系统阻尼范文
系统阻尼范文（精选12篇）
系统阻尼 第1篇
随着电力电子、材料等技术的发展,飞轮储能系统(FESS)在电力系统中的应用受到越来越多的关注,包括电力调峰、提高系统稳定性和供电质量[1,2,3,4]。FESS通过电机与系统交换能量,文献[5,6]以双馈感应电机(DFIM)作为FESS的电机,不仅具有独立的有功和无功调节能力,而且转子侧的变频器只需交换滑差功率,更具经济性和实用性,因此本文以DFIM作为FESS的电机。
至目前为止,应用FESS抑制低频振荡的研究尚不多见。文献[7]采用线性化等面积法则和小干扰分析法,提出了储能系统抑制单机无穷大系统低频振荡的一种图解性的直观方法,但没有从理论上给予证明。文献[8]采用特征值分析方法研究了储能装置改善阻尼的作用,得出了储能装置能增加系统的总阻尼资源并优化阻尼分配的结论,但没有给出控制器参数整定方法。
本文针对FESS抑制低频振荡的机理和阻尼控制器参数整定展开研究。在推导出含有FESS的多机系统的Phillips-Heffron模型基础上,应用阻尼转矩分析(DTA)法从理论上分析FESS抑制系统低频振荡的机理,并提出FESS最佳安装地点、阻尼控制回路、反馈信号的选择以及阻尼控制器参数整定的解决方法。
1 FESS的数学模型及励磁控制策略
FESS的能量储存在其旋转的转子上,调节飞轮的转速,通过DFIM即可实现FESS与系统间的能量交换,其接入系统如图1所示。图中:
1.1FESS的3阶简化动态模型
DFIM的数学模型在文献[6,9,10,11]中已经有详细的讨论,在文献[10]中还给出了3阶和5阶动态模型的比较,并且指出对于电力系统稳定的研究,3阶动态模型已经足够。
本节论述的模型采用电动惯例,且坐标已转换至自身的d-q坐标系上。
转子运动方程(忽略阻尼转矩)为:
式中:Tj为电机惯性时间常数;s=(ω0-ωr)/ω0,为转差率;ωr为转子角速度;ω0为同步转速;Te为电磁转矩;对于FESS,Tm=0。
定子电压方程为:
式中:Uds和Uqs分别为DFIM定子d,q轴上的电压;Ids和Iqs分别为DFIM定子d,q轴上的电流;Edd′和Eqq′为DFIM的暂态电势;x′=xss-x2m/Xrr;Xrr=xr+xm;xr和xm分别为转子漏电抗、励磁电抗;xss=xs+xm;xs为定子漏电抗。
式中:Udr和Uqr分别为转子d,q轴上的电压;Td0′=Xrr/(ω0rr);rr为转子电阻。
式(1)、式(3)即为FESS的3阶动态模型。
1.2 FESS的励磁控制策略
DFIM的励磁控制一般采用定子磁场定向控制策略[6,9,10],即q轴是以并联接入点电压相量为参考,滞后其90°的轴为d轴,实现Uqr控制有功功率、Udr控制无功功率的近似解耦控制,并得到慢速的功率外环和快速的电流内环的双闭环控制结构[11]。为了简化分析,将快速的电流内环简化为纯增益控制,功率外环采用PI控制,且无功控制可转化为电压控制[6],如图2和图3所示。图中:KPP,KIP,KPU,KIU,KPI为比例积分系数;Pref为FESS注入系统的参考功率;Ps为定子侧输出有功功率;Pr为转子侧输出有功功率,由于转子侧与系统存在有功交换,因此有功指令中加入转子有功补偿;Uqsref为FESS的q轴参考电压。
仅有功和电压控制时,其目的是控制输出有功和母线电压恒定,并不能补偿振荡功率,解决方法是在控制回路上附加阻尼控制,其形式如图4所示。
图4中:Vs为阻尼控制器输出信号,可以附加到有功或电压控制回路上;Kω为阻尼控制器增益;KPX和KLX为比例积分系数。当电力系统发生低频振荡时,根据系统振荡及时调整Vs,实现FESS能量储存或释放,若恰能补偿系统振荡功率,则能快速平息振荡,这是FESS抑制低频振荡的物理解释,第3节将从理论上给予证明。
2 含FESS的多机系统Phillips-Heffron模型
应用注入电流法[12]推导含FESS的全系统线性化模型。由图1可知,FESS注入系统电流包括定子电流和转子电流两部分,即
不失一般性,设系统中有N台同步发电机,则全系统网络方程为[12]:
式中:ΔIG和ΔVG分别为全部发电机注入电流和节点电压偏差组成的向量;ΔID和ΔVD分别为FESS注入电流和接入系统的节点电压偏差组成的向量;ΔVL为其他节点电压偏差组成的向量;Y以不同下标表示导纳矩阵块。
将式(4)在系统x-y坐标下线性化,代入式(5),并消去除发电机以外的所有节点,可求出ΔVG,并将其转换至发电机自身的d-q坐标,与发电机的端电压方程联立,可求出:
式中:Yd,Ld,Yq,Lq∈RNN,Dd,Dq∈RN3,均为系数矩阵;ΔEq′为发电机暂态电势增量;Δδ为发电机功角增量;ΔId和ΔIq为发电机定子电流增量;ΔxD为FESS的状态变量增量。
将式(6)代入发电机状态方程中,得
式中:Kp,Kq,Kv∈RN3为系数矩阵,描述了FESS对发电机的影响。
同理,可求出FESS接入系统的节点电压ΔVD,并根据式(4)可求出FESS的注入电流,代入式(1)和式(3)线性化后的方程中,可得:
式中:K7和K8∈R3N,描述了发电机对FESS状态量的影响;Ks∈R33;ku∈R32,为转子电压控制系数;ΔUr=T,为转子电压,是控制量。
式(7)、式(8)即为含FESS的多机系统Phillips-Heffron模型,其关系如图5所示。
3 FESS阻尼低频振荡的理论分析
文献[13]已经从理论上证明了基于物理意义的阻尼转矩分析(DTA)和基于数学分析的特征值分析是等价的,从而为DTA提供了严格的理论基础。文献[14]将DTA法扩展至包括电池储能系统(BESS)的复杂多机系统中,揭示了BESS抑制低频振荡的机理。本节将DTA法推广到含FESS的多机系统,研究FESS抑制低频振荡的机理,并为FESS安装地点、阻尼控制信号、反馈信号的选择及附加阻尼控制器参数设计提供依据。
在有功和电压控制器闭环的情况下附加Vs,可得到全系统线性化方程,并可求出FESS阻尼控制器向第i个模态、系统中的第j台发电机提供的阻尼转矩为[14]:
式中:Fj为从FESS阻尼控制器输出信号至第j台发电机机电振荡环节的前向通道;G为阻尼控制器的传递函数;γj为反馈信号采用各发电机的转速Δωj表达的重构函数。
式(9)仅表明了FESS向系统中每台发电机都提供阻尼转矩(与Δωj成正比)。能否提高模式λi的阻尼,还与系统中各发电机参与系统振荡的程度有关,用模式λi对第j台发电机机电振荡环节的阻尼转矩TDij的偏导数Sij来衡量。则由FESS阻尼器提供的阻尼转矩使λi变化为:
式中:Hij∠φij=Fj(λi)γj(λi)。
由式(10)可以得到如图6所示的FESS阻尼传递图,清晰地描述了FESS通过阻尼控制抑制系统低频振荡的机理,即FESS阻尼控制器首先通过Hij∠φij对各台发电机提供阻尼转矩,然后根据各台发电机对振荡模态的参与程度将阻尼转矩转化为对模式λi的阻尼,从而从理论上得到了证明。
4 应用FESS阻尼低频振荡
应用FESS阻尼系统的低频振荡,包括安装地点、阻尼控制回路、反馈信号的选择以及附加阻尼控制器参数的整定。
定义阻尼转矩指标(DTI)ηDTI[14]为:
由式(11)可见,对于相同的阻尼控制器,DTI大即表示FESS对模态阻尼的影响大,因此可在阻尼控制器的参数未知的情况下,根据DTI的大小选择安装地点、阻尼控制回路和反馈信号。
阻尼控制器参数整定采用推广相位补偿法[15]。由式(11)可将图6中FESS对λi的影响的N个通道合成单个通道,如图7所示。
通过相位补偿,可得到阻尼控制器的传递函数:
式中:φ=π-ϕ;KG为增益。
由式(12)和图7可得:
Δλi=(KD∠ϕ)KG∠(π-ϕ)=-KDKG (13)
由式(12)、式(13)容易确定阻尼控制器的参数。从式(13)可看出,设计的附加阻尼控制器直接影响模态的实部,而对模态虚部无影响。
5 算例分析
4机系统见附录A图A1,存在一个负阻尼的区域模:λ=0.060 048+j3.956 3,通过安装FESS以提高该模式的阻尼。文献[6]提供了FESS的参数,容量为70 MVA。
5.1 FESS有功和电压控制器对系统阻尼的影响
FESS的有功和电压控制器参数分别为:KPP=4,KIP=0.08,KPU=5,KIU=0.1,KPI=2。附录A图A2是FESS安装在节点7时,对有功和电压分别施加20 MW和5%的阶跃信号的响应。从图A2可见,有功和电压控制器都能快速跟踪指令的变化,响应快,无超调,具有良好的动态性能。
附录A表A1表示将FESS分别安装在节点7,8,9时区域振荡模式的变化。从表A1中可见,FESS仅有功和电压控制对系统的低频振荡影响很小。附录A图A3用时域仿真验证了FESS仅有功和电压控制对系统的区域振荡模式影响很小的结论。因此,需要增加附加阻尼控制来抑制系统振荡。
5.2 附加阻尼控制器参数整定
首先应用DTI选择安装地点、控制回路和反馈信号,计算结果见附录A表A2。从表A2中可以看出:①反馈信号选择联络线的振荡功率信号优于机组间的角速度差信号;②FESS安装在联络线中点的效果最差,安装在联络线始端效果最好;③附加阻尼控制器加载到有功控制回路上比加载在无功控制回路上效果更好。因为叠加到有功控制回路时与系统直接进行有功交换来抑制低频振荡,这与FESS抑制低频振荡的物理解释相符。从表A2中可知,FESS应该安装在节点7,反馈信号取线路7-8的振荡功率,并且应选择附加阻尼控制信号叠加到有功控制回路上。以此选择结果为例,附录A表A3说明了FESS阻尼系统低频振荡的过程,结合图6可知,FESS向每台发电机都提供阻尼转矩,并通过各台发电机影响模式的阻尼,FESS对模式的总影响为各条通道之和,这正是FESS向系统提供阻尼传递和分配的过程,也验证了FESS阻尼低频振荡的机理。
阻尼控制器参数整定以式(12)中KG相同为条件,结果如附录A表A4所示。基于表A4中整定的参数,时域仿真如图8、图9所示。图中,G1-G3功角差为标幺值。图8为FESS安装在节点7,线路9-10末端发生0.1 s的三相短路时,反馈信号和控制回路比较的时域仿真图。图9为线路9-10末端发生0.1 s的三相短路时,FESS不同安装地点比较的时域仿真图。从图8和图9都可以看出,时域仿真结果与表A4中的特征值计算一致,验证了结论的正确性。
附录A图A4～图A6为FESS安装于节点7,阻尼控制附加到有功控制回路,以线路7-8振荡功率为反馈信号时FESS输出功率、转差率变化以及线路7-8振荡功率的仿真图。从图中可以看出FESS转差变化,即调节飞轮的转速,改变FESS能量释放或储存,正好补偿了线路的振荡功率,从而快速平息了系统的振荡。
6 结语
本文应用DTA法从理论上分析了FESS抑制系统低频振荡的机理,并在此基础上提出了FESS最佳安装地点、反馈信号和附加阻尼控制回路的选择方法以及应用推广相位补偿法整定附加阻尼控制器参数,分析表明FESS安装在联络线路始端、反馈信号取联络线的振荡功率以及加载到有功控制回路上效果最好。以4机系统为例,特征值计算和非线性仿真都表明了分析结果的正确性。
FESS容量对阻尼低频振荡的影响以及如何提高FESS的鲁棒性等是作者下一步的研究方向。
附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。
系统阻尼 第2篇
有挤压油膜阻尼器支承的转子系统碰摩响应研究
本文研究了有挤压油膜阻尼器支承的转子系统碰摩响应的非线性特性.研究发现:随着转速比增大,系统响应的最大振动幅度最终会增大.最大振动幅度在随转速的变化中呈现各种变化,或者增大,或则不变,或则减小.系统的周期解分叉与系统响应的`最大振动幅度有明显的关系.在周期解分叉点上系统的最大振动幅度都发生明显的变化.挤压油膜阻尼器对系统有明显的减振效果,油膜参数大到一定值以后,挤压油膜阻尼器参数变化对系统的减振效果不在有明显的变化.碰摩摩擦系数对系统的减振同样有很好的效果,较大的摩擦系数能够使系统更平稳地工作.在某些情况下,较小的摩擦系数同样可以起到很好的减振效果.不平衡参数对系统碰摩幅度的影响非常大,越大的不平衡参数使系统响应的最大振动幅度更大.系统保持周期解状态能够使系统的最大振动幅度得到减小.
