DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 巷道围岩松动圈测试分析 采用LTD-2100型探地雷达，探测11518工作面顺槽围岩松动圈。探地雷达系统由便携式主机、收发天线、综合控制电缆、测距轮(可选）、内置12 V锂电池、数据采集和处理软件等组成，如图2所示。 (1) 11518轨道顺槽 11518轨道顺槽距离拨门210 m范围内进行地质雷达探测，松动圈范围底板为3.8~4.7 m，平均为4.2 m；低帮(实体煤侧)为4.8~5.6 m，平均为5.3 m；顶板为1.6~1.8 m，平均为1.7 m；高帮(沿空侧)为4.2~5.9 m，平均为5.0 m，如图3所示。 图2. 探测雷达操作界面 图3. 11518轨道顺槽210 m扫描图 (2) 11518运输顺槽 11518运输顺槽10 m范围内进行地质雷达探测，松动圈范围底板为3.2~4.6 m，平均为3.8 m；低帮为3.0~3.6 m，平均为3.3 m；顶板为1.5~1.8 m，平均为1.6 m；高帮(回采侧)为3.3~5.9 m，平均为3.6 m，如图4所示。 图4. 11518运输顺槽扫描图
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user: 4. 巷道围岩钻孔窥视分析 在11518轨道顺槽664号钢带、运输顺槽96号钢带2处窥视了肩窝、顶板、帮部围岩离层情况 (1) 11518轨道顺槽664号钢带处 肩窝锚索眼窥视孔深为5.0 m，在距巷道2.24 m位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约36 mm。 顶板锚索眼窥视孔深为3.0 m，在距巷道1.38 m位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约15 mm。 低帮锚索眼窥视孔深为5.0 m，裂隙发育完全，孔壁破损严重，局部孔壁出现岩石的掉落，在距巷道4.28 m位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约40 mm，如图5所示。 图5. 11518轨道顺槽钻孔窥视图 (2) 11518运输顺槽96号钢带处 肩窝锚索眼窥视孔深为5.0 m，在距巷道2.25 m位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约25 mm。 顶板锚索眼窥视孔深为4.8 m，在距巷道3.80 m位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约20 mm。 高帮锚索眼窥视孔深为5.0 m，裂隙发育完全，孔壁破损严重，局部孔壁出现岩石的掉落，在距巷道3.85 m位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约30 mm，如图6所示。 图6. 11518运输顺槽钻孔窥视图
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user: 5. 本章小节 (1) 11518轨道顺槽210 m范围内进行地质雷达探测，松动圈范围底板为3.8~4.7 m，平均为4.2 m；低帮(实体煤侧)为4.8~5.6 m，平均为5.3 m；顶板为1.6~1.8 m，平均为1.7 m；高帮(沿空侧)为4.2~5.9 m，平均为5.0 m。 (2) 11518运输顺槽10 m范围内进行地质雷达探测，松动圈范围底板为3.2~4.6 m，平均为3.8 m；低帮为3.0~3.6 m，平均为3.3 m；顶板为1.5~1.8 m，平均为1.6 m；高帮(回采侧)为3.3~5.9 m，平均为3.6 m。 (3) 11518轨道顺槽肩窝锚索眼窥视孔深为5.0 m，在距巷道2.24 m的位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约36 mm。顶板锚索眼窥视孔深为3.0 m，在距巷道1.38 m的位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约15 mm。低帮锚索眼窥视孔深为5.0 m，裂隙发育完全，孔壁破损严重，局部孔壁出现岩石的掉落，在距巷道4.28 m的位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约40 mm。 (4) 11518运输顺槽肩窝锚索眼窥视孔深为5.0 m，在距巷道2.25 m的位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约25 mm。顶板锚索眼窥视孔深为4.8 m，在距巷道3.80 m的位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约20 mm。高帮锚索眼窥视孔深为5.0 m，裂隙发育完全，孔壁破损严重，局部孔壁出现岩石的掉落，在距巷道3.85 m的位置首次出现明显的离层破碎带，延伸约30 mm。
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user: 摘要 针对某矿大倾角下运带式输送机重载启车“溜车”，磨损制动器闸皮，启动失败的问题，本文对下运带式输送机空载、重载工况进行了分析，提出了下运带式输送机启制动关键技术，最后结合现场情况分析了重载启车“溜车”原因，为以后提供设计选型和现场调试提供参考。
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user: 1. 背景 山西某矿大巷带式输送机主要参数为：带宽B = 1000 mm，运量Q = 800 t/h，H = −205 m，带速v = 3.15 m/s，长度L = 1100 m，电机电压U = 1140 V，功率P = 2 × 450 kW，四象限变频器。经过计算，电机功率富裕量较大，达到1.4倍。该带式输送机重载启车时“溜车”，变频器报各种故障，启车失败，磨损制动器闸皮，存在严重安全隐患，本文对大倾角下运带式输送机启制动关键技术进行了分析。
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user: 2. 下运带式输送机空载/重载工况分析 2.1. 空载工况分析 大倾角下运带式输送机空载启动时，带式输送机胶带的下滑力不足以克服系统阻力，电动机处于电动状态，制动装置闸松开后，胶带不会带动滚筒往下溜车，变频器控制电机按照设定启动曲线缓慢启动。当电动机达到额定转速后，随着物料的加载，胶带及物料重力的下滑分力增大，电机转速超过额定转速，此时电机处于发电状态 [ 1 ]，完成整个启动、加载过程。空载停车时，电动机处于电动状态，变频器可以选择“自由停车”或“减速停车”方式停车，待胶带速度在0.3~0.5 m/s时，制动器开始抱闸。 2.2. 重载工况分析 大倾角下运带式输送机重载启动时，带式输送机胶带及物料重力的下滑力分力大于系统阻力，电动机处于发电状态，制动装置闸松开后，胶带带动滚筒开始往下溜车，此时如果没有制动措施，胶带机下滑速度越来越快，将发生“飞车”事故 [ 2 ]。通过控制系统、四象限变频器和制动装置的有效配合，实现大倾角下运带式输送机重载启动。有文章 [ 3 ] 提到下运带式输送机重载启动，可以采用胶带机缓慢松闸，采用胶带机在重力作用下滑行的方式启动，胶带机滚筒带动电机转动，待电机转速到达同步转速前，电机启动切入。此方式不采用软启动装置，电机直接启动，明显不适用于带式输送机。
