DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 某型榴弹炮飞行过程可视化平台搭建 3.1. 可视化平台实现功能 利用OGRE渲染引擎搭建的可视化平台，主要可实现以下功能： 1) 完成基于实测图像的地形、天空、火炮、弹丸模型的加载； 2) 对于在试验中实际测量的火炮扰动数据、弹丸运动参数数据，进行实时运动参数确定与加载，驱动火炮、弹丸模型运动； 3) 对于实际测试的初始条件和边界条件，运用流体仿真手段，仿真弹丸从出膛口开始到膛内火药排空为止的温度场和压力场数据，并根据实测数据的时间在平台中进行温度场和压力场数据的加载。 4) 对火炮、弹丸的运动参数数据和流场仿真数据进行实时显示，包括火炮炮管和制退器的位移，弹丸的攻角和位置，温度场和压力场的显示。 5) 完成人机交互过程：操作人员可根据鼠标、键盘实现观察窗口和视角的变化，可跟随弹丸的运动观察整个武器发射过程。 3.2. 实测数据动态加载 3.2.1. 炮管和炮身的扰动 在炮管和炮身特定位置贴上标志点，事前对标志点进行标定，在试验过程中利用高速相机对武器发射过程进行拍摄 [ 7 ]。拍摄后对标志点的平面运动状态进行分析，从而得到炮管炮身的水平和竖直位移。利用水平和竖直位移的数据量，驱动绑定在可视化平台中对应的炮管和炮身的节点上，通过节点的位移传递到实体模型的位移，实现炮管和炮身实体模型的扰动。表1数据中的炮管位移，即为在测试数据中进行线性插值后得到，并将其加载到平台中。图4 为不同时序下的炮口扰动。 图4. 不同时序下的炮管的扰动 3.2.2. 弹丸运动参数的插值模型 本可视化模型假设在测量系统中不存在有系统误差，只存在有纯偶然误差，并且误差符合正态分布，最后误差的均值为0。在这样的假设前提下，通过高速摄影得到特定时间对应弹丸的位移及平均速度，对其使用最小二乘插值，即可得到一系列对应时间的位移以及速度。利用水平和竖直位移的数据量，驱动绑定在可视化平台中对应的炮管和炮身的节点上，通过节点的位移传递到实体模型的位移，实现弹丸实体模型的运动。图5为不同时序下的弹丸运动。 图5. 不同时序下的弹丸运动 3.2.3. 仿真数据动态加载 对于流场仿真数据，由于仿真的步长为0.0001 s，在某型榴弹炮飞行20 m时会生成2800个以上时间节点的数据。因此选取其中关键时间特征点 [ 8 ]，压力仿真结果如图6所示。其中颜色对应的压力值大小对应视场左侧的颜色柱。 图6. 武器发射过程中压力场仿真结果 由于对武器发射过程中压力场和温度场进行的是二维仿真，仿真区域为沿炮管的轴对称截面，因此将结果导入三维可视化平台时，只有视口在垂直于炮管的轴对称截面上才为图示的仿真结果。那么进行人机交互旋转视角时，二维的流场仿真结果也需要进行旋转：由于是轴对称图形，只要找到这个视角与对称轴的关系，根据此关系对二维图进行旋转即可。 3.2.4. 仿真数据动态加载 数据显示的内容包括文字内容位置、攻角、速度、横向速度、纵向速度、加速度、横向加速度、纵向加速度、时间，以及流场中温度场和压力场的颜色柱，如图7所示。 图7. 流场颜色柱显示 3.2.5. 人机交互热键 人机交互过程中使用的热键包括： 数字1：实现场景镜头转到炮身和炮管，重点关注炮身炮管的扰动； 数字2：实现场景镜头转到弹丸，并实现与弹丸运动的同步跟踪，重点关注弹丸的流场分布与攻角； 数字3：实现场景镜头转到弹丸，视角不随弹丸运动，重点关注弹丸不同位置的流场分布； 方向键up：实现整个场景镜头的往前移动； 方向键down：实现整个场景镜头的往后移动； 方向键left：实现整个场景镜头往左移动； 方向键right：实现整个场景镜头往右移动； 方向键PageUp：实现整个场景镜头往上移动； 方向键PageDown：实现整个场景镜头往下移动； 鼠标左键长按点击时移动：实现镜头在固定位置的俯仰、偏航视角。 鼠标左键点击时：实现弹丸自身周围亮度的改变。 3.3. 结果显示 综合实体模型、流场数据以及驱动数据，可视化平台加载数据后显示如图8所示。 图8. 可视化平台加载数据后的显示
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user: 4. 结论 本文在基于实际测试项目的数据进行格式统一，时序对齐后，利用OGRE引搭建了可视化平台，实现了基于图像纹理的实体模型动态加载和流场仿真数据的动态加载，并具有数据显示和人机交互功能。 在平台搭建过程中运用到的不同测试数据时序对齐方法，数据格式统一方法，线性插值方法，能够有效地将不同测试项目不同时间下的数据进行整理，便于数据集成和数据查找，为实现武器试验中所有测试项目测试数据的集成和可视化，提高目标运动综合分析处理的能力奠定基础。但本文的不足在于，在对数据进行集成和可视化之后，缺乏对数据深入挖掘和融合分析，之后还需要对综合的数据如何处理分析进行思考。
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user: 摘要 燃料/空气文丘里混合器在工业预混燃烧领域应用广泛，混合气体的均匀性对燃烧性能影响较大。为研究非均匀混合气体在多孔介质内的燃烧特点，本文对甲烷/空气经文丘里混合后预混不均匀度(spatial mixing deficiency， SMD)约为2%的非均匀预混气体在双层多孔介质燃烧器内的燃烧火焰进行了模拟。研究结果表明：受混合不均匀的影响，非完全预混气体在多孔介质内点火燃烧时容易产生局部高温而降低燃烧器的使用寿命；而达到稳定燃烧时，预混不均匀使得燃烧火焰稳定性降低。
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user: 1. 引言 与传统的燃烧技术相比，多孔介质燃烧技术具有结构简单紧凑、功率调节范围大、燃烧稳定性好、燃烧效率高和污染物排放低等优点 [ 1 ]。 学者们针对多孔介质燃烧特性已开展了大量的研究。Filho和Pimenta [ 2 ] 通过数值模拟的方法分别模拟双层多孔介质中上游预热区和下游燃烧区多孔介质材料物性对燃烧过程中CO排放的影响，发现上游多孔介质物性影响较小而下游多孔介质影响较大。Shi等 [ 3 ] 通过实验和数值模拟的方法研究了CH 4 预混气体在由3 mm氧化铝小球填充多孔介质燃烧器中的贫燃特性。研究发现当量比对燃烧火焰前端的倾斜和破碎有重要影响。Hashemi和Hashemi [ 4 ] 模拟研究了不同当量比条件下CH 4 预混气体浸没燃烧的稳燃范围，发现当量比较低时燃烧稳定性变差。Liu等 [ 5 ] 模拟研究了入口速度、当量比、多孔介质消光系数、导热系数等因素对CH 4 预混气体分别在以氧化锆和氧化铝填充的双层多孔介质中的燃烧特性的影响。Bubnovich等 [ 6 ] 模拟了氧化铝小球填充的单层和双层多孔介质燃烧器的燃烧特性，并考虑了Zeldovich路线中高温对NOx的形成机理，发现双层多孔介质燃烧器NOx排放更低。Nemoda等 [ 7 ] 利用数值模拟的方法研究比较了双层多孔介质浸没燃烧和单层多孔介质表面燃烧的燃烧特性，揭示了双层多孔介质燃烧时预热区固体可预热气体，燃烧区气体加热固体以降低燃烧温度的独特燃烧特性。