优化系数（通用8篇）
优化系数 篇1
截至2015年底, 喇嘛甸油田建有7座联合站, 46座转油站, 安装加热炉303台, 其中负压加热炉248台, 占总数的81.9%。目前负压加热炉空气系数、负压过大, 导致加热炉运行效率降低。大庆油田公司各单位要进一步提高天然气开发利用效益, 将天然气产量变成销售量、销售量变成效益, 各级生产单位要牢固树立节气意识, 合理利用天然气资源, 进一步提高天然气开发利用效益。喇嘛甸油田积极开展加热炉空气系数优化工作, 提高加热炉运行效率, 降低天然气消耗。
1 空气系数对热效率的影响分析
空气系数是反映天然气和空气配合的一项参数, 是衡量燃烧配风的尺度。空气系数过大, 表示加热炉供给空气量过多, 导致烟气量增加, 引起排烟热损失增加, 加热炉效率降低。空气系数太小, 会出现不完全燃烧, 空气系数对加热炉的燃烧和经济运行有很大的影响。加热炉热效率公式[1]如下:
式中:q2——排烟热损失;
q3——不完全燃烧损失;
q4——散热损失 (q2、q3、q4为各项损失占总供给能量的比值) 。
式中:αPY——空气系数;
tpy——排烟温度, ℃;
tlk——入炉空气温度, ℃。
燃气加热炉运行时, 化学不完全燃烧损失q3最大为0.1;额定负荷时q4为2.9。热效率公式简化为
分析加热炉空气系数与效率关系。假定条件加热炉排烟温度为200℃ (符合节能标准) , 当αpy由1.65变化为1.485时 (降低10%) , 环境温度为20℃, 即tlk为20℃。
依据公式 (3) 求得:
当αPY为1.65时, η=97-0.035×1.65 (200-20) =86.61%;
当αPY为1.485时, η=97-0.035×1.485 (200-20) =87.65%。
因此, 当加热炉空气系数由1.65降低至1.485时 (即降低10%时) , 热效率提升1.04个百分点。
2 负压对空气系数的影响分析
目前喇嘛甸油田有负压加热炉248台, 占总数的81.8%。加热炉排烟温度高, 其密度比空气小, 向上流动后形成了加热炉的负压。天然气需要有一定量的空气存在才能燃烧, 只有保持一定的负压, 才能使炉外空气进入加热炉炉内, 合理的负压决定了空气系数的大小。负压值大, 过剩空气量大, 排烟热损失大, 效率低, 过多的空气进入炉膛, 造成炉管氧化剥皮现象, 缩短炉管使用寿命;负压很小时, 炉内吸入的空气量就很小, 燃料燃烧不完全, 炉热效率下降, 烟囱冒黑烟, 炉膛不明亮, 会影响加热炉的操作。高效炉合理负压应该保持在30~50 Pa之间[2]。负压一旦发生相应变化, 加热炉空气系数也发生变化, 负压是加热炉影响加热炉空气系数的重要因素。
3 开展空气系数优化现场试验
烟道挡板的作用是调整进出加热炉空气量, 以此调整炉内负压, 达到调节火焰燃烧情况的目的。炉膛压力时保证燃料良好燃烧的主要控制参数, 一般通过调节烟道挡板开度控制炉膛压力[3]。负压加热炉由于烟道挡板位置, 距离地面4~5 m, 不易调节。目前在喇4003加热炉研究应用负压检测调节技术, 开展负压与空气系数、效率关系研究现场试验。加热炉负压调节装置由横摇臂、减速器、竖摇臂组成。加热炉负压调节装置示意图见图1, 加热炉负压调节机构见图2, 负压表见图3。
负压检测调节装置可以调节、检测加热炉负压。加热炉热效率测试数据见表1。
通过测试数据可以看出, 随着加热炉负压值的升高, 空气系数、排烟温度均升高, 加热炉效率下降。调节前, 烟道挡板在65°位置时, 负压为60Pa, 效率为75.4%。调节后, 挡板位置在50°时, 负压为46 Pa, 负压比较合理, 效率达到79.5%, 与调节前比较, 效率提升4.1个百分点。
4 应用效果
通过调节烟道挡板可以控制加热炉的负压, 调整加热炉的进入空气量, 降低空气系数, 减少排烟热损失。喇4004加热炉、喇1-1联合站3#加热炉等16台加热炉应用烟道负压调节技术后, 年节气57.39×104m3。
5 结论
1) 加热炉负压与空气系数有一定关系, 控制负压可以优化空气系数, 提高加热炉运行效率。
2) 加热炉应用烟道负压调节技术后, 实现加热炉的高效、安全运行, 降低生产运行成本。
摘要：加热炉空气系数直接影响其运行效率, 对于采用负压燃烧方式的加热炉, 空气系数与加热炉负压有一定关系, 负压是其经济高效运行的主要控制参数。负压加热炉通过安装挡板调节装置、负压表、排烟温度表, 可以随时调节负压, 检测负压及排烟温度, 实现对空气系数的控制。喇嘛甸油田负压炉通过应用空气系数优化调节技术, 优化了加热炉空气系数, 降低排烟量, 减少排烟热损失, 加热炉运行效率提高4.1个百分点, 年节气57.39×104m3, 有效降低转油站生产运行成本。
关键词：空气系数,负压,优化,加热炉,热效率
参考文献
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优化系数 篇2
随着社会保障制度改革和 农村 税费改革的深入 发展，财政供养人员概念的外延已发生很大变化。现在所称财政供养人员是指由各级财政部门依据政府编制机构核定的编制而给予全额或差额工资保障的人员，包括行政事业单位在职人员、离退休人员、纳入财政社会保障人员、优抚救济人员和农村税费改革后的村组干部等。本文所指财政供养人员仅为财政部门依据政府编制机构核定的编制而给予全额或差额工资保障的行政事业单位在职人员，它反映了一个地方履行一级政府事权而供养的工作人员。
本文以湖北省72个县（市）财政和部分市县财政的有关数据为依据，对地域人口、人员结构、可用财力、公共支出、地理环境、政策环境等因素与供养系数的关系进行分析，并对孝感市的财政供养系数进行实证分析，在此基础上提出了降低财政供养系数的建议。
一、影响财政供养系数的相关因素分析 1.地域人口与供养系数的关联分析。分析方法：（1）将全省72县（市）按地域人口由大到小排列，并按人口数量 自然 划分成10个档次。（2）将财政供养人员数量随地域人口顺序排列，并按地域人口档次 计算平均值。（3）各档次的财政供养人员总量除以对应档次的地域人口总量等于该档次财政供养系数。具体统计和计算过程略，结果列表如下：
表1 湖北省2002年72县（市）地域人口与财政供养人员关系分析表
单位：万人、人、个
地域人口 财政供养
