参数影响分析范文
参数影响分析范文（精选12篇）
参数影响分析 第1篇
1分析模型及参数
1.1 分析模型
随着线路运行速度的不同,轨道结构的受力会有相应的变化,通过对不同运行速度下的轨道结构受力分析,可以为轨道结构选型奠定理论基础。目前列车荷载作用下无砟轨道结构受力计算常用的理论和方法有弹性地基上的叠合梁理论、弹性地基上的梁—板理论和弹性地基上的梁—体有限单元计算理论[3,4]。现对城市轨道交通中常采用的轨枕埋入式整体道床结构,采用叠合梁模型理论及有限元方法进行轨道结构分析。采用梁单元模拟钢轨,弹簧单元模拟扣件,弹性地基梁模拟整体道床结构,分析轨道结构的动力学响应。
1.2 计算参数
根据120 km/h速度城轨快线的特点,计算主要输入参数如表1所示。
2分析结果及讨论
2.1 不同扣件刚度情况下的轨道结构响应情况
保持轨枕间距为0.625 m,列车运行速度为120 km/h,取扣件刚度为20 kN/mm,30 kN/mm,40 kN/mm,50 kN/mm,60 kN/mm,分别计算钢轨的位移、加速度、道床应力及加速度的响应情况。
图1给出了扣件刚度为30 kN/mm条件下钢轨及道床各项动力响应时程曲线。
根据仿真分析得到的计算结果,表2给出了不同扣件刚度情况下对应的各项数据列表。图2给出了钢轨位移、钢轨加速度、道床应力、道床加速度随扣件刚度的变化规律曲线。
通过对上述曲线图及数据表进行比较,可见扣件的弹性对于减缓轨下的轨枕及道床基础具有明显的作用。
由上述图表知,随着扣件刚度的降低,钢轨加速度及道床加速度均呈减小的趋势,但是钢轨的位移则随着扣件刚度的减小而增大,可见降低扣件的刚度对减小轨下基础的振动及降低轮轨间的相互作用力等都是十分有利的;但是,扣件刚度的降低会促使钢轨动位移的增大,而钢轨位移如果增大过多,会影响轨道结构的几何尺寸,导致轨道部件寿命缩短,使钢轨产生剥磨,影响行车安全。可见,扣件刚度的降低对轨道结构、轨下基础及减振降噪有利,但扣件的刚度不能无限制的减小。根据上述的分析,可以确定扣件刚度的合理取值范围为30 kN/mm～40 kN/mm。
2.2 不同速度情况下轨道结构响应情况
根据前述分析,取扣件刚度为40 kN/mm、轨枕间距为0.625 m时,对不同运行速度情况,分析了轨道结构的动力响应情况。表3给出了对应120 km/h,100 km/h,80 km/h运行速度情况下的钢轨及道床响应情况,图3给出了轨道结构响应随速度的变化规律曲线。
其中,钢轨动弯应力由计算截面的钢轨弯矩经下式求得[5]:
其中,σd1,σd2分别为轨底最外纤维拉应力和轨头最外纤维压应力,MPa;W1,W2分别为钢轨底部和头部的截面系数,因钢轨类型及垂直磨耗而异,取钢轨垂直磨耗为6 mm时对应的值,即W1=375 000 mm3,W2=291 000 mm3;f为横向水平力系数,根据线路曲线半径实际情况确定,取f=1.75。
由上述分析可知,其他参数保持不变,随着列车运行速度的提高,钢轨的竖向位移、钢轨的动弯应力及道床应力皆增大。时速120 km/h时,钢轨最大竖向位移1.21 mm,满足轨道动态平顺度的要求;道床应力较小,钢轨动弯应力最大值为160 MPa。
2.3 不同扣件间距情况下的轨道结构受力情况
保持扣件刚度为40 kN/mm,最高运行速度为120 km/h,取轨枕间距为0.695 m,0.65 m,0.625 m,0.595 m(分别对应轨枕数为1 440对/km,1 540对/km,1 600对/km,1 680对/km),分别计算受力断面钢轨的位移、钢轨应力及道床应力的响应情况,如表4所示,其变化规律如图4所示。
由上面的计算结果可知,随着轨枕间距的增大,钢轨最大竖向位移也增大,以间距0.595 m为基准,当枕间距增大到0.695 m时,钢轨竖向位移增大了11%;钢轨应力亦随着枕间距的增大而增大,但增加量有限;道床应力随着枕间距的变化较小。在不同的轨枕间距情况下,各项指标均未超出规范规定要求,因此,扣件间距如何配置应主要依据无缝线路设计要求确定。
3 结语
1)对于城轨快线轨枕埋入式整体道床轨道结构,扣件为最主要的弹性提供者,随着扣件刚度的增大,钢轨最大动力加速度、道床最大应力、道床最大加速度随之增大,钢轨的最大动位移随之减小。
2)扣件刚度的减小对减缓轨道结构各部件的振动及降低轮轨间的相互作用力非常有利,但扣件刚度不能无限度减小,针对120 km/h城轨快线的特点,扣件刚度取30 kN/mm～40 kN/mm比较合适。
3)不同速度情况下,钢轨位移、应力及轨下基础的应力及位移均随着速度的增大而增大。
4)钢轨位移、应力及轨下基础的应力及位移均随着扣件间距的增大而增大,但增大的幅度较小。轨道结构扣件间距如何配置应主要依据无缝线路设计要求确定。
参考文献
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[4]赵坪锐,章元爱,刘学毅,等.无砟轨道弹性地基梁板模型[J].中国铁道科学,2009(5):20-21.
参数影响分析 第2篇
给出了药柱在固化降温过程中的热传导和热应力分析的基本方程,且应用有限元法对固体火箭发动机药柱在固化冷却过程中的三维瞬态温度场进行了数值模拟.同时得出了药柱危险点的.位置.然后模拟了推进剂参数对危险点的应力应变值的灵敏度.计算结果符合工程实际.
作 者：潘奠华 胡明勇 PAN Dian-hua HU Ming-yong 作者单位：潘奠华,PAN Dian-hua(烟台大学,汽车机电工程学院,山东,烟台,264005)
胡明勇,HU Ming-yong(海军航空工程学院,研究生大队,山东,烟台,264001)
参数影响分析 第3篇
摘 要：为了研究近场地震动速度脉冲参数对立式储罐地震响应的影响，以15万方立式储罐为研究对象，建立有限元数值仿真模型，引入人工合成的近断层脉冲型地震动记录的方法，定量分析脉冲周期、脉冲峰值以及脉冲类型对立式储罐地震响应的影响特性和规律。结果表明：脉冲作用会使储罐动力响应明显增大；随着脉冲峰值Vp的增大，储罐的地震响应逐渐增大；脉冲周期Tp接近储罐自振周期时，地震响应明显被放大。A类脉冲对于储罐影响最明显，B类脉冲影响次之，C类最小。建议进行近断层区储罐抗震设计时，应该对比检验不同类型脉冲参数的影响，确保储罐地震安全。
关键词：立式储罐；近场地震动；速度脉冲；脉冲参数；地震响应
中图分类号： TU352；P315.92 文献标识码： A 文章编号： 1673-1069（2016）24-178-2
0 引言
近断层区域[1-3]地震具有强烈的方向性效应以及速度脉冲，这主要是因为近断层地震动使得结构直接承受高能量冲击，尤其是长周期结构，往往造成难以恢复的大位移。立式储罐[4，5]其储液部分属于液固耦合长周期结构，一旦遭遇近断层长周期地震作用，很容易发生共振而造成储液的剧烈晃动和翻腾，极易导致石油泄露，造成很严重的次生灾害。文献[6]提出通过定义脉冲幅值、脉冲周期以及脉冲类型的方法来实现人工模拟近断层地震波。随着立式储罐数量的增加，长周期脉冲型近场地震下立式储罐的地震响应特性亟待研究。
本文以15万方立式储罐为研究对象，建立有限元数值仿真模型，引入人工合成的近断层脉冲型地震动的方法，定量分析脉冲峰值、脉冲周期以及脉冲类型对立式储罐地震响应的影响特性和规律，为更好设计出抵抗近断层地震动的立式储罐提供理论依据。
1 15万方立式储罐有限元模型
1.1 储罐基本参数
本文选取15×104m3立式储罐为研究对象，储罐罐壁高21.7m， 充水高度Hw=20.1m，重力加速度g=9.8m/s2。
材料属性：钢板的密度ρ=7800kg/m3，弹性模量E=2.06×1011N/m2。储罐内油的密度鉴于安全性的考虑取为ρ=1000kg/m3，弹性模量E=2.0×108N/m2。
1.2 有限元模型
储罐底板及罐壁采用壳单元，液体采用三维势流单元，基于上述关于模型的参数、单元选取，建立15万方立式储罐有限元模型（图1）。
2 近断层速度脉冲模拟和脉冲参数的选取
2.1 近断层速度脉冲模拟模型
对于人工合成近断层脉冲型地震波，将前向脉冲A，前、后向脉冲B和多环脉冲C的速度脉冲模拟函数定义为：
式中， Vp为速度脉冲峰值；Tp为脉冲周期，wp为脉冲频率。式（1）中A类地震波为单一向传播；式（2）中B类地震波为往返传播；式（3）中C类地震波波形具有多个往返。
为系统研究近断层地震脉冲参数对立式储罐的影响，以El-Centro波为底波（PGA=341.7cm/s2，PGV=39.04cm/s）采用上述公式构造出A，B，C三类等效速度脉冲，其中α=0.25，k=1，C类脉冲n=2.5。
2.2 脉冲模型参数选取
