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不同工作姿态下立式双曲面网板水动力及周围流场特性研究

刘志强 许柳雄 唐浩 胡夫祥 周成

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不同工作姿态下立式双曲面网板水动力及周围流场特性研究

    作者简介: 刘志强 (1994—),男,硕士研究生,研究方向为渔具与渔法。E-mail: lzhiqiang716@126.com;
    通讯作者: 唐浩, htang@shou.edu.cn
  • 中图分类号: S 971.4

Hydrodynamic performance and around flow field of biplane-type otter board with different working positions

    Corresponding author: Hao TANG, htang@shou.edu.cn ;
  • CLC number: S 971.4

  • 摘要: 网板是单拖网中实现网具扩张的重要属具,其稳定状态直接决定拖网网口扩张程度,进而影响渔获效率和经济效益。该研究以立式双曲面网板为研究对象,利用水槽模型试验和数值模拟 (Computational fluid dynamics, CFD) 探究立式双曲面网板在不同倾斜状态 (内、外倾斜,前、后倾斜) 和冲角下的水动力性能变化,并对网板周围流场和表面压力进行可视化。结果显示:1) 模型试验和数值模拟的网板升力系数均在倾角为0°,冲角为25°时达到最大值,分别为1.69和1.88;而两者的阻力系数均随倾角增大逐渐减小。2) 模型试验和数值模拟的升阻比均随倾角增大逐渐减小;当内倾角为5°时,两者的升阻比均达到最大,分别为3.27和3.69。3) 压力中心系数Cpb随倾角变化基本保持不变;但当网板处于前倾状态时,Cpc随倾角增大而增加;而网板处于后倾状态时,Cpc随倾角增大逐渐减小。4) CFD结果显示,网板中心面后部旋涡随倾角增大逐渐减小;当网板处于内、外倾状态时,前端流速衰减区随倾角增大逐渐增加;但当网板处于前、后倾状态时,衰减区随倾角增大逐渐减小;网板处于前倾状态时,压力中心随倾角增大逐渐向网板上端翼弦移动,网板处于后倾状态时则出现相反结果。研究结果可为今后研究网板稳定性和合理使用及调整网板提供科学参考。
  • 图 1  立式双曲面网板示意图

    Figure 1.  Diagram of biplane type otter board

    图 2  模型网板在动水槽中的安装位置

    Figure 2.  Schematic diagram of installation position of testing model otter board in experiment flume tank

    图 3  模拟计算区域

    Figure 3.  Domain of simulation calculation

    图 4  网板冲角为25°时的网格划分

    Figure 4.  Computational grid partitions at angle of attack of 25°

    图 5  不同内外倾角下升力系数 (上)、阻力系数 (中) 和升阻比 (下) 的试验值和模拟值

    Figure 5.  Experimental and simulated values of lift coefficient (top), drag coefficient (middle) and lift-to-drag ratio (bottom) at inward and outerward angles

    图 6  不同内外倾角下压力中心系数Cpb (上) 和Cpc (下) 的试验值和模拟值

    Figure 6.  Experimental and simulated values of center of pressure coefficient Cpb (top), and center of pressure coefficient Cpc (bottom) at inward and outerward angles

    图 7  不同前后倾角下升力系数 (上)、阻力系数 (中) 和升阻比 (下) 的试验值和模拟值

    Figure 7.  Experimental and simulated values of lift coefficient (top), drag coefficient (middle) and lift-to-drag ratio (bottom) at different tilt angles

    图 8  不同前后倾角下压力中心系数Cpb (上) 和Cpc (下)的试验值和模拟值

    Figure 8.  Experimental and simulated values of center of pressure coefficient Cpb (top), and center of pressure coefficient Cpc (bottom) at different tilt angles

    图 9  冲角为25°时不同内倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

    Figure 9.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different inward inclination conditions at angle of attack of 25°

    图 10  冲角为25°时不同外倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

    Figure 10.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different outward inclination conditions at angle of attack of 25°

    图 11  冲角为25°时不同前倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

    Figure 11.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different forward tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

    图 12  冲角为25°时不同后倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

    Figure 12.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different back tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

    图 13  冲角为25°时不同外倾状态下模型网板表面压力分布

    Figure 13.  Surface pressure distribution of model otter board under different outward inclination conditions at angle of attack of 25°