作 者：张韬 孟光 作者单位：上海交通大学,振动、冲击、噪声国家重点实验室,上海,30刊 名：航空动力学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER年，卷(期)：17(5)分类号：V231.96 O322关键词：转子 碰摩 挤压油膜阻尼器 周期解分叉
汽车阻尼片危害知多少 第3篇
几乎所有家轿都用沥青阻尼
所高级工程师周光亚介绍，阻尼片是贴在车身内表面的一种黏弹性材料，紧贴在车身的钢板壁上，主要起到吸震、减噪、隔热等作用。几乎市面上所有小轿车里都安装有阻尼片，地板下、侧围、后备箱等，大约8至12处使用阻尼片，总面积约3平方米。此外，航天飞行器、飞机等其他需要减震降噪的机械也会用到阻尼片。
目前在欧美等汽车工业发达国家，汽车阻尼片一般都使用高分子树脂材料或橡胶材料，比如丁基胶（口香糖就有这种成分）。作为原材料，它们的物理和化学性能稳定，具有优良的减震降噪性、耐热性、耐寒性、防老性和极强的黏接性。对人体皮肤无任何刺激作用，对金属、塑料、橡胶等材料无腐蚀作用。而在中国市场上多达90%的国产车型，以及相当比例的进口车型，都使用沥青或沥青基的阻尼片材料，重约8至15公斤。
“这实际上是一种传统工艺，除了国产汽车普遍使用沥青阻尼片外，在国外生产的汽车也并未绝迹该材料的使用。”对国内汽车零部件行业有着多年研究的中国汽车工业协会副秘书长董建平说，“之所以消费者在报道中看到奔驰、宝马等车型使用沥青阻尼片的材质感到十分震惊，是因为平时对这个行业几乎没有了解。”
使用劣质材料
仅为降低200元成本
车企选择含有污染威胁的沥青阻尼片而非环保材料的原因很明显——成本低廉。来自央视的调查称，一辆车中需要贴这种阻尼片的部位有8至12处，其中大多位于封闭的汽车驾驶室内，总面积约3平方米，沥青的总用量大约为10公斤。按照这种使用量计算，车内使用的沥青作为阻尼材料的价格为50元到70元，与使用环保材料相比，降低200元的成本。
“市场上PVC材料的阻尼片价格大概是沥青材料阻尼片的4至5倍，而沥青阻尼片根据工艺不同，价格也不尽相同。”在国内某合资车企负责技术开发的工程师王宸东表示，阻尼片的生产制造并没有太高技术门槛，国内外都可以生产，不存在进口件与国产件区别很大的问题，只是不同材料、不同工艺的产品在成本上有较大区别。
业内人士指出，合资车企尤其是国产豪车的成本压缩空间并不大，核心部件无论采用进口，还是本土生产或采购，对品质和材料的严格要求都是第一位的。而在非核心部件中，也大都不会在“大件”上缩减用料，只有那些边边角角的内饰配件，尤其是“藏”在内部的材料能够将“价廉”放在选择标准的首位。对供应商而言，采用这种材料既能满足厂家降低成本的要求，同时又不会对整车内饰品质带来直观影响。
“对生产企业而言，肯定是在每个环节都要压缩成本。”中国汽车工业协会尉学民表示，在没被曝光前，没有人会在意阻尼片这个隐蔽部位的用材，加上没有标准约束，企业自然会选择便宜的材料
沥青种类
与是否有毒密切相关
沥青阻尼片真有剧毒吗？这要从沥青来源说起。沥青主要分为煤焦油沥青、石油沥青和天然沥青三种，可能应用在汽车上的是前两种。煤焦沥青中主要含有难挥发的蒽、菲、芘等，这些物质具有毒性，如果长期与人体接触，对人的危害很大。而石油沥青危害性比煤焦油沥青小得多，在生产过程中，蒸馏温度一般在400℃以上，挥发成分较少，所以对其致癌性一直存有争议。而天然沥青一般认为基本无毒害。
在国际癌症研究中心致癌物分类（2005）中显示，煤焦油沥青属于1类致癌物，但汽化沥青提取物，以及工人在铺路等工作中直接暴露在沥青及其挥发物中等情况，都被归类于2B类，也就是“可能致癌但没有明确的证据”。实际上，汽油、印刷工艺、干洗以及避孕类药物等也在2B分类。
由此可见，由于沥青的种类与有毒气体的挥发性密切相关，所以采用何种沥青作为阻尼片的材料就变得至关重要。目前国内奔驰、宝马、奥迪等豪车车内散发刺鼻异味，且检验出含有70号沥青，不排除车企为降低成本而使用劣质沥青阻尼片。
那么，沥青阻尼片是造成影响车内空气质量的唯一因素吗？奇瑞汽车曾针对本企业三款产品的采样研究表明，阻尼片是车内污染源之一，约占车内污染贡献的6%，但并非是车内污染的主要来源，更大的污染来源于内饰、皮质坐椅、地板等材质处。此外，一位测试过近百款车型的专家透露，上述数值基本符合他的整体测试结果，坐椅泡沫、人造革和皮革等内饰材料的常见污染往往都会显著高于阻尼片。
车用阻尼片行标
或6月出台
工信部在去年12月28日曾发布公告称，包括汽车行业标准在内的681项行业标准已被批准。而即将在今年6月1日实施的汽车行业标准中，就包括汽车用阻尼片标准。
据了解，这项主要针对沥青材质阻尼片的行业推荐标准《HG/T 4384—2012汽车用阻尼胶片》，规定了汽车用阻尼胶片的术语、定义、产品分类、技术要求、试验方法、检验规则等，适用于以改性沥青为主体材料制成的，用于车身不同部位的热熔型、自黏型和磁吸型阻尼胶片。这个标准并未考虑禁止沥青材料在阻尼片行业中的使用。
田湾核电站液压阻尼监测系统 第4篇
田湾核电站一期工程每台机组的反应堆管道、主泵、稳压器和蒸汽发生器共装有46个抗震液压阻尼器, 它用来在设备和管道受到地震和事故动载荷时, 限制设备和管道的位移, 液压阻尼监测系统通过位置测量传感器和液位浮子开关实现了液压阻尼器位移和备用油位的监测, 为机组在冷却、加热、正常运行和强度水压试验时监测反应堆管道和设备的热位移提供了有效的手段, 对于反应堆管道和设备的状态监测具有一定的意义。
1 系统功能
液压阻尼器监测系统用于监测核电站反应堆管道和设备液压阻尼器的运行情况。它实现以下功能:
1) 监测液压阻尼器备用油箱液位, 输出干接点信号;
2) 监测液压阻尼器的位移;
3) 通过液压阻尼监测模件收集液位干接点信号和位置指示传感器信号, 并将信号转成数字信息通过RS485总线传送到反应堆厂房外集中显示;
4) 实现了信息显示、逻辑处理、设备故障诊断等功能, 并在异常情况下发出声光报警;
5) 实现了历史数据存储、查询和历史趋势查询等功能。
2 系统总体结构
田湾核电液压阻尼监测系统结构如图1所示, 由位置指示传感器、液位开关、液压阻尼监测模件、传感供电单元、数据采集监测机柜等组成。位置指示传感器和液位开关信号经过液压阻尼监测模件的模数转换和处理, 通过两路互为主备的RS485串行总线送到数据采集监测机柜, 数据采集监测机柜可以显示液压阻尼器的位移和液位开关的状态, 进行逻辑判断和故障诊断, 并发出声光报警, 传感器供电单元为液压阻尼监测模件提供电源。
2.1 测量部件
为了测量液压阻尼器的位移, 每个液压阻尼器安装了一个位置指示传感器, 位置指示传感器为互感式传感器, 主要由线圈和铁心组成, 线圈由一次线圈和二次线圈组成, 一次线圈接收来自液压阻尼监测模件的50±1Hz的11~13V的交流电源, 二次线圈连接到液压阻尼监测模件上作为位置原始信号的输入, 铁心的行程为0-100mm, , 并标有刻度, 液压阻尼器活塞的移动带动铁心移动, 从而改变一次线圈和二次线圈之间的互感系数, 达到测量液压阻尼器位移的目的, 位置指示传感器产生的信号经过液压阻尼监测模件模数转换后通过RS485总线送到数据采集机柜进行逻辑判断和显示。
为了保证液压阻尼器活塞的润滑, 每个液压阻尼器配有一个备用油罐, 每个油罐安装了一个浮子液位开关用来监测油位, 液位开关带有一对节点, 当备用油罐中油位低于限值时, 输出干节点信号产生油位低报警, 每个干结点信号分成两路, 一路送入液压阻尼监测模件, 通过RS485总线送到数据采集机柜进行逻辑判断和显示, 一路与其他干结点串联送到传感器供电单元, 当有一个油位低时, 扁点亮传感供电单元上的报警灯。
2.2 液压阻尼监测模件
液压阻尼监测模件布置在反应堆厂房内, 是专门设计用于液压阻尼监测系统的模件, 它由微处理器、变压器、EEPROM存储器、通道选择寄存器、电压整流器、温度计、模数转换单元等部件组成, 主要实现了以下功能:
1) 接收液位指示传感器的信号, 将模拟信号转换成8位二进制液压阻尼器杆位移的监测输入信号码, 每个液压阻尼器杆的工作行程为从0-100mm, 杆行程的绝对误差不大于+3mm;
2) 接收并处理液位开关传来的液压阻尼器备用液箱的液位监测离散输入信号;
3) 测量液压阻尼监测模件外的空气温度;
4) 提供了2个RS485接口, 形成并通过RS-485通道将信息传送到数据采集监测机柜, 监测点探测周期不超过5秒:
2.3 传感供电单元
传感供电单元布置在反应堆厂房环廊内, 为液压阻尼监测模件提供电源, 它由网络滤波器、2个降压变压器、显示灯和接线箱等组成。输入电压220V, 50±1Hz的交流电压, 经过网络滤波和降压, 输出50±1Hz的交流电压, 通过液压阻尼监测模件为位置指示传感器供电。
布置在传感器供电单元门上的显示灯“FAULT”是任一个液压阻尼器备用液位箱液位低于规定液位时的报警通道, 是更为可靠的备用通道。
2.4 数据采集监测机柜
数据采集监测机柜由中央处理模件、供电模件、操作显示面板和接线端子等组成, 主要实现以下功能:
1) 中央处理模件通过RS485总线读取液压阻尼监测模件内的信息, 并进行逻辑处理、故障诊断, 通过RS232接口与操作显示面板实现信息交互, 还提供了一个COM4接口实现中央处理器内程序的上传、下载等调试操作。
2) 供电电源接收两路220V电源输入, 并经电压转换成直流5V和24V电源为中央处理器模件提供电源。
3) 操作显示面板通过RS232接口从中央处理器读取数据, 显示液压阻尼器的位移、油位状态、时间、历史记录、设置数据、地址信息, 发出声光报警, 并有面板测试功能。