脉冲模型参数采用如下取值方案：①研究脉冲峰值Vp对立式储罐地震响应的影响时，选取A类脉冲，Tp=1s，Vp分别取50cm/s、70cm/s、100cm/s和125cm/s；②研究脉冲周期Tp的影响时，选取A类脉冲，Vp=75cm/s，Tp分别取0.5s、1s、2s和4s；③研究脉冲类型的影响时，Vp=75cm/s，Tp=2s，分别选取A类、B类和C类脉冲。
3 近断层脉冲参数对立式储罐地震响应分析
3.1 脉冲峰值Vp对立式储罐地震响应的影响
图2和图3为A类脉冲，Tp=1s时不同Vp近断层地震波和El-centro波激励下的动液压力和有效应力峰值分布。
从图2可以看出储罐的动液压力沿液体高度方向逐渐增大，动液压力越大液体作用在罐壁上的应力就越大，震害也越明显。随着Vp的增大，液体动液压力也随之增大， Vp=125cm/s时达到最大，峰值为161.8kPa，相比无脉冲时其增幅近35.8%。从图3可以看出储罐在4～17m范围内储罐罐壁有效应力最大，有效应力随着Vp的增大而增大，在Vp=125cm/s时达到最大值，相比无脉冲时其增幅近22.9%，与图2液体动液压力分布规律一致。
3.2 脉冲周期Tp对立式储罐地震响应的影响
从图4和图5中可以看出当脉冲周期Tp=1s时液体动液压力和罐壁有效应力明显大于其他脉冲周期和El-Centro波，其中动液压力最大增幅为18.8%，有效应力最大增幅为23.5%，这主要是由于15万方立式储罐自振周期为0.884s，结构自振周期与脉冲周期接近，引起共振现象。
3.3 脉冲类型对立式储罐地震响应的影响
从图6和图7可以看出，当Vp=75cm/s，Vp=2s时，3类脉冲波相对于El-Centro波的动液压力和有效应力均有明显放大，其中A类脉冲作用下的动液压力和有效应力均明显大于B类和C类，相对于底波动液压力和有效应力最大增幅分别为28.1%和16.6%。
4 结论
本文以15万方立式储罐为研究对象，建立有限元数值仿真模型，引入人工合成的近断层脉冲型地震动记录的方法，定量分析脉冲周期、脉冲峰值以及脉冲类型对立式储罐地震响应的影响特性和规律。
①脉冲作用会使储罐动力响应明显增大，因此长周期脉冲型近场地震作用对立式储罐的抗震性能回提出更高的要求。②随着脉冲峰值Vp的增大，储罐的地震响应逐渐增大；脉冲周期Tp接近储罐自振周期时，地震响应明显被放大。A类脉冲对于储罐影响最明显，B类脉冲影响次之，C类最小。③储罐近断层地震响应并不是由某一类脉冲参数决定的，建议进行近断层区储罐抗震设计时，应该对比检验不同类型脉冲参数的影响，确保储罐地震安全。
参 考 文 献
[1] 俞言祥.长周期地震动研究综述[J].国际地震动态，2004（7）.
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[3] 李爽，谢礼立.近场问题的研究现状与发展方向[J].地震学报，2007，29（1）：102-111.
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[5] 李想.立式储罐环梁滚动隔震装置设计与数值模拟[D].大庆：东北石油大学，2014.
新疆贫困县影响因素非参数模型分析 第4篇
新疆地处中国的边缘地带, 自然环境恶劣、远离中心城市、消息闭塞, 目前有27个国家级贫困县, 3个自治区级贫困县, 2010年新疆统计调查大队对新疆30个重点县的300个村进行了贫困程度的调查, 调查结果显示:被调查村中有180个贫困村, 其中南疆三地州所占比例为68.89%;全疆农村居民家庭人均纯收入为4643元, 南疆三地州重点县农民人均纯收入为2928.58元, 其中工资性收入仅为426.93元。研究各贫困县间的共性特征, 找出影响新疆贫困县的最主要因素, 对扶贫开发、制定相关政策具有指导意义。
一、文献综述
(一) 关于多维贫困的概念
1.1996年, Anand, S.and Sen, A.在《The Income Componen of the Human Development Index》中提出贫困理论应主要突破传统流行贫困论中将贫困等同于低收入的狭隘界限, 提出用能力和收入来衡量贫困的新思维, 通过重建个人能力来避免和消除贫困。
2.2001年, 叶万普在《中国贫困问题研究大纲》是这样定义贫困的:“贫困是经济、社会、文化、落后的总称, 是由低收入造成的缺乏生活必需基本物质和服务以及没有发展机会和手段的这样一种生活状况。”
3.2005年, 尚卫平、姚智谋在《多维贫困测度方法研究》中提到“理论界有人提出贫困应该表现为福利的缺乏, 而福利是一个多维概念, 除由收入水平决定外, 还可能包含公共产品的提供、住房供给、扫盲和平均寿命等;相应地, 贫困也是一个多维概念。”
(二) 贫困县研究现状
1.2007年, 陈立中在《中国转型时期城镇贫困测度研究》中运用了数理经济学的方法构建了科学合理的贫困测度指数, 并且定性与定量相结合进行了贫困测度与分析, 通过科学的贫困测度来准确识别贫困人口, 诊断贫困问题, 为反贫困政策的制订提供了科学依据。
2.2008年, 刘娟在《贫困县产业发展与可持续竞争力提升研究》中运用了规范分析和实证分析相结合的方法, 系统分析和比较分析相结合的方法以及静态分析和动态分析相结合的方法, 以592个国家扶贫开发工作重点县为主要分析对象, 对贫困县产业可持续竞争力的现状进行指标测评和发展阶段定位, 对制约贫困县产业发展的内外因素进行了系统研究, 最后得出在市场经济体制下, 要想提高贫困县的区域生存、发展能力, 就必须以提升产业可持续竞争力为核心, 加快贫困县的产业发展。
3.2010年, 李翠锦在《新疆农村贫困的测度及其变动原因分析》中运用了拟合效果最佳的Lorenz曲线模型测算了FGT贫困指数, 定量测度了八七扶贫攻坚计划以来新疆农村贫困的规模, 并通过FGT贫困指数分解进一步分析了经济增长、收入分配因素对新疆农村贫困的变动效应, 以期为相关研究提供参考。
概观上述各类学者对多维贫困的理解与研究, 虽在不断的更新与完善中, 却依然存在着一些不足:许多理论大都停留在经验观察的基础上, 只注重了物质品的需求而忽视了最基本的精神生活需求, 缺乏系统的实证研究。
二、多维贫困变量的选择与筛选
由于新疆是少数民族聚居区, 所以本文拟从人均耕地面积 (x1) 、人均地方财政收入 (x2) 、人均地方财政支出 (x3) 、人均牲畜头数 (x4) 、人均粮食 (x5) 、在岗职工平均货币工资 (x6) 、工业生产总值在总产值中的比重 (x7) 、边境县 (x8) 、少数民族聚居区 (x9) 、南北东疆 (x10) 、人均地区生产总值 (x11) ;对影响新疆贫困县的贫困因素进行分析, 找出影响各县贫困的最主要因素, 以期为新疆贫困县脱贫发展政策的制定提供科学依据。
(一) 数据的正态性检验
*.这是真实显著水平的下限, a.Lilliefors显著水平修正
表1中, 人均耕地面积、人均地方财政收入、人均地方财政支出、人均牲畜头数、人均粮食、工业生产总值在总产值中的比重、人均地区生产总值7个变量的正态性检验p值均等于0, 说明无论显著性水平多大, 以上变量均显著不服从正态分布;在岗职工平均货币工资的正态性检验P值=0.063, 说明在显著性0.1的水平下, 在岗职工平均货币工资亦显著不服从正态分布。
(二) 变量的筛选
本文采用Wilks’lambda方法进行识别贫困县变量的筛选, 并运用Wilcoxon秩和方法对所筛选出来的变量进行检验, 具体过程及结果见表5。
表2中第1步表明少数民族聚居区 (x9) 是最先进入模型的, 其进入模型的F值是21.94, Wilks’lambda=0.786893, P值小于0.0001, 说明少数民族聚居区是判别贫困的最重要变量;对贫困县与非贫困县作关于少数民族聚居区的秩和检验, 由于检验统计量的概率P值小于显著性水平α (0.1) , 因此认为贫困县与非贫困县中少数民族聚居区的分布存在显著性差异, 即进一步确认了少数民族聚居区是识别贫困的最重要变量。表2中第28步表明剩余变量按先后顺序依次进入模型的是:人均牲畜头数 (X4) 、工业生产总值在总产值中的比重 (X7) 、人均耕地面积 (X1) 、在岗职工平均货币工资 (X6) 、边境县 (x8) 、人均地方财政收入 (X2) 、南北东疆 (X10) , 以上变量关于Wilks’lambda检验统计量的P值均小于0.0001, 说明以上7个变量均可作为判别贫困的重要变量, 且识别贫困的能力依次减弱;对贫困县与非贫困县作关于以上七个变量的秩和检验, 由于检验统计量的概率P值均小于显著性水平α (0.1) , 因此认为贫困县与非贫困县中人均牲畜头数、工业生产总值在总产值中的比重、人均耕地面积、在岗职工平均货币工资、边境县、人均地方财政收入与南北东疆七个方面的分布均存在显著性差异, 即进一步确认了以上7个变量是识别贫困的重要变量。模型外、内变量无进无出, Wilks’lambda分析方法的自变量选择结束。