档次 县市个数 系数（％）变化范围 人口均值 100-165 27811 9 2.38 2 90-100 26582 5 2.79 3 80-90 22788 6 2.63 4 70-80 19814 2 2.62 5 60-70 18947 10 2.99 6 50-60 16162 13 2.99 7 40-50 13900 11 3.05 8 30-40 10039 10 2.77 9 20-30 8668 4 3.81 10 10-20 5927 2 5.33 关系显示：（1）财政供养人员数量与地域人口数量成正比变化。人口大县，供养人员相应较多；人口小县，供养人员相应较少。（2）财政供养系数与地域人口数量成反比变化。人口大县，供养系数较小；人口小县，供养系数较高。（3）综合关系。人口大县供养人员较多，但供养系数较低；人口小县供养人员较少，但供养系数较高。
推论：人口大县供养系数较低，人口小县供养系数较高；降低供养系数的重点是人口小县。但现实中人口小县供养人员较少，而人口大县供养人员较多。本文认为，由于供养系数的分母——地域人口的不可比成分较大，考核供养系数应以分子——供养人口为主。因此，降低供养系数的重点应是供养人口大县，而不是供养人口小县，即不能以供养系数高低作为减少财政供养人员的实践标准。
2.人员结构与供养系数的关联分析。分析方法：（1）划分。将财政供养人员按工作性质分为行政单位供养人员、事业单位供养人员两大类。人员经费相应划分为行政人员经费和事业人员经费。（2）对比分析。选择某市作为样本。（3）比较。选择1993年与2003年的有关数据进行对比。
表2孝感市1994-2003年财政供养人员结构变化表
单位：人、万元
其中教师占事业 行政人数占比例％ 事业人数占比例％
人数比例％ 1994 23.8 76.2 48.8 1995 23.4 76.6 48.5 1996 24 76 47.1 1997 22.7 77.3 48 1998 23.8 76.2 54.5 1999 24.9 75.1 51.8 2000 25.8 74.2 53.8 2001 26 74 54.4 2002 26.1 73.9 56.1 2003 24.1 75.9 54.9平均值 24.46 75.54 51.79 关系显示：（1）行政与事业人员结构虽有所变化，但变化不大，基本保持了一定的比例。即行政机构人员占1/3，事业单位人员占2/3。（2）教师数量占事业单位人员总量的1/2强，比重显得过大。
人员经费的结构与人员的结构呈同向变化关系。（1）在人员经费结构中，行政人员经费占经费总额的比重30％，事业人员经费占经费总额的比重70％，其中教师经费占事业人员经费的比重接近60％。调查发现，当行政编制冻结后，事业单位供养人员急剧膨胀。一部分是历次机构改革中行政机关精简人员，一部分是新进单位的人员，大部分都流向事业单位或压往二级单位。较多事业单位或二级单位人浮于事，相互攀比，一些苦活、累活没有人做，在社会上临时聘用人员。（2）人均经费水平逐年提高。其中事业人均经费支出增长27.4％，教育 人均经费增长22.05％，均高于行政人均经费支出增长5.6个、0.25个百分点。
表3 孝感市2000-2003年行政事业单位人员经费结构变化表
行政人员经费 事业人员经费
占比 人均 占比 人均 其中教 人均 重％ 经费 重％ 经费 师％ 经费 2000 29.7 6945 70.3 5690 60.4 6396 2001 30.3 9151 69.7 7383 54.6 7408 2002 31.7 10572 68.3 8061 64.3 9241 2003 25.3 12554 74.7 11769 54.2 11626平均或
递增 29.25 21.8％ 70.75 27.4％ 58.37 22.05％ 推论：供养人员结构反映了一级事权中从事行政与事业工作的人员配置比例。从相对比例看，事业所占比重过大，尤其是教师人数及经费比重突出。据此推论：降低财政供养系数，减少供养人员的重点是事业单位，其中优化教师队伍应是重中之重。3.可用财力与供养系数的关联分析。分析方法：（1）可用财力为一般预算收入与转移支付之和。本文将72县（市）一般预算收入与转移支付相加后，按照可用财力大小自然划分为5个档次。（2）供养人员数量范围指划分档次内最低数量到最高数量范围。（3）人均财力水平是指各档次可用财力金额之和与财政供养人员数量之和的比值。具体统计和计算过程略，结果列表如下：
表4 湖北省2002年72县（市）可用财力与供养人员关系分析表
单位：元、万人、万元
可用财力 供养人口 人均财力 档次 县市个数
范围 数量范围 水平1 3-3.5 3 2.3-2.8 1.16 2 2.1-3 22 1.2-3 1.06 3 1.5-2 13 1.1-2 1.04 4 1-1.5 22 0.9-1.7 0.94 5 0.5-1 8 0.4-1 1.09 关系显示：（1）财政供养人员与可用财力成正比变化。可用财力较多的县市，财政供养人员较多；可用财力较少的县市，财政供养人员较少。（2）人均财力支出水平基本相等。不管是财力多的县市，还是财力少的县市，人均可用财力基本保持在一个相等的水准。（3）综合关系。人均可用财力没有拉开档次，可用财力主要聚集在养人上。财力强的县市多养人，财力弱的县市少养人。
推论：财力多的养人多，财力少的养人少，据此推论，财政就是“吃饭财政”，财政增收就是为了供养更多的人员，而这却背离了一级政府事权人员配置的原则，是财政工作的误区。因此，降低财政供养系数不能将可用财力与供养系数挂钩。4.公共支出与供养系数的关联分析。
分析方法：借助于财政收入、财政支出、地域人口、可用财力、工资水平等指标之间的公式推出公共支出与供养系数之间的关系。下面是演绎过程：（1）人员经费支出=财政供养人员×人均工资标准=供养系数×区域人口数量×人均工资标准（2）财政支出=经常性支出+专项支出=（人员经费支出+公务费支出）+专项支出（3）财政支出=可用财力=财政供养系数×区域总人口×人均工资标准+公务费支出+专项支出 财政供养系数=[财政支出-（公务费支出+专项支出）]/区域总人口×人均工资标准=（可用财力-公共支出）/地域人口数量×人均工资标准
关系显示：在一定时期内，某县（市）的可用财力、地域人口数量、人均工资标准基本上保持在一个不变的水平，可视为常量指标。因此，财政供养系数与公共支出存在十分密切的关系。由于公共支出是被减量，被减量与差值成反向变化关系，即公共支出越大，供养系数越小；公共支出越小，供养系数越大。当可用财力等于公共支出时，供养系数为零。当可用财力大于公共支出时，供养系数为正；当可用财力小于公共支出时，供养系数为负。