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user: 3. 下运带式输送机控制技术 大倾角下运带式输送机启动和停止通过四象限变频器与下运制动装置共同实现的。在带式输送机空载启动和停车时，电动机均处于电动状态。启动时控制系统先发出“松闸”信号，松开制动器闸盘，然后发出“变频器启动”信号，变频器收到信号后按照设定启动曲线控制电机缓慢启动；停车时控制系统发出“变频器停机”信号，变频器控制电机减速缓慢停车，同时检测胶带速度，当胶带速度在0.3~0.5 m/s时，控制系统发出“制动器抱闸”信号，制动器开始抱闸。 在大倾角下运带式输送机重载启动和停车时，电动机均处于发电状态。启动时控制系统给制动器发出“松闸”信号的同时，发出“变频器启动”信号，随着制动力矩逐渐减小，变频器按照设定启动曲线控制电机，实现平稳启动；紧急停机时，控制系统发出“停机”信号，制动器开始抱闸，变频器采入“减速停车”方式产生反向制动力，随着制动力矩逐渐加大，变频器封锁输出，制动器抱闸完成。重载时必须依靠制动系统，可靠的下运制动器配置是下运带式输送机安全的保障。 在大倾角下运带式输送机加载过程中，如果加载量超过带式输送机的额定运量，很可能会发生“飞车”事故。如何防止“飞车”事故的发生？控制系统实时监测电机转速，当电机转速超过额定转速1.05倍时，控制系统发出“停止给料”信号，减少带式输送机胶带上物料，待电机转速恢复正常后，往带式输送机上重新开始给料；当电机转速超过额定转速1.1倍时，此时带式输送机已严重超载，随时可能发生飞车，控制系统应立即发出“停止给料”和“重载停车制动”命令。
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user: 4. 四象限变频器技术 《煤矿安全规程》明确带式输送机应设软启动装置，带式输送机软启动装置主要有偶合器、CST、变频器等。其中变频器以其优越的启动和调速性能，已经成为带式输送机最常用的软启动装置。因下运带式输送机的电动机经常性处于发电状态，电流经二极管流入会导致变频器母线电压升高，普通的二象限变频器不能满足使用要求，必须选用具有回馈功能的四象限变频器。 4.1. 四象限变频器原理 所谓四象限变频器是指变频器控制电机运行机械特性曲线在数学轴的四个象限(电动正转状态、回馈制动状态、反装电动状态、反接制动状态)均可运行。普通变频器大都采用二极管整流桥将交流电转化成直流，然后IGBT逆变技术将直流转化成电压频率皆可调整的交流电控制电动机，这种变频器只能工作在电动状态，称之为两象限变频器。由于两象限变频器采用二极管整流桥，无法实现能量的双向流动，电机回馈系统能量无法送回电网。而四象限变频器采用IGBT做整流桥，可以实现能量双向流动。 4.2. 四象限变频器矢量控制 变频器矢量控制分速度闭环矢量控制和无速度开环矢量控制两种。利用检测的定子电压、电流等容易检测到的物理量进行速度估计以取代速度传感器。通过异步电机矢量控制理论来解决交流电机转矩控制问题。矢量控制实现的基本原理是通过测量和控制异步电动机定子电流矢量，根据磁场定向原理分别对异步电动机的励磁电流和转矩电流进行控制，从而达到控制异步电动机转矩的目的。
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user: 5. 下运制动技术 《煤矿安全规程》明确下运带式输送机应加设软制动装置。下运带式输送机的过度依赖制动器，增加制动器的工作量，且对制动性能要求较高，可以说制动器是下运输送机安全运行的最后一道保障。目前常用的带式输送机制动器主要有盘式制动器、液力制动器、液压制动器等。相比较而言，盘式制动器具有制动速度可控、定车、断电制动等功能更适合下运带式输送机。 5.1. 盘式制动器 盘式制动装置是一种利用压力油压缩碟簧松闸，卸压后碟簧产生压力施闸的常闭式制动装置 [ 4 ]，主要由闸头、闸盘、液压站和电控箱组成。制动装置制动力为闸头上闸瓦与闸盘之间的摩擦产生的，通过调节闸瓦对闸盘的正压力，即可改变制动装置制动力，而正压力取决于油压。 5.2. 盘式制动器控制原理 盘式制动器收到控制系统“松闸”信号，制动器油泵电机启动，压力油通过高压油管进入活塞腔，压缩碟簧使闸瓦离开制动盘，闸瓦脱开制动盘的过程就是松闸的过程 [ 5 ]。当盘式制动器收到控制系统“抱闸”信号，制动器油泵电机停止，活塞腔油压降低，活塞在碟簧压力的作用下带动闸瓦压向制动盘，闸瓦抱紧制动盘的过程就是抱闸的过程，闸瓦与制动盘之间抱紧会产生大量的热，散热是盘式制动盘关键问题。
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user: 6. 某矿下运带式输送机重载“溜车”分析及解决 在现场，已经安装了四象限变频器、下运制动装置、控制系统的某矿大倾角下运带式输送机自2019年8月调试运行以来，一直存在重载启车“溜车”的问题，变频器被拖动报“过压”、“失控”等故障后，制动装置开始抱闸，重载启车失败。使用单位临时通过手动“松/抱闸”方式卸煤，空载后再次重新启车。整个重启过程耽误生产时间约1.5~2小时，对企业造成较大损失。制动装置闸瓦磨损较快，存在严重安全隐患。 6.1. 查看分析 经现场查看发现：(1) 控制系统核心PLC模块在硬件配置方面I/O点数不够。控制系统与变频器之间缺失部分变频器控制信号和故障返回信号，带式输送机司机无法通过人机界面全面了解变频器的状态，有时在变频器故障的情况下启车；(2) 控制系统不具备采集制动装置油压信号功能，控制系统通过时间估算方式实现制动装置和变频器启停车配合；(3) 控制系统不具备采集电机速度信号功能，变频器采用无速度传感器矢量控制，相对于有速度闭环控制，控制精度较低，尤其是在低频阶段；(4) 变频器参数设置需要调整，如启动频率、转矩提升、励磁时间、停车方式等。 6.2. 解决方法 由于轴编码器无法安装，变频器只能采用无速度矢量控制方式，但通过参数调整，提高了低频输出转矩；主要升级了控制系统硬件配置及软件画面，采集了制动装置油压信号，准确的控制制动器“松闸”及变频器“启动”，使两者配合得当，从2020年1月13日重新调试完成至今，该下运带式输送机重载启动正常，运行平稳，消除了安全隐患。
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user: 7. 结语 本文从下运带式输送机空载/重载工况分析，包括四象限变频器技术、下运制动和下运控制等技术已成为下运带式输送机的关键技术保障，各自需功能完善，还必须相互配合，才能使下运带式输送机安全、可靠运行。
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user: 摘要 针对后安煤矿090204工作面采空区自燃的事实，并且根据实际情况采取了井下注氮防灭火技术进行防灭火。阐述了注氮防灭火的工作原理，并对使用注氮防灭火技术的特点和工艺进行了认真地分析，分析认为注氮防灭火收到了良好的效果，保证了矿井的安全生产。