三、新疆贫困县非参数K近邻判别模型识别
(一) 非参数模型选用的意义
目前采用最多的方法是多元判别分析法, logistic回归法和神经网络法, 这些方法虽然已经得到了广泛的应用, 但存在的问题是其过于严格的前提条件, 如logistic回归法无需假定任何概率分布, 也不要求等协方差性, 但该模型对样本的要求比较高, 随机性较大的样本可能造成模型参数的最大似然估计不存在, 最终导致建模失败;神经网络是一种对数据分布无任何要求的非线性技术, 它能有效解决非正态分布、非线性的预测评估问题, 但它存在“黑箱线” (即不具解释性) 、结构确定困难性、训练样本集大和训练效率低等缺点;多元判别分析法最大优点在于其具有较好的解释性和简明性, 缺陷是较严格的前提条件要求数据服从多元正态分布和协方差矩阵相等。而基于非参数密度估计的非参数判别法能够避免样本的多元正态分布假设、样本的协方差矩阵相等假设和自变量与因变量间关系符合线性的假设。综上所述, 本文将运用K近邻估计法构建新疆各县是否贫困的判别模型, 旨在说明这种模型的稳健性和预测的准确度。
(二) 新疆贫困县非参数K近邻判别模型的识别分析
1. K近邻方法简介
K近邻方法 (KNN:K-Nearest-Neighbor) 是一种基于非参数的多元变量判别方法, 最早由Fix和Hodges (1952) 与Cover和Hart (1967) 等人提出, 主要用于概率密度函数的估计和判别分析, 它不仅放松了对变量正态性要求的统计假设, 同时它也放松了回归中的构造链接函数的要求。KNN方法的数学语言描述形式如下。
使用k近邻规则, kn (或者有节时) 最短距离能够被保存。在这些k距离中, 令kt代表与组t相关的距离值。那么, 与均匀内核方法一样, 组t在点x的近似密度函数则为:
2. 非参数K近邻判别模型的建立
以新疆3个自治区级贫困县为测试样本集, 其它80个县为训练样本集.首先对样本的原始数据变量利用SAS的判别过程选择适当变量进行模型构建, 本文采用Wilks’lambda判别方法来挑选变量;其次, 对于上述过程所选出来的变量, 再利用非参数Wilcoxon秩和方法对其进行检验, 当P值大于显著性水平0.1时, 则删除相应变量, 得到建模变量如表5所示。最后, 利用K近邻法对筛选出来的最主要变量进行非参数K近邻判别模型的构建, 结果表明, 当且仅当K邻近点取4, 误判率最小, 结论符合实际。
3. KNN方法模型的训练样本集判别结果
由表3与表4可以看出:对于非贫困县组来说, 训练样本集中共有53个非贫困县, 正确的分组有44个县市, 占该组的83.02%;错误分组的有9个县市, 占该组的16.98%, 即非贫困县组中的特克斯、哈巴河、且末、温宿、沙雅、阿瓦提、泽普、麦盖提与和田共9个县市由原来的非贫困县被判别为了贫困县。对于贫困县组来说, 训练样本集中共有27个国家级贫困县, 正确的分组有25个县市, 占该组的92.59%;错误分组的有2个县市, 占该组的7.41%, 即贫困县组中的巴里坤与尼勒克共2个县市由原来的贫困县被判别为了非贫困县。总的正确率为86.25%, 说明预测结果将会较精确。
之所以造成了各县贫困判别的失误, 可能是因为贫困一直以来都是一个一维的概念, 即以收入来衡量, 而本文通过筛选出来的8个变量将贫困构造成了一个多维贫困, 从多方面来衡量贫困, 这样将有助于正确地识别贫困与非贫困。
4. KNN方法模型的测试样本集预测结果
由表5可知, 测试样本集中共有3个县市, 即裕民、伊吾、和布克赛, 它们均被预测成了非贫困县, 这也正好说明了这3个自治区级贫困县与国家级贫困县间的差异。
四、主要结论与政策建议
(一) 主要结论
1.由Wilks’lambda分析方法进行变量筛选的结果可知, 少数民族聚居区、人均牲畜头数、工业生产总值在总产值中的比重、人均耕地面积、在岗职工平均货币工资、边境县、人均地方财政收入与南北东疆八个因素可以用来识别贫困县, 且识别能力依次减弱。
2.训练样本集中, 特克斯、哈巴河、且末、温宿、沙雅、阿瓦提、泽普、麦盖提与和田共9个县市由原来的非贫困县被判别成了贫困县, 而巴里坤与尼勒克共2个县市由原来的贫困县被判别为了非贫困县;总的回判准确率为86.25%。
3.测试样本集中, 裕民、伊吾、和布克赛3个自治区级贫困县均被预测成了非贫困县, 这也正好说明了这3个自治区级贫困县与国家级贫困县间的差异。
(二) 政策建议
1. 加强贫困地区畜牧业和加工工业的发展。
根据本文研究可得人均耕地面积和人均牲畜头数都是影响新疆贫困的重要因素;人均耕地面积越多的县市应大量发展畜牧业与农产品加工业, 来提高经济效益, 从而减小贫困程度。人均耕地面积少的县市应发展其它的产业, 如地方特色产业, 旨在缩小贫困县与非贫困县之间的差距。
2. 增加地方财政收入。
工业生产总值在总产值中所占比重越小的县市, 说明工业发展落后, 则地方财政收入较少, 支出也少, 当地的经济发展较缓慢, 人们的生活质量下降, 贫困程度就会越严重。所以政府应制定相关的政策, 根据当地实际情况调整产业结构, 对优势产业的发展加大投入, 从而使贫困县能尽快脱贫。
3. 加大边境县的财政扶持力度。
边境县由于自然环境恶劣、交通不便、信息闭塞等原因而造成经济发展落后, 贫困程度较严重, 所以政府应加大对边境县的财政扶持力度, 改善人们的生活水平, 从而使边境县尽快脱贫发展。
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环境温度对粉尘爆炸参数的影响 第5篇
研究了环境温度对萘酐(C10H6O2)粉尘爆炸参数的影响,得到了随着温度的升高,最大爆炸压力峰值变化不大;而最大压力上升速率增大,爆炸下限浓度降低,安全氧含量也会降低.根据化学动力学理论对这一影响进行了分析.
作 者：吴建星 龚友成 金湘 WU Jian-xing GONG You-cheng JIN Xiang 作者单位：吴建星,WU Jian-xing(武汉科技大学,武汉,430081)
龚友成,金湘,GONG You-cheng,JIN Xiang(中钢集团武汉安全环保研究院,武汉,430081)
三次相位调制参数对艾里光束的影响 第6篇
从理论角度与实验角度研究了三次相位调制参数对艾里光束的影响。理论上分析说明三次相位对应的频谱为艾里光束，并引入三次相位调制参数a3以表征相位变化速率。实验上通过设定不同的三次相位调制参数，观察其对艾里光束的影响。结果表明，三次相位调制参数可以影响艾里光束的光瓣尺寸、光瓣间距以及能量分布等，并确定a3最佳值在2～4之间。
关键词：
三次相位调制参数； 艾里光束； 光瓣尺寸； 光瓣间距； 能量分布
中图分类号： O 436 文献标志码： A doi： 10.3969/j.issn.10055630.2016.01.006
The influence of cubic phase modulation parameter on Airy beam
ZHU Houfei， DONG Xiangmei， MA Zhenxin， JIANG Liping， WANG Haifeng
（School of OpticalElectrical and Computer Engineering， University of Shanghai
for Science and Technology， Shanghai 200093， China）
Abstract：
In the paper， we theoretically and experimentally study the influence of cubic phase modulation parameter on Airy beam. In the theory， we demonstrate that the frequency spectrum induced by cubic phase is Airy beam. To represent the change rate of phase， we introduce the cubic phase modulation parameter a3. In the experiment， we observe the variation of Airy beam with different cubic phase modulation parameters. The results show that the parameter can regulate spot size of Airy beam， spot space and intensity distribution. And the optimum value of a3 is betweent 2 and 4.
