (3) 。
一般c称为摩擦损失系数, 式 (3) 为美国消防队现有的摩擦损失计算公式。
设则有式 (4) 。
式中:S为每条水带的阻抗系数;hd为水带水头损失, kPa;D为水带直径, m;v为水的流速, m/s;Q为水带的过水流量, m3/s;L为水带长度, m;g为重力加速度。
2 实验过程与实验工况
2.1 实验平台搭建及测试方案
2.1.1 实验平台
水力技术数据测试实验平台构成, 如图1所示。
2.1.2 主要仪器设备
测试实验由水罐消防车提供水压和水量, 压力传感器测定水带进出口压力, 智能流量计记录测试流量。依托Fluke数据采集系统, 对实验进程中压力传感器传送来的压力值和流量计的流量值进行实时采集和操控。另外, 还需要水枪、分水器、接口等附件。
测试水带为灭火作战用的橡胶衬里和聚氨酯衬里水带以及PVC内衬水带。
2.2 测试过程控制
2.2.1 过程控制
调节数据采集及测试仪器至预定状态, 数据采集仪的采集频率设定为1次/s。然后启动消防车, 通过调整消防车水泵的转速和水枪的开度使流量稳定在设定的每一流量控制点附近时, 持续采集测试水带过水流量和相对应的水头损失在1min以上, 每一流量控制点共测得约60组数据。
2.2.2 流量控制
测试过程中, PVC水带、橡胶水带和聚氨酯水带各设6组控制点, 控制点的选择按以下方式考虑:火场供水时, 1支水枪的流量一般为5~7.5L/s, 考虑到不同场合实际使用中供水压力变化引起的流量变化, 针对D50水带测试时, 流量控制在2.5~10L/s;D65水带是灭火作战中的主战水带, 一般接两支水枪, 流量控制在5~15L/s;D80水带一般用于较大火场供水干线使用, 支线一般为2~3条, 对应的水枪数量为2~3支, 流量控制在10~20L/s;D90水带和D80水带应用场所相同, 国内主要是上海消防总队在使用, 考虑其过水能力比D80水带更大, 故流量控制在10~25L/s;D100水带一般用于大型火场供水干线使用, 支线一般为2~4条, 对应的水枪数量为2~4支, 流量控制在10~30L/s。
3 实验结果分析与讨论
3.1 新型水带阻抗系数分析
3.1.1实验数据可靠性分析
利用实验获得的流量控制点处流量和压差值, 通过式 (4) , 可推算出相应的阻抗系数S值。利用SPSS软件当中的统计分析方法, 对流量控制点的阻抗系数值进行频数分析。获得的每组数据标准误差值都较小, 各试样的流量控制点对应的S值离散程度较小, 实验获得的值可信度较高。以常用的聚氨酯80-16水带为例, 其箱型图如图2所示。均值0.193 8, 中值0.194 8, 均值的95%置信区间上下限分别为0.191 1和0.196 6, 方差为7×10-7, 可以忽略不记。
3.1.2 新型水带阻抗系数
实验得出各种规格水带的阻抗系数S值, 如表1所示。由于橡胶水带的耐压和耐用性能欠佳, 目前市场上很少有橡胶衬里的大直径和耐高压水带, 实验中仅有80mm及以下直径的橡胶水带数据。PVC水带仅在室内使用, 其规格也较为单一。
由表1可知, 聚氨酯水带的阻抗系数最大, PVC水带次之, 橡胶水带的最小。水带直径越小, 阻抗系数越大, 内衬层表面粗糙度相对较大, 使同等流量下压力损失增大。同时, 不同种类水带在直径较小时, 相差较大;随着直径增大, 水带内衬层的光滑度趋好, 并且由式 (4) 可知, Q2在压力损失中所占比重较大, 较大直径水带对应较高的流量, 也使S值的差别进一步降低。
3.1.3 新型消防水带阻抗系数与已有值对比分析
将实验结果和已有值进行对照, 如表2所示。
实验测得的橡胶水带较五、六十年代水带的值有所降低, 主要是随着内衬层制作工艺的进步, 橡胶内衬层的表面相对更光滑一些, 粗糙度降低, 使水带的阻力系数相应减小, 降低了水带的压力损失。但80-16有些异常, 原因可能是随着直径的增大, Q2对S值得影响增加, 使S值变化不大。
3.2 新型消防水带压力损失分析
3.2.1 不同材质消防水带压力损失分析
不同材质间的压力损失, 可作为消防部队选择消防水带的依据之一。以65mm水带为例 (如图3所示) , 对比分析实验获得的不同材质消防水带压力损失情况。
由从图可以看出, PVC水带和橡胶水带相比具有较大的压力损失。随着流量的增大, 损失的差别幅度也在增大, 65mm水带在平时供水流量范围为5.0~7.5L/s时, 相差约3~7kPa;在流量最大时, 可达到接近30kPa。PVC水带具有较大的S值, 所以同等流量下产生的压力损失也会增大。
聚氨酯水带的压力损失较橡胶水带稍大, 尤其在较高流量下, 压力损失差别大于30kPa, 但在65mm水带的通常过水流量5.0~7.5L/s时, 压差仅大3~8kPa。
3.2.2 不同直径消防水带压力损失分析
水带直径越大, 其过水能力越强, 压力损失越小, 能量消耗也就越低。以不同直径的聚氨酯水带压力损失 (如图4所示) 为例进行分析。
图4表明, 相同过水流量下, 压力损失值差别较大。且由式 (2) 可知, 水带的压力损失与水带直径的5次方成反比关系, 直径的稍微改变对压力损失的影响会比较大。因此, 对于不同直径水带在供水线路中应区别使用。50mm水带的直径过小, 过水能力较弱, 且压力损失较大, 使用频率已经非常低。65mm水带过水能力中等, 压力损失适中, 适合做灭火水带使用, 如水流量6.5L/s时, 压力损失不到20kPa。从过水能力上分析, 作为干线使用的, 只能是较大直径水带, 如80、90mm水带;若需要远距离输水, 最好使用更大直径水带, 如100mm水带, 流量22.5L/s时, 压力损失还不到20kPa。
3.2.3 不同耐压等级水带压力损失
耐高压水带的水力技术参数, 如图5所示。
对于同种材质, 为了达到较高的耐压性能, 需要提高水带编织层的密度, 也增加了内衬涂覆的难度, 使水带内衬的粗糙度有所增加, 水带的膨胀性能降低, 过水能力有一定的损失, 从而与普通水带在相同过水流量时的水力损失要高。对于65mm水带, 起始值在流量5L/s时, 20型水带比16型水带多了0.6kPa的水力损失, 15L/s时, 相差6kPa的压力损失。对于80mm水带, 损失差别更大, 流量较大时, 有接近15kPa的压力损失。
4 新型消防水带系统水力技术数据速查表
由于消防部队实际应用中, 更关心每条水带不同流量时的压力损失值, 因此, 笔者将实验所得水带的阻抗特性和压力损失形成了每条20m长水带不同流量下压力损失速查表和图, 以供预案编制或火场供水实际运用, 如表3和图6所示。
5 结束语
笔者分析了消防流体力学基础, 总结了消防水带水力技术参数的计算方法, 实验测定了橡胶水带阻抗系数, 拓宽了聚氨酯水带的测试值, 涵盖了大直径90、100mm水带以及65、80mm耐高压水带的阻抗系数;完善了建筑室内配置的PVC水带阻抗系数值;并形成了相应的水力技术数据速查表和图。
参考文献
[1]NFPA 1002, Standard on fire apparatus driver/operator professional qualifications[S].National Fire Protection Association, Inc.2003.