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user: 1. 引言 煤矿火灾事故是制约煤矿安全生产的主要矿井灾害之一，例如2013年2月28日19时43分，河北省冀中能源张矿集团怀来艾家沟矿业有限公司井下发生一起重大火灾事故，造成13人死亡，直接经济损失1425.08万元 [ 1 ]。在所有煤矿火灾事故中内因火灾高达90%左右，外因火灾占10%左右 [ 2 ]。因此我们必须加大煤矿火灾事故的防控力度，力争做到防患于未然。采空区自然发火是煤矿内因火灾的主要表现形式，其发火原因是因为采空区有大量的浮煤，这些浮煤如果有自然发火倾向，则会发生氧化自热，如果自热的热量不能散发，则积聚的热量就会使浮煤升温达到其燃点而自燃 [ 3 ]。通常防治采空区自燃的方法有均压防灭火法、采空区注浆法、采空区注氮法、采空区注液态CO 2 法等方法 [ 4 ]。采区注氮防灭火技术是一种比较常用的防灭火方法，该方法作为一种比较成熟的防灭火技术在国内外得到了广泛的应用 [ 5 ]。注氮防灭火的实质是通过向采空区注入大量的惰性气体，来惰化火区 [ 6 ]。通过大量惰性气体氮气的注入达到延长遗留煤炭的自燃发火周期，抑制遗留煤炭的燃烧、窒息火源，达到灭火的目的 [ 7 ]。近几年我国开采浅埋藏煤层的同煤集团四台矿、大斗沟矿、同忻煤矿，新疆的韦湖梁矿、宁煤集团白芨沟矿和羊场湾矿、阜新孙家湾矿、汾西煤业的新阳矿、内蒙的东辰矿和俄罗斯的奥矿均采用注氮防灭火技术取得了成功 [ 8 ]。这一技术只应用于加速封闭火区内火源的熄灭，以后又应用于抑制非封闭采空区里煤炭的自热或自燃，同时保证工作面正常生产 [ 9 ]。
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user: 2. 矿井及工作面概况 2.1. 矿井概况 山西朔州平鲁区后安煤炭有限公司后安煤矿位于朔州市平鲁区东南约14.5公里陶村乡王高登村附近，行政隶属于平鲁区陶村乡管辖。井田面积4.8336平方公里，批准开采4 # 煤层~11 # 煤层，现核定生产能力500万吨/年。井田采用斜井开拓方式，有主斜井、副斜井、行人斜井和回风立井四个井筒。矿井共设两个开拓水平，一水平标高为+1135 m，开采井田范围内的4 # 煤层，二水平标高为+1072 m，开采9 # 煤层、11 # 煤层。矿井通风方式为中央分列式，通风方法为机械抽出式，主扇为2台FBCDZ-10-№30型对旋式轴流通风机，一台工作，一台备用，配备电机型号为YBF630S1-10，功率280 KW × 2。矿井回采工作面采用全负压通风，掘进工作面采用压入式通风，矿井风量及各用风地点风量满足矿井生产需要，且通风系统正常运转。根据2019年瓦斯等级鉴定结果，矿井瓦斯绝对涌出量为2.95 m 3 /min，相对瓦斯涌出量为0.43 m 3 /t，属低瓦斯矿井。煤层自燃倾向等级均为Ⅱ类，均属自燃煤层，煤尘均有爆炸危险性。矿井采掘机械化程度100%。目前4 # 煤层布置1个综采工作面、1个掘进工作面，9 # 煤层布置1个综采工作面，5个掘进工作面。 2.2. 工作面概况 90204工作面位于井田东部，东部为矿界保安煤柱；西部9 # 北集中回风大巷、9#北集中轨道大巷、9 # 北集中胶运大巷；南部为90203工作面，北部为903采区胶运巷。90204工作面煤层厚度12.2 m，煤层倾角1˚~5˚，平均倾角为5˚，工作面切眼长度为173.2 m，工作面走向长度为1183 m。该工作面采用综合机械化放顶煤采煤工艺，走向长壁式采煤法，全部垮落法控制顶板。
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user: 3. 问题的提出 3.1. 提出问题 2019年10月份以来后安煤矿90204工作面回采过程中出现了CO气体，该工作面上隅角CO气体浓度为16 ppm左右。经过对工作面和地表的调查，对矿井的自然发火状况分析如下：工作面采空区浮煤已经开始低温氧化。 3.2. 原因分析 造成90204工作面采空区浮煤低温氧化的原因如下： 1) 后安煤矿所采的长焰煤为易自然发火煤层，其最短发火期为40~50天，当采空区浮煤长期氧化时，易产生CO气体。 2) 工作面的采空区内留有20%左右的浮煤，而且浮煤呈立体分布，位置较高，不管是洒阻化剂，还是黄泥灌浆，均顺底板流走，不易包裹这些浮煤，这些浮煤长期氧化，易自然发火。 3) 工作面离地表的垂高仅100~150 m，在工作面放顶煤开采时，易在地表形成裂隙，在井下负压通风的作用下，造成地面向采空区漏风，使采空区氧化带太宽，浮煤易自然发火。 4) 矿井为近距离特厚煤层开采，采空区的上部有4 # 煤层采空区，两层采空区仅17 m垂高，在开采9 # 煤层的90204工作面时，形成了地表→4 # 煤层90201采空区→9 # 煤层采空区90204工作面回风流的漏风。这个漏风通道在90204工作面的强大负压作用下长期漏风，使采空区浮煤易自然发火。 解决的方法与对策： (1) 针对后安煤矿所采的长焰煤为易自然发火煤层，其最短发火期为40~50天，该矿采取了向采空区注氮来惰化采空区，减缓遗煤氧化的过程。 (2) 针对工作面的采空区内留有20%左右的浮煤，而且浮煤呈立体分布，位置较高，不管是洒阻化剂，还是黄泥灌浆，均顺底板流走，不易包裹这些浮煤，这些浮煤长期氧化，易自然发火的实际情况该矿采取了加快工作面回采速度，同时在工作面上、下隅角打沙袋的方法减少向采空区的漏风量。 (3) 针对工作面离地表的垂高仅100 m~150 m，在工作面放顶煤开采时，易在地表形成裂隙，在井下负压通风的作用下，造成地面向采空区漏风，使采空区氧化带太宽，浮煤易自然发火的实际情况该矿采取了在地面用黄土封堵地表裂隙的方法进行堵漏，收到了良好的治理效果。 (4) 针对矿井为近距离特厚煤层开采，采空区的上部有4#煤层采空区，两层采空区仅17 m垂高的实际情况该矿采取了均压通风防灭火的方法来进行治理收到了良好的治理效果。
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user: 4. 注氮防灭火技术的实践与应用 4.1. 注氮防灭火技术的工作原理 1、注氮防灭火原理 注氮防灭火的工作原理是实现可燃物对氧气的一种隔绝和屏蔽，即消除燃烧三要素中的氧气这一要素。所有的火焰的燃烧都会在氧气浓度低于10%~12%时候熄灭，低温干馏性的燃烧在氧气浓度低于2%时熄灭。用惰性防灭火和阻止瓦斯爆炸的过程称为惰化，惰化后的火区因氧气不足而不能燃烧和爆炸。氮气防灭火技术就是指将氮气送入防灭火区，使该区域内空气惰化，使氧气浓度小于煤自然发火的临界氧浓度，从而防止煤氧化自燃，或使已经形成的火区窒息的防灭火技术 [ 10 ]。 2、氮气防灭火的特点 1) 氮气比空气略轻，可以充满封闭范围内的所有空间，特别有利于工作面采空区上部和巷道冒顶区的防灭火。 2) 通过管道输送，不需用水，输送方便。 3) 灭火过程中不损坏井巷设备，使灾后恢复工作简单。 4) 氮气本身无毒，使用安全。 5) 使用方便，投入防灭火速度快，采空区有发火征兆时，只需开启阀门，便可迅速向采空区注入氮气。 6) 灭火速度快，能迅速降低封闭区的氧含量使火区窒熄。 7) 目标注氮时，能迅速降低巷道冒顶区的一氧化碳含量，保证灭火人员的安全。 8) 能提高火区内气体压力，减小火区漏风。 4.2. 注氮防灭火技术的应用 后安煤矿的氮气防灭火系统由制氮机、输氮管路和采空区钻孔套管组成。在地面采用了两台DT1000型中空膜分离型制氮机同时向运行，向井下源源不断地供给纯度为98.5%的氮气。90204工作面采用“U”型通风方式，将注氮管从该工作面上隅角输送到采空区，从而达到抑制遗煤自燃的目的。 1) 制氮机 在地面设置两台DT1000型中空膜分离型制氮机制氮机。 制氮机的参数为 氮气产量(Nm 3 /h) 1200 × 2 氮气纯度(%) ≥98 出口压力(Mpa) 0.5~0.7 起动时间(min) 40 装机容量(KW) 2 × 360 两台制氮机同时运转，可以满足矿井治理CO超限需要。 