从事权与财力配置上讲，一级政府有一级事权，一级事权有相对应的可用财力。根据这一设立原则，一个地方的可用财力应包括两部分：首先，履行一级事权所需的非人力资源财力，主要指物质资料、生产工具等。其次，完成一级事权所需配备的人力资源所需财力，主要指生产与再生产的补偿财力，如工资、奖励、福利等。按照行政管理理论，国家赋予同一级政府的事权是基本一致的，公共支出也应该是一致的。但由于各级的工资标准、地域人口、可用财力不同，财政供养系数必然是不同的。在同一级别的公共事权相同的前提下，可用财力较多的地方，可用财力超出公共支出的增量就多，就可以提高供养系数。而可用财力较少的地方，可用财力超出公共支出增量就小，财政供养系数就低。而可用财力比公共支出低的地方，财政供养系数为负数，这个地方的财政必然是负债运行。推论：如果一个地方履行一级事权不完整，则说明可用财力不足以养人，供养系数应为负值。但在实际中，履行一级事权不完整的地方较多，但财政供养系数却为正值，有的还较高。理论与实践产生了矛盾。实际情况是由于供养人员失控。可用财力大量向人员经费集中转移，挤占了履行正常事权所需财力。因此，降低财政供养系数，需要划分地方可用财力，可用财力必须首先用于履行一级事权，并据此配备相应人员，超过公共事权所需人员必须精简。5.地理环境与供养系数的关联分析。分析方法：（1）将全省72个县（市）按地理特征分为五个类型：山区县、丘陵县、平原县、城郊县、湖（库）区县。（2）地域人口、供养人员范围按各类型从最小到最大列示。（3）供养系数为各类型县（市）的供养人员总数与地域人口总数的比值。具体统计和计算过程略，结果列表如下：
表5 湖北省2002年72县（市）地域人口与财政供养人员及系数关系分析表
单位：个、万人
地域人口 供养人口 供养系数 类型 个数
范围 范围（％）山区县 34 8-120 0.5-2.5 2.84 丘陵县 6 50-100 1.3-3 2.85平原县 17 35-100 0.6-2.6 2.81 城郊县 10 35-160 0.9-3.5 2.76 湖（库）区县 5 50-140 1.8-2.8 2.53 增长率％ 14.47％ 11.22％ 关系显示：（1）地域人口起点基本相同，变化幅度逐步增加。主要是地理环境和行政区划造成的。（2）供养人口起点依次增大。说明供养人员与地理环境呈同向变化关系。其中山区县供养人员相对较少，而平原、城郊、湖（库）区县供养人员相对较多。（3）供养人员在3万人上下变化。这是一个县（市）的最大值。（4）供养系数依次减少。虽然地域人口、供养人员同向增加，但地域人口依次增长高于供养人员依次增长，即供养系数分子增长低于分母增长，导致供养系数依次减少。计算结果证实了这一点。
推论：由于人口增长控制属于国家计划生育政策范围，我们只能控制供养人员增长。按照地理条件与供养人员关系，控制财政供养系数重要依据是按供养人员起点大小，即按地理划分的后三类（湖库区县、城郊县、平原县）应是重点控制地域。6.政策环境与供养系数的关联分析。分析方法：本文涉及政策环境包括行政体制、财政体制、人事体制、经济 周期等，由于这些方面都是一个庞大主题，限于篇幅，此外主要以定性分析这主。（1）行政体制与供养系数。目前，我国行政体制设计是五级管理体制，即中央、省（直辖市、自治区）、市（自治州）、县（市级县、县级区、自治县）、乡镇（民族乡）。各级不论区域人口多少，面积大小，级次高低，经济好坏，都设有“大而全”的行政事业管理机构，配备有一定数量的工作人员。据有关资料，解放初期，全国的官民比例为1∶600，到2002年各级各类官员占总人口的平均比例已达1∶28，干部总人数是解放初期的80多倍。这种庞大的层次多的行政管理体制，不仅办事效率日益低下，而且需要巨大的行政管理成本作支撑。仅以乡镇为例，1984年，全国撤社建乡结束时有乡镇92476个，按当时每个乡镇平均支出20万元计算，需要消费财力184.9亿元。经过改革，到2003年底止，全国乡镇减少至38464个，按2002年每个乡镇平均支出50万元计算，仍需要消耗财力192.3亿元。以湖北省的情况来分析，2002年，全省财政供养人员中，省地两级供养人员占全省比例为1/4弱，而县乡两级供养人员占全省供养人员比重为3/4强，其中乡镇级占全省比重达到24.45％。
表6 2002年湖北省财政供养人员按行政级次分布和人员结构表
单位：人
合计 财政拨款或补助开支人员 行政
级次 国家 集体 离休 退休 长休 人数 占比重％ 职工 职工 人员 人员 职工 省级 213350 10.43 159148 783 4557 48585 277 地市级 278317 13.61 211778 7981 5288 52652 618 县级 1053156 51.50 821920 39588 10471 180444 733 乡镇级 500013 24.45 393854 24458 2145 78945 611 总计 2044836 100 1586700 72810 22461 360626 2239 结构 100 77.59 3.56 1.09 17.63 0.11 比例％
关系显示：行政管理层次与财政供养人员成正比，与财政供养系数成正比。
推论：根据上述关系显示，要降低财政供养系数，需要减少行政管理层次。按照市场经济国家通行做法，行政体制设计只需设三级政府，我国可比照改革。（2）财政体制与供养系数。从1994年起，我国实行了分税制财政体制，实行了“统一领导，分级管理”的体制，按照这种“分灶吃饭”的财政体制，一级政府有一级事权，一级事权有相应的财力。但从分税制10年运行的情况看，各级事权不规范是突出的问题之一，在地方各级体制运转中，经常有事权错位、缺位和越位的情况出现，形成了中央调控各地事权的局面。特别是几次增加工资，在经济转型时期产生了一定的“吸引效应”，各地膨胀了一大批人员。后来，在“一要吃饭，二是建设”思想引导下，地方政府及财政把保工资发放作为第一要务，更是巩固了“吸引效应”，不少地方特别是经济落后省份没有把住关口，供养人员无序膨胀，相互攀比，增加了一定数量的财政供养人员，提高了供养系数。关系显示：财政体制不规范，为地方供养人员增长创造了机会。
小型铷原子频标温度系数的优化 篇3
1 传统的铷原子频标控温系统
传统的铷原子频标控温电路, 如图1所示。
如图1所示, Rt是热敏电阻, 常温下其初始值约在32kΩ左右, Rt具有负温度系数, 即:随着外界温度的升高, 热敏电阻的阻值下降。H是加热丝, 对物理泵体起加热作用。
该电路的控温过程:当铷频标物理泵体的温度低于设定温度时, 热敏电阻Rt阻值较大, 因此提供给运放正输入端的电压也会高于负输入端, 从而提供给后级晶体管电路的电压较高, 这样电路便会对加热丝H加热, 使得物理泵体温度升高;当物理泵体温度高于设定温度时, 具有相反的补偿效果。