[2]朱吕通.火场供水[M].北京:群众出版社, 1984.
[3]阙兴贵, 苏琳, 杨志伟, 等.消防水带压力损失的影响因素及计算方法研究[J].上海理工大学学报.2006, 28 (6) :
[4]孔珑.工程流体力学[M].北京:中国电力出版社, 1992.
[5]Arthur E Cote, P E.Fire protection handbook[M].19edition VOLUMES I&II, USA:National Fire Protection Association, Inc.2003.
实验参数论文 篇4
全肝动态MR灌注成像参数的实验研究
目的描述并评价全肝3D动态MRI测量肝脏灌注成像(PI)参数的.方法.方法 50个装有不同浓度Gd-DTPA的生理盐水溶液(浓度范围0～6 mM)试管模型,使用3D-GRE序列,选择不同的翻转角(10°、15°、25°、45°);10只兔肝VX2肿瘤模型,采用不同对比剂浓度(0.05、0.1、0.2 mmol/kg)进行动态全肝MR PI扫描,找出最佳扫描参数.灌注成像序列块厚60 mm,扫描141～150 s,共40～45次扫描,扫描开始后10 s注射Gd-DTPA.通过体外试管实验得出的数据,将时间-信号强度曲线转换为时间-浓度曲线.测量、比较VX2肿瘤区域与正常肝脏的开始强化时间、最大对比剂浓度、达到最大浓度的时间、平均早期强化斜率及强化曲线类型.结果采用25°翻转角、0.05 mmol/kg的对比剂浓度得到的PI曲线最佳.肿瘤区域的开始强化时间、最大对比剂浓度和平均早期强化斜率分别为(16.6±1.94)s、(0.59±0.11)mM及(0.0388±0.0086) mmol/L/S,与正常肝脏组织[(22.4±4.96)s、(0.48±0.06)mM及(0.0236 ±0.0084)mmol/L/S]比较有显著性差异(P=0.0167,0.0362,0.0059).结论采用3D-GRE序列、25°翻转角、0.05 mmol/kg的对比剂浓度能得到高质量的全肝动态MR灌注成像,可用于分析肝实质与肝内病灶不同的微血管动力差异.
作 者：吴冰 张挽时 王东 孟利民 宋云龙 熊明辉 时惠平WU Bing ZHANG Wan-shi WANG Dong MENG Li-min SONG Yun-long XIONG Ming-hui SHI Hui-ping 作者单位：吴冰,孟利民,WU Bing,MENG Li-min(第四军医大学研究生队,陕西,西安,710032)张挽时,王东,宋云龙,熊明辉,时惠平,ZHANG Wan-shi,WANG Dong,SONG Yun-long,XIONG Ming-hui,SHI Hui-ping(空军总医院磁共振科,北京,100036)
刊 名：中国医学影像技术 ISTIC PKU英文刊名：CHINESE JOURNAL OF MEDICAL IMAGING TECHNOLOGY 年，卷(期)：2006 22(3) 分类号：Q95-33 关键词：磁共振成像 灌注 肝肿瘤 动物,实验海相淤泥质土力学参数的实验研究 篇5
海相淤泥是一种以极细的粘土胶状物质为主, 在静水或非常缓慢的流水环境中沉积, 并伴有一定的微生物作用的一种结构性软土, 土中含有一定数量的有机物。此处所提到的海相淤泥并非平日所见的海中的表面浮泥, 而是浮泥层3至5米以下的淤泥质粘土。此种淤泥质粘土结构松散, 其天然含水量大于其液限, 固结后力学性质变化比较大, 具有较强吸附力, 属于饱和多孔介质, 是由土粒固体骨架以及充满在骨架内的孔隙水组成。我国海相淤泥分布极为广泛, 遍布我国东南沿海地区。如:长江三角洲地区丰富的淤泥质土层、渤海海底表层约8米厚的现代海相淤泥沉积层及青岛前湾港区7~14米范围内海相沉积淤泥层等。此类土的强度非常低, 工程物理性质较为特殊, 工程性质较差, 对海底及近海各项工程建设极为不利。近几年, 随着我国沿海地区经济的不断发展, 许多沿海城市需要建设港口、码头及近海油田等建筑, 对于近海软土地基的加固处理变的日趋重要。面对这种现状, 施工及设计单位需要弄清楚此近海地区淤泥质土的各种力学参数及此近海地区地基强度及稳定性, 对此地区的淤泥质土层进行加固处理。而确定地基强度和稳定性的最重要的指标是土的粘聚力c及内摩擦角φ。本实验通过对辽宁省丹东市海洋红村近海地区淤泥质粘土进行不固结不排水快速直接剪切试验, 来测定此地区近海淤泥质土在不同含水率情况下的抗剪强度变化情况, 通过计算提供本地区近海地基强度及地基稳定性计算所用的指标:淤泥质土层的内摩擦角c及黏聚力φ。进一步验证在不同含水率情况下此地区淤泥质粘土的c、φ值呈何种变化规律。从而方便设计和施工单位更为准确的进行其设计及施工工作。
2 实验原理
本文通过对土样进行不固结不排水快剪试验, 得到“剪应力与剪切位移关系曲线”, 取每条曲线的峰值点或稳定值作为抗剪强度。
用所得抗剪强度结合所施加的垂直压力画出“抗剪强度与垂直压力关系曲线”。根据库伦定律公式:
τf=c+σtanφ
得到此处海相淤泥的粘聚力c和内摩擦角φ。
其中:τf指土的抗剪强度 (kPa) ;σ指剪切面上的垂直应力 (kPa) ;φ指土的内摩擦角 (毅) ;c土的黏聚力 (内聚力kPa) 。
3 实验过程
本试验试样取自辽宁省丹东市海洋红村近海地区的淤泥质土, 在运输过程中对土样容器进行了固定处理以尽量小的减少土样的扰动, 以保持土样的完整性。
取土样进行了颗粒分析试验, 对土样进行了简单的分析, 了解到此地淤泥质土属于粉质粘土, 其烘干后土颗粒过0.25mm孔径筛质量达89.5%, 过0.1mm孔径筛质量为70.95%, 过0.075mm孔径筛质量为36.3%。
3.1 试验仪器设备