    图 14  冲角为25°时不同前倾状态下模型网板表面压力分布

    Figure 14.  Surface pressure distribution of model otter board under different forward tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

    图 15  冲角为25°时不同后倾状态下模型网板表面压力分布

    Figure 15.  Surface pressure distribution of model otter board under different back tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

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出版历程
  • 收稿日期:  2019-10-30
  • 录用日期:  2019-12-09
  • 网络出版日期:  2020-02-27
  • 刊出日期:  2020-04-01

不同工作姿态下立式双曲面网板水动力及周围流场特性研究

    作者简介:刘志强 (1994—),男,硕士研究生,研究方向为渔具与渔法。E-mail: lzhiqiang716@126.com
    通讯作者: 唐浩, htang@shou.edu.cn
  • 1. 上海海洋大学海洋科学学院,上海 201306
  • 2. 农业农村部大洋渔业开发重点实验室/国家远洋渔业工程技术研究中心/大洋渔业资源可持续开发教育部重点实验室/农业农村部大洋渔业资源环境科学观测实验站,上海 201306
  • 3. 东京海洋大学,日本 东京 108-8477

摘要: 网板是单拖网中实现网具扩张的重要属具,其稳定状态直接决定拖网网口扩张程度,进而影响渔获效率和经济效益。该研究以立式双曲面网板为研究对象,利用水槽模型试验和数值模拟 (Computational fluid dynamics, CFD) 探究立式双曲面网板在不同倾斜状态 (内、外倾斜,前、后倾斜) 和冲角下的水动力性能变化,并对网板周围流场和表面压力进行可视化。结果显示:1) 模型试验和数值模拟的网板升力系数均在倾角为0°,冲角为25°时达到最大值,分别为1.69和1.88;而两者的阻力系数均随倾角增大逐渐减小。2) 模型试验和数值模拟的升阻比均随倾角增大逐渐减小;当内倾角为5°时,两者的升阻比均达到最大,分别为3.27和3.69。3) 压力中心系数Cpb随倾角变化基本保持不变;但当网板处于前倾状态时,Cpc随倾角增大而增加;而网板处于后倾状态时,Cpc随倾角增大逐渐减小。4) CFD结果显示,网板中心面后部旋涡随倾角增大逐渐减小;当网板处于内、外倾状态时,前端流速衰减区随倾角增大逐渐增加;但当网板处于前、后倾状态时,衰减区随倾角增大逐渐减小;网板处于前倾状态时,压力中心随倾角增大逐渐向网板上端翼弦移动,网板处于后倾状态时则出现相反结果。研究结果可为今后研究网板稳定性和合理使用及调整网板提供科学参考。

English Abstract

  • 网板是单船拖网作业中实现网具扩张、增加扫海面积的重要属具,然而在拖网作业过程中,网板受拖网系统水动力和拖曳工况等影响会发生倾斜或倒伏,从而影响拖网系统稳定性和捕捞效率,更甚者将发生渔捞事故。因此,网板的稳定性一直是网板水动力性能研究方面的重点,备受国内外学者的关注[1]

    网板在拖曳中会受多种力的影响,如曳纲张力、手纲张力、网板重力、网板与海底的摩擦力等,而这些力并不处于同一平面[2],当网板突遭外力作用时 (如碰撞障碍物),会致使其绕某一水平轴倾斜,从而改变网板上、下部位的冲角,最终影响网板的水动力性能[3]。不同姿态下网板水动力性能决定着网板的稳定性,进而影响整个拖网系统的稳定。为了获取较佳的网板动稳性,一些学者针对不同类型的网板水动力性能开展了一定的研究。矩形平面网板使用最早,多用于底层拖网中[4],为降低重心提高稳定性常在其底架下方装置底铁[5]和平板[6],但其水动力性能较差。早期使用的椭圆形网板是苏联设计的平面网板,后为了改善网板背部流态,提高水动力效率和稳定性,常在网板中部设置开缝或装置叶片[7-8]。Su等[9]利用水槽试验对比了单、双开缝椭圆形网板水动力性能,发现双缝网板的临界冲角和最大升力系数较单缝网板分别增大了37.5%和14.6%。德国学者Suberkrub在矩形曲面网板基础上增大展弦比研制出立式曲面网板,具有高升力和低阻力的优点,为增加网板稳定性,在其上部腹腔内安装铝合金和耐压的塑料浮子,并在下部安装可调整的沉板[5]。20世纪80年代日本学者Tsutomu在立式曲面网板结构基础上将网板板面折成一定角度,并在板面前端设置后退角,保持较高水动力的同时使得网板稳定性大幅度提高[4]。王明彦等[10]利用风洞试验得出影响立式V型曲面网板水动力的因素依次为网板板面折角、展弦比和后退角。20世纪90年代日本学者Fukuda[11]设计出了双层曲面全钢结构的立式双曲面网板,不仅保持了单翼网板高水动力性能的特点,而且通过增加两翼板间距离较大地提高了网板稳定性,已广泛应用在日本东北部和北海道近海大、中型拖网渔业中。Fukuda等[12-13]通过水槽试验得出,展弦比3.0、弯曲度15%、翼弦间隔比0.9和交错角30°的立式双曲面网板水动力性能最优,其最大升力系数达到1.68,远高于其他类型网板。