Brenner等 [ 8 ] 基于局部热平衡假设对二维燃烧模型进行了模拟，并考虑了详细化学反应机理，对燃烧器中CO、OH等组分在燃烧器中的分布进行了预测。Barra等 [ 9 ] 对双层多孔介质燃烧的稳定性进行数值模拟发现：上层多孔介质应具有更低的导热系数和孔隙率以防止回火，而下游则应该增大导热系数以使得更多的热量流向上游。郑成航等 [ 10 ] 模拟研究了CH 4 气体在单层氧化铝小球填充的燃烧器中浸没燃烧的火焰特性，并分析了不同入口速度下的火焰形状，发现在速度比较低时火焰轮廓比较平整，而随着入口速度的增大火焰轮廓呈抛物线形状。 总之，多孔介质作为目前燃烧技术中的热点，很多学者都对多孔介质燃烧技术进行了研究。但从已发表的文献中看，由于多孔介质燃烧具有良好的稳定性，人们在模拟研究多孔介质的燃烧时，基本上都认为甲烷和空气均匀预混之后在多孔介质燃烧器内燃烧，而很少考虑燃料的混合不均匀度对其燃烧的影响。而在实际工业预混燃烧领域中，预混气体的均匀性对燃烧过程影响较大。如邵卫卫等 [ 11 ] 发现随着气体预混不均匀度的增加燃烧NOx排放增加。因此，为了提高燃料与空气的混合效果，李宇红 [ 12 ] 等通过优化圆柱形射流预混段的几何结构来提高预混段的混合能力。谢刚等 [ 13 ] 通过减少孔的数目、改变孔的直径及喷孔位置来提高DLN燃烧室的混合均匀度等。 文丘里混合器因其结构简单、紧凑而在工业预混领域应用广泛。而多孔介质燃烧技术作为一种新型燃烧技术，在预混燃烧领域具有广泛的应用前景。因此研究文丘里–多孔介质燃烧相结合的非均匀预混气体在多孔介质燃烧器中的燃烧规律，在工业应用上具有十分重要的研究意义。
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user: 3. 计算结果及分析 3.1. 文丘里混合性能分析 图2、图3表示在冷态条件下模拟得出的甲烷质量分数分布云图和在多孔介质燃烧器入口处横向(y方向)位置上的甲烷浓度分布。由图可以看出甲烷和空气经文丘里混合器混合之后进入多孔介质燃烧器的是存在一定混合不均匀度的非完全混合气体。并且根据式(12)计算出此时预混气体进入燃烧器的混合不均匀度SMD约为2%。 图2. 甲烷质量分数分布云图 图3. 甲烷摩尔分数横向位置分布 3.2. 非均匀预混多孔介质燃烧 图4表示完全预混和非完全预混两种模型在双层多孔介质燃烧器内点火之后，不同时刻所对应的轴线温度分布。由图4(a)可以看出：两种模型在多孔介质燃烧器内燃烧到3.6秒时，由于甲烷还未完全燃烧以及烟气还未及时将热量传递至下游使得高温区域较窄。同时，随着燃烧的进行，甲烷进一步完全反应以及烟气不断和下游多孔介质进行换热，使得上游高温区域不断变宽，下游的温度也随之升高，即如图4(b)、图4(c)所示。 图4. 不同时刻两种模型轴向温度分布 此外，由图4(a)~(c)也可以看出：受到甲烷和空气混合不均匀度的影响，和完全预混气体在多孔介质内的燃烧相比，非完全预混气体在多孔介质内燃烧时更容易产生局部高温(图中虚线线框区域)。因此，为研究在点火过程中局部高温的持续时间，图5表示两种模型从点火开始燃烧至60秒的过程中，多孔介质燃烧器中燃烧最高温度随时间的变化规律。 由图5可以看出在燃烧开始的60秒内非完全预混气体在多孔介质内的燃烧最高温度均比完全预混气体的燃烧最高温度高。这说明受到混合不均匀度的影响，和完全预混燃烧相比，非完全预混燃烧在从点火开始的较长一段时间内都容易产生局部高温，这对于多孔介质燃烧器而言是非常不利的，较长时间的局部高温容易烧坏多孔介质而降低燃烧器的使用寿命。此外，正如文献 [ 11 ] 中的结论：预混不均匀容易产生高温炙热点而使NOx的排放增大。 图5. 不同时刻下最高燃烧温度的变化 图6表示两种模型分别燃烧到172秒和272秒时的轴向温度变化。由图可知无论是预混燃烧还是非完全预混燃烧在172秒和272秒时的轴向温度分布都已基本重合，这说明在172秒以后燃烧已基本趋于稳定。 图6. 轴向温度分布 图7表示燃烧至272秒达到稳定燃烧时，两种模型的燃烧温度分布云图。由图7(a)可以看出由于双层多孔介质燃烧器具有良好的燃烧稳定性，完全预混燃烧的火焰面前端可以非常平整的稳定在交界面(x = 0.03 m)处开始燃烧。 而由图7(b)并结合图3、图6可以看出：由于受到混合不均匀度的影响，使得非均匀预混燃烧的火焰面明显发生了倾斜和弯曲。这说明和完全预混燃烧相比，燃料的混合不均匀度使得非完全预混燃烧的火焰稳定性变差。 图7. 两种燃烧模型温度分布云图(单位K)
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user: 4. 结论 本文结合工业预混领域常用的文丘里混合器及双层多孔介质燃烧技术，数值模拟研究了经文丘里混合器混合之后的混合不均匀度SMD约为2%的非完全预混气体在双层多孔介质燃烧器内的燃烧火焰特点。本文主要得出了以下结论： 1) 受到甲烷混合不均匀性的影响，非完全预混气体在多孔介质燃烧器中从点火开始到稳定燃烧的过程中容易产生局部高温而降低燃烧器的使用寿命。 2) 在达到稳定燃烧时，完全预混气体可以在多孔介质燃烧器内稳定燃烧，而预混不均匀使得非完全预混气体在多孔介质内的燃烧稳定性变差，其燃烧火焰发生了明显倾斜和弯曲。 因此，基于以上结论，尽管双层多孔介质燃烧具有较好的稳定性，但与完全预混气体燃烧相比预混不均匀仍会导致局部温度过高和燃烧稳定性变差等不良后果。这对今后多孔介质燃烧器性能的优化研究来说具有重要的参考价值。
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user: 摘要 为提高搜救飞行器在突发外力干扰下依旧可以保持平稳运行的能力，以自身调节机制来迅速响应和适应外力冲击实现主动减振的压电复合材料设计了智能旋翼结构；基于BP神经网络算法的PID控制方法，建立了压电智能旋翼主动减振控制模型；利用Matlab/Simulink平台，通过神经网络算法对偏航角、横滚角、俯仰角三个参数动态调整从而实现飞行过程中对飞行器实时控制。最后在考虑实际飞行控制状态下进行了控制仿真试验。结果表明，该主动减振控制方法，具有带扰动补偿的反馈控制作用，可以有效抑制旋翼在飞行过程中产生的振动，减振效果可提高15%~30%。