Keywords： cubic phase modulation parameter； Airy beam； spot size； spot space； intensity distribution
引 言
1979年，Berry等从理论上证明描述自由粒子运动的薛定谔方程具有无衍射艾里光束解[1]。由于艾里光束具有横向加速特性[26]、无衍射特性[78]以及自修复特性[911]等，因此其在光学微操纵[1213]、等离子体引导[14]、粒子输运[15]等方面具有广泛应用。
2013年，Fan等研究了三次相位附加光栅相位时对产生的艾里光束的影响，并发现光栅相位调制参数g可以改变光束在横向场上的指向分布，但并不影响其横向加速轨迹[1617]。本文基于以上研究进一步讨论三次相位调制参数a3对产生的艾里光束的影响，并通过实验发现三次相位调制参数可以改变光束的光瓣尺寸、光瓣间距以及能量分布等物理量，并确定其最佳值。探讨三次相位调制参数对艾里光束的影响有助于加深对艾里光束的认识与理解，并实现对光束结构的控制，这在实际生活中有很多应用之处。
由此可见，艾里光束的光场分布受到三次相位调制参数a3的影响。图2（a）、（b）表示光栅相位调制参数g=0、三次相位调制参数a3=2.5时的三次相位及对应的二维艾里光束。
图2 二维三次相位及对应的艾里光束
Fig.2 Two dimensional cubic phase and the corresponding Airy beam
2 实验验证
为了验证以上理论分析的正确性，进行实验观测，其实验装置如图3所示。HeNe激光器用于产生632 nm的线偏振光，经扩束镜后变为束腰半径为4.32 mm的高斯光束，经分光棱镜入射到空间光调制器液晶屏上。高斯光束经液晶屏上的三次相位调制后经分光棱镜反射再经焦距为500 mm的傅里叶透镜进行傅里叶变换产生艾里光束，并利用CCD测得其光强分布。其中，空间光调制器和CCD分别放在傅里叶透镜的前焦平面与后焦平面处。空间光调制器选用Holoeye公司Pluto型纯相位空间光调制器，液晶屏像素为1 920×1 080，像素尺寸为8 μm，有效面积为15.36 mm×8.64 mm。
图3 实验装置图
Fig.3 Experimental setup
现探究不同的三次相位调制参数对三次相位及对应艾里光束的影响。图4（a）、（b）、（c）、（d）表示光栅相位调制参数g=15、三次相位调制参数a3=2，3，4，5时三次相位图样。可以看出，当a3较小时，相位变化速率较小，随着a3的增大，相位变化速率增加，但由于变化太快，相位出现紊乱现象。图4（a）、（b）、（c）、（d）对应的艾里光束光强如图4（e）、（f）、（g）、（h）所示。当a3=2时，光束主光瓣宽度为407 μm，主旁瓣间距为21 μm；当a3=3时，光束主光瓣宽度为542 μm，主旁瓣间距为42 μm；当a3=4时，光束主光瓣宽度为588 μm，主旁瓣间距为88 μm；当a3=5时，光束主光瓣宽度为748 μm，主旁瓣间距为134 μm。由此可见，a3可以影响艾里光束的光瓣尺寸与光瓣间距。随着a3的增大，艾里光束光瓣尺寸增加，光瓣间距也增加。另外，随着a3的增大，艾里光束的能量降低，且当a3>4时光瓣出现离散化现象，光束质量下降。因此a3最佳值在2～4之间。
3 结 论
本文研究了三次相位调制参数对产生的艾里光束的影响。并通过理论分析与实验验证发现，三次相位调制参数会对艾里光束的光瓣尺寸、光瓣间隔以及能量分布产生影响，其最佳值在2～4之间。因此，可以通过调节三次相位调制参数来控制艾里光束的结构，以满足不同的应用需求。
参考文献：
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参数影响分析 第7篇
1边坡稳定主要分析方法
1.1 极限平衡法
极限平衡法是边坡稳定分析中最常用的方法。它是通过分析在临近破坏状况下, 土体外力与内部强度所提供抗力之间的平衡, 计算土体在自身和外荷载作用下的土坡稳定性程度, 通常以边坡稳定系数[3,4,5,6]表示:
其中, s为抗剪强度;τ为实际剪切力;c, tgφ均为土体实际的抗剪强度参数;c′, tgφ′均为土体达到极限状态时的抗剪强度参数。边坡中最小的稳定系数称为边坡稳定安全系数, 它表示了该边坡的稳定程度。
1.2 有限元法
有限元在边坡稳定分析方法中常用的方法有圆弧搜索法[7]和强度折减法[8]等。有限元圆弧搜索法沿用了极限平衡法的思想, 只是在假定滑裂面上的下滑力和抗滑力是由有限元计算较精确地确定。有限元法就是用有限个单元体所构成的离散化结构代替原来的连续体结构来分析土体的应力和变形。此单元体只在结点处有力的联系。一般材料应力—应变关系或本构关系可表示为:
[δ]=[D][ε] (2)
由虚位移原理可建立单元体的结点力与结点位移之间的关系, 进而得出总体平衡方程:
[K][δ]=[R] (3)
其中, [K]为劲度矩阵;[δ]为结点位移列向量;[R]为结点荷载列向量。
2强度参数取值对边坡稳定分析的影响
2.1 线性强度参数的取值
1) 平均内摩擦角对应的直线 (记为线性Ⅰ) 。
对于三轴试验的若干摩尔圆, 对每个摩尔圆作过原点的切线, 得到相应的φ, 再取所有φ的平均值, 如图1中
2) 误差最小直线 (记为线性Ⅱ) 。
对于三轴试验所得的若干破坏摩尔圆, 可用最小二乘法寻找误差最小的直线 (MC2) , 如图2所示。这种直线在竖向坐标轴上必有截距, 即粘聚力, 则强度指标将有c, φ两个。
对于堆石等粗粒土, 实际上并不存在粘聚力, 因此不宜用有截距的拟合直线, 用过原点的直线拟合试验点更加合理。
2.2 线性强度参数和非线性强度参数对安全系数的影响机理分析
一般从本质上说安全系数是对强度参数的折减[10], 因此较低的强度参数必然会得到较低的安全系数。如前所述, 假设试验结果τf—σ的关系是非线性的, 用非线性强度的假定自然是较符合实际的, 而线性假定必然会带来不合理。图3是一个堆石边坡的简单算例, 几何模型和线性、非线性参数及瑞典法的计算结果如图3所示。
瑞典法的计算公式为:
其中, wi为土条重量;b为土条宽度;θi为土条底面倾角;φ为摩擦角。
当c=0时, 式 (4) 改写为:
其中, hi为土条高度。
当强度参数为线性时, 边坡实际为浅层滑动。由式 (5) 可看出, 在同一个滑面上安全系数与滑面上的摩擦角有关, 而非线性强度指标与围压的关系使得滑面在较深的部位时, 滑面的安全系数较小。所以, 非线性参数计算的危险滑面必然在坡体内较深的部位。
非线性参数与线性参数最大的差异是它能够反映强度与围压的关系。线性参数是不同围压下φ的平均, 因此滑面在边坡表面围压较低处时 (如图4中OA范围内所示) , 相对于非线性强度参数来说, 该处的强度被低估了;而当滑面在边坡围压较高处时, 该处的强度被高估了 (如图4中A点右侧范围内所示) 。由于试验的应力范围依据的是边坡体中可能出现的最大最小主应力, 甚至更高 (本文计算实例强度试验的围压为0.5 MPa～2.5 MPa) , 并不是依据滑弧面上可能出现的最大最小主应力, 就将范围取大, 使线性参数在更大的范围内比实际的值小, 即A点向右移动。同时, 实际上危险滑面上土体的围压往往并不是很高, 大部分在OA范围内, 从而线性强度相对非线性强度偏低, 计算安全系数就偏低。
对于线性参数, 拟合的强度直线是根据试验点在O到坡体最大可能应力之间平均的, 当最大围压增大时, 图4中的A点必然向右移动, 因而坡体大部分范围的土体的参数都低估了, 使得线性参数计算的安全系数更小, 误差更大。为此, 在使用线性强度参数时, 试验的围压不应太高。
考虑到强度参数的取值对边坡稳定性有显著的影响, 特别是对潜在滑体的强度参数直接关系到边坡是否失稳。因此, 十分有必要探讨影响边坡滑体强度参数的主要因素。
3影响边坡滑体强度参数的主要因素
影响边坡滑体强度参数的因素主要有水的作用、滑体土前期变形的大小及时间、滑体土的矿物颗粒组成、滑体土的连接强度特征、滑体土的粒度分布、粘粒含量、塑性指数等。上述影响因素可以表达为, 滑体土强度参数与滑体土的物理力学性状密切相关。滑体土强度参数与上述影响因素成非线性关系。在土的物理力学性状参数中, 有些是相互关联的, 可以进行必要的简化, 因此, 滑体土强度参数可以表示为如下函数关系:
(c, φ) =F (γ, e, G, Wl, Wp, W) 。
其中, c, φ均为滑体土的强度参数;γ为滑体土的重度;e为滑体土的孔隙比;G为滑体土的相对密度;Wl为滑体土的液限;Wp为滑体土的塑限;W为滑体土的含水量。
4结语
1) 边坡稳定分析有定性分析方法和定量分析方法, 目前定量的边坡稳定性计算方法主要有极限平衡法和有限元方法。2) 抗剪强度参数的测定和选用对边坡稳定分析有很大的影响。对于线性强度准则, 要得到强度参数须用直线作近似拟合。3) 线性强度参数和非线性强度参数计算结果的差异主要在两方面:a.线性参数计算的滑面很浅, 实际上是表面滑动;非线性参数计算的滑面较深。b.线性计算的安全系数小于非线性计算的安全系数。4) 影响边坡滑体强度参数的因素主要有水的作用、滑体土前期变形的大小及时间、滑体土的矿物颗粒组成、滑体土的连接强度特征、滑体土的粒度分布、粘粒含量、塑性指数等。
摘要：综合相关文献简要探讨了主要的边坡稳定性分析方法, 结合具体的计算实例对比分析了线性强度参数和非线性强度参数对边坡稳定性的影响程度, 同时指出了两种强度参数对安全系数的影响机理, 综合分析得出, 抗剪强度参数选取的合理与否是关系到分析结果是否准确、可靠的关键。
关键词：边坡,稳定性,强度参数,影响
参考文献
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抽油机井调小参数的影响原因分析 第8篇
1生产现状及调小参数的必要性
随着油田开发的不断深入, 低产低效井比例呈逐年上升趋势。地面参数过大, 会使生产压差增大, 导致井底压力较低而使泵效降低, 从而严重影响原油产量, 使油田最终采收率降低。因此, 为提高油井产量, 井底应保持一定的压力。对于受地层条件的限制, 水井无法提高注水、油井供液能力小于产出能力的井, 在注水状况短期内无法得到改善的情况下, 采取调小参数是缓解供排矛盾、优化机采运行的有效途径。
2优化参数的影响因素
参数调小后, 随着供排关系的改善、抽油机井生产时间的延长, 井底压力逐渐上升, 全井的生产压差逐渐下降。油田开发到目前, 主力油层多数是高含水层, 随着生产压差的降低, 主力油层产能开始下降, 因而会导致油井出油少或者不产油的情况发生。相比较而言, 井底压力下降对主力高压层的产能影响较小, 对低压薄差层的产能影响较大。
2.1含水对参数优化效果的影响
按其调前含水的不同, 含水上升值基本上呈现有规律的变化, 就是含水越高的井产液量下降得越多, 产油量下降得越少。 调参前含水小于50% 的井, 平均单井日降液2.3t、日降油2.6t, 随着调前含水的逐渐升高, 含水上升值逐渐降低, 平均单井日降液升高, 影响油量逐渐减少, 当含水上升到85% 以上时, 日降液7.3t、日降油0.6t, 并基本保持稳定, 当调前含水超过95% 时, 调后平均单井产油出现上升趋势。可以得出这样一个结论, 含水高的特别是含水大于85% 的井, 调小参数后部分井产量会上升, 而含水低的井调小参数产量会降低。
2.2调参类别对参数优化效果的影响
按照调参类别即调冲程、调冲次分别统计日降液、日降油情况调冲程井由于有效冲程变小, 冲程损失率变大, 因此降液量和降油量都比调冲次井大, 而调冲次井由于理论排量下降, 泵效上升的多, 含水下降的多, 产油量基本稳定, 调冲次效果明显好于调冲程。
2.3调参前沉没度对参数优化效果的影响
产液量、产油量基本上是在调整参数前沉没度大于200m时逐渐下降, 随着沉没度回升的越来越小, 泵效也会越来越小。 对于沉没度低于200m的井, 调小参数效果要好一些, 这部分井降油很少, 甚至部分井增油。
综上所述, 调小参数选井时应优先选择含水大于85%、沉没度低于200m的井, 这部分井在下调参后油量下降很小, 部分井会稍有上升, 而其他井下调参数应对调前数据以及供排关系多作分析, 调小后要随时跟踪观察。如果在产量不紧张的情况下, 为了降低载荷, 减少冲次过快对杆管的使用寿命的影响, 建议尽量选用降冲次的办法。
2.4油井参数优化后对油田开发管理工作的积极影响
通过我们在优化油井生产运行参数上的积极大胆探索, 使得我矿低沉没度抽油机井的生产状况得到较大改善。通过调小参数, 平均单井沉没度由92m上升到267.2m ;平均泵效由40.1% 上升到44.7%, 上升了4.6% ;平均冲次下降0.89次/ min, 平均冲程下降0.05m, 冲程利用率下降1.1%, 冲次利用率下降5.0% ;同时, 参数优化后功图得到了极大改善, 其中, 严重供液不足井减少了16口, 供液不足井变为正常的11口, 气影响变为正常的6口, 抽油机井泵况动态控制图中的参数偏大区的井数已由129口控制到95口, 所占比例下降了7.02%, 检泵周期由655d上升到721d, 延长了66d。通过大量的参数调整, 使全矿机采井的生产状况得到极大改善、参数匹配更趋于合理。
3认识及结论
1) 低产低效井逐年增加, 开发效益变差, 优化参数是切实可行的治理措施。
2) 通过合理的调小参数来改善油井的供排关系, 缓解供排矛盾, 达到油井泵况的合理工作条件, 在受地层条件限制、 注水状况得不到改善的情况下, 不失为一种行之有效的办法。
3) 我矿抽油机井调小参数的最佳选井条件为油井含水大于85%, 沉没度小于200m。
摘要：随着油田开发时间的延长, 油井必然会出现低沉没度、低流压、综合含水上升、产量递减率增大等问题, 这不仅影响油田开发效益, 而且由此还导致了诸如机采井参数过大、供液不足、泵效过低、检泵率高等一系列泵况管理方面的问题。在机采管理不断向精细化方向发展的开发时期, 合理调整抽汲参数, 使抽油机井在供采平衡状态下生产, 是机采精细管理的重要工作之一。
关键词：抽油机井,调小参数,产量影响因素,分析
参考文献
参数影响分析 第9篇
关键词：铺层参数,静态性能影响,铺层优化,风力机叶片,复合纤维
0 引言
风力机叶片的受力情况十分复杂, 承担了大部分动态和静态载荷, 其结构性能对风力机的稳定运行起着非常重要的作用。为了提高其性能和质量, 复合材料风力机叶片采用铺放和树脂浸透等成型工艺制造[1]。风力机叶片的性能取决于其铺层结构。叶片结构由承载层和夹芯复合而成, 而承载层又由纤维层多方向铺设合成。在铺层结构设计中, 除了综合考虑铺层原则、铺放工艺, 还要使铺层结构适应叶片的承载情况。为使纤维轴向高刚强度的特性得以最大化利用, 要求铺层的纤维轴线应与构件所受的拉压方向一致[2]。合理的铺层结构设计, 是叶片在各种风载情况下性能得以保证的前提。
论文基于风力机叶片复杂的气动外形、承载情况及非等厚度铺层结构, 探讨风力机叶片的有限元建模和铺层结构设计;研究铺层参数对叶片静态结构性能的影响。
1 有限元模型的建立
大型风力机叶片在运行中最大应力集中部位主要出现在叶中段1/3-2/3处, 论文中采用某公司的成熟叶片改进后加以分析, 取距叶根28.75m的一段为研究对象, 建立其有限元模型。叶片有限元模型如图1所示。
2 风力机叶片强度校核准则
复合材料的性能受多指标约束, Tsai-Wu强度失效准则引入材料影响系数F12, 综合考虑了外力作用及材料中各应力之间的影响。对不同应力状态的复合材料破坏可正确预测[3]。
式 (1) 中F.I.表示复合材料的破坏指标, 也称为失效因子;F.I.=1表示材料即将发生破坏;F.I.<1表示材料未发生破坏;F.I.>1表示材料已发生破坏。在F.I.<1的范围内, F.I.越趋近于1, 则材料越接近破坏。
3 铺层参数对叶片静态结构性能的影响分析
3.1 铺层原则
复合材料层合板的铺层设计应该综合考虑强度、刚度、结构稳定性等方面的要求, 达到提高层合板承载能力的目的。铺层设计应遵循以下原则:
(1) 铺层定向原则 (2) 均衡对称铺设原则 (3) 铺层取向按承载选取原则 (4) 铺层最小比例原则
3.2 基于双因素铺层参数对风力机叶片静态结构性能的影响分析