2) 输氮管路 输氮管直径： 输氮管直径按公式1计算 [ 11 ] D = 145 Q V (式1) 式中：Q——最大输氮流量，为40 m 3 /min； D——注氮管路最小直径，mm； v——管道内氮气允许流速，当氮气压力为0.3~0.6 Mpa时，v为25 m/s； 将以上数据代入式1，算出D = 183 mm。 故矿井的输氮管路选取为Φ210 mm的无鏠钢管1趟。 3) 确定采空区合理防火注氮流量 采空区合理的防灭火注氮流量根据理论计算和矿井工作面防灭火注氮实践考察而确定 防火注氮流量的计算和工作面的风量、产量、采空区体积、瓦斯涌出量及煤炭发火程度有关。 根据氧含量计算防火注氮流量 [ 12 ]。 Q N = 60 k n r e Q 0 C 1 − C 2 C n + C 2 − 1 (式2) 式中： Q 0 ——采空区氧化带内漏风量，工作面风量为1200 m 3 /min，取Q 0 为12 m 3 /min； C 1 ——采空区内氧化带平均氧含量，取为15%； C 2 ——采空区氧化带防火惰化指标，取为7%； C n ——注氮防火时氮气纯度，取为98%； k——输氮管路损失系数，为1.1~1.2，取为1.1； n——工作面推进度系数，40~90 m/月为1；大于90 m/月取为0.9；取为1； r——煤层自然发火期，1~3个月为1.2，3~6个月为1，6个月以上为0.8；取为1； e——防灭火用途，防火取1，抑制高浓度CO取为1.8 Q N = 60 × 1.1 × 1 × 1 × 12 × 1.8 0.15 − 0.07 0.07 + 0.98 − 1 = 2280   m 3 / h (式3) 采空区治理高浓度的CO超限所需注氮流量取为2300 m 3 /h。 4) 注氮防灭火工艺 由于地表存在漏风，采空区浮煤较多，工作面采空区漏风也比较严重，使采空区隋化欠帐较多，因此需保持采空区大流量注氮，矿井1号、2号制氮机全部注入井下采空区。 由于工作面风量较大，故采取采空区埋管注氮的方法，其方法为：在工作面进风顺槽埋设Φ108 mm钢管1趟，随着工作面的推进，钢管被埋入采空区进风侧，当埋管进入采空区35 m时开始注氮，埋管步距为35 m，埋管进入采空区90 m时断掉此埋管，换成另一趟埋管注氮，让采空区氧化带永远有二趟管路埋入(示意图如图1)。这种方式虽然浪费大量的管材，但能将氮气注入采空区的深部，适合于工作面风量大、采空区冷却带宽或采空区涌水较大的工作面，本工作面风量较大，故将注氮防火方法选为采空区埋管注氮。为了防止采空区的积水涌入埋管，将埋管出口端做成45˚的弯头，氮气出口端高于采空区底板0.5 m，如图1所示。埋管注氮时，必须保证采空区内35~90 m范围始终有2趟注氮管在注氮，保证将氮气注入采空区氧化带，因此当第一根埋管进入采空区35 m时，应即时埋入第2趟注氮管。 图1. 90204工作面采空区埋管注氮示意图
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user: 5. 注氮防灭火效果分析 自从2019年10月份后安煤矿90204综放工作面上隅角出现CO以来矿方积极采取注氮防灭火措施，收到了良好的防灭火效果。2019年10月31日该矿实行注氮防灭火后，累计向该工作面采空区注氮113.4万m 3 ，有效地抑制了采空区CO向上隅角和回风顺槽涌出，工作面上隅角CO气体浓度从16 ppm左右降到0 ppm，保证了工作面的安全生产。
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user: 6. 结论 由后安煤矿90204综放工作面实施注氮防灭火措施收到良好的使用效果可知，注氮防灭火技术是一项成本低廉、制作方便、工人劳动强度低、效果明显、安全可靠的防灭火技术，在煤矿现场得到了广泛的推广和应用，但是必须值得注意的是必须结合煤矿现场实际情况采取注氮防灭火技术，并且该技术与其他防灭火技术有机结合使用效果会更好。
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user: 摘要 结球菊苣栽培分两个阶段，一是肉质根繁育阶段，二是肉质根在黑暗条件下软化栽培成芽球阶段。本文主要介绍结球菊苣软化栽培管理技术，包括肉质根周年贮存、前期准备、根株软化生产等方面内容，以为宁夏结球菊苣生产管理提供参考。
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user: 1. 引言 菊苣(Cichorium intybus L.)原产于地中海沿岸，自然生长情况叶作为饲草，属于菊科菊苣属的两年或多年生植物，其肉质根经过软化栽培生长成为叶球后可食用，叶球中含的多种微量元素和丰富的胡萝卜素、钙、钾及VC等 [ 1 ] 为人体所需。芽球菊苣口感清脆，其略带苦味是由于含有马粟树皮素、野莴苣甙、山莴苣苦素等物质，其药用价值具有清肺利胆的功效 [ 2 ]。菊苣属于耐寒蔬菜，主要以第一阶段形成肉质根后再进行软化培育所形成的软化叶球食用。于1980年初引入我国进行试验种植，现在已经成为一种比较受欢迎的保健型蔬菜在国内被消费者认可。经过2019年、2020年的栽培试验，总结出宁夏地区结球菊苣软化栽培技术。
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user: 2. 肉质根周年贮存 菊苣的肉质根繁育常规露地条件下一年一季进行种植，在宁夏地区由于气温较低，夏秋季节窖藏不能满足休眠蓄冷 [ 3 ]。为了满足软化栽培需求可以结合温室或拱棚进行周年肉质根生产，其肉质根储藏温度为0℃~3℃、空气湿度95%。储藏时期为1个月至4个月，时间过长会出现肉质根霉变、腐烂情况。
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user: 3. 肉质根软化栽培 1) 栽培管理 肉质根采收标准是无侧根且直圆锥形，菊苣肉质根采收后需分等级进行贮藏，重量100 g、横径3~5 cm、长15~20 cm左右。每667 m 2 大田的肉质根株需20~23 m 2 温室软化栽培面积。目前菊苣软化栽培的常用方式可分为水培法和土培法。水培法适合在具有工厂化立体栽培设备的条件下应用 [ 4 ]。本试验是在日光温室内盖小拱棚覆进行基质栽培，首先在地面上开挖植根槽(槽深25 cm，槽宽100~120 cm，长度根据温室而定)，植根槽准备好后在槽底部及周边均匀喷撒50%百菌清500倍液 [ 5 ]。肉质根摆放方法为从一头开始，按照冷藏前分类级别分槽相互紧挨着码放，摆放后浇一大水至肉质根叶芽以下，浇水后立即覆盖10 cm的消毒基质，肉质根叶芽部位必须露出基质以上。基质铺平后即刻浇足二水，浇水后插小拱架覆盖黑色薄膜(如一层不够可加层)，创造黑暗条件软化叶球。 温度管理 菊苣软化栽培期间对温度较为敏感，在进行软化栽培时肉质根部10~15 cm基质层温度控制在12℃~17℃，如果基质层温度过高容易出现叶球徒长，且叶球结球不紧实，出现叶球商品学较差、产量下降问题；基质层温度过低则芽球生长缓慢，所需软化时间延长，生产成本增加。 湿度管理 由于日光温室内部封闭性比较好，土壤水分蒸发较小，在进行菊苣肉质根软化栽培时，加盖小拱棚后软化槽经前期浇水后再不需要进行补水。湿度太大将引起芽球腐烂、霉变；特殊土质条件下(沙质土壤)，湿度太低，软化芽球生长量较小，可以适当补小水1次~2次，补水过程水不可进入根冠部位以上。小拱棚内空气保持在湿度85%~90%。 光照管理 小拱棚的软化槽内要绝对黑暗，应常检查芽球生长情况。否则芽球见光变绿，球叶散开，品质下降。软化菊苣小拱棚内温度调节应通过温室通风口或保温被升降来进行室温调节。 病虫害防治 菊苣肉质根软化栽培期内由于生长环境无光线并且空间封闭，湿度较高，在软化栽培过程中容易发生菌核病，所以在软化栽培过程中应该多检查生长情况，出现发病植株即刻拔掉并进行一次药剂防治。如果发病比较严重可以用百菌清600倍液进行喷施防治。 2) 芽球采收 软化菊苣叶球采收时应从叶球基部一次性切割，刀口过高容易造成散叶。商品芽球的芽叶厚而芽球紧实，单芽球球重80~120 g，长度12~15 cm。宁夏地区软化菊苣一般在12月中下旬开始软化栽培，1月中下旬陆续采收上市。 3) 产品分类及包装 软化菊苣商品菜产品在采收后包装前应该进行产品分级，将采收后的菊苣按照大中小可分三级进行包装上市。包装箱体可以用防水性较好的纸箱或泡沫材质箱体，采收芽球用发泡网袋单球包装，每箱可以摆放3层~4层，每层需要覆盖隔光膜，防治芽球见光返绿。打好包装的软化菊苣可以在2℃~4℃条件下冷库贮藏10~15 d。