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user: 1. 引言 旋翼飞行器具有搜救速度快、覆盖面积广、机动性强、可以有效降低搜救人员受伤率等优点。然而，大雨等恶劣的搜救环境下，飞行器会受外力冲击(如突风扰动)产生振动，导致飞行器失衡甚至旋翼结构破坏，进而导致搜救飞行器坠落等情况的发生，不仅会造成巨大的经济损失，还在一定程度给搜救工作带来极大的不便甚至人员伤害。因此，提高搜救飞行器在突发外力干扰下依旧可以保持平稳运行的能力，是飞行器研发中亟待解决的关键问题之一 [ 1 ] [ 2 ]。 压电复合材料具有体积轻便、能耗低、频带宽、驱动力高、组合多样、生产和制备技术较成熟等特点，并且具有正逆压电效应，既可以用作作动器又可以作传感器，是目前应用最广泛的一种智能材料。Bailey [ 3 ] 等最早利用压电材料结合控制理论开展了一系列主动减振研究。Hu [ 4 ] 等提出主动鲁棒性的控制方法对标准的二次控制器和非线性控制信号进行设计研究。丛聪 [ 5 ] 等通过建立力学模型对风力机叶片面内的振动建模和控制问题开展研究。Brillante [ 6 ] 等基于空气动力学模型和转子模型研究了两种周期性控制方法实现减少直升机旋翼的振动。研究表明，将压电复合材料应用于飞行器旋翼上，通过其自身调节机制来迅速响应和适应外力冲击，具有一定的主动抑振的作用。苑凯华 [ 7 ] 等利用大变形应变–位移关系建立非线性模型对复合材料壁板颤振的控制进行了仿真研究。张凤云 [ 8 ] 采用压电纤维复合材料MFC作为驱动器，研究悬臂梁的扭转控制问题。压电智能结构是由压电材料作为传感元件和致动元件以及结构本体所组成的智能结构。在智能结构中传感元件用来监测结构的振动，受到微电子系统控制作用致动元件准确动作，结构振动状态因而被改变，随之而来便产生了压电智能结构的振动主动抑制技术，并且有着非常重要的应用前景和应用价值 [ 9 ] [ 10 ]。 综合现有压电主动减振的研究，本文提出采用压电传感器、压电作动器和控制器组成的在“抑振”方面的压电主动控制策略。基于神经网络PID控制算法，在多模态控制过程中，具有较精确的控制策略，在更短的时间内比常规的PID控制效果提高达15%~25%。该种自适应控制方法，能够较好地在参数不确定的情况下保证系统的鲁棒性。仿真结果表明，该主动减振控制方法能够较好地消除或抑制旋翼机构振动，总体减振效果可达55%~80%左右。
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user: 2. 压电智能旋翼结构的耦合模型 2.1. 数值模型 采用压电复合材料建立的压电作动器和传感器为同位配置，可形成最小相位系统以保证控制的稳定性，所建立的压电智能旋翼结构如图1所示。旋翼的有效长度为L a ，厚度为t，在旋翼的上下表面对称粘贴m 对压电片，每对中分别包含作为传感和作动元件的压电片，其厚度均为t a ，第i对压电片的左端到固定端旋转轴的距离为x i 1 ，右端到旋转轴的距离为x i 2 ，且压电片的宽度为b。假设将片粘贴于旋翼时并不考虑其粘贴层对结构振动特性的影响，且压电材料各向同性且极化方向为z向。 图1. 压电智能旋翼结构 当施加电压到压电作动器上时，旋翼的运动方程可表示为： E a I a ∂ 4 ω ∂ x 4 + ρ a A a ∂ 2 ω ∂ t 2 − b ∑ i = 1 m ∂ 2 M i e ∂ x 2 = 0 (1) 式中，ω为旋翼的结构位移；E a 为旋翼结构的杨氏模量；I a = bt 3 /12 为旋翼结构的惯性矩；ρ a 为旋翼结构的密度；A a 为旋翼结构的截面积；M i 为第i个压电作动器上产生的力矩。 即 E a I a ∂ 4 ω ∂ x 4 + ρ a A a ∂ 2 ω ∂ t 2 = ∑ i = 1 m k a U i e [ H ¨ ( x − x i 2 ) − H ¨ ( x − x i 1 ) ] (2) 式中，k a 为压电耦合系数； U i e 为第i个作动器的控制电压。 当对压电智能旋翼结构的前n阶模态利用模态截断方法进行分析时，其结构位移w的表达式如下所示： ω ( x ， t ) = ∑ j = 1 n φ j ( x ) η j ( t ) (3) 其中φ j (x) 为第j阶振型函数，η j (t) 表示在t时刻下压电智能旋翼结构的模态幅值，整理上式可得： η ¨ j ( t ) + 2 ξ j ω j η ˙ j + ω j 2 η j ( t ) = ∑ i = 1 m k a [ φ ˙ j ( x i 2 ) − φ ˙ j ( x i 1 ) ] U i θ ( t ) (4) 这里ω j 和ξ j 分别是第j阶模态的固有频率和阻尼比， j = 1 ， 2 ， 3 ， ⋯ ， n ， i = 1 ， 2 ， 3 ， ⋯ ， m 。引入状态变量 X = [ η 1 ， η 2 ， ⋯ ， η n ， η ˙ 1 ， η ˙ 2 ， ⋯ ， η ˙ n ] T ，可得： { X ˙ = A X + B U a y = U s = C X (5) 其中， A = [ 0 n × n I n × n − Ω 2 − 2 ξ Ω ] ， B = [ 0 n × n B ¯ ] ， C = [ C ¯ 0 n × n ] 。 2.2. 动力学模型 在建立四旋翼飞行器的动力学模型之前，需要建立地面参考坐标系和机体坐标系，如图2所示为地面参考坐标系和机体坐标系。 图2. 地面参考坐标系和机体坐标系 因为四旋翼是欠驱动的控制系统，当通过四个电机实现飞行器的机动，不可能直接对这六个自由度进行控制。通过选择升力F 1 、横滚力矩F 2 、俯仰力矩F 3 、偏航力矩F 4 这四个可控变量，可以实现控制解耦。控制通道分别对应三个姿态角和四旋翼的高度，四旋翼的水平位移也可以由这四个量解出。由此可推导出机体坐标系与惯性坐标系之间的转换矩阵R为： R = [ cos ψ − sin ψ 0 sin ψ cos ψ 0 0 0 1 ] × [ cos θ 0 sin θ 0 1 0 − sin θ 0 cos θ ] × [ 1 0 0 0 cos ϕ − sin ϕ 0 sin ϕ cos θ ]               = [ cos θ cos ψ c o s ψ sin θ sin ϕ − sin ψ cos ϕ sin ϕ sin ψ + cos ψ sin θ cos ϕ sin ψ c o s θ cos ψ + sin θ sin ϕ sin ψ sin ψ sin ϕ sin ψ − cos ψ sin θ − sin θ sin ϕ c o s θ c o s θ c o s ϕ ] (6) 假设四个旋翼螺旋桨在地面坐标系下的升力为F B ，各自产生的升力为 F i ( i = 1 ， 2 ， 3 ， 4 ) 。则在垂直上升的时候可以用如下的式子来表示： F B = [ F x ， F y ， F z ] T = [ 0 ， 0 ， U 1 ] T U 1 = F 1 + F 2 + F 3 + F 4 (7) 通过上述的转换矩阵R可得到在地面坐标系下的升力F G 为： F G = R F B = R [ F x ， F y ， F z ] T (8) 因此，可得到机体坐标系三个方向上的线位移加速度为： { x ¨ = U 1 ( sin ϕ sin ψ + cos ψ sin θ cos ϕ ) m y ¨ = U 1 ( sin ψ sin θ cos ϕ − cos ψ sin ϕ ) m z ¨ = U 1 cos ϕ cos θ m − g (9) 忽略空气阻力再由物理学关系可知三个角度上加速度为： { ϕ ¨ = U 2 I x = k l ( w 4 2 − w 2 2 ) I x θ ¨ = U 3 I y = k l ( w 3 2 − w 1 2 ) I x ψ ¨ = U 4 I z = k l ( − w 1 2 + w 2 2 − w 3 2 + w 4 2 ) I z (10)