①ZJ型应变控制式直剪仪 (三速) :由剪切盒、垂直加压设备、剪切转动装置 (自动) 、测力计组成。所用仪器规格如下:垂直载荷:400k Pa, 300kPa, 200kPa, 100kPa, 50kPa;水平载荷:1.2kN;杆杠比:1:12;试件面积:30cm2;电源:220V依10%50Hz;仪器尺寸:850伊550伊1100mm (L伊W伊H) ;仪器重量:40kg;测力计率定系数:1.800N/0.01mm。实物如图1。②环刀:内经61.8mm, 高度20mm。③位移测量设备:量程为5mm, 最小分度值为0.01mm的百分表。④电子天平:最大称量为400g, 最小分度值为0.01g。⑤其他:切土刀、钢丝锯、凡士林及硬塑料薄膜等。
3.2 操作步骤
①试样制备:
试验采用了八组不同含水率的试样, 取土样, 依据规范的土样制备要求每一组土样制备六个试样, 其中两个为备用试样。如图2。
将环刀切下后周边的土样装入铝制小盒中进行含水率试验, 以测定每组土样的含水率。
②垂直压力的施加:
每组的四个试样在4种不同的垂直压力下进行剪切试验。取垂直压力分别为100kPa、200kPa、300kPa、400kPa, 各级垂直压力轻轻施加。
③试样安装与剪切:
对准上下盒, 插入固定销, 下盒内依次放入透水板硬塑料薄膜, 环刀平口朝下, 对上剪切盒口, 刀口上依次放上硬塑料薄膜和透水板, 将试样慢慢推入剪切盒内, 盖上传压板。
转动直剪仪后面的螺栓抵住测力计往前推, 使测力计顶端传力钢珠刚好与剪切盒上盒前段接触, 调整测力计示数为零。将加压框架上螺栓拧到刚刚与传压板接触。
按试验设计分别对一组中的四个试样施加100kPa、200kPa、300kPa、400kPa垂直压力。施加压力后立即拔掉固定销, 选用12rad/min的速率启动直剪仪, 开始以圈为单位记录测力计示数, 待测力计示数稳定或有明显的后退, 表示试样已经剪损, 停止试验。
剪切结束后, 吸去剪切盒内的积水, 开启后退按钮, 移去垂直压力、框架和加压版, 取出剪切盒内剪损试样, 测定剪切面附近的含水率。
4 数据分析
通过对八组数据分析计算, 作出“剪应力与剪切位移关系曲线”如图3至图10。由图3至图10可以看出, 除去误差比较明显的试样, 很明显的可以看出, 对于同一含水率情况下的一组试样, 在同一剪切位移处的剪应力随其垂直压力的增大而增大。取每条曲线峰值点或者稳定值点的剪应力作为抗剪强度值, 做“抗剪强度与垂直压力关系曲线”图。 (如图11至图18)
由图11至图18可以看出, 对于各组不同含水率下的试样, 其各垂直压力与抗剪强度所对应的点总是在某一固定范围内徘徊。根据库伦定律, 对各不同含水率情况下的抗剪强度与垂直压力关系曲线做一元线性回归, 可得到一条与y轴相交的直线, 直线与y轴交点即为此含水率下海相淤泥的粘聚力c, 直线与x轴的夹角即为此含水率下海相淤泥的内摩擦角φ。如表1。
通过对所得表1中数据的观察不难看出第4组试验属于误差较大的试验, 在不影响结果的情况下可以将其排除。分别粘聚力与含水率以及内摩擦角与含水率进行回归得到如图19及图20的分布图。
5 结论
通过对所得数据分析, 可以得出结论:①此地海相淤泥的粘聚力c随其含水率的降低而增大, 其递减函数大致可列为:y1= (0.3471-0.0011x1) *100% (y1≥0, x1≥0) 。其中y1表示含水率, x1表示粘聚力c。并且可以得出在此海相淤泥含水率无限接近0时, 其粘聚力趋近315.5kPa。②此地海相淤泥内摩擦角φ随其含水率的降低而增大, 其递减函数大致可列为:y2= (0.3783-0.0052x2) *100% (y2≥0, x2≥0) 。其中y2表示含水率, x2表示内摩擦角φ。并且可以得出在此海相淤泥含水率无限接近0时, 其内摩擦角趋近72.75°。③综上所述, 随着海相淤泥含水率的降低, 其粘聚力和内摩擦角均增大, 导致其抗剪强度增大。因为随着海相淤泥含水率降低, 分子间孔隙水被排出, 颗粒与颗粒间接触增多, 其分子间相互吸引力增大;并且由于少了孔隙水的缓冲, 淤泥分子间的相互作用增大, 分子间摩擦力随之增大。在内力和外力的共同作用下, 海相淤泥的抗剪强度也随之增大。
6 局限性与解决方法
6.1 局限性
①由于所取淤泥试样脱离了母体, 与实际环境有所出入, 取样工具和方法、运输和保管以及试样切割和操作过程均会在一定程度上使试样原始状态发生变化, 所以会导致试验结果与原状淤泥的力学性质产生一定程度的偏差;并且由于人工操作的不完善会导致试验结果出现一定的误差。②所取淤泥试样数量有限, 所以所测性质并不能代表整个淤泥土的性质。③剪切面限定在上下盒之间的平面, 而不是沿土样最薄弱面剪切破坏;剪切面上剪应力分布不均匀, 土样剪切破坏先从边缘开始, 在边缘发生应力集中现象;剪切过程中, 土样剪切面逐渐缩小, 而计算抗剪强度时却按土样的原截面积计算的。④室内试验应力条件较为单一, 会导致试验结果与实际工程结果产生偏差。
6.2 解决方法
尽量在工程现场取到原状土样来进行试验;提高试验人员的操作准确性, 改进测试技术、研发新的试验仪器;并且需要尽可能多的跟进大量试验, 来减小误差, 优化所得结果。
摘要：实验通过对辽宁省丹东市海洋红村近海地区淤泥质粘土进行不固结不排水快速直接剪切试验, 来测定此地区近海淤泥质土在不同含水率情况下的抗剪强度变化情况, 通过计算提供本地区近海地基强度及地基稳定性计算所用的指标:淤泥质土层的黏聚力c及内摩擦角φ。进一步验证在不同含水率情况下淤泥质粘土的c、φ值呈何种变化规律。
关键词：海相淤泥,粘性土,不固结不排水快速直接剪切试验,库仑定律,抗剪强度,垂直压力,含水率,粘聚力,内摩擦角
参考文献
[1]牛作民.渤海湾海相淤泥土工程物理性质的初步研究.地质矿产部第二海洋地质调查大队.
[2]刘莹, 王清, 夏玉斌, 武雄.青岛前湾港软土物质成分与结构及加固方案设计.长春科技大学环境与工程建设学院;天津海陆岩土工程公司;中国矿业大学.
实验参数论文 篇6