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user: 摘要 就目前电网数据研究来看，专门针对电压数据的研究只是在过电压问题监测识别及电压数据采集管理 方面有涉及。本文考虑广州地区不同母线电压在不同时期表现出的规律性，在此利用支持向量机回归进行电压特征曲线研究。在不完全考虑电力系统内部具体运行的情况下，使用K-均值聚类对系统表现出的电压特性进行分类研究，引导出对电压方面研究，加强对电网各个数据层面的分析，并且提高电压管理的有效性。
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user: 1. 引言 相对于研究非常多的负荷而言，电网运行数据中另一个与负荷数据同样海量的电压数据却很少研究。就目前电网数据研究来看，专门针对电压数据的研究只是在过电压问题监测识别及电压数据采集管理 [ 1 ] 方面有涉及。 用户用电模式是用户用电的一个非常重要特征，通过用户的用电模式特征了解，不仅更深刻掌握用户用电行为特征，制定针对性强的营销策略，还对负荷管理、电力规划等有指导作用。用户负荷曲线是对用户负荷的详细时序记录，综合体现了用户用电特征。王志勇 [ 2 ] 通过对客户用电数据归一化等预处理后进行聚类，得到类族典型负荷曲线，有效区分了各类别的经济类型用电模式。钟伟宽 [ 3 ] 采用工作日和休息日对用户日负荷曲线分类，取平均后并进行正规化的曲线作为代表性负荷曲线，进而运用模糊C均值聚类法得到各类典型用户负荷模式特性，并对各类负荷曲线之间进行了对比，表明了模糊聚类在用户的负荷曲线特征提取方面的可行性。冯璐，王成文，申晓留，谭忠富 [ 4 ] 基于灰色聚类和层次分析法，对用户风险和价值方面的特征提取进行了研究。 本文根据广州地区不同母线电压在不同时期表现出的规律性，在此利用支持向量机回归进行电压特征曲线研究，使用K-均值聚类对系统表现出的电压特性进行分类研究。通过对电压数据进行探索分析后发现，电压数据也是具备较强规律性和重复性，特别是时间序列的周期性特点、电压数据与时间段的关系以及不同主变之间存在的相似性等方面。
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user: 2. 支持向量机回归 本文以当前时刻为研究切面，通过对电压数据建立支持向量机回归 [ 5 ] 模型，对前期历史电压数据进行模型训练后，通过回归预测方式给出当前时刻某主变电压特征曲线数据，并对回归后得到的电压曲线进行分析，加深了对主变和电压数据的认识。 考虑样本如下 D = { ( x 1 ， y 1 ) ， ( x 2 ， y 2 ) ， ⋯ ， ( x k ， y k ) } ，       x i ∈ R n ，   y i ∈ R 考虑线性拟合的情况，用下面的函数来拟合以上样本 f ( x ) = ω ⋅ x + b (2.1) 假设函数(1)能够以精度 ε 零误差地拟合样本，那么得到： { y i − ω ⋅ x i − b ≤ ε ω ⋅ x i + b − y i ≤ ε ，         i = 1 ， 2 ， ⋯ ， k (2.2) 考虑到可能允许出现的拟合误差的情况，引入松弛变量 ξ i ≥ 0 和 ξ i * ≥ 0 ，(2.2)变成 { y i − ω ⋅ x i − b ≤ ε + ξ i ω ⋅ x i + b − y i ≤ ε + ξ i * ，         i = 1 ， 2 ， ⋯ ， k (2.3) 通过最小化 ( 1 / 2 ) ‖ ω ‖ 2 来控制函数集的复杂度。再考虑到拟合误差的情况，线性回归问题转化成二次优化问题 min     1 2 ‖ ω ‖ 2 + C ∑ i = 1 k ( ξ i + ξ i * ) (2.4) 其中， C > 0 ，为一常数，作为超出拟合精度 ε 的样本的惩罚因子。前一部分代表了函数的推广能力，后一部分代表了经验误差(即拟合函数对训练样本的误差)，两个合起来就是统计学理论中提到的结构风险最小化。采用优化方法得到其对偶问题，在约束条件： { ∑ i = 1 k ( α i − α i * ) = 0 ， 0 ≤ α i ， α i * ≤ C ，       i = 1 ， 2 ， ⋯ ， k (2.5) 下，对拉格朗日因子 α i ， α i * ，最大化目标函数 W ( α ， α * ) = − ε ∑ i = 1 k ( α i + α i * ) + ∑ i = 1 k y i ( α i − α i * ) − 1 2 ∑ i ， j = 1 k ( α i * − α i ) ( α j * − α j ) ( x i ⋅ x j ) (2.6) 可以求得回归函数 f ( x ) = ( ω ⋅ x ) + b = ∑ i = 1 k ( α i * − α i ) ( x i ⋅ x ) + b * (2.7) 当函数 f ( x ) 为非线性时，通过一种事先规定好的映射 ϕ ( x ) : R n → R m   ( m ≥ n ) ，将样本投影到的一个特征空间(Hibert空间)，进行线性回归。可以通过满足Mercer条件的核函数 k ( x ， x i ) 代替在其高维特征空间内积运算。公式(2.7)用核函数替换，得到特征空间的线性函数： f ( x ) = 〈 W ， ϕ ( x ) 〉 + b
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user: 3. K-均值聚类 K-均值聚类 [ 6 ] 在连续型数据下应用非常广泛，考虑到本文研究电压数据结构为典型时序特征连续型数据，且主要处理日电压特征向量，与层次聚类、DBSCAN聚类等聚类技术相比，采取K-均值较符合数据结构特点。 具体来看，影响指定参数K的K-均值算法分类效果的在于距离定义、聚类目标函数选择、初始质心确定，以及在开始的参数K选择。 1) 压特征曲线距离测度定义 在所有聚类技术中，最基础的工作就是定义距离测度。本文电压特征K均值聚类定义采用欧式距离，设 V ， V ^ 为分别两条母线 a ， b 对应的日电压特征向量，则 a ， b 的日电压特征曲线距离为 d ( a ， b ) = d ( V ， V ^ ) = ∑ i = 1 96 ( V i − V ^ i ) 2 (3.1) 2) 类目标函数 聚类的效果需要评估指标进行判断，在此我们选择误差平方和(SSE， sum of the square error)作为评估指标 SSE = ∑ i = 1 K ∑ x ∈ C i d ( c i ， x ) 2 (3.2) 即计算每根母线与其类中心的距离，再对所有类的距离进行求和得到。