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user: 3. 基于神经网络的PID主动减振控制系统 3.1. 控制系统原理 为保证飞行器的稳定飞行，需要对(K p ， K i ， K d )三个参数进行及时有效的在线整定。基于BP神经网络的PID控制算法，采用改变学习率的方法对BP神经网络算法进行了改进，使得基于此算法的PID控制器的三个参数能够进行在线整定，以此来达到对四旋翼飞行器的自适应主动控制。BP神经网络结构图如图3所示。 图3. BP神经网络结构图 输入层采用增量PID的神经网络，分别为i，j，l层，输入层有三个量，如下所示： x 1 ( t ) = e ( t ) = r ( t ) − y ( t ) x 2 ( t ) = Δ e ( t ) = e ( t ) − e ( t − 1 ) x 3 ( t ) = Δ 2 e ( t ) = e ( t ) − 2 e ( t − 1 ) + e ( t − 2 ) (11) 其中，e(t)表示t时刻的误差，r(t)表示t时刻的目标值，y(t)表示t时刻的实际值。 输出层有一个变量，表示t时刻控制器应当给出的输入控制量的增量。如下所示： Δ u ( t ) = k 1 x 1 ( t ) + k 2 x 2 ( t ) + k 3 x 3 ( t ) (12) 目标函数表示如下： J = 1 2 ( r ( t + 1 ) − y ( k + 1 ) ) 2 (13) 其训练系数的导数如下所示： ∂ J ∂ ω = − λ ∂ J ∂ y ( t + 1 ) ⋅ ∂ y ( t + 1 ) ∂ u ( t ) ⋅ ∂ u ( t ) ∂ ω (14) 权系数的学习算法如下所示： { Δ ω j l 3 ( t ) = α Δ ω j l 3 ( t − 1 ) + η δ l 3 O j 2 ( t ) δ l 3 = e ( t ) s g n ( ∂ y ( t + 1 ) ∂ u ( t ) ) ⋅ ∂ u ( t ) ∂ O l 3 ( t ) ⋅ g ′ ( n e t l 3 ( t ) ) δ i 2 ( t ) = f ′ ( n e t j 2 ( t ) ) ∑ l = 1 3 δ l 3 ω j l 3 ( t ) f ( x ) = exp ( x ) − exp ( − x ) exp ( x ) + exp ( − x ) g ( x ) = exp ( x ) exp ( x ) + exp ( − x ) (15) NNI辨识器输入层为： { u ( t ) ， u ( t − 1 ) ， ⋯ ， u ( t − n u + 1 ) y ( t ) ， y ( t − 1 ) ， ⋯ ， y ( t − n y + 1 ) (16) 则训练的目标函数为： J = 1 2 ( y ( t + 1 ) − y ^ ( k + 1 ) ) 2 (17) 3.2. 主动减振控制系统 通过以上算法最终确定了PID控制所需要的最佳三个参数(K p ， K i ， K d )，将BP神经网络应用于常规的PID控制器中，通过BP神经网络获取飞行器飞行过程中的实时运行状态来不断调整权值系数，再通过不断学习训练，使得输出层神经元的输出状态参数对应PID控制器的三个理想参数，从而在线整定随着外界环境变化而改变的参数。 PID控制采用增量式数字PID控制，表达式如下所示： u ( t ) = u ( t − 1 ) + Δ u ( t ) u ( t ) = u ( t − 1 ) + K p [ e ( t ) − e ( t − 1 ) ] + K i e ( t ) + K d [ e ( t ) − 2 e ( k − 1 ) + e ( t − 2 ) ] (18) 图4. 基于BP神经网络的飞行高度的控制方案 将最主要的BP神经网络优化算法写入Simulink里的S函数(my_exppid模块)中，该模块能够在运行的过程中通过BP神经网络算法实时的调整PID的三个关键参数从而实现飞行过程中对飞行器的实时控制。建立基于BP神经网络的飞行高度的控制方案图形化仿真模型如图4所示(由于其余的三个参数分别为偏航角、横滚角、俯仰角这三个参数的变化情况与高度上的变化情况类似，这里就不再赘述)。 本文以空间坐标系内运动的四旋翼飞行器旋翼为研究对象，采用压电传感器检测旋翼中点的弹性变形y(t)，并将其作为控制反馈量；采用偏差e (其中， e = r − y ( t ) ，r为期望值0)及偏差变化率ec作为基于BP神经网络的PID控制器的输入，以满足不同时刻e(t)和ec(t)对PID参数自整定的要求；将控制器的输出u输入至执行机构—压电作动器，压电作动器通过逆压电效应对旋翼施驱动力矩作用，从而抑制旋翼的弹性振动。基于BP神经网络的压电柔性旋翼PID控制结构如图5所示。 图5. 基于BP神经网络PID控制结构示意图 采用粘贴在柔性旋翼上的压电复合材料作为传感器和作动器，当扰动产生的弹性振动信号有传感器检测到后经过电荷放大器放大处理后，通过数据采集卡将其转换为数字信号输入到计算机，计算机根据基于BP神经网络的PID控制算法对信号进行计算和处理，再经过D/A卡将数字控制量转换为模拟控制信号输出至压电驱动电源处，从而驱动粘贴在柔性旋翼上的压电作动器，由压电作动器产生形变对柔性旋翼形成控制力矩作用，从而达到对柔性旋翼实施振动主动控制的目的。
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user: 4. 主动减振仿真结果及讨论 本文以四旋翼飞行器为研究对象进行主动减振仿真试验，其中的传递函数为高度方向上的数学模型为 G 1 ( u ) = cos ϕ cos θ u / m − g ；俯仰方向为： G 2 ( u ) = u / I y ；横滚方向为： G 3 ( u ) = u / I x ；偏航方向为： G 4 ( u ) = u / I z 。这里仅对高度方向上的动力学模型进行仿真，其余的三个方向方法类似此处不再赘述。高度控制量经过数学以及动力学计算再对其进行二次积分就能得到实际飞行器的高度。这里设置仿真时间为50 s，预期令该飞行器到达的高度为40 m，接下来分两种情况对该优化后的算法进行分析，分析的具体情况如下所示。 根据图6对比我们可以看出经过BP神经网络算法优化过的控制时间较普通PID控制大约从10秒减到7秒，从而更加快速的达到预期的高度，而且能够在模拟飞行的过程中能够几乎不产生超调量，响应的速度更快更平稳，能够明显的起到在飞行过程中主动减振的目的。 图6. 无扰动情况下两种算法控制高度响应图 另外，假设在有外界扰动的情况下仿真观察其达到预设高度的到达情况，并且假设在40 m的高度上存在正弦波 y ( t ) = 2 × sin ( 2 t ) + 40 的小扰动来简单的模拟外界的干扰。此时有扰动情况下两种算法控制高度响应如图7所示。 图7. 