变压器的铁损和铜损是衡量变压器性能的重要指标。本文提出多种方法对其进行测定, 有利于实验结果的分析研究, 对学术研究具有指导意义。对变压器做基本参数的测定, 为做变压器负载实验, 研究变压器效率和节能提供了可靠数据。
1.1 变压器铁损的测量
变压器的铁损PFe包括铁芯的磁滞损耗 (PCZ) 和涡流损耗 (PWL) 。因为变压器的主磁通和频率不变, 铁损也不变, 即为变压器的空载损耗。
仪器:三相示教变压器 (三相容量:100VA, 端电压:220/24, 周率:50) 、调压器、fluke43b、电流表、交流电压表、瓦特表、闸刀。
方法一:变压器空载运行时, 从电源吸收的功率完全用于产生铁损耗和铜损耗PCu=I02r1
通常情况下I0= (3%-8%) IN.当输入电压为额定值时, 认为空载损耗近似为铁损。
按图示接好电路, 闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6, K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U1N=220V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe1=4W。
方法二:将变压器副边加上额定电压U2n, 使原边开路, 各仪表和开关的位置同方法一将调压器的输出接到变压器的副边上。闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6、K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U2N=24V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe2=4W。然后使电压U=1.2UN逐渐减小电压U, 测5~7点数据。
方法三:将Xa、Yb、Zc, 原副边顺向串联, 然后在AX、BY、CZ加上U1N+U2N的电压。各仪表和开关的位置不变。实验时, 闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6、K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U1N+U2N=244V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe3=4W。
方法四:将Xx、Yy、Zz, 原副边顺向串联, 然后在Aa、Bb、Cc加上U1N-U2N的电压。各仪表和开关的位置不变。实验时, 闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6、K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U1N-U2N=196V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe4=4W。
1.2 变压器铜损的测量
铜损是指电流流过原副绕组时所消耗的功率, 与电流的大小成正比。实验时取额定电流下的短路损耗即为铜损, 约为额定容量的0.4%-4%。为了更精确的测定三相变压器的各相铜损, 可用一瓦特表法逐相测定A、B、C三相在额定电流下的铜损。原理如图2所示:
方法一:按图2所示接好电路, 先测A相, 闭合K3、K2, 监视电流表示数, 调节调压器使电压从零逐渐升高, 直到电流达到高压侧额定电流I1N=0.125A, 然后缓慢调节调压器输出电压, 使短路电流在 (1.1~0.5) I1N的范围内, 记录5~7组数据。测得当原边电流达到额定电流时, PCu A=7.4W。同理测得PCu B=8.0W, PCu C=7.6W。
方法二:将原副边交换位置, 原边短接, 调节调压器使副边电流达到额定电流I2n=1.389A, 此时瓦特表的读数即为铜损, PCua=7.4W。同理测得PCu B=8.0W, PCu C=7.6W。
方法三:在已知铁损和输入输出功率的情况下, 在变压器的输出端接上额定负载, 保证原副边电流都为额定值, 则变压器的铜损不变。此时铜损为:PCu=P1-P2-PFe, 其中P1为输入功率, P2为输出功率。
2 变压器损耗计算分析
2.2分析被试变压器的短路特性 (UK=f (IK) 、PK=f (UK) 、cosφK=f (IK) )
3 变压器运行效率计算分析
3.1 变压器效率计算
式中:PKN为变压器IK=I1N时的短路损耗 (W) ;
Po为变压器Uo=U2n时的空载损耗 (W) 。
3.2 变压器效率特性:
1绘出被试变压器的效率特性曲线
当U1=U1N, 将cosφ2=0.8时变压器不同负载条件下的效率, 记录于表3-1中。
2计算最大效率:
4 结论:
(1) 效率大小与负载大小β、性质φ2及铁损 (空载损耗) P0和铜损β2Pk N (短路损耗) 有关。对已制成的变压器P0和Pk N是常数, 变压器的效率仅与负载大小和性质有关。
(2) 变压器的铁损总是存在, 而负载是变化的, 为了提高变压器的经济效益, 设计时, 铁损应设计得小些, 一般取βm=0.5~0.6, 对应的Pk N与P0之比为3~4。
(3) 变压器的效率特征取决于变压器的空载和负载损耗比和总损耗。空载和负载损耗比反映变压器高效运行时负载变化范围的大小, 总损耗反映变压器高效运行时效率水平的高低。
摘要：本文提出了多种对变压器铁损和铜损的测定方法。用D-34W0.5级功率表测变压器输入端功率, 用D-28W0.5级功率表测变压器输出功率, 同时用Fluke43-B电能质量分析仪校正, 使得实验数据更为精确。通过空载和短路实验测出了变压器的基本参数, 并对实验数据进行了分析研究, 得出了变压器的空载特性曲线、短路特性曲线和效率曲线。
关键词：变压器效率,铁损,铜损,功率因数,特性曲线
参考文献
[1]马宏忠.电机学[M].北京:高等教育出版社, 2009, 1.