根据运放的性质, 其正负输入端的电压值应保持一致。由于R1和R2的阻值相同, 热敏电阻Rt最终会稳定在和Rc相同的阻值 (10kΩ) 上, 因此我们称Rc为该控温电路的参考电阻。最终, 电路会稳定工作于Rc阻值所对应的温度上。
我们利用这套传统的控温电路, 在恒温箱中实测了一台铷原子频标的温度系数, 即输出频率随温度的变化曲线, 同时监测物理泵体上另一个相同类型的热敏电阻的阻值Rt随温度的变化, 分别如图2和图3所示。
如图2、图3所示, 随着环境温度 (恒温箱温度) 的逐渐升高, 87Rb原子频标输出频率下降, 伴随着温度的上升, 监控的热敏电阻的阻值Rt也随之下降, 即物理泵体的温度上升。
理论上分析, 监控电阻反映的是参考电阻Rc的阻值, 这个阻值应该是固定不变的, 但是这里却呈现出下降的趋势。出现这种情况, 一方面是因为固定电阻本身存在一定的温度漂移, 阻值并不是严格保持固定不变的, 此控温电路在外界温度的升高过程中, 运放负端参考电压本身总体上呈现出一种下降趋势;另一方面, 作为温度反馈系统, 被控系统的温度不能绝对地与参考温度相等, 二者之间的温度差在反馈环路的作用下, 只能尽量减小二者的差值。但是, 大范围温度变化的环境下, 这种传统的控温方式缺点明显。
为了解决这一问题, 我们引入数字电路, 考虑利用单片机C8051F020来解决温度系数较差的问题。具体方法是在环境温度发生变化时, 原电路系统中运放的参考电压也随之变化, 补偿控温系统的温度变化。
2 利用单片机C8051F020改进铷原子频标控温电路
C8051F020是一个片上系统 (SoC) 型单片机, 它具有工作温度适合 (-45℃～+85℃) 、系统功耗低 (工作电压3V, 电流1.7mA) 、具有创新性元件 (温度传感器、自带放大器增益) 等优点, 还有高速、多中断、可在线编程调试等诸多优良的性能, 特别是可在线编程调试, 通过软件就可以更改电压补偿增益, 便于进行电路调整。
C8051F020有一个片内12位的逐次逼近寄存器型 (SAR) 模/数转换模块, 一个9通道输入多路开关, 其中的8个通道用于外部测量, 而第九通道在内部被接到片内温度传感器。温度传感器将温度的变化以电压的形式反映出来, 它的传输函数如图4所示。
具体的改进策略:利用模/数转换模块中的温度传感器, 将温度传感器的输出电压值经过修正输送到控温电路的运放负输入端, 因为原控温电路运放负输入端输入电压随温度上升而呈下降趋势, 而温度传感器的输出电压同样是随温度变化的, 因此利用温度传感器的输出电压可以达到一种补偿效果, 从而保持了参考电压的不变性, 达到改进效果。
实验中, 利用一台输出频率为负频移的87Rb原子频标 (该频标适于工作在高温端) , 稳定工作范围在50℃～70℃。首先测量在原控温电路下, 87Rb原子频标物理部分在不同温度下输出的频率变化, 经测量, 从50℃到70℃, 87Rb原子频标输出相对频差相差△=-1.1535×10-9;然后利用新的控温补偿系统, 放入恒温箱中进行87Rb原子频标输出频率的监测, 通过多次测量并不断修正单片机C8051F020温度传感器输出的补偿电压, 最终可使得87Rb原子频标的相对频差相差减小到△=7.5×10-11, 如图5所示, 与原始最大频差△=-1.1535×10-9相比, 指标有超过一个数量级的提高。
由图5可知, 利用C8051F020, 可以将一台铷原子频标的温度系数由负变正, 即该参数已具有可控性。
3 结语
本文采用模拟和数字电路相结合的方式, 利用单片机C8051F020, 对小型铷原子频标的温度控制系统进行设计和改进, 通过不断修正单片机内温度传感器的输出补偿电压, 使控温系统能较好的控制小型铷原子频标的温度系数指标, 进而达到减小外界温度变化对铷原子频标输出频率影响的目的。
以实验中实际改进效果为依据, 对于工作在高温端50℃～70℃的87Rb原子频标, 其相对频差最大值由最初的△=-1.1535×10-9改善为修正后的△=7.5×10-11, 修正效果有超过一个量级的提高, 从而验证了此套控温系统具有积极的实际应用价值。
参考文献
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优化系数 篇4
1 Ethyl调合规则及原有调合系数存在的缺陷
1.1 Ethyl调合规则简述
现阶段国际上通用的调合规则计算公式有3个, 兰州石化公司选择的是Ethyl公司的RT-205规则。Ethyl规则是将调合过程中所表现出来的非线性特性用各组分的敏感度Sensitivity (RON与MON之差) , 烯烃含量和芳烃含量组成一个函数表达式出来, 从而预测成品油的研究法辛烷值和马达法辛烷值[2,3,4,5]。
调合规则中成品油的研究法辛烷值预测方程如下:
ri是对所有组分油i的研究法辛烷值计算得到的平均辛烷值, 而a1, a2及a3是待定系数。方程中 ( (rs-rs) ) 项是研究法辛烷值与敏感度之间的协方差估计22项是各组分烯烃含量方差的估计, 而项是各组分芳烃含量方差的估计。
成品油的马达法辛烷值预测方程如下:
Ethyl规则可以方便的拓展到汽油调合的其他特性参数预测上, 如苯含量等, 只要在后面再根据需要增加一个参数即可, 非常简便[6]。最主要的是, Ethyl规则使用的6个系数可以根据历史调合情况实现在线估计, 所以, 模型具有一定的自适应性使模型的准确度不随时间的推移而降低, 特别适应于在线优化控制。
由于各大炼厂的组分油品质量差异很大, Ethyl规则中的6个系数就必须由各炼厂根据各自的组分油质量来确定。而调合规则的精度也是通过不断调整调合规则系数来体现的[7,8]。
1.2 原有调合规则存在的缺点
原有调合规则系数的确定, 是根据以往罐式调合的传统配方和历史调合数据设计了试验方案, 分析不同时期采集的油样品, 采用多元回归方法拟合出来的[7]。由于是在离线状态下拟合得到, 且不同时期汽油组分质量差异较大, 原有调合规则系数已不能满足在线优化调合正常使用的需要[9]。为提高调合规则的精度, 使系统确定的调合配方更准确, 调合生产过程优化、产品质量实时控制等先进技术实施得更好。根据实际调合情况重新确定调合规则系数显得尤为必要。
2 调合规则系数的确定过程
2.1 基本方法
为了预测调合规则系数我们必须知道研究法辛烷值和马达法辛烷值预测方程中各个组分的某些基本的特征指标。为了描述清楚, 我们在下式中先用i表示第i个汽油调合组分油的特征指标以及各特征指标的大致范围。
xi=汽油调合中某组分油所占的调合比例体积的百分数 (0≤xi≤100%) ;
ri=汽油调合中某组分油的研究法辛烷值 (50≤ri≤150) ;
mi=汽油调合中某组分油的马达法辛烷值 (50≤mi≤150) ;