有扰动情况下两种算法控制高度响应图 上述两图的比较下明显的看出飞行器经神经网络算法优化后能够在5s的时候就能够达到基本稳定值完成姿态的调整，能够比普通的PID控制至少减少3秒以上的控制时间。在达到基本稳定之前的控制情况可知，经过算法优化后的模型能够实时调整自己的参数，稳定的达到设定的飞行器40米高度。并且在基本稳定的飞行过程中经过算法优化的控制系统能够较好的预判外界的扰动，从而实时的修改当前的PID参数来减少飞行器飞行过程中的振动情况和快速完成位置与姿态的调整。在稳定之后受到正弦扰动的情况可得出经算法优化后的飞行器飞行过程中实际扰动的振幅要比普通PID控制要小的多，体现出较好的鲁棒性，更够明显的起到在飞行过程中主动减振的目的。 比较在减振控制中加入神经网络算法与不加优化算法普通的PID对旋翼运转过程中的减振效果。这里运用Simulink环境进行仿真，能够比较直观快速的反映出抑振的效果。模拟令旋翼中心的电机产生530 W的功率去驱动飞行器飞行，此时会产生大约23000 (rad/s)的转速，并且分别取扰动频率为10 Hz和20 Hz，其中预设的PID三个关键参数为K p = 50，K i = 1，K d = 1。神经网络自整定PID控制器的参数也预设为一样。则不同频率下两种算法控制旋翼的中点的变形仿真结果如图8所示。 图8. 不同频率下两种算法控制时的y(t)曲线图 由图8仿真结果可以看出飞行器旋翼在正常的运转过程中会产生轻微的形变与振荡，这种形变与振荡在飞行器的飞行过程中无疑会对整体飞行的稳定性产生一定的影响。经过仿真能够得出旋翼的振动频率为20 HZ时最大变形较10 HZ频率下大约高出0.3 × 10 −5 m，且振幅会随着外界扰动频率的增大而增大，这种情况对飞行中的机身稳定是及其不利的。对比后能看出，与普通的PID算法相比较采用BP神经网络算法优化后能够较好的控制叶片飞行过程产生的振动，控制振动效果可相对提高15%这能极大的减小飞行过程中旋翼产生的振荡，能够进一步的提高机体飞行中的稳定性与鲁棒性。 为了验证在考虑实际飞行状态下控制仿真分析，当受到突风扰动的情况下仿真出其恢复正常飞行的振荡响应图，观察如下所示的仿真响应图能得到如下的结论： 图9为考虑实际飞行状态下飞行器恢复正常飞行的振荡响应图，可以清楚的表现出在平稳的飞行过程中在受到突风扰动的飞行情况下，经过基于BP神经网络的PID控制后，虽然在受到突风扰动的一瞬 图9. 考虑实际飞行状态下振荡响应图 间会产生较大影响，但是控制程序在计算到误差后能够及时参与机身与旋翼的主动减振控制，分析图中响应曲线总体减振效果可达65%左右，且在较短的时间内可快速平稳的达到原本的飞行状态。
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user: 5. 结论 本文采取具有良好非线性辨识和控制能力的BP神经网络智能算法的PID控制方法，具有带扰动补偿的反馈控制，在系统参数化、外部干扰和系统内部动力耦合情况下仍具有良好的闭环控制性能。在更短的时间内比常规的PID控制效果提高达15%~25%。考虑实际飞行状态下飞行器恢复正常飞行时，验证了经过基于BP神经网络的PID控制后，控制程序在计算到误差后能够及时参与机身与旋翼的主动减振控制，总体减振效果可达65%左右，且在较短的时间内可快速平稳地达到原本的飞行状态。
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user: 摘 要 长输气管道经过戈壁滩洼地时，尤其是地质条件为基岩环境，很容易受到季节性雨水天气的影响，依靠管道自身的重力，不能有效地克服水浮力和动力的影响，很难保证管道的稳定性，可能会造成漂管或上屈曲现象，给管道运营带来较大的安全隐患。本文结合沙特东南部地质条件、国际标准规范及阿美标准规范要求，阐述了输气钢管连续混凝土覆盖层的结构特点、设计要求以及施工过程控制，旨在为国内外同类项目施工提供借鉴，促进合理的管道施工，以便更好地控制管道洼地负浮力。 关键词 :连续混凝土覆盖层，负浮力，输气管道，施工控制 Copyright © 2020 by author(s)， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 沙特NGCP项目地处东南部，地质条件以沙漠和戈壁滩为主，一般地表浅土覆盖，地下为坚硬的岩石，每年1~4月份季节性雨季时，洼地极易汇流形成水塘。因此，埋地管道经过洼地时，极易受到水的浮力作用，使得管道产生一个向上的附加作用力(又称负浮力)。如下图1所示： 图1. 洼地管道负浮力示意图 在国际和沙特管道工程标准规范中，对河流穿越、水位较高地质条件和洼地地区埋地管道工程，都要求必须考虑负浮力控制，防止对管道安全造成重大隐患。
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user: 2. 管道连续混凝土覆盖层的选择及适用性分析 按照国际项目目前的管道负浮力控制方法选用，通常有：配重块、连续混凝土覆盖层、平衡压袋、石笼和锚栓固定等 [ 1 ] [ 2 ]。每种稳管的方式都有自己的使用范围及优缺点，在选用的时候需要综合考虑水深、地质条件、法律法规和标准规范要求。 根据沙特阿美SAES-L-450 Construction of On-Land and Near-Shore Pipelines“陆地和近海管道施工”标准规范要求 [ 3 ]，埋地管道经过洼地等可能发生洪水的区域，需要使用连续混凝土覆盖层包裹管道，以便控制洪水产生的负浮力对管道稳定性造成的影响，此外该规范要求，禁止使用锚固块/配重块加重方式稳管固管，防止因点载荷的作用是管道产生较大的屈曲，不利于管道的安全运营。根据此要求，本项目采用连续混凝土覆盖层的方式对洼地区域输气管道进行稳管。 管道连续混凝土覆盖层适用范围为沼泽地，地下水位较浅及易发生洪水对管道造成冲击等区域，此方法在国内项目中很少使用，但在国外项目应用较多且技术较成熟。管道连续混凝土覆盖层不需要配重块固块或管道管沟固定，依靠自身重力防止洪水冲击造成位移影响而引起管道应力；不需要对管道进行配重块现场拼装、有效保护施工现场碎石等物体可能对管道造成损伤；管道整体受力均匀等优点。但也有一定缺点：增重后提高了焊接时对吊车吨位要求、运输和吊装中混凝土覆盖层容易因磕碰发生破裂等 [ 4 ]。
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user: 3. 连续混凝土覆盖层的主要控制因素 管道连续混凝土覆盖层设计及使用过程中，需要根据管道直径考虑混凝土抗压强度、重量、厚度及整体构造等因素，使成品不仅能够承受较大的压应力、防止运输及吊装过程中发生裂纹，而且要达到既定重量，起到负浮力控制要求。