其中 d ( c i ， x ) 为上面定义的欧式距离， c i 为第i类的类中心，实际上采用上面欧式距离， c i 可以推得为 c i = 1 m i ∑ x ∈ C i x (3.3) 实际上，采用欧式距离时， SSE = ∑ i = 1 K ∑ x ∈ C i ∑ j = 1 96 ( c i ， j − x i ) 2 (3.4) c i ， j 为类中心 c i 的第j时刻的特征电压值，对(5.4)式子求偏导数可得到(5.3)为最优。 3) 初始中心选择 选择初始中心是K均值聚类中重要一环，初始中心的位置能影响算法迭代次数以及最终能否找到最小SSE聚类。为减少出现算法陷入局部最优情况，我们采用常用的随机初始化中心技术，即多次运行，每次随机选择一组中心，比较选取最小SSE的分类。 4) 最佳分类数确定 确定最佳分类数是聚类分析中还未形成统一解决理论的问题，其中关键的困难是对类的结构和内容难以形成一致的概念。在研究实践中，一般是研究者根据研究目的，根据实际数据和要求，选择适宜分类数。Demirmen (1972)曾提出了根据树状结构图来分类的准则： a) 每一类须在与其他各类相比是突出的，即各类中心之间距离须足够大； b) 每一分类不要包含过多元素； c) 分类数应与分析目的一致； d) 在使用几种不同聚类技术分析时，聚类结果上应该发现相同的类。 本文研究的主变电压特征分类问题，目前没有相关关于聚类分类数的理论支持，在相近的负荷特征曲线分类问题上，研究者基本上从实验效果上给出分类数 [ 7 ]，而未从理论高度阐述。本文分类数确定方式也采取从多次实验中选择分类效果较明显的分类数。
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user: 5. 聚类结果及分析 上节我们对广州AVC系统中主变的电压特征曲线进行了聚类分析，得到6类电压运行模式。每类主变及其类中心的电压特征曲线如图3，其中红色为类中心曲线。 图3. K均值聚类结果图 从各聚类组的叠加效果上看，聚类效果不错，聚类中心能较好的反映本聚类组的形态特征。 由图4：各主变聚类中心特征曲线图可见，第三类的电压特征曲线总体位于最高位，第五类电压特征曲线总体位于低位，这两类的组内标准差较小，说明这两组组内特征一致，聚类效果较好。第一类特征曲线总体介于第三到第四之间，居于中间位置，标准差最大，区别较大，存在继续细分的可能。第六类特征曲线凌晨时间居于中间位置，其余时间居于最低位置，标准差较大，样本数量较少。第二类、第四类电压特征曲线居于中间位置，组内标准差适中。 图4. 各主变聚类中心特征曲线图 第三类电压特征曲线需要重点关注，原因在于此类特征电压曲线具备非常明显的越限特征，从凌晨开始电压一直处于高位状态，在第三十一个时间点之前都大于10.6 KV，即都高于AVC系统设定的电压调整上限。由于AVC系统具备自动调节功能，当电压高于设定上限时，会调节设备，使得电压降低，而第三类电压曲线一直处于高于调整上限甚至高于合格电压状态，说明具有此类电压特征模型的主变调节设备不能完全满足本区域内平衡电压的要求，相关单位需要加强监测此类主变辖区内电压运行状态，完善调控方案。 图5. 各聚类特征曲线数量分布 由图5：各类聚类特征曲线数量分布图，可知，在本文聚类研究的时间点上，第三类特征曲线有122个，占比为21.25%，在整个电力系统中占比较大，需要重点关注，及时调整，以保证整个片区电压合格率。
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user: 6. 结论 综上所述，第三类和第五类组内标准差较小，聚类效果较好；第一类组内标准差较大，可以进一步细分；第六类组内标准差较大，但是样本数量较少，可以不用考虑再细分；第二类和第四类组内标准差适中，可以根据划分精度的要求，决定是否进一步细分。
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user: 摘要 为了了解截面填充率对部分填充钢箱–混凝土拱受力性能的影响，本文利用ABAQUS有限元软件建立部分填充钢箱–混凝土拱的数值模型，分析了截面填充率对该类结构受力特性的影响。分析结果表明：对称加载时的极限承载力明显要大于非对称加载时的极限承载力；极限荷载随着截面率的增大而提高；填充率对拱结构的刚度和破坏形态影响不大，但其延性随填充率的增大而降低。本文所获得分析成果可为该类结构的进一步研究及工程应用提供参考。
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user: 1. 引言 混凝土拱桥由于跨越能力大、承载能力高、经济实用、造型美观而成为我国西部山区跨越深谷、河流常用的桥型之一。但是由于材料性能限制、施工困难等因素，修建大跨径混凝土拱桥存在较大的困难。因此，人们长期以来寻求拱桥结构体系和施工技术的创新，以降低工程造价和施工难度，拓展拱结构的应用空间。 将钢与混凝土组合起来形成组合体系拱桥被认为是解决混凝土拱桥缺点的最有效途径之一，其中最为典型的就是钢管混凝土拱桥。并且钢管混凝土拱桥 [ 1 ] 在我国桥梁建设中很快得到应用推广。然而，钢管混凝土最适合应用的场合是纯压结构。而拱桥由于活载作用、温度变化、收缩徐变、基础变位等影响，不可避免的存在弯矩的作用，使其处于偏心受压状态，从一定程度上减小了钢管混凝土的使用效益。 文献 [ 2 ] 等为了解决山区拱脚的施工问题，提出了一类新型结构——钢箱–混凝土拱桥，其特点是在空钢箱顶板上浇筑混凝土形成组合截面。由于空钢箱可以作为后浇筑混凝土的支架和施工平台，因而大大降低了施工难度。该类结构中由于空钢箱上方的混凝土没有受到三向约束，其强度没有提高。 借鉴矩形钢管混凝土的优势，文献 [ 3 ] 等提出了一种适用于受弯构件的新型钢–混凝土组合结构——部分填充钢箱–混凝土结构。其特点是将空钢箱分成上下两个部分，在受压部分填充混凝土，受拉区则为空钢箱。这种结构中截面受压区的混凝土由于受到钢箱的三向约束，抗压强度和构件延性都大大提高，从而提高了构件的受力性能。 显然，基于部分填充钢箱–混凝土结构材料分布的特点，将其应用于偏心受压构件也是合理的。实际工程中拱桥多处于偏心受压状态，因而可以考虑将部分填充钢箱–混凝土应用于拱结构，从而形成一种新型组合拱——部分填充钢箱–混凝土组合拱 [ 4 ]。本文采用非线性有限元方法对截面填充率度部分填充钢箱–混凝土拱结构受力性能的影响进行分析，以便了解其受力性能。