    在安装网板时,通过调整曳纲和手纲固结点位置达到使网板处于一定倾斜的目的,多数情况下网板曳行过程中内倾和后倾状态是正常的,有利于增加稳定性和越过障碍物[2],但有些虾拖网板要求适度外倾,以使网板紧贴海底[14]。刘健等[15]利用水槽试验得到,立式曲面网板在横倾角为−10°时升力系数最大为1.816,横倾角为−5°和−10°时网板具有一定浮力;在纵倾角为−10°时升力系数最大为1.823,纵倾角为−5°、−10°和5°时网板具有一定浮力。Shen等[16]通过水槽试验得到,高升力网板升、阻力系数随着内、外倾角增大逐渐减小,压力中心系数Cpb随倾角变化基本保持不变,而压力中心系数Cpc随倾角增大逐渐增加。随着计算机技术的发展,因计算流体动力学 (Computational fluid dynamics, CFD) 具有省时省力,研究内容灵活的优点[17],有学者也将计算流体力学的方法应用在研究网板水动力性能方面[18-19],Xu等[20]对比了矩形V型网板水动力性能的模型试验和数值模拟结果,发现吻合度较高,并通过CFD模拟实现了网板周围流场的可视化。目前,国内外对无倾斜状态网板水动力性能研究较多,而对网板不同倾斜状态下水动力性能变化鲜有研究[21-22],但实际网板曳行中由于外力干扰,使网板存在不同倾斜状态,进而对水动力性能有着不同程度的影响。因此,亟需开展不同倾斜状态下网板水动力性能研究,为进一步分析网板动稳性特征提供基础依据。

    本研究利用水槽模型试验和CFD数值模拟方法,研究不同倾斜 (前、后、内、外)状态对立式双曲面网板水动力性能的影响,并对网板周围流场和表面压力进行可视化,分析不同工作姿态下网板周围流态和压力中心的变化,以获得最佳的网板作业状态,为网板的合理使用和优化调整提供科学依据。

    • 立式双曲面网板模型及结构参数见图1,其中模型尺度比为1/10,后退角Λ为10°,弯曲度f为15%,b为翼展,C为翼弦,展弦比λ为3.0,翼弦间隔比h/C为0.9,交错角θ为30°,α为网板冲角,β为内外倾角,γ为前后倾角。

      图  1  立式双曲面网板示意图

      Figure 1.  Diagram of biplane type otter board

    • 网板水动力性能测试在东京海洋大学循环水槽进行。水槽工作断面长9 m、宽2.2 m、水深1.6 m。采用螺旋式流速计 (东京计测技研株式会社生产,精度2%) 测量流速,试验流速测定范围设置为50~90 cm·s−1,以10 cm·s−1为间隔。利用六分测力传感器 (日本Denshikogyo Co生产,量程10 kg,精度0.1%) 测量网板受力值,记录的测量值均为水流稳定状态下20 s内的平均值 (图2)。网板冲角设置为15°~35°,以5°为间隔;网板前、后、内和外倾角均设置为0°~20°,以5°为间隔。试验时水温9 ℃,水密度为999.8 kg·m−3

      图  2  模型网板在动水槽中的安装位置

      Figure 2.  Schematic diagram of installation position of testing model otter board in experiment flume tank