4) 位置指示传感器参数设置和标定。
3 系统改造
田湾核电液压阻尼监测系统原设计只能存储最新的5条历史报警记录、无数据存储功能, 日常对液压阻尼器的位移和备用油位的监测采用定期巡检记录的方式, 无法连续监测液压阻尼 (下转第118页) (上接第113页) 器位移的趋势变化, 也无法查询长期的历史报警记录, 不利于液压阻尼器位移的监测和异常情况的分析。
为了增加历史数据和报警记录的存储功能, 对系统进行了技术改造, 增加了一台上位计算机, 如图2所示。安装有专门开发的软件的上位计算机通过串口从数据采集机柜的可编程控制器的串口读取历史数据、报警记录、故障诊断信息等进行显示和存储记录, 上位计算机可以进行数据导出、数据查询、趋势生成, 实现了液压阻尼器位移的连续在线监测, 提高了主设备的热位移趋势分析的准确性, 为故障的分析查找提供了便利。
4 总结
田湾核电站液压阻尼监测系统实现了液压阻尼器位移、备用油罐液位的远程监测和设备故障诊断功能, 并通过技术改造实现了历史数据存储、趋势曲线查询等功能, 为机组冷却、加热、正常运行和强度水压试验期间监测分析主管道、主泵、稳压器和蒸汽发生器的热位移提供了便利, 对其他核电站反应堆设备热位移的监测系统的设计具有一定的参考意义。
摘要：田湾核电站一期工程每台机组的反应堆管道和设备装有抗震液压阻尼器46个, 它们用来在设备和管道受到地震和事故动载荷时, 限制设备和管道的位移, 液压阻尼监测系统实现了液压阻尼器的位移监测和备用油位的液位监测, 用于在机组冷却、加热、正常运行和强度水压试验期间监测主管道、主泵、稳压器和蒸汽发生器的热位移, 对其他核电站反应堆设备热位移的监测系统的设计具有一定的参考意义。
轧钢主机阻尼环优化探析论文 第5篇
为分析阻尼环产生变形的原因，我们对阻尼环及其连接部件建立物理模型，进行了有限元计算，分析其变形原因，找出其解决问题的办法。
受力部件的物理模型
该电机的主要旋转部件包括主轴、磁极冲片、磁极压板、磁极线圈等。为提高主轴的抗冲击和过负荷能力，磁轭与转轴锻成一体，在磁轭上加工出鸽尾槽以便安装转子磁极。磁极冲片是由1．5mm厚优质冷轧钢板冲制而成，极身下部采用鸽尾结构。磁极线圈带有普通匝和散热匝，线圈匝间绝缘采用两层0．13mm厚上胶Nomex纸，线圈的上、下表面和对地绝缘均使用Nomex纸固化成型。磁极线圈套入磁极铁心后，用浸胶涤纶毡和环氧玻璃布板将端部和其它所有缝隙塞满，加热固化后使磁极线圈、磁极铁心和托板成为一体，提高了转子部分的电气可靠性。电动机的阻尼绕组采用全阻尼系统，阻尼环之间采用特殊的连接结构，并在磁极之间装有元宝形撑块，将磁极线圈压在磁极上。阻尼系统按电机工况的情况进行结构设计，为避免产生机械疲劳和有害变形，用阻尼环连接件将阻尼环直接固定在轴上，同时在阻尼环和磁极压板上加工有止口，有效防止了高转速下阻尼环变形。阻尼环连接结构如图4所示。
在磁极冲片建模过程中，磁极冲片、螺杆、阻尼条和轴以及连接键均采用平面应变单元。考虑到轴结构的对称性，转轴取整体结构的1/6，约束两端截面处结点的切向位移，由于螺杆和阻尼条的离心力作用于磁极冲片，而螺孔和阻尼条孔对冲片的刚度没有贡献，因此在有限元模型中，螺杆和阻尼条与磁极冲片采用公用节点连接，材料密度分别用钢和铜的密度，弹性模量均取一个很小的值，即10000Nm/mm2;连接键与磁极冲片配合面采用间隙单元连接，轴和连接键的接触面分别采用位移约束单元，以保证位移的一致性，线圈的离心力以力的形式加载在冲片的两端。
强度计算
本文采用有限元程序I-DEAS6．0，对TBP7000-6电机的阻尼条和阻尼环进行了计算。计算模型包括磁极压板、阻尼条、阻尼环、收缩环、螺杆孔、轴和连接键，计算参数如下额定转速:nN=710r/min超速转速:nN1=852r/min磁极压板材料:锻钢D20Mn磁极压板弹性模量:E=2．068×105MPa磁极压板屈服极限:σs=450MPa泊松比:μ=0．29磁极压板材料密度:=7．82×103kg/m3轴的`材料:34CrNi3Mo轴材料拉伸屈服极限径向:σs≥490MPa纵向和切向:σs≥540MPa阻尼条材料T2紫铜阻尼条材料强度极限:σb=275MPa
改进后的阻尼条应力分布如图5所示。φ20计算结果:根据实际受力情况，计算了超速转速下852r/min时9根φ20阻尼条和磁极压板、轴鸽尾槽以及阻尼环等的应力，其应力分布图见图5，计算结果见表1。由计算结果可以看出，阻尼条应力过大，已经接近其屈服极限。现将阻尼条面积加大，将φ20阻尼条换成φ25阻尼条，其计算后的应力分布图如图6所示。根据实际受力情况，在超速转速852r/min时，9根φ25阻尼条和磁极压板、轴鸽尾槽以及阻尼环等的应力分布图如图6所示，计算结果见表2。
由计算结果看到，将φ20阻尼条换成φ25阻尼条后，阻尼条的应力由207MPa降低到179MPa。阻尼条应力减小后，阻尼条的变形明显减小，因此阻尼环的变形会等到改善。另外经过电磁核算，由阻尼条尺寸的变化而引起电机的电磁参数的变化不大，如:励磁电流由622A增加到623A;励磁电压由79．9V增加到80V。
结语
沥青阻尼片导致车内空气污染？ 第6篇
沥青阻尼片究竟是什么？它真的会危害健康吗？
国家质检总局缺陷产品管理中心日前已正式对北京奔驰、华晨宝马和一汽奥迪相关车型使用含有致癌物质沥青材料车用阻尼片一事，展开调查。
中国汽车工业协会副秘书长董建平介绍，阻尼片是一种用于减少车内震动，提升车厢舒适性的构件。车内的阻尼垫片主要分布在车厢内部面积较大、造型比较平整的金属板上，作用是对金属板上产生的震动起到阻尼作用，以改善整车震动时产生的噪音。
国外一些高档轿车有的使用高分子材料或橡胶材料制作的阻尼片，由于其物理和化学性能稳定， 对人体皮肤无任何刺激作用。而国内汽车领域的技术标准，还没有细化到阻尼件等内饰配件的层面。
董建平表示，目前我国除个别高档轿车及大客车之外，多数轿车使用的都是以沥青为主的阻尼材料。
中国重汽技术中心材料工艺所高级工程师周光亚介绍，从2012年9月份开始，北京、上海、南京、苏州、杭州、广州、深圳、成都等地陆续出现奔驰车主集中投诉车内臭味难闻，经检测，这些车辆的阻尼片均含有70号沥青成分。
70号沥青主要分为煤焦沥青、石油沥青和天然沥青，大多用于铺路。煤焦沥青已在1976年被世界卫生组织国际癌症中心列为一级致癌物。央视在“豪车里的怪味”报道中指出，部分奔驰、宝马、奥迪等豪车使用的阻尼片中均含有70号沥青成分。并且据此推测：可能释放有毒有害气体。
但是在董建平眼中，沥青阻尼片到底是不是车内异味的主要来源，现在尚未有充分的证据证明。
汽车内饰犹如室内装修，除了阻尼片外，汽车车内的仪表台板、地毯、门内装饰、顶棚、座椅总成、汽车线束等部件，都有可能释放有害气体。而沥青是一种棕黑色有机胶凝状物质，一般来说，对人身体有害，但前提是在高温作用下，也就是沥青处于液态或半液态时，才会产生对人体有害的气味。在阴凉或一般性阳光照射下，危害性较小。“比如用沥青铺的马路，凝固成形后，我们基本是闻不到气味的。”董建平说。
北京协和医院呼吸内科主任医师徐作军表示，沥青中含有许多有毒物质，如苯并芘、酚等，其中最重要的就是苯并芘。它是一种常见的高活性间接致癌物。苯并芘释放到大气中以后，会和大气中各种类型微粒所形成的气溶胶结合在一起，在8微米以下的可吸入尘粒中，吸入肺部的比率较高，经呼吸道吸入肺部，进入肺泡甚至血液，导致肺癌和心血管疾病。
但徐作军同时也表示，车内的有害气体使人致癌，必须达到相应的浓度，而这个浓度不是由人的嗅觉器官决定的，目前这方面的相关数据还有待证实，不好现在就下结论。
至于报道中提出，有连云港车主肺纹理增多，怀疑是车内空气污染造成的说法，从医学的角度很难去做准确的查证。“因为医学要考虑的因素非常多，非常复杂，要想证明出车内有害气体与肺病有直接的关系几乎是不可能实现的。”徐作军说，沥青阻尼片在一定的条件下可以释放有害气体，但是现在直接说汽车阻尼片致癌还为时尚早。
一次性筷子要少用
近日，演员黄渤微博爆料，一次性筷子在热水中涮了几下后，水很快变成黄色，该微博一经发出被转载十多万次。网友不禁惊呼：一次性筷子有毒？
北京林业大学食品科学与工程系王建中教授表示，造成水变黄的原因是多方面的，可能有些木质一次性筷子中含有天然水溶性物质遇到热水后溶解出来；也可能是经过漂白的一次性筷子残留的过氧化氢、硫磺等物质在热水中发生化学反应。
南昌航空大学环境与化学工程学院涂新满副教授对市场上随机抽取的6种一次性筷子进行检测发现，6种一次性筷子浸泡在热水中都使水不同程度变黄。浸泡后黄色最深的一次性筷子含有的过氧化氢有毒物质最多，6种筷子均含有二氧化硫。
专家介绍，一次性竹筷由于天然颜色可能略青，国家标准允许使用食品添加剂进行漂白，但须符合相关标准，而一次性木筷则可以不漂白。按照国家标准，残留在一次性筷子上的二氧化硫含量每公斤不得超过600mg。因此，经过漂白的一次性筷子，需要用大量的水蒸煮或冲洗，以洗掉筷子上的漂白剂。然而，加工者在以硫磺熏蒸的方式漂白后，通常忽略水煮步骤。
专家介绍，残留的二氧化硫和其他物质结合会成为亚硫酸盐，可能导致哮喘。此外，一些生产一次性筷子的小作坊在加工时使用工业用硫磺、石蜡、过氧化氢、杀虫剂以及其他一些有害化学制品。其中石蜡是一种致癌物质，过氧化氢可破坏消化系统，长期使用对人体的危害更大。
北京化工大学理学院的李增和教授表示，浸泡出“黄水”的筷子是否会对人体造成损害，须经过科学检测才能确定。但是，长期使用含有有毒物质的一次性筷子，会对人的身体健康造成损害。建议尽量不使用一次性筷子。如果一次性筷子发生弯曲或已有霉点，那就说明已变质。