通过不同角度和各角度所占比例交叉组合, 探讨二者共同变化的情况下, 对风力机叶片铺层静态结构性能的影响。
由图2 (a) 可知, 综合考虑铺层角度和铺层角度所占比例对风力机叶片静态结构性能的影响。叶片铺层结构设计中, 各铺层角度的比例在50%-55%左右时, 叶片的Tsai-Wu失效因子处于曲线低谷状态, 在66.6%-75%时Tsai-Wu失效因子处于曲线高峰状态;相比各角度及其比例下的铺层, 采用45°各比例铺层时, Tsai-Wu失效因子均小于相同比例的其他铺层角度下的失效因子, 且45°铺层所占比例为60%-66%时, 叶片的失效因子处于最小;分析图6 (b) 可知, 相同角度铺层比例在50%-60%范围内, 叶片的位移比其他比例下的位移小;铺层角度处于40°-50°范围内, 叶片的位移较小, 其变化平缓, 且在45°铺层比例在50%-60%范围内, 叶片的位移值处于最小。
相比前人的单因素铺层参数分析法, 该方法考虑了铺层参数的耦合影响, 获得结果更为准确。
4 风力机叶片铺层方案优化
4.1 铺层方案优化
风力机叶片铺层结构合理与否直接关系到叶片的性能以及使用寿命。叶片主梁主要用于抗弯, 采用0°单向纤维布铺设;腹板主要承受剪力, 以±45°纤维铺层为主, 故不再对其铺层结构进行优化;由于蒙皮承担部分弯曲载荷和主要扭转载荷, 其结构复杂、厚度较大;本节针对叶片蒙皮结构进行铺层优化, 确定最优铺层方案并予以强度校核。
根据第3节铺层参数对叶片性能影响分析结论, 对原有铺层方案予以优化。原始铺层方案及改进方案如表1所示。
4.2 铺层方案比较分析
对原始铺层方案以及改进铺层方案的叶片进行静态结构性能分析, 优化前后Tsai-Wu失效因子分布及最大位移分布如图3-4所示。
相比风力机叶片铺层优化前, 优化后叶片的Tsai-Wu失效因子减小约23%, 最大位移量减小约21%;由此表明, 在叶片的蒙皮部分采用适量0°、90°铺层, 且与±45°铺层交叉铺放更有利于叶片性能的提高。
5 结论
综合考虑铺层角度和铺层角度所占比例对风力机叶片静态结构性能的影响。叶片铺层结构设计中, 各角度及其比例下的铺层, 采用45°各比例铺层且45°铺层所占比例为60%-66%时, 叶片Tsai-Wu失效因子及位移量最小。相比单因素铺层参数分析法, 该方法考虑了铺层参数的耦合影响, 获得结果更为准确。根据以上结论, 优化原设计方案, 结果表明改进后叶片的Tsai-Wu失效因子和最大位移明显降低, 验证了所得结论的正确性。
参考文献
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参数影响分析 第10篇
关键词：土质路基,无砟轨道,参数,有限元
双块式无砟轨道是将预制好的双块式轨枕,在现场通过浇筑混凝土将轨枕埋入到混凝土道床中,使轨枕与混凝土道床板成为一个整体的无砟轨道结构形式,高度整体性是双块式无砟轨道区别于其他无砟轨道结构最显著的特点。双块式无砟轨道结构形式在我国也进行了较多的实际铺设。
1 计算模型及参数
路基上双块式无砟轨道系统主要由钢轨、弹性扣件、带有桁架钢筋的双块式轨枕、混凝土道床板及水硬性混凝土支承层组成。
钢轨选用60 kg/m钢轨;扣件间距0.65 m,扣件节点刚度50 kN/mm;轨道板宽度2.8 m,厚度为0.24 mm,采用C40混凝土,弹性模量3.40×104 MPa;水硬性混凝土支承层(底座板)宽度为3.4 m,厚度为0.3 m,弹性模量15 000 MPa;计算模型选用弹性地基上的梁—板有限元模型(见图1);钢轨采用弹性点支承梁模型来模拟;扣件用弹簧单元来模拟;轨道板与支承层在厚度方向上的尺寸远小于长度和宽度方向上的尺寸,采用板壳单元来模拟;钢轨和道床板间由弹簧单元通过节点相连接,轨道板是浇筑在支承层上的,支撑块上的荷载通过轨道板传递给水硬性支承层,轨道板与支承层之间通过节点自由度耦合来处理。动轮载参照《客运专线无砟轨道铁路设计指南》,取300 kN。为忽略边界对轨道结构的影响,计算模型取30 m轨道结构,以板中为研究对象。
2 双块式无砟轨道参数影响分析
2.1 扣件刚度
保持轨道结构尺寸和其他参数不变,只改变扣件刚度的数值,扣件刚度分别取30 kN/mm,50 kN/mm,70 kN/mm,90 kN/mm计算轨道结构的力学响应。
如表1所示,轨道板和支承层弯矩随扣件刚度的增大逐渐增大。扣件刚度在70 kN/mm～90 kN/mm时,轨道板和支承层的弯矩增长趋势变缓。扣件刚度增大,其抵抗钢轨弯曲的能力增强,荷载的分布范围相对较小,在保持扣件间距不变的情况下,枕上压力随之增大,作用在板上的荷载更为集中,引起轨道板的各项动力学指标增大。
2.2 轨道板厚度
保持轨道结构尺寸和其他参数不变,只改变轨道板厚度的数值,轨道板厚度分别取0.20 m,0.22 m,0.24 m,0.26 m,0.28 m计算轨道结构的力学响应。
如表2所示,轨道板的纵、横向弯矩随轨道板厚度的增大逐渐增大,支承层纵、横向弯矩随轨道板厚度的增大逐渐减小,轨道板厚度增加其抗弯刚度增大,承受的弯矩增大。
2.3 支承层弹性模量
为分析支承层弹性模量变化对轨道结构力学响应的影响,保持轨道结构尺寸和其他参数不变,只改变支承层弹性模量的数值,支承层弹性模量分别取5 000 MPa,10 000 MPa,15 000 MPa,20 000 MPa,25 000 MPa计算轨道结构的力学响应。
如表3所示,轨道板纵、横向弯矩随支承层弹性模量的增大逐渐减小,支承层的纵、横向弯矩随支承层弹性模量的增大逐渐增大。支承层弹性模量的增大相当于增强轨道的支承作用,可以减小轨道板的弯矩。
2.4 支承层厚度
保持轨道结构尺寸和其他参数不变,只改变支承层厚度的数值,支承层厚度分别取0.2 m,0.25 m,0.3 m,0.35 m,0.4 m计算轨道结构的力学响应。
如表4所示,轨道板的纵、横向弯矩随支承层厚度的增大逐渐减小,支承层的纵、横向弯矩随支承层厚度的增大逐渐增大。增大支承层弹性模量,可以减小轨道板弯矩值。
2.5 地基弹性系数
为分析地基系数变化对轨道结构力学响应的影响,保持轨道结构尺寸和其他参数不变,只改变地基系数的数值,地基系数分别取50 MPa/m,76 MPa/m,100 MPa/m,500 MPa/m,1 000 MPa/m计算轨道结构的力学响应。
结果表明,轨道板和支承层的纵、横向弯矩随地基系数的增大逐渐减小。地基系数在50 MPa/m～76 MPa/m时,轨道板和支承层弯矩变化幅度较大。地基系数在100 MPa/m～500 MPa/m时,轨道板和支承层的弯矩变化幅度较小。由此可见,隧道地段由于基础刚度较土质路基大,对轨道结构整体而言是有利的。
3 结语
1)轨道板和支承层的横向负弯矩为0,且不受主要参数变化的影响。2)轨道板和支承层纵、横向弯矩随扣件刚度的增大逐渐增大,扣件刚度在70 kN/mm～90 kN/mm时,轨道板和支承层的弯矩增长趋势变缓。3)轨道板的纵、横向弯矩随轨道板厚度的增大逐渐增大,支承层的纵、横向弯矩随轨道板厚度的增大逐渐减小。4)轨道板纵、横向弯矩随支承层弹性模量的增大逐渐减小,支承层的纵、横向弯矩随支承层弹性模量的增大逐渐增大。5)轨道板的纵、横向弯矩随支承层厚度的增大逐渐减小,支承层的纵、横向弯矩随支承层厚度的增大逐渐增大。6)轨道板和支承层的纵向正、负弯矩随地基系数的增大逐渐减小。地基系数在50 MPa/m～76 MPa/m时,轨道板和支承层弯矩变化幅度较大。
参考文献
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参数影响分析 第11篇
关键词：施工方案；时间参数；收缩徐变；混合体系；竖向变形差
中图分类号：TU973.14文献标识码：A
混凝土的收缩和徐变对高层混合体系竖向变形差的影响比较显著＼[1-9＼]，而施工方案中的各时间参数对其有重要的控制作用.施工方案对结构各部分的施工顺序及时长的规定，一方面将确定钢结构部分与混凝土部分逐步形成整体并共同受力的时刻，从而影响竖向荷载在两部分之间的分配；另一方面，还将确定各混凝土构件的加载龄期及其在各相关施工阶段计算时刻的龄期，会极大地影响需要计算的混凝土收缩和徐变的数量.