    • 数值模拟利用ANSYS 15.0软件中的FLUENT完成[23]。模拟计算使用有限体积法对雷诺控制方程进行离散,求解方法为SIMPLE算法;湍流模型选用可实现k-ε模型 (Realizable k-ε)[24]。模拟计算区域见图3,长2 m、宽1 m、高1 m,网板前缘距水流入口0.5 m,网板中心轴距两侧壁面为0.5 m。模拟计算过程中,网板和计算整体区域网格均划分为四面体网格。最大网格尺寸为30 mm,最小为0.36 mm (图4)。网板边界层第一层网格厚度为5×10−2 mm (y+≈1),通过从网板表面膨胀15层,增长率为1.2来增强边界层网格密度。模拟计算区域总网格数和节点数分别为4×106和1.3×106。计算区域边界条件设置为水流速度入口沿Y轴方向0.5 m·s−1,湍流强度为5%,湍流黏性率为10,压力出口设置0 Pa,网板壁面和水槽墙面全部设置为固定无滑移条件。

      图  3  模拟计算区域

      Figure 3.  Domain of simulation calculation

      图  4  网板冲角为25°时的网格划分

      Figure 4.  Computational grid partitions at angle of attack of 25°

    • 网板水动力特性参数主要有雷诺数Re,升力系数CL,阻力系数Cd,升阻比K,力矩系数CmxCmz,压力中心系数CpbCpc,计算公式如下:

      $ {\rm{Re}} = \frac{{VC\rho }}{\mu } $

      $ {C_{\rm L}} = \frac{{2{F_{\rm l}}}}{{\rho S{V^2}}} $

      $ {C_{\rm d}} = \frac{{2{F_{\rm d}}}}{{\rho S{V^2}}} $

      $ {C_{{\rm mz}}} = \frac{{2{M_Z}}}{{\rho cS{V^2}}} $

      $ {C_{{\rm{mx}}}} = \frac{{2{M_{\rm{x}}}}}{{\rho bS{V^2}}} $

      $ K = \frac{{{C_{\rm{L}}}}}{{{C_{\rm{d}}}}} $

      $ {C_{{\rm{pb}}}} = \frac{{{d_{\rm{b}}}}}{b} = \frac{{{C_{{\rm{mx}}}}}}{{\left( {{C_{\rm{L}}}\cos \alpha + {C_{\rm{d}}}\sin \alpha } \right)\cos \beta + {C_z}\sin \beta }} $

      $ {C_{{\rm{p{\rm c}}}}} = \frac{{{d_{\rm c}}}}{c} = \frac{{{C_{{\rm{mz}}}}}}{{\left( {{C_{\rm{L}}}\cos \alpha + {C_{\rm{d}}}\sin \alpha } \right)\cos \beta + {C_z}\sin \beta }} $

      式中C为网板翼弦 (m),b为网板翼展 (m),ρ为流体密度 (kg·m−3),V为流速 (m·s−1),μ为流体动力黏性系数 [kg·(m·s)−1],Fl为网板扩张力 (N),Fd为网板阻力 (N),S为网板面积 (m2),MZ为纵向力矩 (N·m),Mx为滚转力矩 (N·m),db为网板翼展到压力中心距离 (m),dc为网板翼弦到压力中心距离 (m),α为网板冲角,β为网板倾角。其中升力系数和阻力系数均为进入自动模型区后测量值的平均值。

    • 图5中倾角为负值表示网板处于内倾状态,正值表示网板处于外倾状态。升力系数的试验值和模拟值均随倾角增大而减小,当倾角为0°时达到最大;随冲角增大升力系数呈先增加后减小趋势,在临界冲角为25°时达到最大,分别为1.69和1.88。阻力系数的试验值和模拟值吻合较好,均随倾角增大略微减小,随冲角增大逐渐增加。网板处于外倾条件下升阻比的试验值和模拟值均随倾角增大而减小;而内倾条件下随倾角增大呈先增加后减小趋势,在倾角为5°时达到最大,分别为3.27 (α=15°) 和3.69 (α=15°)。升、阻力系数和升阻比的模拟值在各倾角下均大于模型试验值,但总体上两者差异较小。