拔智齿影响智力？
智齿是人的口腔内，牙槽骨上最里面的第三颗磨牙。由于它萌出时间晚，这个时候人的心智发育接近成熟，因此被称为“智齿”。
虽然被叫做“智齿”，但它跟人的智商没有任何关系。其主要功能是掌管面部痛温触觉的感觉以及控制咀嚼。有患者自己感觉拔了智齿后短期内记忆力变差，可能是因为拔牙时使用的麻醉剂以及比较强烈的疼痛和噪音刺激造成暂时的不适。（果壳网）
多补充维生素更健康？
这种做法不但错误，而且非常危险！维生素可分为水溶性和脂溶性两种，脂溶性维生素如维生素A、维生素D等摄入过多时，不能通过尿直接排出体外，易在体内大量蓄积，引起中毒。而如果长期口服大量维生素D，可导致高血钙症、厌食、恶心、呕吐、弥散性肌肉乏力、肌肉疼痛等。因此，合理饮食才是最重要的。
（《时代》杂志）
宫颈糜烂能致癌？
宫颈糜烂是女性常见病，很多人都担心其致癌。事实上，这是部分小医院夸大宫颈糜烂的危险性，将它和宫颈癌混作一谈造成的恐慌，其实宫颈糜烂和宫颈癌并没有直接联系。
宫颈癌的发生与人乳头瘤病毒（HPV）感染有关，而得了宫颈糜烂并不代表就一定感染了HPV。如若担心，可以去医院做宫颈细胞学涂片等检查，以排除宫颈癌患。（《生命时报》）
系统阻尼 第7篇
关键词：大电网,广域控制,阻尼控制,区间振荡,调制,自适应控制,试运行,闭环试验
0 引言
广域相量测量技术的出现及其迅速发展,无疑是近10年来世界电力系统稳定技术领域最具深远影响的事件之一。基于广域测量系统/相量测量单元(WAMS/PMU)的控制系统又称为广域控制系统(WACS),是对传统电力系统控制体系的巨大变革:控制输入从局部信号转变为广域信号、控制结构由本地控制转变为网络控制。近10年来在电力系统广域控制的理论研究方面,国内外已有众多成果发表[1,2,3,4,5],然而,“从广域监视发展到广域控制将是新世纪面临的一大技术挑战”[6]。
美国Bonneville电力局(BPA)是世界上探索将WAMS应用于电力系统控制、构建WACS的先驱[6],其所研发的WACS利用来自WAMS/PMU的信号控制发电机组的投入、无功电容器组的投切,以提升电网的一摆暂态功角稳定性以及电压稳定性为目标。该系统已完成设计以及样机开发,正进行实验室模拟运行。加拿大BC省水电局也有与BPA类似的研发计划[4]。加拿大魁北克水电局正在借鉴发电机电力系统稳定器(PSS)上的经验,将PMU信号引入已有的可控串补以及静止无功补偿器(SVC)的控制回路,以提升对于0.6 Hz的区域振荡模式的阻尼[7]。日本的东京电力公司以及法国的EDF公司则计划将WAMS/PMU信息用于失步解列控制中[2,8]。
南方电网远距离大容量送电,其安全稳定受到区域间低频振荡的威胁较大。根据规划计算。“十二五”期间南方电网的低频振荡问题依然可能比较突出。另一方面,南方电网已经建成了包括132台PMU装置、覆盖85个500 kV厂站以及47个220 kV厂站、具有较完善的数据记录与分析功能的主站的庞大WAMS,这为发展广域控制技术提供了强大的物理平台。南方电网交直流并联运行,直流送电能力占总通道送电能力的60%以上,且“十二五”期间随着云广特高压直流的建成,以及溪洛渡、糯扎渡直流送出工程的建设,南方电网直流系统还将继续得到加强。因此,南方电网考虑研发基于WAMS的广域反馈连续控制系统,通过调节多回直流功率提升电网动态性能。该项目历时3年,自主研发的交直流大电网广域阻尼控制系统“多直流协调控制系统”已经在南方电网投入运行,并且成功经历2次闭环大扰动试验的考验。本文将介绍该系统的设计思路以及工程研发,详细分析闭环扰动试验的相关结果。
1 广域阻尼控制系统的设计
1.1 根据不同振荡模式的设计
根据长期的运行经验以及大量数字仿真,南方电网主网存在2个主导区域间低频振荡模式:一个是云南机组相对于贵州机组的振荡(简称云贵振荡模式),频率在0.55 Hz～0.60 Hz之间;另一个是云南和贵州机组一同对广东机组的振荡模式(简称云贵对广东振荡模式),该模式的频率在0.38 Hz～0.44 Hz之间。这2个弱阻尼振荡模式在一定程度上限制了南方电网“西电东送”极限,影响了南方电网的安全运行。
根据前期研究,南方电网的几回直流对于不同振荡模式有不同的可控性。其中:高肇直流整流站位于贵州,对于云贵振荡模式有良好的可控性;兴安直流整流站位于云南贵州的联络线中部,对云贵振荡模式基本没有影响,对云贵对广东振荡模式则有较强的可控性。上述结论与文献[9]的理论推导是吻合的。因此,在南方电网广域阻尼控制系统设计之初就定下了基本原则:利用高肇直流的广域控制增强云贵振荡模式的阻尼,利用兴安直流的广域控制增强云贵对广东振荡模式的阻尼。
至此,广域输入信号的选择原则也随之确定:高肇直流广域控制的信号需要对云贵振荡模式有良好的可观性,同时对其他振荡模式的可观性尽量低;兴安直流广域控制的信号要对云贵对广东振荡模式有良好的可观性,同时对其他振荡模式的可观性尽量低。
南方电网的WAMS为广域控制提供了丰富的候选信号,在本项目中详细比较了联络线功率、交流母线频率、电压相角作为输入信号的多种方案,最后确定在工程中采用频差信号,即高肇直流云贵频差,兴安直流云贵对广东频差,这主要是出于以下3点考虑:①不同区域电网的频差反映了这些区域电网中发电机组的转速差,以此为输入的控制器的输出可以直接与阻尼转矩相联系,物理意义清晰;②以频差为输入时,阻尼控制器的移相等环节的整定相对简单;③多个站点、多条线路的频差信号可以形成互备。
1.2 若干关键技术
广域时延的处理是关键,影响到控制效果,本项目开发了适用于大电网的实用化的广域时延综合治理技术[10,11]。
通过在控制回路中专门设置的死区,防止了实时数字仿真系统(RTDS)试验中发现的控制回路中出现的偶发高频振荡事件。
对于2个控制器的参数整定与优化,则采用了模型降阶辨识加上最优控制理论的方法,以及大电网模型上的遗传算法和模拟退火算法,都取得了良好的效果[12,13]。
另外,开发了在线的快速Prony算法,能够根据实时曲线判定系统振荡模式并传送给控制器的自适应环节[14]。
2 广域阻尼控制系统的实现
2.1 南方电网广域阻尼控制系统的基本架构
根据上述设计基本原则,确定了南方电网广域阻尼控制系统是一个“六输入二输出”的多输入多输出(MIMO)控制系统。
6个输入点不仅向广域阻尼控制系统提供频率信息以供控制指令计算,还提供有关直流当前功率、关键交流联络断面功率等信息作为方式判据。6个输入点的冗余布置,使得单一PMU数据源失效不会影响整套控制系统功能的正常。
2个输出控制点分别是高肇直流整流站、兴安直流整流站,每回直流的调制容量上限为300 MW。
广域阻尼控制系统的中央站位于南网总调,是整个控制系统的核心。
整套控制系统的结构如图1所示。
2.2 软硬件系统
依上所述,南方电网的广域阻尼控制系统“多直流协调控制系统”的硬件分为控制中央站、控制子站和PMU。其硬件图见附录A图A1。
控制中央站包括控制计算机、数据存储计算机以及人机界面计算机,彼此通过以太网通信。控制计算机负责所有的核心控制逻辑,在CompactPCI型工业控制机上开发,可以方便地完成代码的编译、参数的整定等工作。数据存储计算机为运行实时数据库的高性能大容量服务器,负责实时数据的存储与管理。人机界面计算机负责维护实时数据监视与历史数据查询的界面。
控制子站安装在2个直流的整流站,经电缆与直流极控屏柜相联,将来自中央站的指令转发给直流极控执行,并在中央站通信异常时执行合理的闭锁保护逻辑。控制子站在继电保护平台上开发。
PMU的硬件平台与南方电网现有的CSS200系列PMU一样,但软件系统进行了改造,加快了频率计算的速度并取消了就地存储功能。
2.3 广域通信的时延
多直流协调控制系统通过2 Mbit/s专线连接控制子站、控制中央站与PMU,PMU每秒向中央站上传100帧数据,整个控制回路的时延约110 ms,包括:广域通信时延、控制中央站的数据处理时延、PMU的频率计算时延以及直流极控执行控制子站模拟量指令的时延。对于针对0.3 Hz ～ 0.6 Hz低频振荡的阻尼控制而言,110 ms的时延将带来12°～24°的滞后,这很容易被中央站所补偿。
图2给出了多直流协调控制系统试运行期间某1 min内的时延统计,这个时延不包括直流极控执行指令的时延。
2.4 广域控制的防误技术
为保证工程应用中多直流协调控制系统的高可靠性,开发了一系列的防误技术并通过了严格的测试。控制中央站包括2层防误逻辑:第1层为冗余处理逻辑,当PMU所上传的广域反馈信号出现异常,如数据异常或者通信故障时,中央控制站将切换到备用信号源;第2层为控制器闭锁逻辑,当电网或控制器或广域通信网出现重大异常时,控制中央站与控制子站将按照一定的逻辑闭锁。
3 南方电网多直流协调控制系统的试运行
从2007年中至今,多直流协调控制系统先后完成了在南方电网的安装与联合调试,并投入试运行。试运行期间,整套系统为“投信号”模式,除了直流极控不执行多直流协调控制系统指令,其他所有功能与正常运行相同。
在多直流协调控制系统试运行期间,南方电网先后发生了“421”振荡和“825”振荡2次功率振荡事件,主要联络线振荡情况如图3所示。
这2次振荡的性质有较大区别,图4、图5给出了2次振荡事件中的云贵频率差以及云贵对广东频率差的实际记录。不难看出,“421”振荡中云贵对广东的频率差摆动幅值最大,“825”振荡中云贵频率差的摆动幅值最大。