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user: 4. 连续混凝土覆盖层的结构及设计 4.1. 结构构造 连续混凝土覆盖层管从内至外结构包括：X65钢管，FBE防腐层、防滑胶层(提高FBE和混凝土覆盖层的粘结力)、混凝土层、加强筋钢丝网层。如下图2所示： 图2. 连续混凝土覆盖层结构 4.2. 原材料要求 水泥：根据 ASTM C150-94Standard Specification for Portland Cement [ 5 ]，水泥需选用V型，即抗硫化物硅酸盐水泥。 骨料：一般情况下，骨料由一种或多种天然砂、人造砂、铁矿石组成。骨料选择必须满足09-SAMSS-088：Aggregates for Concrete [ 6 ] 要求，对优质骨料，如细沙，磨损性和稳定性测试可不做要求。若使用粗骨料，尺寸类别为7或8。 搅拌水：应无油、酸、有机物或其他有害物质。不得使用海水或沼泽死水。水的溶解性固体含量TDS不超过500 ppm，酸碱度PH值范围6~8，并且每星期检测一次水质状况，确保水质符合标准要求。 加强筋钢丝网：编织或焊接镀锌钢丝网应与混凝土涂层同时螺旋铺设，网面重叠不小于为25 mm。钢丝网尺寸和设计编号应符合ASTM A810-94 Specification for Zinc-Coated (Galvanized) Steel Pipe Winding Mesh [ 7 ] 的要求： 混凝土厚度25 mm至50 mm (1至2英寸)：单层，钢丝直径1.37 mm (0.054英寸)，设计编号107-1/2 × 1-1/2 × 17，镀锌六角编制钢丝网，并放置在混凝土涂层中间。 混凝土厚度54 mm至76 mm (2.125至3英寸)：单层，钢丝直径2 mm (0.079英寸)，设计编号2.00 × 1.60，镀锌焊接钢丝网，压接在混凝土层的中间。 混凝土厚度79 mm至114 mm (3.110至4.5英寸)：双层，钢丝直径2 mm (0.079英寸)，设计编号2.00 × 1.60，镀锌焊接钢丝网，压接在混凝土层的中间。 4.3. 强度及密度要求 根据ASTM C39-圆柱形混凝土试件抗压强度试验标准Standard Test Method for Compressive Strength of Cylindrical Concrete Specimens [ 8 ] 及阿美规范01-SMASS-012水下管道连续混凝土覆盖层Submarine Pipe Weight Coating要求 [ 9 ]，连续28天养护后连续覆盖混凝土层强度CS需达到4000 Psi (27.6 Mpa)。 根据ASTM C642要求，混凝土的干密度不小于190 pcf (3.04*103 kg/m 3 )。 经过现场调研以及试验，最终混凝土配比质量百分比：64%铁矿砂，5%细沙，23%水泥，8%水。 4.4. 负浮力控制要求 任何单管的可接受重量公差应限制在计算理论重量的−2%~+5%。理论重量应使用混凝土层和钢管的总重量计算。 连续覆盖混凝土层壁厚应按照以下的公式进行 [ 10 ] B c + p = ( 1 + n ) ( G p + G c + G s ) (1) B c + p = π 4 ( D + 2 T c ) 2 ⋅ ρ w ⋅ g (2) G p = π 4 [ D 2 − ( D − 2 t ) 2 ] ⋅ ρ p ⋅ g (3) G c = π 4 [ ( D + 2 T c ) 2 − D 2 ] ⋅ ρ c ⋅ g (4) 考虑到沙特洼地处于岩石或沙地，土壤承载力不足，忽略大雨天G s 土壤重力作用。将(2)、(3)、(4)代入(1)中： π 4 ( D + 2 T c ) 2 ⋅ ρ w ⋅ g = π 4 [ D 2 − ( D − 2 t ) 2 ] ⋅ ρ p ⋅ g + π 4 [ ( D + 2 T c ) 2 − D 2 ] ⋅ ρ c ⋅ g (5) 经过计算得出： T c = D 2 ⋅ ρ c − 4 t ( D − t ) ρ p 4 [ ρ c − ρ w ( 1 + n ) ] − D 4 (6) B c+p 为单位长度混凝土连续覆盖管所受的负浮力，N；n为安全系数；G p 钢管所受重力，N；G c 为混凝土连续覆盖层的重力，N；D为钢管外径，mm；T c 为连续混凝土覆盖层的厚度，mm； ρ w 为水的密度，kg/m 3 ； ρ p 为钢管的密度，kg/m 3 ； ρ c 为混凝土的密度，kg/m 3 ；t为钢管壁厚，mm。 根据生产安排及结合施工现场实际情况，计算出不同管径连续混凝土覆盖层厚度，参考下表1。 Table 1 The thickness of concrete weight coatin SN Size (IN) WTH (IN) T concrete (mm) 1. 8 0.344 50 2. 10 0.438 50 3. 16 0.375/0.438/0.469 50 4. 20 0.438/0.562 50 5. 24 0.469/0.688 75 6. 30 0.562 75 7. 36 0.688/ 75 8. 40 0.75 100 9. 48 1.062 100 表1. 混凝土覆盖层厚度
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user: 5. 连续混凝土覆盖层的施工过程控制 5.1. 施工前准备 在施工前，应对各管段FBE涂层进行仔细的目测检查和电火花检查，如发现FBE层有损坏，应先进行补伤。FEB层表面如有异物，应清除。防滑粘合剂应按照制造商的书面建议使用(本项目使用的是品牌Hempel)。管道的可追溯性(如热值、尺寸、厚度、管号)等信息参数，应提前移植在管道内表面，以便做好后续加工准备，防止出现混凝土浇筑完毕后管子信息不明确等问题。 5.2. 加强筋安装 编织或焊接镀锌钢丝网应与混凝土涂层同时螺旋铺设，网面重叠最小宽度为25 mm (1英寸)。钢筋应均匀铺设于钢管四周，至少伸出混凝土层两端各5 cm，以便增加混凝土强度。当混凝土厚度等于或大于50 mm时，加强筋网应至少被25 mm厚的混凝土层覆盖，且必须处于混凝土层的中心位置。此外，避免钢丝网与管道FBE层出现任何接触，施工中专门设置了PVC垫片，每圈均布4个，相邻两圈的轴向距离为1.5~2 m。 此外，若钢丝网以片/张供货时，轴向缝和纵向缝应至少搭接一个网孔。卷筒(网带)钢丝供货时，螺旋搭接为一网，拼接搭接为三网。 5.3. 混凝土浇筑 混凝土的浇筑应需符合SAES-Q-001-Criteria for Design and Construction of Concrete Structures [ 11 ] 要求：混凝土浇筑应连续浇筑，不得中断浇筑，以免出现冷缝现象。若出现冷缝，应在混凝土层间使用适当的粘结剂，以达到良好的粘结效果。 本工程中采用的是压筑法，此方法通常用于钢管带有FBE外防腐层，混凝土应一次浇筑并达到既定厚度，同时根据需要留出一定的收缩缝，并在正确的位置进行补强。 5.4. 混凝土养护 混凝土的养护应符合SAES-Q-001标准规定。养护水质固体溶解度TDS不大于1000 ppm，PH值6~8。养护应在混凝土初步凝固后立即开始，并且应连续进行，中途不得出现干裂情况，直至抗压强度达到规定强度的70%且不少于7天。介于沙特气温较高，采取两层浸润养护，首先混凝土表层覆盖聚乙烯薄膜，然后缠绕粗麻布。 5.5. 