[2]张春.三相变压器的参数测定实验报告[R].
实验参数论文 篇7
1 结蜡井热洗的参数要求及其改进依据
结蜡井热洗对热洗水温度的要求较高 (一般大于60℃) , 由于各种原因的限制, 热洗液的温度难以保证, 影响洗井质量。其次, 洗井液在洗井的过程中由进入油套环空至泵吸入口, 是一个降温的过程, 而在油管中, 从泵吸入口到井口是一个升温的过程, 尤其在300 m以上井段, 环空中的洗井液对油管中的液体加温幅度增大, 致使井口回油温度升高到60℃以上, 造成一种假象, 实际在300 m以下的井段, 热洗的温度并未达到彻底溶蜡所需的60℃。通过室内模拟实验资料, 原油的析蜡点为35℃, 而原油中的蜡主要析出并黏附在600 m以上的井段。而据现场经验, 在300 m以上的井段, 热洗4h后温度可达到60℃, 延长热洗时间后, 温度上升缓慢, 600 m以下的深度, 热洗20 h后, 井筒温度也仅能达到55℃, 达不到60℃的溶蜡温度, 所以延长热洗时间不是解决热洗清蜡的有效途径。所以, 洗井作用的发挥, 在300 m以上的井段, 是靠洗井液的溶蜡和冲刷作用, 而在300 m以下的井段, 主要是靠洗井液的冲刷来实现对杆管壁上的蜡进行清理。
热洗质量的好坏与油井的地层压力有关。当油层压力高于热洗时产生的水柱压力时, 热洗液对产量的影响很小或不受影响, 因此洗井效果较好;当油层的压力等于水柱的压力时, 热洗时原油就进入不了井筒, 油井产量就会受到一定的影响, 因此洗井效果不是很好;当油层压力小于水柱压力时, 热洗液就会被挤入地层, 部分油井甚至出现倒吸现象, 从而严重地影响油井原油产量, 再者由于洗入水与地层水不配伍, 还会在井筒附近产生污染, 对油层造成伤害, 造成油井减产, 甚至会发生几天内不出油的现象, 这样就达不到洗井效果。
2 热洗工艺参数的调整措施与现场应用
2.1 实验井况
选取试验对比井:DXX162X11井, 该井为所处的辛斜162区块结蜡严重井, 生产参数为44×6×0.5, 泵深为1 902.1m, 日液1.8 t, 含油4.2%, 动液面测不出, 原油黏度95.7 m Pa·s, 采用加热炉热洗方式清蜡, 水温80℃, 平均热洗时间7 h;常规热洗作业时, 由于该井泵效低 (30%) , 理论排量低 (6.6 m3/d) 热洗过程的水无法一次性排出, 造成油井含水恢复时间长, 热洗后的含水恢复期为5.3天, 损失产量4.5 t;该井采用皮带抽油机, 配有变频器, 工频生产冲速最快可到1 min-1。
2.1 热洗工艺参数的调整措施
采取主动性控水管理措施。对结蜡井维护洗井前要计算用水量, 在热洗开始一段时间泵充满程度最高后, 适时调大生产参数加大液量, 提高洗井液冲刷效果;在热洗一段时间后及时将参数调回, 避免泵被抽空影响泵效, 缩短了洗井过程的“排蜡排水期”, 减少热水锅炉的燃料消耗, 同时在保证热洗效果的同时缩短了油井含水恢复期, 以减少油井的产量损失, 起到了节能增效的作用。
2.3 热洗过程数据及节能效果分析
分别采取不控水 (2013年8月) 和控水 (2013年10月) 措施热洗后连续示功图分析变化见图1。
由于采用了控水措施, 在达到相同热洗效果的情况下缩短了热洗时间, 热洗时间从18 h下降为12 h, 共节约燃气348 m3, 同时, 由于减少了热洗所用的水量, 也缩短了该井的含水恢复期 (从5.3天下降为2.5天) , 同时由于泵效的提高, 油井产量实际并未降低, 还略有增加, 减少产量损失4.6 t, 间接节能效益达到2万余元。
2结论
连续示功图工况远传为热洗调参优化提供了依据, 通过现场实践证实, 在进行热洗作业时实施油井参数调整, 增加排量, 能够增强洗井液对软蜡及蜡结晶体的冲刷作用, 有效缩短热洗时间和含水恢复期, 带来节能增产的双重效益。
摘要：为了提高结蜡井的热洗效果, 需要合理确定并适时优化热洗过程的工艺参数, 使热洗过程实现自动化、精细化、准确化。这对于提高结蜡井的工作效率、节约能源、延长检泵周期, 有着积极的作用, 对连续示功图参数分析, 同时结合回压、电流曲线, 选取合适的调参时机, 确保结蜡井的热洗效果, 节约了能耗, 并且缩短了洗井后油井的含水恢复期, 结合现场的实例分析阐述了参数优化过程与方法。
关键词：油井,结蜡,热洗,实验
参考文献
[1]刘虎.抽油机井结蜡因素分析和热洗措施[J].科技博览, 2012, 10 (1) :306.