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user: 2. 有限元分析 2.1. 材料的本构关系 2.1.1. 钢材的本构关系 目前，常用的钢材本构模型有理想弹塑性本构模型、两段式强化本构模型、五段式弹塑性本构模型等 [ 5 ] [ 6 ]。本文为了能够较快速，较方便，较准确的分析模型，选用如图1(a)所示的理想弹塑性本构进行分析，其表达式为： { σ = E s ε ε ≤ ε s σ = σ s ε > ε s (1) 2.1.2. 核心混凝土的本构关系 核心混凝土本构关系模型需要考虑钢箱对混凝土的约束套箍作用。韩林海等 [ 7 ] [ 8 ] 以套箍效应系数为主要参数，提出了组成方钢管混凝土核心混凝土的本构关系模型。其本构关系曲线如图1(b)所示。其模型综合反应了钢箱–混凝土结构中核心混凝土的约束特点，模型适用性广。具体表达式为： y = { 2 ⋅ x − x 2 x ≤ 1 x β 0 ⋅ ( x − 1 ) n + x x > 1 (2) 式中： x = ε ε 0 ； y = σ f c ； β 0 = f c 0.1 1.2 1 + ξ ； η = 1.6 + 1.5 / x ； ε O = ε c ⋅ ζ 0.2 ⋅ 10 − 6 ； ε O = ε c + 800 ⋅ ζ 0.2 ⋅ 10 − 6 ； ξ = A s f y A c f c = ρ f y f c ； f c 的单位为MPa。 ξ 表示套箍效应系数，其中： ρ = A s / ( A c + A s ) 为截面含钢率； A s 和 A c 分别是钢箱和混凝土的面积(空钢箱不考虑钢箱横截面面积)； f y 为钢材的设计强度； f c 为混凝土的设计强度。 混凝土受拉本构关系如图1(c)所示，其表达式为： { y = 1.2 x − 0.2 x 6                   x ≤ 1   y = x α t ( x − 1 ) 1.7 + x         x > 1   (3) 式中， x = ε ε t ， y = σ f t * ， α t 为单轴受拉应力–应变曲线下降段的参数值，按表1取用， f t * 为混凝土的单轴抗拉强度， ε t 为与 f t * 相应的混凝土峰值拉应变，按表1取用。 图1. 钢材和混凝土材料本构关系曲线示意图 Table 1 The parameter value of concrete uniaxial tensile stress-strain curv f t * (MPa) 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 ε t ( × 10 − 6 ) 65 81 95 107 118 128 137 α t 0.31 0.7 1.25 1.95 2.81 3.82 5 表1. 混凝土单轴受拉应力–应变曲线的参数值 2.2. 模型参数 计算模型的钢箱截面尺寸为100 × 60 mm(高 × 宽)，计算跨径为2400 mm，计算矢高为800 mm，钢板厚度为2 mm。核心混凝土选用C40，钢箱选用Q235钢材。为了分析不同填充度对部分填充钢箱–混凝土拱受力性能的影响，钢箱的截面填充率在30%~70%之间变化。此处截面填充率 γ = A c / A p ， A c 和 A p 分别是混凝土的面积和钢箱围成的净面积。通过调整混凝土与空钢箱之间隔板的位置来调整混凝土的填充高度，从而实现了截面填充率的改变。混凝土填充高度分别取3 cm，4 cm，5 cm，6 cm，7 cm，对应的 γ 分别为30%，40%，50%，60%，70%。 2.3. 加载条件和网格划分 每个构件均考虑仅在L/4加载和在L/4、L/2、3L/4三点加载两种工况。加载通过在各加载点处添加钢板垫块作为加载平台来实现。垫块与钢箱表面采用绑定约束即完全是一个整体。以荷载控制来进行加载，在加载平台上面施加表面压强。核心混凝土采用C3D8R实体单元，钢箱采用S4R壳单元，并且采用扫掠网格技术(SWEEP)对钢箱壳单元、混凝土实体单元分别划分网格。钢箱与混凝土之间的相互作用采用法向硬接触以及切向库伦摩擦接触(摩擦系数 μ 取0.6) [ 9 ]。
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user: 3. 有限元分析结果 3.1. 截面填充度对变形性能的影响 3.1.1. L/4加载 L/4偏载工况下各不同截面填充率构件在L/4和3L/4处的荷载–位移曲线如图2所示。可以看出，在L/4非对称加载时，拱结构的荷载–位移曲线经历了明显的弹性阶段、弹塑性阶段以及屈服强化阶段，五个不同的截面填充率下荷载–位移曲线在弹性阶段基本保持重合，说明拱结构刚度基本是一致的。进入弹塑性阶段后，各曲线的最大荷载不一样，但仍基本保持平行，说明刚度仍基本相同。由此可见，截面填充度对部分填充钢箱–混凝土拱刚度的影响不明显。 图2. L/4加载不同截面填充率构件的荷载–位移关系曲线图 3.1.2. 三点对称加载 L/4、L/2、3L/4三点对称加载工况拱顶和L/4处的荷载-位移曲线如图3所示。可以看出，无论是在哪个截面，拱结构的荷载–位移曲线经历了明显的弹性阶段、弹塑性阶段以及屈服强化阶段，五个不同的截面填充率下荷载–位移曲线在线性阶段大致保持一致，说明三点对称加载情况下截面填充率对结构刚度的影响比较小。 图3. 三点对称加载不同截面填充率构件的荷载–位移关系曲线图 从图2、图3可以看出，随着截面填充度的提高，构件屈服荷载和极限荷载都有所提高，但其极限变形均基本不变或者有所减小。可见随着截面填充度的增高，结构的延性在降低。 3.2. 截面填充度对破坏形态的影响 3.2.1. L/4加载 图4(a)为构件在L/4非对称加载的变形图，从图中明显可以看出，拱结构基本上以拱顶为中心呈现竖向反对称变形；图4(b)为构件在L/4加载时，最后阶段混凝土压应力云图，从云图中可以看出，在加载点处，混凝土最大压应力已经超过了其抗压强度，混凝土已经被压碎，可以认为拱结构已破坏，失去承载能力。因此，在L/4非对称加载时，拱结构的最终破坏形态是内填混凝土被压碎。 图4. L/4加载情况下部分填充钢箱–混凝土拱的破坏形态 3.2.2. 三点对称加载 图5(a)为构件在三点对称加载时的变形图，从图中可以看出，拱结构基本以拱顶为中心呈现竖向正对称变形；图5(b)为构件在三点对称加载时，最终阶段混凝土压应力云图。可以看出，混凝土的最大压应力已经远远超过了其抗压强度，混凝土已经被压碎，可以认为拱结构以破坏，失去承载能力。因此，在三点对称加载时，拱结构的最终破坏形态仍然是内填混凝土被压碎。由此可见，截面填充度对部分填充钢箱–混凝土拱的破坏形态影响不大。 图5. 三点对称加载情况下部分填充钢箱–混凝土拱的破坏形态 3.3. 截面填充度对极限承载力的影响 将极限荷载定义为构件荷载–挠度曲线的顶点，整理得到极限荷载与截面填充率之间的关系曲线如图6所示。其中图6(a)为L/4非对称加载，极限荷载为L/4截面荷载(挠度曲线的顶点；图6(b)为三点对称加载，极限荷载为拱顶截面荷载–挠度曲线的顶点。从图中可以看出，总体而言，拱结构的极限承载力随着截面填充度的提高而增大，但两者并不呈简单的线性增长关系；三点对称加载情况下的承载力要大大高于非对称加载的承载力，在填充度相同的情况下，前者大致为后者的三倍。 图6. 截面填充率对承载力的影响
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user: 4. 结语 本文计算分析了部分填充钢箱–混凝土拱结构极限承载力问题，讨论了截面填充率对极限承载力的影响。所得结论如下： 1) 不论是对称加载还是非对称加载，截面填充率对部分填充钢箱–混凝土拱的刚度影响不明显，但其延性随截面填充率的提高而降低； 2) 截面填充率对部分填充钢箱–混凝土拱的破坏形态影响不大，最终破坏均为內填混凝土的压碎，且其破坏应力均大于混凝土的单轴强度，说明钢箱的套箍作用较为明显； 3) 不管是以什么方式加载，极限荷载随着截面率的增大而提高；但三点对称加载时比L/4非对称加载时极限承载力提高要明显很多。 4) 三点对称加载情况下的承载力要大大高于非对称加载的承载力。
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user: 摘要 本文根据我国2000年~2019年间人口出生率、离退休人员参加基本养老保险人数等数据，通过回归分析等方法研究老龄化背景下我国城镇居民基本养老保险支出影响因素分析。分析结果显示，我国城镇居民基本养老保险基金支出和65岁及以上人口数均呈现逐年上升趋势，并且与我国城镇职工基本养老保险基金收入、人口自然增长率、老年抚养比以及在职职工参加养老保险人数存在相关性。但近几年我国人口出生率下降趋势明显，人口死亡率仍然维持在7%左右的水平，使得人口老龄化的问题越来越明显。