如前所述,多直流协调控制系统采用频差信号作为输入,对应于图4、图5的信号,“421”,“825”振荡中记录的多直流协调控制系统的控制子站输出如图6所示。可见,当云贵对广东的频率差摆动幅值最大时,兴仁控制子站输出大而高坡控制子站输出很小;当云贵频率差的摆动幅值最大时则反之。这完全符合第1节所介绍的多直流协调控制系统的基本设计原理。
4 多直流协调控制系统的闭环扰动试验
作为一个即将投入实用的广域阻尼控制系统,只有实践才能最终验证其阻尼电网振荡的能力。2008年7月20日和12月21日,南方电网先后进行了2次广域阻尼控制系统闭环大扰动试验。
7月20日的试验中进行了2次同样的大扰动,且2次扰动时系统工况基本相同,唯一不同的是第1次扰动中将多直流协调控制系统兴仁控制子站投入,而第2次扰动中将其退出。2次扰动中电网振荡情况的比对最能说明多直流协调控制系统是否能如设计所要求的那样发挥提升阻尼、抑制振荡的作用。
图7给出了2次扰动中记录的兴仁控制子站的调制量以及兴仁直流的有功功率波动(单极)。当兴仁控制子站投入闭环后,多直流协调控制系统检测到大扰动后的系统振荡并生成相应控制指令发往兴仁子站,使得兴安直流功率出现了长度约为6 s、最大峰峰值160 MW(双极)的有规律波动;当兴仁控制子站退出后,大扰动后的系统振荡,使得兴仁控制子站输出持续了12 s以上,但由于兴仁控制子站已经退出,兴安直流功率未被调制。
第1次闭环试验中兴仁控制子站只持续了6 s,随着系统振荡被迅速平息,振荡幅值落入了第1节所述的控制器死区范围之内,兴仁控制子站停止输出;第2次开环试验中兴仁控制子站输出持续了12 s以上,这也说明了多直流协调控制系统兴仁子站的投闭环增强了系统区域间振荡的阻尼。
图8给出了2次扰动试验中各个交流联络线功率振荡情况的比对。显然,兴仁控制子站投入闭环使得交流线路振荡的幅值大大被消减。
对于一个在振荡过程中模式发生改变的录波曲线,小波分析可以更清楚明晰地给出在整个振荡时间段内振荡模式变化全景图,特别是振荡在不同时间的变化[15]。对图8所示的振荡曲线利用小波进行频谱分析,得到的结果如附录A图A2所示。图中暖色越深的区域,对应的振荡能量越高。图A2清楚地展示了多直流协调控制系统对振荡的影响:当兴仁控制子站退出时,大扰动所引发的振荡主要变现为一个0.43 Hz的振荡,且振荡能量较强;当兴仁控制子站投入后,同样的大扰动所激发的主导振荡模式频率发生偏移,且振荡能量减弱很多,在兴仁控制子站由于死区停止输出后,振荡频率又回到0.43 Hz附近,但是振荡能量已相对减小很多。这也进一步证明了多直流协调控制系统兴仁控制子站的投入确实提升了系统阻尼,加快了振荡平息。
12月21日的试验与7月20日试验类似,不同的有2点:①扰动形式从天广直流单极闭锁变更为兴安直流单极闭锁;②进行了3次大扰动,其中有2次投入兴仁控制子站,但采用了不同程度的输出限幅,而第3次则将多直流协调控制系统兴仁控制子站退出。此次试验过程中控制子站输出以及各交流联络线路PMU记录的曲线如图9、图10所示。曲线也明显显示了控制系统投入后增强阻尼的效果,更重要的是说明了当控制系统限幅为方波时依然可以提供一定的阻尼。其他分析与7月20日试验类似,不再赘述。
5 结语
南方电网结合自身特点及需求所研发并安装的广域阻尼控制系统“多直流协调控制系统”在解决广域时延、参数整定、自适应算法等技术难题的同时,专门为保证控制系统的可靠性设计了一整套防误技术。所有这些技术在长达半年的开环试运行中经受了多次电网大扰动的考验。试运行记录表明:多直流协调控制系统可以准确地捕捉振荡并计算、发送控制指令到远方换流站,其控制可以提供正向阻尼转矩。
在7月20日以及12月21日南方电网进行的2次广域控制系统闭环扰动试验中,多直流协调控制系统成功地抑制了振荡幅值,加速了振荡平息,提升了电网区域间振荡阻尼,完全达到了设计目的。这也标志着电力工业界已经由广域监视向广域控制方向迈出了非常重要的一步。
附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。
系统阻尼 第8篇
电力系统主要由发电机及其控制器、变压器、开关、负荷和传输线组成, 是一大型强线性系统。从控制的角度来看, 电力系统中存在着诸多内生的振荡模式, 在特定条件下将被激发。由于各种电磁和机械阻尼的存在, 绝大多数的振荡模式都会在较短时间内衰减掉, 不会对电力系统的稳定运行造成影响;但是由于电力系统本身的复杂性, 也会有某些机电模式呈现弱阻尼乃至负阻尼, 引起各发电机功角间的相对摇摆和母线电压及传输线功率等参数的持续振荡, 最终可能导致非常严重的后果。在现代电力系统中, 由于大量采用快速励磁装置及跨区大容量送电, 低频振荡日益成为影响电力系统稳定运行的主要因素之一。
随着电力网络互联程度的不断提高, 系统越来越庞大, 运行方式日益复杂, 保证系统安全可靠运行的难度也越来越大, 电网的安全稳定问题已成为发展大型电力系统的过程中需认真解决的最突出问题。低频振荡是近年来在大型互联电网中出现得越来越频繁且危害面越来越广的急需解决的电网安全稳定问题。为了解决低频振荡问题, 业界研究了很多方法, 包括在发电侧调节P S S、直流输电调制、在输电线路侧的F A C T S设备阻尼控制[1]。
S V C/S T A T C O M是F A C T S的典型代表, 通常用于电压调节和无功补偿, 通过附加特殊控制功能也可用来抑制低频振荡[2]。
1 电力系统振荡的抑制方法
低频振荡的本质是对发电机转子间的相对摇摆的阻尼不足, 在不改变发电机构造的前提下, 抑制低频振荡的一个途径, 即从发电机外部为发电机提供附加阻尼, 包括发电机端或电力系统提供的阻尼。附加阻尼既可来自发电机端自励磁侧、调速侧, 也可来自电力系统中的F A C T S设备等调节器, 如S V C、S T A T C O M和S S S C等。目前F A C T S设备造价的逐步降低, 以及我国在此领域研究的不断进展, 多项核心技术已经为国内技术企业所掌握, 使得大规模利用F A C T S成为可能。
2 附加阻尼控制原理
S V C/S T A T C O M具有响应速度快、控制方式多等优势, 可以有效地补偿系统所需的无功, 起到支撑电压、提高系统电压稳定性的作用[3]。近年来, 对于S V C/S T A T C O M的附加控制的研究证明, 恰当的附加控制器设计可以使S V C/S T A T C O M在提高电压稳定性的基础上, 起到抑制振荡的作用。电力系统的低频振荡, 本质上属于系统的小信号稳定问题, S V C/S T A T C O M的附加阻尼控制可以提高系统的小信号稳定性, 即阻尼系统的低频振荡, 从而提高输送极限。
S V C/S T A T C O M的控制方式众多, 如电压控制、无功控制、恒导纳控制等, 这些控制方式由于控制目标不同策略也不尽相同。抑制低频振荡以阻尼发电机间转子角为控制目标, 若利用以上的控制方式, 在某种情形下有可能出现加重振荡的情形。另外有研究表明, 单纯无功补偿会提供负阻尼。因此必须要添加针对低频振荡的附加阻尼控制器。
S V C/S T A T C O M不仅仅可以提供动态电压支撑, 还可以通过附加控制给系统提供阻尼。以S V C为例, 机端电压V1, 末端电压V2, 以及线路中点电压Vm有如下关系:
传输功率为:
线性化得到:
式中, M为转矩。可以看出, 若, 即如果中点处的电压Vm随着功角△δ的变化量而线性变化, 则S V C可以起到阻尼振荡的作用。附加控制的反馈信号一般是反映低频振荡的物理量, 如转速差、功角差、功率变化量等, 输出信号为U s v c。
3 基于P r o n y系统辨识的附加阻尼控制器设计
电力系统中分析低频振荡时常用的辨识算法有S t e i g l i t z-M c B r i d e (S M) 、P r o n y、特征系统实现算法 (E R A) 和N 4 S I D/P E M等。
P r o n y算法的结果直接给出了各振荡模式的初始幅值和衰减系数, 对于电力系统低频振荡来说, 是结果最直观的辨识方法, 改进的P r o n y算法进一步提高了抗噪性能和频谱分辨率, 已在电力系统在线辨识中得到了初步应用。另外P r o n y辨识的方法具有速度快的特点。
P r o n y算法假设信号的模型是一系列具有任意幅值、相位频率和阻尼系数的指数函数的线性组合。对于离散时间序列x (i) (i=1, 2…, n) 有:
(1) 求解式 (5) 所示线性预测模型 (L P M) 的参数αm (m=1-p) :
(2) 求解 (5) 中由L P M参数构成的多项式的根zm:
(3) 利用步骤2得到的zm, 式 (5) 可简化成与参数bm有关的线性方程组。按照P r o n y模型参数的定义, 可求出幅值Am、相位θm、频率fm和阻尼系数αm等参数。
P r o n y算法的模型参数中包含了振荡分析中需要的振荡频率、衰减系数、模式的幅值以及相位信息, 具有高频分辨率的优点;同时, 系统低频振荡往往表现为不同频率、不同衰减、不同相位的多个振荡模式的线性组合, 这与P r o n y信号模型相一致。因此, 宜选择P r o n y辨识进行低频振荡分析。
P r o n y方法是一种快速的系统辨识方法, 基于非线性约束优化的附加阻尼控制器设计, 能够直接给出振荡模式的初始振幅和衰减系数。
基于系统辨识的附加阻尼控制器设计原理如图1所示。
通过辨识方法得到受控系统模型, 根据此模型进行控制器参数设计。在控制器参数设计后, 系统形成附加阻尼控制构成的闭环系统, 如图2所示。
式中, Ri, mi, ni∈RM×1, i=1, 2…, p, 则传递函数G (s) 与特征根λi、留数Ri有以下关系:
采用P r o n y分析得到传递函数原理如图3所示。
4 结语
采用S V C/S T A T C O M附加阻尼控制抑制低频振荡在理论上可行。在实际中, 设计S V C/S T A T C O M的附加阻尼控制器需要先找到系统的主要特征根, 设法将其左移以远离临界区域, 提高稳定性裕量。
采用P r o n y辨识可以快速找到系统的主导特征根, 基于P r o n y辨识对S V C/S T A T C O M的附加阻尼控制器进行设计, 可以直接分析得到受控系统传递函数。
参考文献
[1]Mithulananthan N, Canizares CA, Reeve J, et al.Comparison of PSS, SVC, and STATCOM controllers for damping power system oscillations[J].Power Systems, IEEE Tran sactions on Power Systems, 2003, 18 (2) :786-792
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系统阻尼 第9篇
随着羽毛球运动的蓬勃发展, 人们对羽毛球拍的性能水平和打球技术日益重视。一般认为, 羽毛球拍的性能与其材料、工艺和使用人等因素密切相关。实际上, 运用动力学理论与现代测试手段对球拍开展技术优化工作尤为重要。在羽毛球拍的结构设计中, 球拍的固有频率和阻尼比等动态特性参数非常关键。由于击球时的振动等原因, 羽毛球拍易产生明显的横向摆动和扭振等情形。一旦挥拍的外界激励频率与球拍系统的固有频率发生耦合时, 球拍会产生共振现象, 将出现球速加快等现象。利用机械振动学理论, 分别采用脉冲激励频谱法和频响函数法, 对羽毛球拍的结构系统固有频率和阻尼比这两个重要的动态特性参数进行测试分析, 以期为我国羽毛球拍和打球的技术研究提供一定的借鉴作用。
1 试验理论阐述
采用加速度计脉冲激励激起羽毛球拍的自由振动, 根据羽毛球拍自由振动的加速度波形进行频谱分析, 从而获得羽毛球拍结构系统的固有频率和阻尼比。
频响函数法测试羽毛球拍结构系统固有频率的试验原理是, 对球拍系统用力锤输入一个脉冲力, 测量该系统的响应加速度, 通过傅立叶变换, 在频率域内得到输出与输入比值, 即频响函数
2 试验羽毛球拍与仪器
2.1 羽毛球拍
采用sup blade 8841 EAGLE羽毛球球拍, 其主要参数:总长为670mm, 拍网总重100g, 网张力为10.43kg。据介绍, 该球拍主要包括精确制导前套, 其实用面积比其他球拍锥盖大, 易于让手捏紧与操控;其制导前套采用的碳纤维材料是含碳量高于93%的纤维, 用聚丙烯睛纤维、粘胶丝和沥青纤维经碳化制成, 通过温度由低至高的热处理让球拍更强韧、坚固、稳定, 具有更高的拉线磅数和更好的控球性。
2.2 试验仪器及附件
1) 南京安正CRAS振动及动态信号采集分析系统。该系统由信号调理、信号采集、Sscras信号与系统分析软件及计算机组成, 其信号调理部分包括抗混滤波器和信号放大器, 抗混滤波器将球拍所产生的拾振信号进行低频滤波, 然后经信号放大器放大后的信号进入信号采集部分;信号采集部分有计算机接口、数字信号器处理DSP芯片、A/D转换器。其采集到的模拟信号经计算机接口进入数字信号器处理DSP芯片, 进行数字信号处理, 然后经A/D转换器转换成数字信号通过信号处理分析部分中的CPU处理机的信号输入端进入信号处理分析部分中的CPU处理机, 并由CPU处理机及其系统控制软件实时数据处理与分析。
2) CA-YD-185型压电式内置IC加速度计1只, 其灵敏度为4.70mV/ms2, 质量8mg。
3) 橡胶力锤和LC-02A型力锤各1把。
4) 柔性筋线、502胶水等。
3 试验方法与框图
根据结构动力学的随机激励理论, 用橡胶锤激振羽毛球拍杆或拍框进行单通道的脉冲激励法, 分别按自由约束、挑球长握、挑球短握和扣球长握四种试验状态, 进行固有频率与阻尼比特性的测试, 其试验系统如图1所示;并用LC-02A型力锤激振球线进行双通道的频响函数法校核试验, 其试验系统见图2。
4 过程与结果分析
按图1, 图2连接各仪器设备, 加速度计用502胶水与羽毛球拍粘牢, 注意避开其节点位置。在调用信号与系统分析软件时, 其设置的分析频率:1000Hz, 触发方式:自由运行、电压范围:±10000mV, 工程单位:m/s2, 校正因子:4.70, 以此完成测试前的准备工作。
正式测试前, 进入示波方式, 用橡胶力锤敲击球拍杆或拍框, 主要检查连接线是否接通, 波形大小和失真情况。当示波正确后, 分别按自由约束、挑球、扣球状态和握拍位置情况, 用橡胶力锤敲击球拍杆, 拾取其电信号数据, 并在频谱图中读出本试验羽毛球拍的多阶固有频率值, 其实测现场见图3 (a) , 图5 (a) , 频谱图如图3 (b) , 图4 (a) 和图5 (b) 所示。用接触式加速度传感器测量羽毛球拍系统固有频率和阻尼比时, 一方面, 由于不同材料, 不同尺寸和形状的球拍在不同约束等条件下, 其固有频率各异。本文测得的是sup blade 8841 EAGLE羽毛球球拍系统的固有频率和阻尼比特征值。另一方面, 其固有频率值还与试验状态和握拍方式、位置等有关。
加速度计是将被测球拍系统的机械振动量 (加速度) 转换成电压量输出, 其灵敏系数以每一加速度单位m/s2, 对应的毫伏数mV表示。如用加速度传感器测量自由状态时球拍系统固有频率的图3 (b) 中, 其横坐标表示频率 (Hz) , 纵坐标表示振幅 (m/s2) , 第1阶固有频率实测值为48.83Hz。本文在各状态下实测的sup blade 8841 EAGLE球拍系统的前4阶固有频率f和阻尼ξ实测值见表1。
备注:1) 挑球长握、扣球长握时的位置分别指扣球和挑球时, 拍框顶部与握拍点之间的距离为590mm;2) 挑球短握时的位置表示挑球时, 拍框顶部与握拍点之间的距离为510mm。
表1中, 在球拍处于自由约束状态下, 当加速度计固定在拍杆联结处, 分别锤击拍杆和拍框处所得到的第1阶固有频率均为48.83Hz;同理, 挑球长握约束下的第1阶固有频率值均为44.92Hz等。另外, 当加速度计分别固定在拍杆联结处[见图3 (a) ]和拍框处[图5 (a) ], 用橡胶锤锤击球杆时, 其第1阶固有频率值均为44.92Hz等。上述表明, 加速度计的位置与敲击点无关。在其它条件相同时, 挑球和扣球长握状态下的第1阶固有频率分别是44.92Hz和42.97Hz, 表明加速度计的位置跟握拍姿势有关。当加速度计固定在拍杆联结处的挑球短握 (此时的拍框顶部与握拍点之间的距离为510mm) 的状态下, 用橡胶锤锤击拍杆, 所实测的第1阶固有频率为85.94Hz, 其85.94Hz大于挑球 (此时的拍框顶部与握拍点之间的距离为590mm) 状态下的固有频率值44.92Hz, 满足材料力学和结构力学理论分析。显然, 握拍位置不同与固有频率有关。
6 结论与建议
1) 试验前对球拍和所有仪器等进行检查或调试, 并按试验方案与设置程序进行试验。其中, 仪器所取的FFT块长度为2048, 实测频率的分辨率较高, 测试的各自相关函数谱正确, 如图4 (d) 所示, 其数据真实可靠。
2) 加速度计的位置与敲击点无关, 跟握拍姿势有关, 握拍位置不同与固有频率有关。
3) 本文通过效验对比, 分别采用频响函数法与脉冲激励频谱法所测得的球拍各阶固有频率值相等。
4) 由于各种羽毛球拍的材料、结构设计、工艺等存在差异, 使其结构固有频率各异。当外界激励频率 (如使用人各种打法的击球频率) 与羽毛球拍的结构固有频率相耦合时, 将引起共振现象, 使其击球速度加快。对本文所用的sup blade 8841 EAGLE羽毛球拍而言, 当使用人在挑球长握的打法的击球频率为44.92Hz, 挑球短握打法的击球频率为85.94Hz, 扣球长握打法的击球频率为42.97Hz的半功率带宽范围内时, 将使球速加快。
5) 扣球狠, 说明球与球拍接触时间短, 激发频率的频带就宽, 能激发出球拍的高阶频率。反之, 力脉冲力持续的时间就长, 低阶固有频率易被激发, 高阶不易被激发。
6) 力脉冲引起的是衰减自由振动, 不是强迫振动。如果脉冲时间短, 激发出来的振动频率就宽, 球拍疲劳感受的频率就多, 就会影响球拍的使用寿命。如使用本球拍, 当扣球长握打法的击球频率常处于42.97Hz, 140.63Hz, 353.52Hz和712.89Hz的半功率带宽范围内时, 其球拍的使用寿命就短。
7) 由于本试验所选用的8g质量的加速度计与羽毛球拍的100g质量相比, 其附加质量引起系统固有频率的测量误差不大, 可忽略不计。
8) 本文主要测试和分析了球拍在自由等状态下的固有频率和阻尼比两个重要的动态特性参数, 而对球拍处于劈吊打法, 即扭转等情况下的固有频率和阻尼比等工作将进一步研究。
摘要：采用加速度脉冲激励频谱法和频响函数法, 分别测试羽毛球拍系统的结构固有频率和阻尼比两个重要的动态特征参数。结果表明, 加速度计的位置与敲击点无关, 跟握拍姿势有关, 握拍位置不同与固有频率有关;当外界激励频率与固有频率耦合时, 引起共振现象;频响函数法与脉冲激励频谱法测得的球拍各阶固有频率值相等结论, 以期运用动力学理论与现代测试技术, 为拓展各类羽毛球拍的研发与制造, 尤其是专业运动员的技术研究工作提供参考, 具有现实意义。
关键词：羽毛球拍系统,固有频率,阻尼比,测试,分析