固液两相流泵性能参数影响实验 篇8
固液两相流泵是普遍用于工业生产部门的流体机械, 在水利、煤炭、矿山、化工、电力、建材、土建、冶金等行业都发挥着重要作用。长期以来, 固液两相流泵的设计大多是按清水介质的输送设计的, 对固液两相流特性的研究基本停留在传统的理论分析和计算机模拟层面上。但由于复杂的固液两相流运动, 不能确切模拟实际运动情况, 就会致使计算机的模拟结果与实际运动情况有所差距[1,2], 使得固液两相流泵存在磨损严重、效率低、寿命短、可靠性差等问题。因此, 根据固液两相流的运输特性和测试系统的主要技术要求, 初步设计了一套固液两相流实验系统, 用来研究对固液两相流泵性能参数的影响。
1 测试性能参数
固液两相流泵工作性能参数主要包括工作转速n、扬程H、轴功率N、效率η与流量Q。通过修改固液两相流的参数与泵结构的有关参数, 系统可方便、快速地判断出影响固液两相流泵性能参数的因素。本固液两相流泵性能测试系统性能参数的测试数据包括:进出口压力、流量、转速、扭矩、扬程、轴功率和效率等, 其中进出口压力、流量、转速、扭矩为测量数据;扬程、轴功率、效率由测量数据计算得到[3,4]。
2 性能参数测试系统方案
硬件系统与软件系统组成了一个完整的泵性能参数测试系统。硬件系统是系统实现的基础, 是关系整个系统成败的重要因素, 其硬件系统的设计主要包括试验管路的设计, 硬件结构和布局的设计, 仪器仪表的选型等[5]。软件系统是整个系统的核心, 泵性能试验的软件开发要实现采集实时数据、对管道的控制、对数据进行滤波、显示、储存、公式计算, 然后对结果采用拟合算法拟合绘制曲线、生成报表等操作功能。如图1所示为技术路线图。
2.1 硬件系统
硬件系统主要是解决数据采集与工控机的连接问题。硬件系统的主要功能是通过传感器、二次仪表及工控机外围接口实现对各测试参数的采集、处理[5]。硬件系统主要分为两部分:一部分主要负责采集系统所需的各种参数信号, 将传感器测量的物理信号转换成电信号;另一部分则负责将采集到的电信号通过数据采集系统转换成工控机能识别的数字信号, 并将其送入工控机中进一步处理和分析[5]。
2.2 软件系统
本系统采用Lab VIEW监控软件, PLC数据采集、控制软件, 通过OPC技术实现Lab VIEW与PLC的数据传输连接。Lab VIEW监控界面将PLC采集的泵测试数据进行数据处理、显示, 同时, PLC采集的数据经程序判定对泵测试系统进行控制, 完成固液两相流泵的性能参数测试。软件系统具有管路控制、数据采集、历史数据调用、数据保存、数据显示、数据分析处理、数值显示及其性能曲线显示、结果保存、生成试验报表等功能。
3 固液两相流泵测试系统设计
3.1 固液两相流泵试验管路设计
试验管路是系统的主要部分, 设计重点是基于固液两相流泵的工作特点, 选择合理的实验设备、仪器仪表、管道及其附件, 实现测试方法的合理性, 安全性, 通用性, 可以适用于不同种类泵, 并兼顾经济美观[6]。
与普通的清水介质性能试验相比, 输送固液两相流介质的试验在试验系统搭建和试验过程中都存在较多的困难, 包括固液两相流流量的测量、固液两相流的密度测量、固液两相的搅拌与密度的稳定等方面[7]。由于输送固液两相流, 是以对试验装置有特殊要求, 在对比开式与闭式实验装置时, 开式试验装置具有方便维护和操作的特点, 更符合固液两相流的装置要求。因此在参考了清水介质开式测试设备的基础上, 本文重新设计搭建了固液两相流泵试验装置, 如图2中所示的系统管路图。
1.电机2.转矩转速传感器3.被测泵4.出口压力传感器5.进口压力传感器6.流量传感器7.密度计8.调节阀9.自来水管10.截止阀11.电机12.温度变速器13.搅拌器14.浆液恒定罐15.排浆阀16.水封浆液阀
3.2 性能参数测量的仪器仪表
根据试验系统的性能要求, 关键仪器的选型如表1。
3.3 软件系统设计
本测试系统的软件设计部分采用PLC控制器与Lab VIEW软件。上位机利用Lab VIEW软件组成上位机的数据处理监控测试系统, 下位机以PLC控制器为核心组成系统的数据采集系统与控制系统。试验时, 由上位工控机Lab VIEW发出测试开始指令, 由PLC完成对测试数据的采集与试验管路相关变量的控制。PLC能够可靠地采集各种测试数据, 测试过程中通过控制程序的判断, 可以安全的处理出现的异常情况, 同时PLC将采集到的测试数据实时传输给工控机[8]。Lab VIEW与PLC通过OPC的方式进行实时数据的连接读取, 将测量的数据由Lab VIEW进行二次处理, 通过数字运算处理分析、曲线拟合、数值显示及其性能曲线显示、生成报表等操作, 完成固液两相流泵性能参数影响因素的判定, 如图3所示。
4 对性能参数的影响
4.1 介质浓度影响
随着在单位体积内同种介质的添加, 介质的浓度与密度的增加, 对泵性能参数具有显著的影响。当输送颗粒浓度增加时, 扬程在小流量时下降较小, 在大流量时下降幅度较大。浓度越高, 泵的扬程就会越低, 同时随着浓度的增加, 泵的最大流量逐渐减小, 为达到所需的扬程, 功率就会增加, 效率降低。小颗粒时扬程受初始的固相浓度影响不大, 但是大颗粒时, 泵的扬程随着初始固相浓度增大而下降, 并且下降速度快。
4.2 颗粒的影响
与输送清水时比较, 当颗粒直径增加时, 扬程在小流量时下降较小, 在大流量时下降幅度较大, 但是最大流量点的变化不大;随着颗粒直径增大, 最高效率点下降且向小流量方向偏移, 泵的稳定高效区缩小。在输送固液混合物时, 直径越大, 进口压力越低, 越容易发生汽蚀, 如图4所示。
