过渡段距离范文

过渡段距离范文（精选8篇）

过渡段距离 第1篇

所谓带式输送机的过渡段, 是指在正常段上输送带以槽形运行的带式输送机, 其受料尾部和卸料头部两端, 输送带都会有一个平形变成槽形或由槽形变成平形的区段, 称为过渡段。过渡段距离, 在机尾部是指从尾部滚筒中心线到第一组正常槽角的受料托辊组轴轴心线的距离;在机头部是指从最后一组正常槽角的输送托辊组轴心线到头部卸料滚筒组中心线的距离。

在过渡段使输送带从平形变为槽形或由槽形变为平形, 正常托辊组的中间托辊与输送带底边相接触的平面 (下称中间辊上平面) 同沿输送方向与辊筒表面相切的平面 (下称滚筒表面) 基本上有两种布置型式。一种型式是滚筒表面与中间辊上平面重合。另一种型式是将滚筒表面沿输送方向相对中间辊上平面抬高一段距离;其目的是让输送带边缘的应力与输送带中部的应力近似相等, 从而缩短过渡段距离。当此抬高距离等于输送带槽高的一半时, 滚筒表面所处的运行平面被称为“最佳带面”或“理论带面”。如果输送带以额定张力在35°槽角的等长三节托辊组上运行时, 滚筒表面与中间辊上平面重合的布置型式是滚筒表面抬高至最佳位置型式所需要的过渡段距离的2.57倍。但是, 当过渡段的输送带张力只有额定张力的20%时, 这两种过渡段所需的距离比为1.29:1。

因此, 通常推荐在机头部高张力区采用将滚筒表面抬高至“最佳带面”的布置型式, 以便使过渡段的距离最短;而在尾部低张力区, 输送带的张力一般比较低, 可将滚筒表面布置得与中间辊上平面位于同一平面上, 这样设计虽然过渡段距离稍长一些, 但便于雨水或冲洗水沿输送带平面流走, 尤其有利于输送带在正常槽角托辊组上成槽, 防止出现“磨带”或“切带”现象。北京起重运输机械研究所编的《DTⅡ型固定带式输送设计选用手册》在2、6、3节中给出了:“头部滚筒中心线至第一组槽形托辊的最小过渡距离”见表1。表中B为带宽。按本表选用的前提是, 采用35°槽角的三节等长辊的正常槽角托辊组, 滚筒表面布置在输送带槽形边高度h (槽高) 的1/2处, 即相对中间辊上平面抬高1/2h。这里不足之处是, 滚筒表面没抬高的过渡段距离没有给出, 其他槽角的过渡距离也没给出, 其所绘的“头部滚筒示意图” (手册中原图3) 中把h绘成了侧辊的正弦高度更是概念的混淆。

《DX型钢绳芯胶带输送机设计计算及选用说明手册》中给出“头部滚筒与第一组托辊组的安装间距尺寸的确定”公式:

式中:α-托辊 (组) 槽角, 弧度 (rad) ;B-宽带, m。

该式是在滚筒表面位于输送带槽形边高度h的1/2平面上, 输送带边缘局部伸长不超过钢绳芯输送带许用伸长率0.2%的条件下给出的。由此式计算所得的头部滚筒与第一组正常槽形托辊组最小安装间距L (米) 列于表2中。此外也没考虑输送带张力大小对过渡段距离的影响。

“日本阪东化学公司”输送带设计手册给出的过渡距离公式与“DX型手册”中的类似。如滚筒表面相对中间辊上面抬高高度为h"阪东手册给出的过渡距离LAmin公式如下:

在机头部滚筒处 (高张力区)

当h1=0时, LAmin=Cαb;当h1=1/3h时, LAmin=Cαb

在机尾部滚筒处 (低张力区)