Si=汽油调合中某组分油敏感度, Si=ri-mi (0≤Si≤60) ;
Oi=汽油调合中某组分油的i的烯烃含量 (0≤Oi≤100%体积百分数) ;
Ai=汽油调合中某组分油的i的芳烃含量 (0≤Ai≤100%体积百分数) 。
可以由上述特征指标计算出每一种关于各个组分油的体积平均以及某些特征指标间交叉乘积的平均。这些平均是:
这里所有的求和都是对组分i=1, 2, …, q计算的。
式 (3) 中的这些平均就构成了调合规则中成品油的研究法辛烷值预测方程中的各项
类似的, 式 (3) 中的这些平均也构成了调合规则中成品油的马达法辛烷值预测方程中的各项
上式中, a1, a2及a3与c1, c2及c3都是需要重新确定的系数。
确定研究法辛烷值预测方程的系数a1, a2及a3用下式:
来估算, 其中
同样, 计算马达法辛烷值预测方程 (2) 的系数c1, c2及c3用下式
计算, 其中:
以上就是调合规则系数确定的整个过程。
2.2 数据采集和处理
为了验证和校正分析仪模型的准确性问题, 对催化汽油、生成油、异辛烷、非芳烃和直汽等6种组分以及90#、93#、97#3种成品油进行采样分析, 累计分析油样达200多个。通过在线分析仪获取每个油样的RON、MON、烯烃含量、芳烃含量和苯含量, 同时又通过实验室分析得到了RON、MON、烯烃含量、芳烃含量和苯含量等指标值的实验室分析值, 利用这些动态数据, 用最小二乘法和多元回归, 对调合规则的系数重新进行回归计算, 从而确定了新的调合规则, 通过与以前离线状态下所建立的调合规则进行比较, 看哪一个较准确更适合兰州石化公司油品储运厂的实际生产情况。
调合规则系数的数据处理通过软件实现。
3 应用情况分析
3.1 不同期调合规则下所得RON与MON预测值与实验室分析值间的误差趋势
以在线系统投用以来90#汽油部分调合数据为例, 用原有、现有调合规则预测的辛烷值与实验室分析值误差比较来验证原有、现有调合规则调合规则的精度。
不同期调合规则下所得RON与MON预测值与实验室分析值间的误差趋势如图1、2所示。
由趋势图中可看出, 两个时期的误差趋势大体相同, 但现有调合规则下所得RON、MON误差明显小于原有调合规则下所得RON、MON误差, RON误差越接近0值, 说明RON、MON预测值与实验室分析值吻合性越好, 很明显现有调合规则下的误差值更接近0值, 可见现有调合规则下预测值与实验室分析值吻合性更好, 即现有调合规则比原有调合规则更精确。
系列1:现有调合规则所得RON误差;系列2:原有调合规则所得RON误差.
3.2 在线调合罐平均值与实验室分析值偏差统计
对原有和现有调合规则下在线调合使用过程中, 不同期调合的油品的罐平均值与实验室分析值的偏差在0.3范围内的罐次进行统计, 从而验证原有、现有调合规则对调合结果的影响。统计结果见表1。
系列1:原有调合规则下所得MON误差;系列2:现有调合规则下所得MON误差.
由表1中罐平均值与实验室分析值间的偏差统计结果可看出, 误差范围在0.3以内的罐次现有调合规则下多于在原有调合规则下的, 即现有调合规则下在线调合系统的调合结果更理想。
注:在现有调合规则投用后, 97#现有调合的罐次很少, 统计结果没有意义, 没有列出。
4 结论
新建调合规则投用后, 在线系统运行状况良好, 通过调合规则预测值与实验室分析值的比较, 可看出现有调合规则更精确, 从而使调合结果更理想。随着实际调合数据的不断增多, 调合规则还要根据具体生产情况人为的不断地调整, 使调合规则更加精确, 为本公司带来更多的经济效益。
摘要：兰州石化油品储运厂以前采用的调合系数为实验室模拟数据, 和实际生产中遇到的情况存在偏离。采用非线性拟合和多元回归的方法, 对调合系数进行了重新拟合, 新拟合的调合系数与实际情况符合较好, 调合规则的精度也得到提高。
关键词：调合规则,系数,最小二乘法,多元回归
参考文献
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优化系数 篇5
冷轧轧制过程是一个典型的多变量、时变、强耦合和非线性过程, 多种因素相互影响最终作用在辊缝变形区域。高精度模型设定计算是稳定、高效轧制的前提和基础, 而轧制工艺数学模型又是高精度设定计算的核心[1]。轧制过程的复杂性决定了轧制工艺数学模型往往也具有很高的复杂性, 每个模型需要包含和体现多个因素对设定结果的影响[2], 如摩擦系数工艺数学模型就是一个包含轧制速度、轧辊粗糙度、轧制长度等变量的非线性多项式方程[3,4,5]。
非线性多项式形式的摩擦系数模型方程中的参数, 一般由常数表格查表直接给定, 但是对于不同轧制生产线, 或者相同轧制生产线处于不同的轧制状况时, 如果不进行优化修正, 往往不能满足设定计算的精度要求[6]。这就产生了如何根据实际生产状况确定摩擦系数模型参数的问题。
基于此, 笔者对典型非线性多项式摩擦系数模型进行分析, 并利用现场实际轧制数据, 直接对非线性多项式摩擦系数模型的参数进行回归优化, 避免了对复杂数学模型的线性化处理过程, 只要采集到的数据真实可靠, 分析优化的结果就是更能反映现场实际轧制情况的更加优化的摩擦系数模型参数。该优化方法于2013年开始应用于国内某冷连轧生产线后, 提高了该生产线摩擦系数模型设定精度, 进而提高了轧制力设定精度。
1 典型摩擦系数模型分析
式 (1) 所示为某生产线典型的非线性多项式摩擦系数模型, 包含实际轧制速度v, 轧辊表面粗糙度R和实际轧制长度L 3个自变量以及7个模型参数。
式中, u为摩擦系数;u0为基本摩擦系数参数;为速度变化影响参数;v0为参考轧制速度;CR为轧辊粗糙度影响参数;R0为轧辊表面参考粗糙度;cW为轧制长度影响参数;L0为轧辊轧制带钢的基准轧制长度。其中, 摩擦系数u是模型因变量, 需要根据模型自变量v, R和L以及模型参数计算得到。模型自变量中的实际轧制速度v可以通过现场速度测量仪表以200 ms的测量周期获得;轧辊表面粗糙度R和实际轧制长度L来自于生产线在线轧辊数据, 可以认为一个换辊周期内R不变, L随着轧制过程不断累计, 每一卷带钢对应一个轧制长度。u0, , v0, CR, R0, cW和L0是摩擦系数模型方程中反映轧制工况的参数, 对摩擦系数计算结果有直接影响, 一般通过查表获得。
优化摩擦系数模型的目的就是得到更能反映现场实际轧制工况的模型参数, 即在获得海量轧制力、压下量、张应力、轧制速度、轧辊累计轧制长度、轧辊粗糙度等过程数据的情况下, 先通过轧制理论公式反算得到实际摩擦系数, 然后通过优化算法得到模型方程中的参数。