      图  5  不同内外倾角下升力系数 (上)、阻力系数 (中) 和升阻比 (下) 的试验值和模拟值

      Figure 5.  Experimental and simulated values of lift coefficient (top), drag coefficient (middle) and lift-to-drag ratio (bottom) at inward and outerward angles

      压力中心系数Cpb的试验值随倾角增大逐渐增加,而其模拟值随倾角变化基本保持不变 (图6)。网板处于外倾条件下压力中心系数Cpc随倾角增大逐渐减小;内倾条件下压力中心系数Cpc的模拟值随倾角增大基本保持不变,但其试验值随倾角增大呈先减小后增加的趋势。压力中心系数CpbCpc的两种方法结果随冲角增大均保持基本不变。

      图  6  不同内外倾角下压力中心系数Cpb (上) 和Cpc (下) 的试验值和模拟值

      Figure 6.  Experimental and simulated values of center of pressure coefficient Cpb (top), and center of pressure coefficient Cpc (bottom) at inward and outerward angles

    • 图7中倾角为负值表示网板处于后倾状态,正值表示网板处于前倾状态。升力系数的试验值和模拟值均随倾角增大逐渐减小,在倾角为0°时最大;随冲角增大呈先增加后减小趋势,其值均在冲角为25°时达到最大。阻力系数的试验值随倾角增大略微减小,而其模拟值随倾角增大基本保持不变;阻力系数的试验值和模拟值随冲角增大均呈一直增加趋势。升阻比的试验值和模拟值随倾角和冲角增大均逐渐减小,其最大值分别为3.27和3.61 (γ=0°,α=15°)。

      图  7  不同前后倾角下升力系数 (上)、阻力系数 (中) 和升阻比 (下) 的试验值和模拟值

      Figure 7.  Experimental and simulated values of lift coefficient (top), drag coefficient (middle) and lift-to-drag ratio (bottom) at different tilt angles

      压力中心系数Cpb的试验值和模拟值随倾角增大基本保持不变 (图8)。网板处于后倾状态时,压力中心系数Cpc的试验值和模拟值均随倾角增大而减小;前倾状态时,其随倾角增大而增加。不同冲角下压力中心系数的试验值和模拟值基本保持不变。

      图  8  不同前后倾角下压力中心系数Cpb (上) 和Cpc (下)的试验值和模拟值

      Figure 8.  Experimental and simulated values of center of pressure coefficient Cpb (top), and center of pressure coefficient Cpc (bottom) at different tilt angles

    • 冲角为25°时不同倾斜状态下立式双曲面模型网板中心平面周围流场分布见图912,其中初始流速为0.5 m·s−1,方向从下自上。图中红色部分流速均大于0.5 m·s−1,致使网板内外两侧形成压力差,产生网板扩张力,并随着倾角增大逐渐减小。蓝色部分中流速为负值,表明此部分为旋涡,使得网板后部形成压差阻力,其随倾角增大逐渐减小。图9图10中随着倾角增大网板前端流速衰减区逐渐增加。图11图12中随着倾角增大网板前端流速衰减区逐渐减小。

      图  9  冲角为25°时不同内倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

      Figure 9.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different inward inclination conditions at angle of attack of 25°

      图  10  冲角为25°时不同外倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

      Figure 10.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different outward inclination conditions at angle of attack of 25°

      图  11  冲角为25°时不同前倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

      Figure 11.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different forward tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

      图  12  冲角为25°时不同后倾状态下模型网板中心平面周围流场分布

      Figure 12.  Flow field distribution around central plane of model otter board under different back tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

    • 冲角为25°时不同倾角状态下模型网板表面压力分布见图1315图13中红色区域表示网板表面压力超过80 Pa,此区域随着外倾角增大基本保持不变,表明网板压力中心位置不会随外倾角变化而移动,但模拟结果与模型试验结果有较大差异。不同内倾角下网板表面压力分布结果与模型试验结果相同。图14图15中红色区域表示网板表面压力超过70 Pa,当网板处于前倾状态时此区域随着倾角增大逐渐向网板上端翼弦扩展,表明网板压力中心位置逐渐向网板上端翼弦移动;后倾状态时此区域随倾角增大逐渐向网板下端翼弦扩展,表明此时网板压力中心位置逐渐向网板下端翼弦移动。无论网板处于前、后倾状态,压力中心距翼展的距离随倾角变化基本保持不变,表明压力中心位置不会向翼展方向移动。