混凝土表面清理及返修 一般情况下，连续混凝土层表面不需要任何处理，如果确实需要处理，打磨掉尖角易造成刮擦和应力集中的部分。每根混凝土管都应提供编号，并在释放前在外部注明钢管等级、尺寸壁厚以及混凝土层的生产日期。 若表面出现微小气孔、麻点等缺陷，一般可不做处理。若确有必要，可以轻微打磨，然后用同类材料进行修补。 若有裂纹缺陷，需要完全清除裂纹周边的混凝土，利用喷射技术进行修补。 混凝土和钢管涂层之间任何出现可见的缝隙或粘结较差的部分都必须完全切除，并利用喷射技术进行修补。 5.6. 运输及储存 混凝土层覆盖管的储存和处理应符合SAEP-361 Transportation and storage for concrete weight coating [ 12 ]。当抗压强度超过13.8 MPa (2000 psi)时，才可以堆垛和运输。运输过程中要求，装载连续覆盖混凝土管管底距离板车距离至少100 mm，所有的支撑座垫需用10 mm以上的橡胶或同类物包裹。 堆垛应符合SAES-H-200的要求，标准12 m管，3块150 mm宽*12 mm厚橡胶条应放置在管端1~3米及混凝土管中间处，避免混凝土表面硬接触与磕碰。堆放应高于地面150 mm，堆垛高度见下表2要求： Table 2 Stacking requirements of concrete weight coating pipe SN Nominal Pipe Diam. (in) Number of Layers 1. 12 and less 10 2. 14~16 7 3. 18~20 6 4. 22~24 5 5. 26~36 4 6. 38~42 3 7. 44 and more 2 only 表2. 混凝土连续覆盖管堆垛要求 在卸、装、堆管时，除了保护管端坡口外，应尽量避免对混凝土涂层特别是管端混凝土涂层的损伤。混凝土涂层管应利用起重设备下从管端吊起，以避免对金属管或管道涂层造成损坏或损坏。吊索应当合适，以确保主管和涂层不会因过渡下垂而造成损坏。 5.7. 抗压强度(Compressive Strength)试验 抗压强度是混凝土的最重要参数，直接检验连续混凝土覆盖层的工作耐压性和吊装可行性。试验选择第3天和第7天分别进行混凝土抗压强度试验，方法参考BS EN12390-3:2009，结果如下图3所示， 图3. 混凝土连续覆盖管第3天、7天抗压强度 从图3可以看出，混凝土在第3天的抗压强度就超过了标准设计100%SCS要求，即27.6 Mpa，说明混凝土配比、养护等均满足设计和标准要求，符合实际生产需求。另外，通过以上数据看出，抗压强度和原钢管管径、连续混凝土覆盖层厚度关联性不大。
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user: 6. 结束语 本文介绍了沙特东西部地质条件，采用连续混凝土覆盖层的方法控制洼地区域油气管道负浮力，并阐述了连续混凝土层的结构特点、设计要求及施工过程控制要点，旨在为国内类似管道项目负浮力控制提供借鉴。
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user: 摘 要 目前，投资完成率低是计划管理工作中存在的一个比较严峻的问题，文章分析了中原输油气分公司2018~2019年度投资完成情况，以2018~2019年项目为数据源，对项目各实施环节所占用的时间进行统计，查找出了导致项目进展缓慢的滞后环节，剖析了投资完成率低的主要原因，进而提出了8项解决措施，为不断提高项目投资完成率提供了参考。 关键词 :投资完成率，固定资产投资，大项目修理，对策 Copyright © 2020 by author(s)， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 随着近年来国际国内宏观形势复杂多变，如何最大限度地控制项目投资和提高项目投资完成率，已成为制约企业可持续发展的关键环节。加强项目全过程管控，严格把关从投资立项、设计概算、招投标，到工程建设、竣工决算等各个环节，是国内外企业控制项目投资和提高项目投资完成率的常见措施方法。 中原输油气分公司隶属于中石油北方管道有限责任公司(以下简称北方管道公司)。近年来，通过内控流程、体系文件等对投资项目管理流程进行规范统一，北方管道公司的项目管理工作正朝着正规化、科学化的方向不断发展。但是在投资执行过程中，仍存在不少问题，其中投资完成率低就是亟待解决的问题之一。本文以中原输油气分公司为例，深入分析了项目投资完成率低的主要原因，研究投资完成率低的解决措施，对提高北方管道公司的投资效益具有重要意义。
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user: 2. 中原分公司2018~2019年度投资完成情况分析 由于区域化管理、安全升级管理、管道环焊缝开挖修复等工作的开展，北方管道公司近三年每年下达到分公司的投资项目数量及投资总额都是相对较多的。以中原分公司2018~2019年投资项目为例，对固定资产投资及大修理项目“投资完成率”指标分别进行统计，如表1。 Table 1 Account of investment as well the completion rate from 2018 to 201 年度 固定资产项目 数量 固定资产项目 投资完成率 大修理项目数量 大修理项目投资 完成率 2018 21个 54.94% 5个 73.14% 2019 34个 52.63% 13个 81.04% 表1. 2018~2019年投资项目数量及投资完成率 注：投资完成率 = (年终调整计划投资 ÷ 中期调整计划投资) × 100%。 从表1可以看出，2018~2019两年固定资产项目“投资完成率”较低，且均低于大修理项目“投资完成率”。经分析，主要有两个方面原因：一是由于固定资产项目中站场或设施改造项目，大多数当年仅完成了设备采购，由于该类投资项目的投资额度较大，从而影响了分公司整体投资完成率。二是由于部分固定资产项目，因设备集中采购、施工招标采购、结算审减、预备费未发生等原因，投资节余较多，造成投资完成率较低。 剔除未完工项目投资完成率低的客观实际，就2018~2019年每个已完工结算的单项工程投资完成率而言，投资完成率达到90%以上的项目，2018年有12个，占2018年下达项目总数的46.15%；2019年有15个，占2019年下达项目总数的31.91%，具体情况如图1。 图1. 2018~2019年已完工结算的单项工程投资完成率分布区间 通过对2018~2019年投资完成率低于80%的10个已完工结算项目进行分析，投资完成率低的主要原因，即为上文提到的“部分固定资产项目，因设备集中采购、施工招标采购、结算审减、预备费未发生等原因，投资节余较多”。