5 结语
根据固液两相流的运输特性和测试系统的主要技术要求, 本文建立了基于固液两相流的输送、Lab VIEW监控软件、PLC数据采集的固液两相流泵性能参数测试试验系统。通过使用此系统修改输送的介质浓度与温度等条件, 可方便、快速地判断出对固液两相流泵性能参数的影响。借助Lab⁃VIEW和PLC软件系统, 使测试系统安全、快速的完成对数据采集与系统控制, 同时高效地完成数据分析和试验结果判定。
摘要：在工业生产领域中, 固液两相流泵是运用普遍的流体机械。泵的性能参数影响泵的效率与使用寿命, 基于此, 研究固液两相流的介质特性和泵结构参数对泵性能参数的影响, 对测试系统中的硬件、软件系统、试验管路、关键仪器仪表的选择进行了设计搭建。利用由Lab VIEW与PLC组成的固液两相流泵性能参数的测试系统, 完成固液两相流泵性能参数影响因素的判定。
关键词：固液两相流泵,测试实验系统,Lab VIEW,监控系统,泵性能参数
参考文献
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实验参数论文 篇9
伺服电机属于一类控制电机, 分为直流伺服电机和交流伺服电机两种。由于交流伺服电机具有体积小、重量轻、大转矩输出、低惯量和良好的控制性能等优点, 故被广泛地应用于自动控制系统和自动检测系统中作为执行元件, 将控制电信号转换为转轴的机械转动[1]。由于伺服电机定位精度相当高, 现代位置控制系统已越来越多地采用以交流伺服电机为主要部件的位置控制系统, 而且笔者需要在齿轮测量中心上使用旋转电机+滚珠丝杠的伺服驱动方式, 所以开展了这方面的研究。
2 伺服系统结构
齿轮测量中心由四个运动轴组成, 包括三个直线轴和一个旋转轴。文中的交流伺服电机伺服系统应用在惯量大约为250Kg的直线轴上。
伺服系统结构如图1所示。
系统位置检测单元选用Renishaw公司的增量式长光栅, 输出信号是方波电压信号, 1mm对应2500个脉冲, 经过四细分辨向电路可以达到0.1um的分辨率 (1mm对应10000个脉冲) 。
伺服控制卡选用Parker公司的ACR1505多轴控制卡, 可同时驱动四轴, 具有直线和圆弧等插补运算功能, 可执行运动指令、板卡RAM中的程序指令和伺服环控制算法。文中使用控制卡实现运动规划而不参与伺服闭环控制运算。
选用P A N A S O N I C的M I N A S-A系列交流伺服电机MSMA042C1G (其主要性能指标为:电源电压为三相200V, 适配电机的额定功率为400W, 编码器类型为2500p/r, 分辨率为10000) , 伺服驱动器选用PANASONIC的MINAS-A系列的B型MSDA043D1A。该驱动器可以接受外部脉冲位置指令输入和方波信号编码器反馈, 内部有位置控制、速度控制、力矩控制、全闭环控制四种控制方式。其基本参数如下:输入模拟电压范围:-10V-+10V;最大输入脉冲频率:2Mpps。根据应用场合不同, 可选择驱动器的位置指令控制、脉冲位置指令控制、速度指令控制和力矩指令控制。论文中选用脉冲位置指令控制。伺服驱动器接收伺服控制卡发出的位置指令信号 (脉冲/方向) , 送入脉冲系列形态, 经电子齿轮分倍频后, 在偏差可逆计数器中与反馈脉冲信号比较后形成偏差信号。反馈脉冲是由编码器检测到电机实际所产生的脉冲数, 经4倍频后产生的。位置偏差信号经位置环的复合前馈控制器调节后, 形成速度指令信号。速度指令信号与速度反馈信号比较后的偏差信号, 经速度环比例积分控制器调节后, 产生电流指令信号, 在电流环中经矢量变换, 由SPWM输出转矩电流, 控制交流伺服电机的运行。位置控制精度由光电编码器每转产生的脉冲数控制。它分增量式光电编码器和绝对式光电编码器。本文采用增量式光电编码器的伺服驱动器, 其构造简单, 易于掌握, 平均寿命长, 分辨率高, 实际应用较多。伺服驱动器的接线是PULS1、PULS2与控制卡输出脉冲信号相连, SIGN1、SIGN2接方向信号, COM+, COM-分别接+24V电源正负端, .SRV ON与COM-相连.这样, 就完成了位置控制模式下的基本连线。
电机和驱动器组成一个闭环伺服控制系统, 用户可以通过调整驱动器参数改变伺服系统性能。伺服驱动器结构如图2所示。
3 伺服驱动器研究
在调整驱动器参数之前, 介绍一下调整驱动器参数原理。伺服驱动器参数调整结构如图3所示。
调整伺服驱动器参数时, 要按电流环->速度环->位置环这样的顺序调整, 下面对各控制环原理进行说明分析。
3.1 电流环
与直流电机相比, 交流伺服电机的电流环控制需要实现矢量控制, 因此在电流环里还存在一个三相电流计算环, 它的作用是保证三相电流产生的合成磁场方向与转子磁场方向始终保持垂直以获得最大推力, 从而与直流电机等效。其原理如图4所示。
通过理想的矢量控制, 交流电机的电流环模型与直流电机完全相同, 在有合适电流负反馈和电流控制器参数的条件下, 输入电压与电动机转矩成比例关系。在实际测试实验中, 实际电流值对指令电流值的跟踪曲线十分理想, 在模型中可以近似为比例环节。所以电流环不需要用户调整。
3.2 速度环
伺服驱动器中采用的速度环控制方式为PI, 即比例积分控制方式。