参考文献
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系统阻尼 第10篇
目前,国内外学者就双馈风机对电力系统小干扰稳定性影响的研究相对较少,很多文献在研究此问题时忽略了变频器控制系统[5,6],或者只针对单机系统进行线性化建模[4,7],而对于考虑变频器控制系统特性的多机系统线性化建模研究较少。同时,双馈风机改善电力系统阻尼的研究已经引起了关注,文献[8,9]在双馈风机转子侧变频器中附加控制环节用以改善系统阻尼,文献[10,11]在转子侧变频器中引入PSS模块,并对PSS的作用效果进行了时域仿真验证。本文在建模时考虑了风机的变频器控制系统,建立了含双馈风机的多机系统小干扰稳定分析模型,在双馈风机转子侧控制器中引入附加阻尼控制环节用以改善电力系统阻尼。最后在MATLAB中,对WSCC 3机9节点系统进行了特征值分析,并给出了时域仿真结果,验证了该附加阻尼控制环节对系统阻尼的改善效果。
1 双馈风力发电机组模型
双馈风力发电系统结构如图1所示,其发电机定子直接与电网相连,转子通过背靠背PWM变换器与电网相连。双馈风机发电机组模型包括机械传动部分、DFIG和变换器3个部分,以下进行建模。
为合理简化模型,本文在建模时做如下假设:(1)所有风机接在同一母线上并网发电,并且采用平均风速模型,因此,可忽略桨距角变化和输入机械转矩变化;(2)风力机机械传动部分采用单质量块模型,即采用一个一阶惯性环节模拟传动特性;(3)忽略定子磁链暂态过程和定子电阻;(4)风机以恒功率因数(cosφ=0)方式运行,同时电网侧变频器输出无功为0;(5)网侧变换器为理想变换器,并且直流母线电压保持恒定。
诸多文献已对双馈风电系统的基本方程进行过详细介绍[4,12],下文直接给出经过整理的双馈风机动态模型。
1.1 机械传动模型
采用单质量块模型,可得到机械传动模型,即转子运动方程为:
式(1)中:TJ为风力机单质量块模型的惯性时间常数;s为转差率;t为风机电磁转矩;Tm为风力机捕获的机械转矩。
1.2 DFIG模型
双馈风力发电机的基本微分方程为:
式(2,3)中:下标d和q分别为d轴和q轴分量;下标r和s分别为转子量和定子量;ωs为风机同步转速;Lss,Lrr,Lm分别为定子自感、转子自感和定转子互感;Rr为转子电阻;T0'=Lrr/Rr;Xs=ωsLrr;Ed'=-ωsLmψqr/Lrr;Eq'=ωsLmψdr/Lrr;X'=ωs(LssLrr-Lm2)/Lrr。
1.3 变换器模型
双馈风机的变换器部分包括转子侧变换器、网侧变换器、各自的控制器以及直流电容。由前文所作假设,认为网侧变换器为理想变换器,直流电容母线电压恒定,因此,只需对转子侧变换器进行建模。转子侧变换器控制系统的结构如图2所示。
引入x1,x2,x3,x4 4个中间变量,得到转子侧变换器控制系统状态方程:
在采用定子电压定向控制的基础上,式(17)即构成了单台双馈风力发电机组的七阶模型。由前文假设可知,风电场由多台相同风机并联在同一母线上发电,因此可将风电场等效为一台等值机,等值机参数可由单台风机参数换算得到[13,14]。
2 含双馈风机的多机系统线性化模型
为了对电力系统进行小干扰稳定性分析,需要将系统中各动态元件的方程进行线性化,以获取系统的状态矩阵。下面推导含双馈风机的多机系统的线性化方程。
(1)首先对双馈风机的七阶模型在系统稳态值附近进行线性化,消去中间代数量,得到风机的线性化方程:
式(8,9)中:ΔVdqw=[ΔVsd,ΔVsq]T;ΔIdqw=[ΔIsd,ΔIsq]T;Δxw=[Δs,ΔEd',ΔEq',Δx1,Δx2,Δx3,Δx4]。
记d-q坐标系和x-y坐标系之间的转换矩阵为Tw,两坐标系的夹角(q轴超前x轴的角度)为δw,则有如下关系:
由前文假设可忽略δw的变化,因此,可以得到以下关系:
式(11)中:ΔVw=[ΔVx,ΔVy]T;ΔIw=[ΔIx,ΔIy]T。
式(10)和式(11)是风机本身d-q坐标系下的表达式,在多机系统中必须把它们转换成统一的同步旋转x-y坐标系下的表达式,以便与电力网络联系起来。将式(11)代入式(8,9)中消去ΔVdqw和ΔIdqw后,整理可以得到:
式(12,13)中:
式(12)和式(13)就是双馈风电系统的独立线性化模型。
(2)考虑包含传统同步发电机和双馈风机这两种动态元件的多机系统,消去负荷节点后全系统的网络方程为:
式(14)中:ΔVg,ΔVw,ΔVl分别为同步发电机节点、风机节点和其他联络节点的电压偏差;ΔIg,ΔIw分别为发电机节点和风机节点的注入电流偏差,以不同下标表示发电机、风机和输电线路之间的导纳分块矩阵。假设同步发电机组的独立线性化模型为:
记A,可以得到全系统的状态矩阵如下[15]:
获取了含双馈风机的多机系统状态矩阵后,可以计算出全系统的特征根和特征向量,利用特征值分析法研究系统的小干扰稳定性和阻尼特性。
3 双馈风机附加阻尼控制环节
3.1 附加阻尼控制环节作用原理
当电力系统中接入的风电场容量达到一定规模后,可以通过在风电场内配置适当的控制器来改善系统的阻尼[8,9,10,11]。本文在双馈风机转子侧变换器的有功控制回路中引入了附加阻尼控制环节,其内部结构如图3所示。
附加阻尼控制环节以转差率偏差Δs作为输入信号,通过增益、隔直、超前滞后、限幅四个环节处理后,输出一个附加输出信号Vs作用到转子电压q轴分量Vdr上,如图2所示。在忽略定子磁链变化的情况下,通过调节Vdr的大小可以间接调节风机注入系统的电磁功率[4]。在系统发生功率振荡时,转差率会发生振荡,附加阻尼控制环节将对Vdr大小进行调节,从而输出阻尼功率削弱系统的功率振荡。
3.2 附加阻尼控制环节参数设计
(1)隔直环节的时间参数Tw一般取5～10s,用以滤除输入信号中的直流成分。
(2)超前滞后环节的参数设计采用相位补偿法。针对阻尼较弱的某个振荡模式(假设频率为ωx),利用测试信号法获取系统的相位滞后角度φ[16]。一个超前滞后环节的补偿角度通常为30°～40°,在确定补偿环节个数n之后,一般先选定T2=0.05～0.10,再计算出T1,使得满足如下关系:
(3)增益设计。其他参数整定完毕后,通过改变增益大小观察系统阻尼比变化,当阻尼比变化率很小时,表明附加阻尼控制环节已向系统提供了足够的阻尼。
4 算例分析
本文以WSCC 3机9节点电力系统作为基本构架,双馈型风电场接在新加的10号节点处,系统结构如图4所示。系统基准容量为100 MVA,基准电压为230 k V,频率为60 Hz。3机9节点系统参数见文献[15],单台双馈风机参数见文献[4]。风电场采用参数和运行状态相同的40台双馈风机(单机容量为1.5 MW)接在同一母线上向电网发电,并采用一台等值机对风电场进行等效。同步发电机G1采用三阶模型,G2和G3采用双轴模型,3台机励磁系统均采用一阶惯性环节模拟。节点5,6,8为负荷节点,采用恒阻抗模型等效。
4.1 特征值分析
在MATLAB中编写特征值分析程序,分析双馈风机出力满发工况下,WSCC 3机9节点系统的小干扰稳定性。3机9节点系统在未接入风电场前,由特征值分析程序计算得到该系统具有两个低频振荡模式:-1.232±j13.116(2.09 Hz)和-0.317±j8.532(1.36 Hz)。在接入双馈型风电场后,计算得到系统的主要振荡模式如表1所示。
由表1可以看出,风电场接入后并没有引入新的机电振荡模式,但使原系统两个低频振荡模式的频率发生部分偏移,特征根实部均往虚平面左边有所移动,表明这两个模式的阻尼有所提高。但-0.433±j11.074振荡模式的阻尼比仍小于5%,属于弱阻尼模式。为进一步改善系统的阻尼特性,针对该振荡模式,在转子侧变换器有功控制回路引入附加阻尼控制环节,该控制环节整定后的传递函数如下:
计算附加阻尼控制环节引入后的系统特征值,得到对比结果如表2所示。
由表2可以看到,附加阻尼控制环节引入之后,两个低频振荡模式的特征根实部均往虚平面的左边发生了移动,阻尼比均达到了5%以上,系统的阻尼得到较好改善。
4.2 时域仿真
设置节点7和8之间的线路在t=0.2 s时发生三相短路故障,故障持续0.1 s后自动切除,验证附加阻尼控制环节引入前后的作用效果。风机出力满发时,同步发电机功角差和风机转差率变化曲线如图5所示。
由图5可以看到,附加阻尼控制环节引入后,能够较好改善系统的阻尼,有效抑制系统的低频振荡。
5 结束语
同步机阻尼环氩弧硬钎焊工艺应用 第11篇
【关键词】阻尼环；氩弧焊；钎料
前 言
同步机阻尼环焊接,以往采用火焰加热,为保护磁极线圈绝缘,需用蘸水石棉绳保护周围线圈,线圈进水后,影响绝缘性能,使烘干时间加长,生产效率低,为提高焊接效率公司原计划准备购买进口中频焊机,其成本过高,若利用氩弧加热比火焰焊接热量集中的特点,采用氩弧加热代替火焰加热,取消火焰加预热,同时填加铜丝或钎料,不用蘸水石棉绳冷却,避免线圈进水,即提高生产效率,又节约成本。
1.难点分析
1.1紫铜导热率比铁大7倍-11倍,使母材与填充金属难以熔合.若采用熔化焊即使焊接使用大功率热源,也需要焊前预热,焊接热变形大,易产生气孔。
1.2采用氩弧将母材加热到一定温度,再加入HL303或HL204焊料,则电弧中心温度较高,直接加热钎料后,其中有些元素可能产生烧损，这些问题需进一步通过试验确定可行性。
2.实验方案及步骤
2.1试件准备
准备截面为16×56紫铜排四块,表面去掉氧化膜,并用酒精擦净,装备500A氩弧焊机
2.2母材熔化焊接方法试验