针对上述非线性摩擦系数模型, 基于以下考虑, 本系统只将模型参数中的u0, 和cW作为优化对象: (1) v0, R0和L0是3个基本参数, 由生产线基本状况决定, 按照常数处理, 不进行优化; (2) 轧辊表面粗糙度数值基本稳定, 因此不对CR参数进行优化; (3) u0是基本摩擦系数, 该值的大小直接决定了最终的计算结果, 反映了轧制速度对摩擦系数的影响, cW反映了轧制长度对摩擦系数的影响, 因此对其进行优化。
2 模型优化方法
回归分析是最常用的参数优化方法, 通常使用的回归分析算法[3], 例如一元线性回归、多元线性回归、线性逐步回归算法都不适用于上述非线性多项式摩擦系数模型, 同时也无法通过变量变换的方法将其转化为多元线性回归。因此本文考虑将回归问题转化为多元非线性优化问题, 也就是寻找最优摩擦系数方程参数, 使得摩擦系数模型计算结果与实际摩擦系数最接近。
优化问题的核心是选择搜索方向和确定步长因子。梯度下降法是传统的优化问题解决方法, 其利用迭代点的负梯度方向就是函数值下降最快的方向这一特点, 将负梯度方向作为迭代的搜索方向。但是负梯度的特点决定了梯度法在远离极小点的时候逼近速度较快, 而接近极小点的时候逼近速度较慢 (只有线性的收敛速度) 。另一优化问题解决算法牛顿法将函数展开成Taylor级数, 利用函数负梯度和二阶导数矩阵构造搜索方向, 在靠近最优点附近的时候, 能够产生理想的搜索方向, 但是迭代发散问题是牛顿法的一个障碍[7]。Levenberg-Marquardt优化算法是梯度下降法和牛顿法的结合, 综合了上述两种方法各自的优点, 具有良好的迭代速度和收敛特性。它利用了二阶梯度的信息, 具有很快的收敛速度。当初始点远离最优点时, 负梯度方向是最快速下降的方向;当靠近最优点附近时, 在牛顿法迭代过程中引入步长因子和一维搜索, 保证迭代点的严格下降性, 这样就产生了一个理想的搜索方向。
Levenberg-Marquardt算法自身是一种寻找函数最小值的优化算法, 与其他优化算法一样, Levenberg-Marquardt算法寻找函数最小值的过程也是一个迭代过程:首先给定待回归参数的初始向量β, 然后在每次迭代过程中计算β的步长因子增量向量δ, 获得新的待回归参数向量β=β+δ, 计算模型方程的残差平方和Q, 不断迭代, 最终获得使Q最小的待回归向量β。LevenbergMarquardt算法用于计算δ的模型如下:
式中, J为包含线性化拟合矩阵和极小化函数梯度向量信息的雅可比矩阵;λ为阻尼因子;I为搜索方向矩阵;y为目标值矩阵;f为当前β对应的模型计算值矩阵。
将Levenberg-Marquardt算法应用于轧制过程摩擦系数模型参数的优化时, 必须结合轧制过程工艺特点和要求。具体步骤如下:
(1) 根据工艺数据相关性分析确定对摩擦系数模型设定精度起关键作用的数据对象, 构造待分析的数据结构, 结构中包括轧制速度、轧制长度、轧辊表面粗糙度和反算得到的摩擦系数;
(2) 给定待回归参数u0, 和cW的初始值;, duv
(3) 利用摩擦系数模型, 计算在当前参数u0, 和cW情况下的各组轧制速度、轧制长度和轧辊表面粗糙度对应的设定摩擦系数;
(4) 计算设定摩擦系数和样本中反算的摩擦系数之间的残差平方和, 执行第9步;
(5) 构造参数u0, 和cW的优化迭代的阻尼因子λ和搜索方向I;
(6) 实例化待优化多项式非线性方程, 并进行数值求导, 构造线性化拟合矩阵;
(7) 求解线性化拟合矩阵和极小化函数梯度向量, 获得待优化参数u0, 和cW的步长因子增量向量;
(8) 计算新的待优化参数u0, 和cW, 执行第3步;
(9) 判断残差平方和是否满足允许的最小偏差0.001, 不满足则重复第5~8步;满足则退出, 将当前使用的优化参数u0, 和cW作为优化结果。
Levenberg-Marquardt优化算法流程如图1所示。
3 实际应用效果
基于上述摩擦系数模型优化方法和流程, 在Visual Studio 2010环境下, 采用C++语言实现了Levenberg-Marquardt优化算法, 以及与之相关的工艺数据读取和处理、工艺数据相关性分析、优化结果存储和应用等功能, 并将其应用于国内某冷连轧生产线模型系统, 对摩擦系数模型参数进行优化, 验证其优化效果。
在轧制过程中, 摩擦系数是一个无法精确测量的物理量, 但是摩擦系数模型的计算精度直接影响最终轧制力模型的设定精度。通过对累计10个钢种的6 715卷带钢 (对比钢卷2 808卷) 的轧制力设定精度的变化情况, 验证基于Levenberg-Marquardt算法的摩擦系数模型参数的优化结果, 如表1所示。从表1可以看出, 在现场多个钢种的实际轧制过程中, 应用本文所述的优化方法, 轧制力模型精度都得到了较大的提高, 最高可以改善3.42%。
图2显示了在同钢种、同规格情况下, 钢种M3 A33在优化前后的轧制力精度 (偏差百分比) 变化情况, 可以看出优化后的轧制力精度要明显高于优化前的轧制力精度, 并且更加稳定。
4 结论
面对工况不断变化的轧制过程, 本文根据轧制过程摩擦系数模型的特点, 在分析轧制工艺的基础上, 充分利用海量的实际工艺数据, 通过Levenberg-Marquardt优化算法对非线性多项式摩擦系数模型参数进行回归分析, 避免了对非线性多项式模型回归分析过程中为满足线性化要求而删除重要变量的缺点, 获得的摩擦系数模型参数具有更高的可靠性和可信性, 从而提高了轧制过程摩擦系数模型设定精度, 进而提高了轧制力模型的设定精度, 最终实现高精度轧制。
参考文献
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优化系数 篇6
渐开线零齿差内啮合齿轮传动机构具有结构简单、零件少、精度高、传动平稳等特点。其内、外相啮合两齿轮的轴线平行, 采用较大齿侧隙时, 两轴不同心, 可实现不改变传动速度只改变运动形式的传动。零齿差内啮合齿轮副是齿轮联轴器的核心构件, 而变位系数的选择又是整个零齿差内啮合齿轮副参数设计的关键, 直接影响到齿轮传动的正确性、连续性等性能。随着制造技术和应用技术的发展和提高, ESPCP采油技术的应用将会越来越广泛, 为了适应油井直径和排量的变化, 需要联轴器中的零齿差内啮合齿轮副进行参数系列化、规范化设计。
现对零齿差内啮合齿轮副的变位系数进行优化设计, 其优化设计问题属于约束的非线性规划问题。以前选择变位系数通常采用试凑法、随机法等方法, 这些方法不仅计算繁琐, 而且随机性、经验性太强, 参数很难达到最优, 应用到实际中难免会发生很多问题。Matlab是面向工程的大型科学计算工具软件, 其中的优化工具箱为优化设计提供了方便有力的计算编程工具, 因此采用Matlab优化工具箱对零齿差内啮合齿轮副的变位系数进行优化。