如图5所示为速度环控制器的原理。可以通过调整比例增益KV和积分增益KVI改变位置环的伺服性能。PI算法是误差跟踪算法, 具有很好的定位跟踪能力。位置随动系统的速度环通常采用PI算法, 并要求有一定的超调。
3.3 位置环
伺服驱动器的位置环有比例, 积分, 微分, 速度前馈, 加速度前馈的控制方式。如图6所示。
KP、KPI、KPD分别是位置控制的比例增益、积分增益、微分增益, KPVFR是速度前馈系数, KPAFR1和KPAFR2是加速度前馈系数。本伺服系统要求具有较小的速度跟踪误差, 以保证动态测量精度, 采用带有速度前馈的P控制器。由于位置控制不希望有超调现象, 一般不使用I控制器[2]。
KP、KPD、KP V F R分别是比例、微分、速度前馈, 是位置控制可调参数[3]。因为在实际应用中主要是恒速运动, 所以没有使用加速度前馈。
4 伺服系统实验
通过上面的分析, 对伺服驱动器的参数进行调整, 需要设置的用户参数如下:
Pr02:设为“7”, 即选用全闭环控制方式对伺服电机进行控制。
Pr15:设为“100”, 即用来设置速度前馈值, 设得越高, 可在较小的位置偏差达到较快反应;尤其是需要高速响应的场合。
Pr16:设为“3000”, 即用来设置速度前馈的初级延时滤波器的时间常数。
Pr18:设为“200”, 即用来设置位置环增益的大小, 增大此增益值, 可以提高位置控制的伺服刚性, 但是过高的增益会导致振荡。
Pr19:设为“150”, 即用来设置速度环增益的大小, 增大此增益值, 速度控制的响应速度可以提高。
Pr1A:设为“10”, 即用来设置速度环积分时间常数, 减小此参数可以加快积分动作。单位:ms。
Pr1B:设为“4”, 即用来设置速度检测滤波器的类型, 设得越高, 电机噪音越小。
Pr1C:设为“20”, 即用来设置转矩滤波器时间常数, 设置转矩滤波器参数可以减轻机器振动。
Pr20:设为“250”, 即用来设置机械负载惯量对电机转子惯量之比率。
Pr40:设为“0”, 即通过光耦电路输入 (X5插头, PULS1:第3引脚, PULS2:第4引脚, SIGN1:第5引脚, SIGN2第6引脚)
Pr41:设为“0”, 即用来设置指令脉冲的类型来设置相应的旋转方向和脉冲形式和Pr42一起使用。
Pr42:设定为“3", 即从控制器送给驱动器的指令脉冲类型选用脉冲/方向方式。
Pr44:设为“16384”, 即用来设置电机每转一圈从反馈信号接口输出的脉冲个数。
Pr45:设为“0”, 和Pr44一起起作用。
Pr46:设为“1”, 即用来设置从反馈信号接口输出的B相信号的逻辑电平是否取反, 值1是取反。
Pr48:设定为“1", Pr49:设定为“1", Pr4A:设定为“1", Pr4B:设定为“10", 这些参数为指令分倍频的参数, 可实现任意变速比的电子齿轮功能, 这4个参数的关系如下:
式中F:电机转1圈所需的内部指令脉冲数
f:编码器分辨率
相应的控制卡内部设置脉冲当量为10000。
由驱动器调试软件来验证上述调整完的参数。驱动器为控制环调试提供了三种方式, 可由自身产生位置、速度或力矩指令, 从而取得一定运动条件下的伺服曲线。
下面的各种采样曲线分别在匀速运动和启动到停止运动两种运动模式下对驱动器进行测试, 图中红线为位置偏差曲线、粉线为输出转矩曲线、绿线为指令速度曲线、蓝线为实际速度曲线。由图中可以看出, 在电机加速度和减速度时, 位置、转矩、速度没有较大差异。
调试过程中:
由于电流环不需要用户调整, 所以转矩无法控制。
调整速度环时, 当单独调节比例到200时, 系统在其它轴运动的扰动下将产生振荡。如图7、10所示分别是电机匀速运动和启动过程的速度偏差曲线, 图11是启动过程位置偏差曲线, 此时的电机驱动器参数设置Pr19:设为“150”, Pr1A:设为“10”, 其它参数和上述调整完的参数一样, 速度环有适量的滞后, 速度响应曲线是较为理想的。而图8所示电机驱动器参数设置Pr19:设为“150”, Pr1A:设为“5”速度环有较大的滞后, 图9所示电机驱动器参数设置Pr19:设为“170”, Pr1A:设为“5”响应速度比图8有明显提高, 但是有明显振动现象。
图9 Pr1A=5, Pr19=170时匀速运动的速度偏差曲线
Pr15:设为“100”, Pr18设为“200”Pr16:设为“3000”, 而其它参数不变的情况下, 分别在跟踪恒速度运动和启动到停止运动过程时跟踪误差达到了约2个脉冲, 效果比较理想, 并且降低运行速度跟踪误差, 如图12和图14所示。而当Pr15:设为“100”, Pr18设为“190”Pr16:设为“3000”时, 其它参数不变的情况下, 跟踪恒速度运动和启动到停止运动过程时跟踪误差达到了约10个脉冲, 并且稍有些振荡, 如图15所示。这说明参数Pr15:设为“100”, Pr18设为“200”Pr16:设为“3000”比较理想。
5 结束语
论文搭建了一套交流伺服电机伺服系统并进行实验研究, 给出了伺服系统的工作原理, 给调整伺服环参数提供了参考方法, 可以在实际操作之前通过仿真分析直观的看到参数变化对响应曲线所造成的影响, 根据响应曲线来判断所调参数是否合理。
本交流伺服电机伺服系统已用于齿轮测量中心, 消除了丝杠传动环节带来的滞后、震荡等诸多问题, 提高了测量精度与重复性, 改善了仪器的工作性能指标。
参考文献
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