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user: 1. 引言 一个国家或地区65岁以上老年人口占人口总数的7%，就说明这个国家或地区的人口处于老龄化社会。2000年我国65岁及以上人口占全国人口比例6.96%，标志着我国正式步入了老龄化社会。随着65岁及以上人口的快速增长，我国正在经历覆盖面最广、持续时间最长、发展速度最快的老龄化发展阶段。程杰(2015)指出人口结构变化和经济增长放缓对于现收现付制的养老保险体系构成重大挑战 [ 1 ]。老龄化严重使我国面临很严峻的养老保障等社会问题。在研究养老保险基金相关问题上，蒋彧(2018)通过构建回归模型，研究人口结构、养老保险与居民消费之间的关系 [ 2 ]。而根据相关数据显示，我国城镇居民基本养老保险基金支出也呈现逐年上升的趋势，这与我国老年人口的增多有着直接的联系。本文在我国人口老龄化的基础上，研究城镇居民基本养老保险基金支出影响因素。根据2000年~2019年间人口出生率、死亡率、总人口数、离退休人员参加基本养老保险人数等数据进行分析，并得出结论。
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user: 2. 全国居民基本养老保险基金支出基本情况 根据图1可以发现我国自2000年起正式步入人口老龄化社会以来，65岁及以上人口数呈逐年上升趋势，2000年为8821万人，占全国人口比例6.96%；到了2019年增长到1.7亿，占比为12%，远超7%的边界值。说明到了2019年我国的老龄人口进一步增多，人口老龄化现象越来越明显。在此情况下，我们发现我国城镇职工基本养老保险基金支出也呈现逐年上升趋势，数据如图2所示。 图1. 全国65岁及以上人口总数 图2. 城镇职工基本养老保险基金支出 结合65岁及以上人口和城镇职工基本养老保险基金支出的数据来看，虽然两项均呈现逐年增加趋势，但根据图3我们可以看到后者的年增加率是大于前者的。这就说明每年人口在增加的同时基本养老保险基金支出的增加更多。 图3. 我国65岁及以上人口和城镇职工基本养老保险基金支出年增加率
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user: 3. 模型分析 多元回归模型 多元线性回归是一个因变量Y的均值与多个自变量 x 1 ，   x 2 ，   ⋯ ，   x p 间存在的线性关系。多元回归模型为： y = β 0 + β 1 x 1 + β 2 x 2 + ⋯ + β p x p + ε 其中，y被称作因变量或被解释变量， x 1 ，   x 2 ，   ⋯ ，   x p 被称作自变量或解释变量， β 0 ，   β 1 ，   β 2 ，   ⋯ ，   β p 被称为回归系数。 ε 是服从均值为0、方差为 δ 2 的正太随机误差项。显然， δ 2 也是给定 x 1 ，   x 2 ，   ⋯ ，   x p 时因变量Y的条件方差，它是与自变量 x 1 ，   x 2 ，   ⋯ ，   x p 没有关系的常数。 分别对 ( Y ，   x 1 ，   x 2 ，   ⋯ ，   x p ) 进行n次观测就可以得到 y i = β 0 + β 1 x i 1 + β 2 x i 2 + ⋯ + β p x i p + ε i ( i = 1 ，   2 ，   ⋯ ，   n ) 这里，假定 ε i 让服从0均值、方差为 δ 2 的正态分布N(0， δ 2 )且相互独立。用向量工具记多元线性回归模型可以表示为： Y = ( y 1 y 2 ⋮ y p ) ，   X = ( 1 x 11 x 12 x 1 p 1 x 21 x 22 x 2 p ⋮ ⋮ ⋮ ⋮ 1 x n 1 x n 2 x n p ) ，   ε = ( ε 1 ε 2 ⋮ ε n ) ，   β = ( β 1 β 2 ⋮ β n ) Y = X β + ε ，   ε ~ ( 0 ，   δ 2 I n ) 当p = 1时，该模型即为一元线性回归模型。
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user: 4. 实证分析 多元回归模型分析结果 接着将收集到的数据进行统一整理，做回归分析。分析中，我们将全国城镇居民的基本养老保险基金的支出作为因变量，其余的数据作为自变量。 首先根据表1数据可以看到DW值为1.651，说明我们选择的变量之间没有多重共线性，可以进行进一步分析。 Table 1 Model summar 模型 R R平方 旋转后R平方 Durbin-Watson 1 0.998 0.996 0.996 2 0.999 0.998 0.998 3 0.999 0.999 0.999 4 1.000 1.000 1.000 1.651 表1. 模型摘要 Table 2 Coefficien 模型 B 标准错误 T 显著性 (常数) −29648.818 4589.396 −6.460 0.000 城镇职工基本养老保险基金收入(亿元) 0.646 0.058 11.212 0.000 人口自然增长率(‰) 819.283 107.844 7.597 0.000 老年抚养比(%) 2661.922 458.743 5.803 0.000 在职职工参加养老保险人数(万人) −0.223 0.041 −5.428 0.000 表2. 系数 接着我们将城镇职工基本养老保险金支出设为Y，城镇职工基本养老保险基金收入为 X 1 ，人口自然增长率为 X 2 ，老年抚养比为 X 3 ，在职职工参加养老保险人数为 X 4 。 根据表2分析结果，得出回归方程为： Y = − 29648.818 + 0.646 X 1 + 819.283 X 2 + 2661.922 X 3 − 0.223 X 4 结合人口自然增长率、老年抚养比等四项数据可知，我国人口自然增长率呈现逐年降低的趋势，但相对稳定。不过2018年的人口自然增长率出现了一个幅度较大的降低，这是由于2018年开始我国的人口增长率下降的趋势明显。会出现这样趋势的原因有两个，一为人口出生率和死亡率均高；另一个为人口出生率和死亡率均低的情况。 老年抚养比的数据表明每100名劳动年龄人口要负担多少名老人，可以看出自2000年起每100名劳动年龄人就需要负担的老人从9.9名增长到了17.8名，这与我国老龄人口日趋增多相吻合。在职职工参加养老保险人数和城镇职工基本养老保险收入也均呈现上升的趋势。 出现这样趋势的原因可以联系到我国65岁及以上人口越来越多的现象，所以我国城镇居民基本养老保险支出的增多与这四项数据的联系最为紧密也可以被解释了。
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user: 5. 总结 通过对全国2000~2019年相关数据分析发现我国自2000年进入人口老龄化社会开始，人口老龄化比率逐年增加，可以看到全国居民基本养老保险基金支出也是呈现明显的上升趋势，但是后者的年增加率高于前者，说明基本养老保险基金支出的增加多于老龄人口的增加。并且基本养老保险基金支出与我国城镇职工基本养老保险金收入、人口自然增长率、老年抚养比以及在职职工参加养老保险人数存在相关性。 近几年我国人口出生率下降趋势明显，但是人口死亡率仍然维持在7%左右的水平，使得人口老龄化的问题越来越明显。