1 目标函数的建立
重合度计算是齿轮机构设计中的一个重要环节, 它直接影响到机构传动的平稳性 (振动、噪声) 、强度计算、几何参数的选择等, 因此以零齿差内啮合齿轮副啮合重合度最大为目标函数, 即:
minF (x) =minF (-g) (1)
undefined
2 设计变量的选取
根据目标函数确定模数、齿数及内齿轮和外齿轮变位系数, m, z, x1, x2, xt1, xt2为设计变量, 则:
[m, z, x1, x2, xt1, xt2]T=[x1, x2, x3, x4, x5, x6] (3)
3 约束条件的确定
由于ESPCP系统井下机组要求实现小口径井下作业, 因此齿轮联轴器径向尺寸受到井筒的限制, 需作为约束条件, 其他的约束条件则根据齿轮联轴器的结构形式确定。
1) 内齿轮齿顶圆不小于基圆。
g1 (x) =m (zcosα-Z+2h*a-2x2) ≤0 (4)
式中:h*a——齿顶高系数, h*a=0.8
2) 内、外齿轮齿项具有足够的厚度。
外齿轮的径向和切向变位系数愈大, 则齿顶厚愈薄, 甚至会变尖, 影响轮齿的强度;内齿轮经切向变位后, 齿项厚将减薄, 甚至变尖, 容易引起轮齿折断, 所以要有足够的齿项厚度。在零齿差内啮合齿轮副中, 情况与一般设计有所不同, 在传动中两啮合齿轮几乎不发生相互挤压, 所以对齿轮齿项厚系数的要求为sa1/m, sa2/m≥0.1, 且两齿轮齿顶厚度相近。外齿轮和内齿轮齿顶厚度约束如下:
undefined
undefined
3) 保证足够的径向间隙。
undefined
即:
undefined
a——内外齿轮偏心距,
undefined
4) 两齿轮啮合时不发生渐开线干涉。
undefined
5) 直径约束。
ESPCP采油系统并下机组要求实现小口径井下作业, 最大直径为140mm, 为了满足设计要求, 限制内、外齿轮分度圆直径小于100mm, 即:
g6 (x) =mZ-100≤0 (9)
6) 强度约束。
内、外齿轮啮合副是零齿差内啮合齿轮副, 啮合时曲率中心在同一方向, 曲率半径接近相等, 接触面积大, 接触应力小, 所以只需要进行弯曲强度计算。
g7 (x) =σF-[σFP]≤0 (10)
undefined (11)
undefined (12)
式中:K——载荷系数;
b ——内、外齿轮齿宽, mm;
d ——分度圆直径, d=mZ, mm;
YFα ——齿形系数;
Ysα ——齿根应力修正系数;
Ys ——重合度系数;
Yt ——切向变位影响系数;
undefined;
σFlim ——齿轮材料极限弯曲疲劳应力, MPa;
T ——转矩, N·mm。
Matlab的优化工具箱选用最佳方法求解, 初始参数输入简单, 语法符合工程设计语言要求, 编程工作量小, 优越性明显。[4,5]
Matlab优化工具箱的命令函数function, 可以处理有约束的非线性多元函数的优化问题, 它是基于K—T (Kuhn-Tucker) 方程解的方法求解, 该方法已被证实比惩罚函数法更有效。
使用函数function时, 需要编制目标函数、约束函数和调用函数function的.m文件, 并输入初始点x0、线性不等式约束条件的系数矩阵A和常数向量b, 线性等式约束条件的系数矩阵Aeq和常数向量beq, 设计变量X的下界向量Lb和上界向量Ub等已知参数。程序运行后输出参数有目标函数的最优解x点及其函数值Function函数的调用格式[x, fval, exitflag, lambda, grad, Hessian]=function (fun, x0, A, b, Aeq, beq, lb, ub, nonlcon, option) .
根据上述所建立零齿差内啮合齿轮副变位系数的优化模型, 可知属于多变量非线性约束最优化问题。使用Matlab优化工具函数作为“黑箱”, 按照所建立的约束条件和目标函数建立M文件, 调用优化工具函数function, 即可对问题进行求解。依次编制出M文件程序框图如图1所示。利用Mmlab优化工具箱, 优化出对应不同偏心距的变位系数如表1所示。
4 结语
这种方法针对潜油螺杆泵齿轮联轴节零齿差机构的特点, 先确定变位系数选择的目标函数, 给定初值后利用计算机程序来计算参数, 而且可以根据经验修改参数, 既避免了试凑法的盲目性, 并可以通过图表直观地检查参数的精确性, 减少了工作量, 简单、方便, 实用性强。
摘要：介绍了一种适用于潜油螺杆泵采油系统中齿轮联轴节渐开线零齿差内啮合齿轮副变位系数的优化方法。这种方法确定了目标函数, 根据零齿差内啮合齿轮副的啮合方程等约束条件求取符合条件的变位系数并可进行重复修改、调整, 最终得到满足要求的变位系数。
关键词：潜油螺杆泵,齿轮联轴节,渐开线零齿差内啮合齿轮副,变位系数,优化设计
参考文献
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优化系数 篇7
目前很多注汽锅炉确定过量空气系数都是根据以往的经验, 而实际生产中过量空气系数的确定需要考虑生产现场的各方面因素[1]。过量空气系数过大会增加排烟热损失, 而过量空气系数过小又会使燃料不能够充分燃烧, 增加气体不完全燃烧热损失和固体不完全燃烧热损失[2]。
1 过量空气系数和各项热损失的关系
在实际生产过程中, 锅炉供燃料燃烧的实际空气量要比燃料燃烧所需的理论空气量多一些, 这样才能保证燃料尽可能的完全燃烧[3]。实际空气量与理论空气量的比值为过量空气系数, 即
式中:
α——过量空气系数;
Vs——实际空气供给量, m3;
V0——理论空气供给量, m3。
1.1 过量空气系数与排烟热损失的关系
排烟热损失可根据如下经验公式计算:
式中:
q2——排烟热损失, J;
tpy——排烟温度, ℃;
t0——排烟处空气温度, ℃。
根据实际运行中的现场检测, 排烟热损失是锅炉热损失中最大的一项, 所以要尽量降低这项损失, 从式 (2) 中可以看出, 降低过量空气系数就可以有效地降低排烟热损失, 从而提高锅炉热效率。
1.2 过量空气系数与化学不完全燃烧热损失的关系
根据如下经验公式计算:
其中
式中:
q3——化学不完全燃烧热损失, J;
β——燃料特性系数;
RO2——烟气中二氧化硫和二氧化碳的含量。
化学不完全燃烧热损失占锅炉热损失中很小一部分, 但是对整个锅炉的热效率还是有一定的影响。在实际生产中, 一氧化碳的含量微乎其微, 可以认为是不变的。由式 (3) 可以看出, 化学不完全燃烧热损失与过量空气系数几乎成线性关系。