      图  13  冲角为25°时不同外倾状态下模型网板表面压力分布

      Figure 13.  Surface pressure distribution of model otter board under different outward inclination conditions at angle of attack of 25°

      图  14  冲角为25°时不同前倾状态下模型网板表面压力分布

      Figure 14.  Surface pressure distribution of model otter board under different forward tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

      图  15  冲角为25°时不同后倾状态下模型网板表面压力分布

      Figure 15.  Surface pressure distribution of model otter board under different back tilt inclination conditions at angle of attack of 25°

    • 网板内外倾状态下模型试验测得的升力系数和升阻比出现异常值,主要原因为:1)可能是将网板固定在六分测力传感器上时安装存在偏差;2)网板倾斜偏角太大,水流快速经过时使网板产生振荡,导致网板受力值测定产生误差。本文研究结果中数值模拟结果较模型试验结果偏高,主要原因可能是数值模拟中水流条件被设置为恒温、流速和流向不变,但实际模型试验中由于螺旋桨的扰动作用使得水流流速和流向不能保证恒定,同时数值模拟中模型网板没有考虑表面的粗糙度等因素。网板发生倾斜时测得的水动力系数试验值和模拟值较无倾斜状态下平均减小了10.3%和8.7%,表明数值模拟中测量网板受力情况时较小地受到水流环境的干扰。

    • 网板周围流态分布显示,网板两侧由于流速大小不同,导致内外形成压力差,产生扩张力,因随倾角增大导致网板上下部位冲角发生变化,进而使得扩张力较无倾角时逐渐减小;网板后部因边界层分离时表面黏滞力的存在,界层分离后在分离点后部产生旋涡,形成压差阻力,其随倾角增大逐渐减小[5]。网板内外倾斜时,改变了无倾斜状态下水流方向与网板的表面夹角,致使前端流速衰减区随倾角增大逐渐增加;网板前后倾斜时,延长了水流接触网板前端的时间,降低了网板对水流的阻碍,导致前端流速区随倾角增大逐渐减小。网板在前、后倾状态时表面的压力分布直观地体现出网板在不同前、后倾斜程度上压力中心的移动情况,为今后分析网板倾斜时受力分布提供科学依据。但数值模拟中网板外倾状态时压力中心变化与模型试验结果存在较大差异,主要原因可能是模型试验中网板周围水流的不稳定性,导致测定值产生误差,因此今后模型试验中若出现测量误差时应重复多次试验,计算平均值以提高研究结果的准确性。

    • 网板在曳行过程中会受到多种力的影响,主要分为曳纲张力、手纲张力、网板阻力和重力,根据空间力系的平衡条件,各力的水平和垂直分力必须处于同一平面,如果不在同一平面将产生绕某一水平轴的力矩,在这力矩的作用力影响下,网板将发生倾斜,直至达到新的平衡状态为止。根据网板空间受力分布可知,其存在6个自由度[25-26],而网板曳行时遭到外力干扰后在6个自由度方向均有可能发生倾斜,从而改变了其水动力性能。因此,可结合模型试验和海上实测方法研究网板在各自由度方向倾斜时水动力的变化情况。

      网板曳行过程中发生倾斜的原因主要有两个方面:1) 由于网板突遭外力作用导致倾斜或倒伏,此时网板能否恢复原始工作状态取决于网板工作冲角的选择,当工作冲角小于临界冲角,网板发生倾斜时上部扩张力减小,下部扩张力增大,产生恢复力矩使网板复原;相反,工作冲角大于临界冲角时,网板上部和下部扩张力均减小,但下部减小量大,产生自转力矩造成网板翻到。因此,采取改变曳纲固结点和网板叉纲固结点位置的措施使网板处于最佳工作冲角,并通过在网板前缘和曳纲固结点前端连接一段限制链来达到稳定网板冲角的目的[5]。2) 网板在设计时因计算误差致使网板的压力中心、拖曳中心和重心无法平衡导致网板工作中产生倾斜,此时可采取改变网板上下叉纲长度和曳纲三角架上下铁链长度的方法来调整网板前后和内外倾斜的情况[2],使网板达到无倾斜下最佳的工作状态。

参考文献 (26)

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