本文引入时间因子，模拟逐层施工过程，采用我国桥规JTG D62—2004＼[10＼]提出的收缩和徐变公式以及文献＼[9＼]和＼[11＼]介绍的按龄期调整混凝土有效模量的方法，研究施工时间参数改变混凝土收缩徐变对混合体系竖向变形差及各构件内力的影响程度.
1算例模型
本文算例采用文献＼[9＼]中的钢框架钢筋混凝土核心筒混合体系，各构件材料及截面尺寸详见文献＼[9＼]，平面布置如图1所示，层高为3.6 m，计算时分为30层和60层两种情况.
2分析结果
模型计算结果分为以下3种工况：工况1仅考虑竖向荷载作用；工况2考虑竖向荷载及截至主体结构施工完毕时的混凝土收缩徐变效应；工况3考虑竖向荷载及截至主体结构施工完毕3年时的混凝土收缩徐变效应.通常，仅考虑竖向荷载时，结构钢柱的缩短大于筒体的缩短；考虑混凝土收缩徐变会较大幅度地增加混凝土筒体的缩短，并通过内力重分布使钢柱的缩短小幅度增加，从而减小柱筒竖向变形差（钢柱缩短减去筒体缩短）.
结构施工方案中两个重要的时间参数是结构每层施工的天数sday和结构混凝土部分相对于钢结构部分提前施工的层数spre.本文计算的标准状态为： sday=6 d；spre=6 s；环境相对湿度RH=80%；混凝土开始收缩的龄期ts=6 d.为了分析时间参数sday和spre对计算结果的影响，本文将在仅改变sday或spre其中之一的前提下，对比标准状态，sday=3 d，spre=3 s以及spre=9 s的计算结果（后3种状态的其他参数与标准状态相同）.总体来说，时间参数sday和spre共同确定的混凝土收缩徐变自由发展（即不予计算）的时间越长、模型分析总计算时间越少，则混凝土收缩徐变的影响越小.
2.1收缩徐变引起的钢柱与筒体的竖向缩短
表1和表2给出的是以工况1缩短值为基准，底层钢柱C3（平面位置见图1）和底层混凝土筒体在工况2和工况3下的缩短值增加比例.60层模型混凝土筒体的自重较大，结构整体联系更多，混凝土的收缩徐变效应能更多地转移至钢框架，故与30层模型相比，筒体缩短的增幅较小，而钢柱缩短的增幅较大.与工况2相比，工况3的总计算时间较长，参与计算的收缩徐变较多，钢柱和筒体的总缩短值增幅较大，可以分别达到7%～14%和70%～125%.使钢柱与筒体的缩短增幅最小的措施是减小sday，其原因是减少了主体结构施工期的长度，总计算时间也随之相对较短，但后续开展的混凝土收缩徐变还将对结构产生持续效应，加上参数sday的调整对施工期长度的影响太剧烈，受到的人力物力资金等条件的制约也较多，故不宜调整sday.而增加spre可以明显地增加混凝土收缩徐变的自由发展时间，能直接减少需要计算的收缩徐变数量，对施工期长度的影响也不大，因此，在保证施工安全的前提下，适当增加spre是减少收缩徐变效应的较好措施.
2.2钢柱与筒体的竖向变形差
图2和图3分别给出的是工况2和工况3下模型在标准状态，sday=3 d，spre=3 s以及spre=9 s四种时间参数条件下（图例分别为standard，sday3，spre3和spre9）的各楼层柱筒累积竖向变形差.工况3与工况2相比，需要计算的混凝土收缩徐变更多，柱筒竖向变形差进一步减小.各图中时间参数spre的不同取值带来的竖向变形差的差异比较明显.增加spre能减少混凝土收缩徐变的影响，使柱筒竖向变形差较大.若要按文献＼[12＼]提供的方法对结构进行竖向变形差补偿，建议先进行施工方案规划，根据施工方案计算出结构的竖向变形差结果后，再进行补偿设计和验算.
2.3钢柱轴力
时间参数spre不仅影响需要计算的混凝土收缩徐变的数量，还是确定钢与混凝土两大部分何时逐步形成整体结构并共同受力的决定因素.即使不考虑混凝土的收缩徐变，减小spre也会使钢框架提前参与整体结构的竖向荷载分配，从而增加钢柱的轴压力值.在工况1下，以钢柱C3在标准状态下（此时spre=6 s）的轴力值为基准值，将柱C3在spre=3 s和spre=9 s条件下的轴力值与基准值之比值绘制于图4.当spre=3 s时，比值介于1.0～1.02之间；当spre=9 s时，比值介于0.98～1.0之间.
图5和图6给出的是以工况1各时间参数下各层柱C3的轴力值为基准值，工况2和工况3对应相同的时间参数下各层柱C3的轴力值与基准值的比值.图5和图6表明，通常在spre=3 s条件下钢柱轴力出现最大增幅，在工况2下，30层模型钢柱轴力增加比例最大可达6.4%，60层模型钢柱轴力增加比例最大可达13.5%；在工况3下，以上数字则分别为13.4%和19.2%.若要减小混凝土收缩徐变引起的钢柱轴力增加，则应该增大参数spre，例如当spre=9 s时，工况3下30层和60层模型的钢柱轴力最大增加比例分别减小为11.2%和17.2%.
柱C3轴力比
3结论
时间是混凝土收缩和徐变开展的重要控制参数，包含时间参数的施工方案确定结构各部分的建设顺序以及形成结构共同受力的时间，从而影响到混凝土收缩徐变对结构的作用程度.本文建立高层钢框架钢筋混凝土核心筒混合体系计算模型，用考虑时间因子的有限元方法对其竖向变形差及构件内力进行分析，得出了以下结论：
1）混凝土收缩徐变对高层钢框架钢筋混凝土核心筒混合体系竖向变形差以及各构件内力的影响非常显著，主体结构施工完毕后混凝土收缩徐变的进一步开展及其在结构中产生的后续效应不可忽略.通常，混凝土的收缩徐变可以减小柱筒竖向变形差，使钢柱轴力增加（增加幅度可达20%）.
2）施工方案中的两个时间参数，即结构每层施工的天数sday和结构混凝土部分相对于钢结构部分提前施工的层数spre，可以控制结构计算中需要考虑的混凝土收缩徐变的数量和参与作用的时间，从而影响混凝土收缩徐变对结构产生的效应.适当增大spre是减小混凝土收缩徐变效应的较好方法.若要对结构进行竖向变形差补偿，建议先确定施工方案中的相关时间参数，再计算结构的竖向变形差，最后进行补偿设计和验算.