2.2.1用二氧化碳焊机直接填加ER50-6焊丝,刚开始由于母材温度低,焊丝熔化后不与母材熔合,焊接一段后母材与焊丝开始熔合,但冷却后,焊道与母材出现裂纹,没出现裂纹的地方,强度很低,用锤敲击后脱落,断面呈现出粗大的柱状结晶.若直接填加紫铜丝,则因为紫铜丝太软,送丝机无法送入。
2.2.2不采用石棉绳保护,用氩弧直接加热铜排,先将电流调节至120A-150A左右,对搭接母材焊接部位进行加热,母材的温度上升很慢,加熱时间再延长,则焊接表面氧化严重,氧化物在电弧作用下开始剥离,母材不形成熔池,若直接填加紫铜焊丝,则紫铜焊丝熔化后贴在紫铜排上,不与铜排融合,焊接无法进行下去。
2.2.3将氩弧焊机电流调整至200A-300A左右,用氩弧直接加热铜排进行预热,几分钟后,铜排开始变为暗红色,再继续加热母材开始熔化,但氧化物较多,焊道布满密集气孔,强度很差,轻轻一碰既开裂,若填加铜丝,则熔池形状很难控,焊道高低不平,气孔密集,同时由于铜排加热时间太长,操作者难以忍受近距离高温烘烤,若实际焊接时紫铜排加热时间长,导致附近阻尼杆钎缝温度过高，使钎料熔化，导致钎缝受到破坏。
2.2.4为提高加热速度，继续增加焊接电流，将电流调节至350-450A,这时由于电流较大，电弧热量迅速加热铜排，铜排熔化并气化或飞溅形成一个弧坑，再继续加热则弧坑加大，不能形成熔池，焊接无法继续。
2.2.5试验小结
通过以上试验可以看出，阻尼环熔化焊接如果不预热，则很难焊接成功，但实际焊接过程中我们不希望用火焰，因此阻尼环熔化焊接的方法不能在实际中使用。
2.3氩弧加热,填加HL303焊料
先用氩弧加热铜排焊缝，加热到一定温度后，将HL303钎料棒蘸QJ102钎剂放入氩弧区间，使母材与钎料棒同时加热，钎料棒在氩弧的作用下，剧烈氧化、飞溅，使钎料失去作用，钎料无法进入焊缝，焊接失败，分析原因是由于HL303钎料中含有一定成分的锌,在电弧作用下迅速氧化并挥发。
2.4氩弧加热,填加HL204焊料
HL204熔点与HL303相近,不含锌,含磷4%-5%,起自钎剂作用,将电流调整到150A-250A,用电弧预热焊缝区间,30秒后,钎料棒放入电弧区间,为避免温度过高,钎料棒不要放在电弧中心,使钎料棒与母材同时加热,这时可以观察到钎料开始融化,没有出现钎料迅速氧化现象,在电弧热量作用下,钎料浸润到铜排中,并有一部分吸入到焊缝中,陆续加入钎料,使钎料铺展均均,每个接头焊接三条缝。
从外观看钎料与铜排浸润较好,角焊缝过渡圆滑，由于没有开坡口,平焊缝缝略微鼓起。用锯沿接头横截面剖开，并用抛光片抛光，观察钎料浸润情况，通过实际测量，焊接深度在3-5mm,焊接面无缺陷，总体上看用HL204钎焊效果较好。
2.5TAQW1250-20P同步机阻尼环实际焊接
将阻尼环40个接头搭接面用砂轮或锉打磨,直至露出金属光泽,之后用螺栓紧固,使搭接面接合紧密,将电流调节至150A-250A合适值,铜排焊接时预热程度要适当，否则只是钎料熔化，不能与母材很好浸润，先焊接径向平焊缝,再焊接角焊缝,在焊接时发现电流过大母材氧化严重,电流太小则效率低,另外用砂轮打磨留下的铜末对焊接也有影响,在焊接前需用酒精擦净。
焊接完毕后，随机将二个接头紧固螺栓拆下，用铜锤敲击接头根部，铜排变形后，钎焊接头没有开裂，附近阻尼棒的钎缝没有任何变化，再做整机反复启动试验，启动正常，没有发现打火现象。
3．经济效益分析
3.1由于成功采用氩弧钎焊，并能达到产品的使用要求，省却了易孚迪中频焊机的引进，引进一台氩弧焊机只需5万元，而中频焊机需100万元，直接节约95万元。
3.2按一台同步机40个接头计算,每个接头焊接需要10min,共需400min。若用火焰钎焊则每间个接头需10min,共需800min。火焰钎焊由于用湿石棉绳保护，线圈受潮，加热时间长，有时需反复加热。氩弧钎焊不用湿石棉绳，线圈不受潮小，不用烘干,因此从总体效率来看提高一倍以上,成本也节省一半。
结束语
经过母材氩弧熔化焊、HL303氩弧钎焊、HL204氩弧钎焊三项焊接试验，可以看出，HL204氩弧硬钎焊能满足实际要求，且能满足同步机阻尼环焊接要求，提高了生产效率，同时氩弧焊所需的操作空间小，危险性小，这项工艺也可以引用到其它钎焊结构，配以各种直径的钎料棒，完全能够达到焊接需要。
作者简介
邓爱华 女 1962年生.工程师. 毕业于佳木斯机械工学院机械制造工艺与设备专业，在佳木斯电机股份公司现从事电机制造工艺工作
张成涛 女 1962年生.高级工程师. 毕业于大庆石油学院机械制造专业，在佳木斯电机股份公司现从事电机制造工艺工作
可调式线性油压减振器阻尼系统研究 第12篇
油压减振器是一种液压阻尼元件, 通过对液压油的节流作用产生阻尼力、并以此吸收、转化与之相连的机械系统的振动能量, 从而减少振动对主体造成的不良影响。油液的可压缩性小、粘度较高, 所以油压减振器产生的阻尼作用主要是粘性阻尼力, 它可以将主体的振动冲击动能, 大部分转化为油的热能, 并迅速通过循环在环境中耗散。油压减振器的阻尼力大, 散热性能好, 适用于各种场合。与弹簧配合使用, 可广泛应用于各种机械减振系统中, 起保护设备的作用, 是机械置中的重要元件。
二、油压减振器工作原理
油压减振器的一般工作原理如图1所示。活塞单向阀、底阀是两个单向阀, 油压减振器拉伸时, 活塞单向阀关闭, 压力缸筒有杆腔的油液通过阻尼阀系统的阻尼作用, 产生压力P, P作用在活塞有效面积A上, 产生拉伸阻尼力Fx;油压减振器压缩时则动作相反, 活塞单向阀开启, 底阀关闭, 此时压力缸筒的两腔相通且均为高压腔, 油压减振器产生的压缩阻尼力为Fc。无论是处于拉伸还是压缩状态, 油压减振器压力缸筒的有杆腔始终处于高压状态, 即压力油总是从同一个方向进入阻尼阀调节系统, 产生阻尼力, 然后向储油空间回油。储油空间是由储油缸筒和压力缸筒围成的容积, 阻尼阀系统也集成在封闭油压减振器的导座上。因此, 整个油压减振器自身就是一个完整的液压系统, 油液在储油空间和压力缸筒之间循环流动。图1中, 1为活塞与压力缸筒之间存在环形间隙泄漏;2为活塞杆与导座之间存在环形间隙泄漏;3为压力缸筒两端存在端面间隙泄漏。
三、.线性阻尼系统的物理模型
虽然液压阻尼的本质是非线性的, 但工程上的线性阻尼, 却是可以通过合理设计一个阻尼调节系统、由多段非线性曲线拟合来实现的。阻尼调节系统一般由多只调压阀、多个固定阻尼、可变阻尼组成, 这些组件、结构在工作过程中可以适应工况变化作不同的组合, 使得油压减振器的阻尼性能在大的区间沿着近似的线性规律变化。图2所示是可调式线性油压减振器阻尼系统的一般物理模型, 其中:1、2为l号阻尼阀芯、阀座;3、4为2号阻尼阀芯、阀座;5、6为节流阀、卸荷阀集成阀芯、阀座。
各阻尼调节阀起调节、稳定各固定阻尼孔出口压力P1t、P2t、P3t的作用, 因此从本质上讲, 它们是三个直动式顺序阀, 在油压减振器工作过程中将按顺序、有条件地开启, 其中Av4、h3起卸荷阀的作用。
四、线性阻尼系统优化设计要求
阻尼系统是油压减振器的流体动力和调节系统, 阻尼系统的设计是油压减振器设计计算的关键。阻尼孔和调压阀在结构上是集成在一起的, 统称为阻尼调节阀。阻尼调节阀的广义优化设计就是要对各阻尼调节阀的阻尼孔、油膜半径、调压弹簧刚度等参数进行优化设计, 在满足各种约束的条件下, 使得各阻尼调节阀在技术性能、成本、互换性和易装配性等方面达到一种综合最优。
要保证可调式油压减振器在开始时具有最大的可调阻尼和阻尼性能的磨损补偿能力, 设计中就必须以最大可调阻尼力及工作曲线为目标进行计算。对可调式线性油压减振器的各阻尼孔进行合理设计, 是达到设计要求的关键, 而对各调压阀进行合理设计则是实现设计要求的保障。
五、线性阻尼系统优化建模
为了确定设计变量, 首先有必要了解各阻尼调节阀的功能、工作原理与挤压油膜参数。阻尼调节阀是可调式线性油压减振器阻尼系统的物理形式, 是阻尼孔和调压阀的集成, 起阻尼、定压或卸荷的功能。在图2中, 1、2号阻尼调节阀是两个阻尼孔和两个直动式调压溢流阀的集成, 3号阻尼调节阀则是一个常开节流阀和一个直动式卸荷溢流阀的集成。
影响油压减振器阻尼性能的主要泄漏由活塞与压力缸筒之间、活塞杆与导座之间的环形间隙泄漏以及压力缸筒两端的端面间隙泄漏组成, 分别在图1中的1、2、3处。设1、2处的环形泄漏为同心圆环泄漏, 3处的端面泄漏为平行平板泄漏, 则可写出各处的泄漏系数分别为：
称为因压力引起的、油压减振器拉伸状态的动态泄漏系数, 它是油压减振器优化设计中的一个比较重要的动态补偿参数。
考虑剪切流动的因素, 则在活塞、活塞杆处的剪切流动系数别为：
由于油压减振器在拉伸和压缩行程中, 流体的运动状态不同, 所以泄漏方式也就不同。可写出油压减振器在拉伸过程中的总泄漏流量为:。
六、结束语
本文在对相关问题进行研究的基础上, 建立了可调式线性油压减振器的物理模型、液阻模型, 对其线性多级拟合原理进行了讨论还对对可调式线性油压减振器阻尼系统的广义优化设计要求进行了分析。因篇幅所限, 不能进行详细和深入的讨论, 这也是将来笔者的工作和研究方向。
摘要：建立了可调式线性油压减振器的物理模型、液阻模型, 对其线性多级拟合原理进行了讨论.建立了可调式线性油压减振器阻尼系统的广义优化设计数学模型。
关键词：可调式线性油压减振器,阻尼调节阀,广义优化
参考文献
[1]赵春明等.油气悬架系统特性分析及其动态仿真研究.机床与液压, 2 (2008) , 30-32
[2]胡用生等.随机振动与谱分析.上海:同济大学, 2007
系统阻尼范文
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