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user: 3. 2018~2019年度投资项目各环节用时分析及滞后环节分析 由于区域化管理、安全升级管理、管道环焊缝开挖修复等工作的开展，北方管道公司近三年每年下达到分公司的投资项目数量及投资总额都是相对较多的。以中原分公司2018~2019年投资项目为例，对固定资产投资及大修理项目“投资完成率”指标分别进行统计，如表1。 日常工作中，通过对2018~2019年度投资项目各环节实际实施时间与计划时间进行对比分析，发现大部分项目在招标/谈判、材料采购环节占用时间过多，从而导致后续环节发生相应的滞后，尤其是站场改造项目大多数当年仅能完成主体设备采购。因此要解决投资完成率低的问题，关键需要从导致项目进度滞后的环节入手，重点分析这些环节进展缓慢的原因及解决措施。 为提高统计数据的准确性，本文以2018~2019年两年完工投资项目(购置类项目除外)为样本，分别对已完工的固定资产投资及大修理项目各实施环节用时进行统计，同时对各环节计划实施时间和实际时间进行对比分析。中原分公司2018~2019年投资项目基本情况，如图2。 图2. 2018~2019年投资项目完工情况 3.1. 固定资产投资项目各环节用时统计及滞后环节分析 除购置类项目以外，一般而言，固定资产项目从投资计划下达开始，需经历的实施环节包括设备材料采购、招标/谈判阶段(工程招标/谈判准备和报批、拦标价编制和报批、招标实施和中标结果报批)、合同报批与签订、开工前准备、工程施工、结算资料收集和报批等。 从图2可以看出，2018~2019年非购置类完工固定资产投资项目共计19项，笔者对此19项固定资产各实施环节用时进行了统计，具体情况如图3。 从图3可以看出，固定资产投资项目在设备采购环节用时最多，在工程施工环节用时次之，招标/谈判、结算资料收集和报批环节用时较多。 另外，通过对比每个固定资产投资项目各环节实际时间较计划实施时间是否吻合，发现不同项目滞后环节不同，但总体来说，对于涉及甲供材采购的项目，设备采购环节滞后的概率最大；对于不涉及甲供材采购的项目，招标/谈判选商环节滞后的概率较大，如图4。 图3. 固定资产投资项目各环节所需日历日 图4. 固定资产投资项目滞后环节发生概率 滞后原因主要为改造项目需采购的设备材料种类多，设备材料采购流程复杂，且部分设备供货期长，难以准确预估实施时间；另外，招标环节下的子环节招标/谈判准备和报批、拦标价编制和报批都需要经过多个部门的审核，流转时间较长，制定计划时预留的时间不够，故造成招标/谈判实际实施时间，以及后续的其他环节较计划时间滞后。 3.2. 大修理投资项目各环节用时统计及滞后环节分析 因大修理项目相比固定资产投资项目，涉及甲供材料采购的相对较少，且大多数能当年完工，各实施环节用时较固定资产投资项目有差别，故本文对大修理投资项目单独进行了分析。大修理项目从投资计划下达开始，主要经历的实施环节包括招标/谈判阶段、合同报批与签订、开工前准备、工程施工、结算资料收集和报批等，个别项目涉及甲供材料采购。 从图2可以看出，2018~2019年完工大修理投资项目共计12项，因涉及甲供材料采购环节的项目仅有2个，不具有代表性，笔者对此12项大修理项目各实施环节(不含甲供材料采购环节)用时进行了统计，具体情况如图5。 图5. 大修理投资项目各环节所需日历日 从图5可以看出，大修理投资项目在工程施工环节用时最多，在招标/谈判环节、结算资料收集和报批环节用时较多。通过对大修理投资项目各环节实际时间较计划实施时间进行统计分析，统计结果如图6，发现大修理投资项目在招标/谈判、合同签订、结算资料收集和报批3个环节滞后概率较大，且比较接近。 滞后原因主要是大修理项目计划实施时间编排不够合理，项目管理单位一般给施工环节编排的时间比较充裕，但对于招标/谈判、合同签订环节，没有分配合理的时间，或者相应阶段工作开展较晚；对于结算资料收集和报批环节滞后原因主要为承包商收集整理结算资料时间过长，不能满足“验收合格的项目，承包商应在14日内报送完整的结算资料”的要求，影响结算工作如期开展。 图6. 大修理投资项目滞后环节发生概率
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user: 4. 项目投资完成率低的原因分析 笔者根据前文统计分析结果，并结合中原分公司近年来投资管理实际，分析认为主要有以下5个方面原因影响到了项目投资完成率。 1) 工程概算审定金额较高，与项目最终结算金额相差较多。其中，设备材料是否引进是影响工程投资的重要因素之一，概算中计划引进部分设备，而受北方管道公司近两年设备选用国产化和“开源节流、降本增效”政策的影响，在实际实施中设备材料能采用国产化的，坚决不予引进，另外，因计量撬和调压撬等成套设备改散装、集中采购、增值税抵扣等原因，设备费较概算相比结余较多，故项目投资结余较多，导致项目投资完成率较低。 2) 设备采购审批环节及设备订制、到货周期过长。大部分项目，设备材料采购在项目总投资中占着极大的比重(约70%左右)，设备能否及时到货对项目的后续施工至关重要。 目前，北方管道公司下达投资项目所涉及的设备材料物资采购计划均需物资管理部门统一审批，而物资采购管理部门不能一事一议的进行批复，而是定期汇总各二级单位上报的《物资需求建议计划》，然后下达《物资采购计划》，明确由物资管理部门集中采购或授权、委托各二级单位组织采购。但不论采取何种采购方式，都需要编制采购方案，按照审批权限在物资采购管理系统中逐级审批。招标或谈判、询价完成后，选商结果需要按照审批权限再在物资采购管理系统中逐级审批。最后在合同系统中进行合同申报等模块的审批流程。经历了以上所述的申报、等待批复等环节后，还要经历订制设备到等待设备到货的漫长周期，这些在很大程度上影响了项目的实施进度，如部分汇管、分离器、阀门、流量计等，等待设备材料到货的周期有时长达2个月到8个月，从而造成了当年投资不能顺利完成。 经统计，2018和2019两年度，因设备采购审批环节或设备订制、到货周期过长这一原因，造成未能完工的固定资产项目，分别占当年未完工项目总数的62.5%和25%。 3) 投资项目审批环节较多，周期过长。项目开工建设前期，至少包括初步设计/方案、物资采购、施工部分选商、合同、开工前手续办理等多个环节，且每一环节涉及到的审批人员较多，且环环相扣，若其中任何一人出差，未及时处理，将直接影响后续审批进度，造成整个审批流转时间过长。为了提高合同系统审查审批效率，自2019年起，北方管道公司提出“每个审批人员审批时限不能超过2个工作日”的要求后，合同系统审查审批时限较以前明显缩短。但由于项目管理环节较多，总体来说，周期仍然过长。 4) 项目管理不到位。项目立项之后，项目管理单位缺少对项目总体规划的环节，对项目各施工单元缺少明确可行的实施进度计划，施工时间安排与工期制定欠斟酌，随意性较强，造成某一施工单元不能按时开工或完工的情况时有发生，影响了整个项目的进度。 另外，项目管理过程中，项目管理部门存在施工记录、签证变更不随施工同时进行的现象，造成后期项目竣工资料的收集整理不能及时进行，从而影响了项目结算进度。 5) 项目征地、核准或报建等程序复杂，协调难度大。少数项目涉及征地、核准或地方报建情况存在，在办理相关手续时，需和地方政府多个部门沟通协调，且不可预料的情况较多，常常发生因办理某项审批手续缺少相关依据，而又增加了新的咨询或评价内容，故制约了工程的正常实施，影响了项目的投资完成率。