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参数影响分析 第12篇
卸荷阀矿山泵站系统的关键部件之一,是实现泵站压力自动调节功能的重要压力控制元件[1],其功能是在泵持续运转的情况下满足综采工作面断续用液的需求[2],其性能的好坏对其自身可靠性以及泵站系统能否稳定运行有着直接影响[3],进而影响乳化液泵站的供液质量和系统的节能效果[4]。
本文针对某型号的泵站卸荷阀,深入分析其工作原理,建立数学模型并确定关键结构参数,利用计算机仿真技术,分析关键结构参数对卸荷阀不同性能指标的影响及其规律,并根据仿真结果优化结构设计。
1 泵站卸荷阀的工作原理
某型号的泵站卸荷阀的结构如图1所示,其主要结构分为单向阀、主阀、先导调压阀三部分,其中单向阀出口通往工作面液压系统,主阀出口通回液箱。由于矿山泵站系统工作介质为高水基乳化液,针对高水基介质易泄漏、磨损、易生锈等问题,泵站卸荷阀采用直接密封结构、耐磨材料配对等相应措施[5],先导调压阀直接选用硬度高、耐腐蚀性好的陶瓷球作为阀芯[6]。
其工作原理如图2所示,泵出口液体分为四路,一路通过单向阀进入工作面液压系统,一路通过单向阀进入控制活塞腔,一路通过主阀阻尼孔以及主阀配合间隙进入弹簧腔,一路通过主阀卸荷流回液箱[2]。卸荷阀的开启由先导调压阀控制,当负载端压力大于先导调压阀设定压力时,先导调压阀开启,弹簧腔内液体流回液箱,随着先导调压阀开口量增大,流经主阀阻尼孔的压力损失增大,达到主阀开启压差,主阀开启,单向阀关闭,负载端压力通过控制活塞作用于先导调压阀维持其开启,乳化液泵通过主阀卸载。当负载端压力低于先导调压阀设定压力时,先导阀复位关闭,主阀关闭,单向阀重新开启,泵站继续向工作面供液[7]。
1.单向阀芯;2.主阀芯;3.先导调压阀;4.阻尼孔; 5.主阀芯控制腔;6.调压弹簧;7.控制活塞
2 泵站卸荷阀的数学模型建立与分析
衡量卸荷阀性能好坏的指标为至工作面出口处的压力变化特性,即卸载阀的主阀升压与卸荷时该处允许的压力变化范围与所需时间[4],即动态特性。影响卸荷阀动态特性的因素很复杂,除阀自身结构参数之外,还受到系统中管路及其他零件影响,在本研究中忽略其他零件动态特性影响以及过液孔的液阻、阀芯自重与液压卡紧力的影响,假定阀出口压力为零,以主阀芯、先导阀芯与控制活塞为研究对象,建立如下数学模型:
1)主阀芯运动微分方程:
式中:Fs为作用在主阀上的稳态液动力:
Ft为作用在主阀上的瞬态液动力:
Ff为主阀芯与阀套间的摩擦力。
2)通过主阀口的流量方程:
3)主阀芯阻尼孔节流方程[8]:
4)先导阀芯运动微分方程:
式中:Fs2为作用在先导阀上的稳态液动力:
Ft2为作用在先导阀上的瞬态液动力:
其中:
5)先导阀口流量方程:
总流量方程:
7)控制腔流量连续性方程[9]:
8)控制活塞运动微分方程:
9)先导阀开启瞬间,x=y=0,q2>0,有:
10)系统压力达到上限时, dx/dt0= ,dz/dt0 ,先导阀达到最大开度,有:
11)系统压力达到下限时, dx/dt0= ,dz/dt0 ,先导阀关闭,有:
12)系统压力波动范围:
由式(1)知,压力p2的响应速度主要由主阀芯控制腔体积V0决定。
由式(2)与式(3)可知,p2由p1和p决定,其关键因素的参数为K1y0、A1、A2、d0、l0值,但对p1的影响,K1y0远不如A1/A2大,对p的影响,l0与d0起关键因素。
由式(4)知,系统压力下限pAmin则由先导阀口与控制活塞的面积比A3/A4和主阀芯上腔压力p2决定。
由式(5)知,先导阀调压弹簧刚度K2越大,调节灵敏度越大,x稍有变化便会导致压力波动范围增大。
综上所述,对泵站卸荷阀性能起关键作用的结构参数为阻尼孔参数l0与d0,主阀芯控制腔体积V0、先导阀口与控制活塞的面积比A3/A4、先导阀调压弹簧刚度K2和主阀芯上下腔面积比A1/A2,下面分别对其各自影响进行仿真分析。
以上公式中:
p2、p1为主阀芯上下腔的液压力(Pa);
pA为单向阀出口压力(Pa);
A2、A1为主阀芯上下腔的作用面积(m2);
A3、A4为先导阀、控制活塞作用面积(m2);
K1、K2为主阀、先导阀的弹簧刚度(N/m);
y0、x0为主阀、先导阀的弹簧预压缩量(m);
x 、 y 、 z为先导阀 、 主阀 、 控制活塞 的位移(m);
m1、m2、m3为先导阀、主阀、控制活塞的质量(m);
C1、C2为主阀、先导阀阀口的流量系数;
D1、D2为主阀、先导阀出流口直径(m);
1 为主阀芯阀口半锥角;
为先导阀座半锥角;
R为先导球阀半径(m);
a0为阻尼孔有效作用面积(m2);
d0为阻尼孔直径(m);
l0为阻尼孔长度(m);
为液体密度(kg/m3);
v为液体运动粘度(m2/s);
K为液体弹性模量(MPa);
V0为主阀芯控制腔体积(m3)。
3 Runge-Kutta算法
针对各微分方程,使用Runge-Kutta[10,11]对其进行迭代求解,该方法是一种在工程上应用广泛的求解处置问题的高精度单步算法。
假设初值问题:
该问题的解y(t)及f(t,y)足够光滑。将y(ti+1)在ti处做n阶泰勒展开,得
当h充分小时,
以上为n阶泰勒法。如果在积分区间[ti+tI+1]内,多预估几个点的斜率值,并用加权平均数作为平均斜率的近似值,经过数学推导、求解,可以得到四阶RungeKutta公式,也就是在工程中应用广泛的经典RungeKutta算法。
应用Fortran语言编写计算程序,采用Runge-Kutta算法求解描述卸荷阀模型的微分方程组,算法如图3所示,从而建立了泵站卸荷阀动态仿真分析模型,该模型能够计算泵站卸荷阀各口压力、流量和阀芯位移随时间变化规律。
4 仿真结果与分析
在本研究中,我们初设单步计算时间为0.1s,计算步数为100,总计10s;计算初始变量设置为x=y=z=0mm,dx/dt=dy/dt=dz/dt=0,P1=P2=1bar。
模型主要结构参数如表1所示。
1)阻尼孔长度8mm不变,分别设定阻尼孔径为0.5mm、1mm与3mm,进行批处理运算,获得系统压力曲线如图4所示。
由图4可看出,阻尼孔长径比越小,系统压力波动越小,响应越快,但当长径比小于某极限值时,系统压力波动为零,此时卸荷阀的工作状态为溢流,导致回液管路液体温度急剧升高,对系统不利应予避免。孔径过小,还会容易造成阻尼孔堵塞,使得卸荷阀失效。在实际设计中,应合理选取阻尼孔长径比,该参数值过大或过小均对卸荷阀性能产生不利影响。
2)主阀芯直径不变,分别设定主阀芯控制腔长度为22mm、44mm与88mm,进行批处理运算,获得系统压力曲线如图5所示。
由图5可以看出,控制腔长度越小,即体积越小,系统压力响应越快,压力波动越小,在保证主阀芯开度满足阀口阻力损失要求的情况下,应尽量减小弹簧腔的长度,使卸荷阀获得更好的动态特性。
3)先导阀座孔直径5mm不变,分别设定控制活塞直径为5.1mm、5.3mm与6mm,进行批处理运算,获得系统压力曲线如图6所示。
由图6可以看出,先导阀口与控制活塞面积比越小,系统压力波动越小,响应越快,但当两者面积比接近于1时,系统压力波动为零,此时卸荷阀工作状态为溢流,应予避免。在实际设计中,应合理选取先导阀口与控制活塞面积比,该参数值过大或过小均对卸荷阀性能产生不利影响。
4)分别设定调压弹簧刚度为100N/mm、200N/mm与400N/mm,进行批处理运算,获得系统压力曲线如图7所示。
由图7可以看出,调压弹簧刚度越小,系统压力响应越快,压力波动越小,在保证调压弹簧预压缩力满足额定开启压力的情况下,应尽量减小调压弹簧刚度,从而使卸荷阀获得更好的动态特性。
5)主阀座孔直径(即主阀芯下腔直径)为46mm,分别设定主阀芯上腔直径为46.5mm、50mm与80mm,进行批处理运算,获得系统压力曲线如图8所示。其中主阀上腔直径80mm时阀芯位移曲线如图9所示。
由图8可以看出,在主阀上下腔面积比越大,系统压力波动越小,响应越快。当两者面积比超过极限值时,尽管系统压力波动在1MPa之内,但由图9可以看出,此时主阀芯在一定开度下震荡,不能实现正常开关,工作状态为溢流,应予避免。在实际设计中,应合理选取主阀芯上下腔面积比,该参数值过大或过小均对卸荷阀性能产生不利影响。
5 结束语
1)主阀芯阻尼孔长径比、主阀芯控制腔体积、先导阀口与控制活塞面积比、调压弹簧刚度、主阀芯上下腔面积比是影响泵站卸荷阀性能的5个关键结构参数。
2)减小主阀芯控制腔体积与调压弹簧刚度有利于提高泵站卸荷阀的动态响应。
3)主阀芯阻尼孔长径比、先导阀口与控制活塞面积比与主阀芯上下腔面积比的选取需适中,过大或过小均对系统不利。
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