1.3 过量空气系数和物理不完全热损失的关系
根据如下经验公式计算:
式中:
q4——物理不完全燃烧热损失, J;
tk——环境温度, ℃。
由式 (5) 可以看出, 物理不完全燃烧的热损失不仅与过量空气系数有关, 还与排烟热损失有关。
2 确定最佳过量空气系数
在锅炉正常运行过程中, 排烟热损失、化学不完全燃烧热损失、物理不完全燃烧热损失的总和占锅炉总热损失的80%左右[4]。因此, (q2+q3+q4) 最小时锅炉的热效率达到最大, 所以就要确定 (q2+q3+q4) 最小时的过量空气系数。q2、q3、q4与过量空气系数的关系如图1所示。
如图1所示, 当α=αzj时, (q2+q3+q4) 达到最小值, 此时, 锅炉的热效率最大。在实际生产中, 就要让过量空气系数无限的接近αzj, 但是实际中由于燃料种类和工况都是不断变化的, 所以我们根据以往的经验来调整过量空气系数就无法使其达到最佳值, 而且还会有很大的误差存在。如果能够根据不停变化的工况和燃料种类来得出相应的过量空气系数最佳值, 即αzj, 就可以根据这个值对过量空气系数进行修正, 从而保证锅炉在一个较高的热效率下运行。
由式 (6) 可以看出, (q2+q3+q4) 是α的一个二次函数, 所以当 (q2+q3+q4) 为最小值时有
由式 (7) 可知, 当知道锅炉运行中的排烟温度、环境温度和烟气中CO的含量, 就可以算出此时的最佳过量空气系数。
3 结论
从理论分析结果可以看出, 合理调整过量空气系数可以有效的降低锅炉的热损失, 提高锅炉热效率, 从而使经济效益显著提高。通过现场测试环境温度、烟气温度及CO含量确定该工况下的最佳过量空气系数, 并及时对锅炉进行调整, 保证注汽锅炉的运行始终保持在一个较高的水平上。
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优化系数 篇8
关键词：埋入式抗滑桩,局部弹性地基梁,地基系数法,嵌固深度
对于水平承载桩 (如抗滑桩) 的嵌固深度, 它的大小直接关系到抗滑桩的成功与失败。过浅, 满足不了嵌固要求, 桩易被土体推倒、拔出或与土体一起滑动;过深, 导致不必要的浪费, 施工也会困难。本文利用局部弹性地基梁“k”法的初参数解对地基系数法进行优化, 进而提出适用于埋入式抗滑桩单桩的嵌固深度确定方法。
1 地基系数法简述
对于岩质地基, 地基系数随岩层面的埋深深度变化不大, 且抗滑桩嵌入岩石部分变位较小, 比较符合“k”法的计算假定, “k”法又具有参数少且计算简单的优点, 故在岩石地基嵌固深度计算中常采用[1], 对于土质地基, 宜采用“m”法。
地基系数法“k”法中桩底岩土对桩的约束条件有三种:桩底自由、桩底铰接、桩底固结。当围岩为同种岩层或岩层不同但刚度相差不大时, 桩底宜视为自由端, 实际设计中偏安全的可采用桩底为自由端[2], “m”法中桩底岩土对桩的约束条件一般取为桩底自由。
采用地基系数法计算抗滑桩嵌固深度时常用试算的方法, 即先取定一嵌固长度hr, 用地基系数法计算桩身的侧壁内力, 验算其是否满足侧壁容许压力, 若不满足, 加大嵌固长度直到满足侧壁容许压力为止。另外, 也可采用弹性长桩条件, 将某一数值与相对柔度系数的比值作为桩进入岩石的深度[3]。
2 地基系数优化法
地基系数法在工程上应用最为广泛。地基系数法计算嵌固深度时, 采用试算法和弹性长桩法, 其中试算较为繁琐, 本文以桩顶及嵌固起点处的位移为控制条件, 利用局部弹性地基梁“k”法的初参数解结合工程算例分析对地基系数法进行优化, 提出既安全又经济的抗滑桩单桩嵌固深度确定方法, 从而减少人为确定嵌固深度的随意性。
2.1 局部弹性地基梁的初参数解[4]
如图1所示, 利用局部弹性地基梁跨间无荷载时的初参数解:
由x=hr处桩底自由、桩底铰接、桩底固结的不同边界条件求解出参数u0, θ0, 代入式 (1) 中可求得不同桩底约束条件下桩嵌岩段内力及位移。
2.2 “k”法的优化
本文“k”法分析从实践入手, 采用的各种计算参数如表1所示。
本次优化计算考虑三种桩底岩土对桩的不同约束条件:桩底自由、桩底铰接、桩底固结, 试算了k=300 MN/m3, 600 MN/m3两种不同强度岩石地基的嵌固起点处位移和桩顶位移情况。计算结果见表2, 表3。
表2, 表3中:u0为抗滑桩嵌固起点处位移, mm;umax为抗滑桩桩顶处位移, mm, 根据叠加法易求得:
2.3优化结论分析
由表表可以得出以下结论
1) 不同截面的桩型对u0, umax曲线形状有明显的影响, 且300 MN/m3, 600 MN/m3两种不同强度岩石地基都有相似的规律, 即在嵌固深度hr≥1.75/β时, u0, umax变化比较小。其他条件相同, 岩石地基强度的大小对u0, umax曲线形状影响相对较小, 但对其大小有显著影响。抗滑桩的最大弯矩与锚固段长度成递增关系[5], 在抗滑桩间距与截面积一定的情况下, 抗滑桩的最大剪力与锚固段长度曲线是一个分段函数, 即在锚固段长度不大于h′时, 最大剪力随着锚固段长度的增加而线性递减;当锚固段长度大于h′时, 其最大剪力趋于定值。这说明最大剪力的位置点随着锚固段长度的增加而不断上移, 直至当锚固段长度达到某一临界值时, 最大剪力的位置点上移到滑面处并恒定。而影响抗滑桩总费用的首要因素是锚固段长度, 因此, 在抗滑桩设计中, 应合理确定锚固段长度。建议采用的嵌固深度为其中, ke为桩底约束系数, 取1.05～1.5。
2) 若采用全埋式抗滑桩或埋入式抗滑桩, 根据悬臂段不同的受力模式, 对u0, umax曲线进行分析同样得到与1) 所述一致的规律。采用埋入式抗滑桩时, 由于嵌固点处弯矩减小了, 其他条件相同情况下, u0, umax都比悬臂式要小, 考虑这一因素, 本文推荐采用埋入式抗滑桩嵌固深度折减系数η, 即埋入式与悬臂式的悬臂段合力高度比进行折减:
3结语
本文利用局部弹性地基梁“k”法的初参数解对地基系数法进行优化, 提出了适用于埋入式抗滑桩单桩的嵌固深度, 经算例分析表明是可行的, 获得了一些有益的结论和结果。
参考文献
[1]殷跃平, 康宏达.链子岸危岩体稳定分析及锚固工程优化设计[J].岩土工程学报, 2000 (5) :20-21.
[2]李海光.新型支挡结构设计与工程实例[M].北京:人民交通出版社, 2004.
[3]张志明, 杨国平.在大水平力作用下嵌岩桩设计计算方法的探讨[J].水运工程, 2002 (22) :7
[4]阎盛海.地下建筑结构中弹性地基直梁的初参数法[J].大连大学学报, 2001 (5) :4.