当h1=0时, LAmin=Cαb;当h1=时, LAmin=Cαb

式中, α定义与单位同前, b为侧带边长, C见下表。

如上式中h1=1/2h, 2/3以1/2代替, C=16, b=B/3, 则可计算出于表2所列一样的过渡段距离值。

美国输送设备制造商协会技术联合会 (CEMA) 编的《散状物料带式输送机》一书中列出了各种槽角、输送带张力和过渡段型式的过渡段距离的推荐值, 见表3。

B-带宽

国际标准ISO5293-1981 (E) 给出了输送带由正常段的三节等长度托辊组的槽形过渡到端部滚筒的平行时过渡段距离的公式和公式的推导过程。这里, 为了简化计算首先提出了两个假设:一是假设落在侧托辊上的输送带宽度约为带宽B的1/3。二是假设过渡段的输送带边缘为直线垂直降落。这样, 由力学的应力应变与输送带的弹性模量M (或E) 有如下关系:

式中;a (L B) -过渡段中输送带边缘长度m;L1 (L A) -过渡段距离, m;M (或E) -输送带弹性模量, N/mm;△T-过渡段内输送带边缘附加应力, N/mm

由式 (2) 导出:a=L1 (M△Τ+1) (3)

再由图1中的几何关系 (勾股弦定理) , 得到:

让式 (3) 和式 (4) 相等, 两边平方, 再经推导得:

因式 (5) 分母中的1相对来说很小, 故省略。

这样, 过渡段距离的公式简化如下:

式中V (h) -在过渡段内输送带边缘相对滚筒表面升起或降低的最大垂直高度。

V值可根据托辊组的槽角λ和段部滚筒表面相对于中部托辊上平面的位置来计算。下面所示为两种常用情况。

一为滚筒表面与中间辊上平面位于同一平面时, 可得:

二为滚筒表面被抬高至中心辊上平面1/3槽高处, 可得V等于2/3槽高, 即:

在过渡段内, 第一组正常槽托辊组与滚筒组间的输送带由

青春不是过渡段 第2篇

对一个人来说，怎么估量和赞美青春，也都不会过分。不过，如作家木心所言，“像感觉到童年已逝的道理一样，青春也不自知，更不自识”。也就是说，风华正茂的人往往浑然不觉青春的美好和宝贵，能够对青春感慨一番的，往往是在青春已逝之后。

感慨是有益的，可以提醒韶光正好的人珍惜青春、善待青春。然而遗憾的是，正由于“不自知”和“不自识”，一些年轻人身在青春中，却不知它的美好和宝贵，反而养成了鄙薄青春、虚掷青春的习惯，误认为青春期无非是人生的一个“过渡段”，只是为了明天而活着的一个阶段。他们一方面会急着快快长大，好去享受只有成年人才能享受的一切；另一方面会忙着回避成长过程中必须好好经历的孤独、痛苦、迷茫、挫折和困境，心想青春既然是“过渡段”，就不必用上整个身心去跋山涉水，不论“过渡”得好，还是“过渡”得坏，最终都会脱离掉这个阶段，都会自然而然地长大，来到自己想要的那个地方，抵达自己人生的中心位置和高处。

当然，不但一些年轻人会把青春期当做“过渡段”，而且有不少走出青春的人反倒转过身要说它的坏话，告诫年轻人青春就是幼稚胡闹，不值一顾，所以应该学会脚踏实地，收身收心，只管埋头读书、拼命应试，只管为自己赢得竞争过别人的更多筹码，考上好大学、找到好工作，做个成功者，做个强者，这才是王道，才是最终极的目标。

是的，一些浮躁的、功利的、短浅的东西，确实开始污染到我们纯真的青春。在这种貌似负责的强势引领下，连一些年轻人也变得唯唯诺诺，将所有的青春都耗费在追求明天的物质生活、名利、安全感，以及所谓的自由上。我就不止一次地听到这样的呼声：我想赶快长大，这样就没有人对我指手画脚了。我受够了，我再也忍受不下去了!

这种呼声让我感到十分沉痛，这种呼声跟那种“我不想长大，只想永远待在童年里”的呼声是一脉相承的，是一致的，是一样悲伤和荒谬的。他们有可能在这中间连一个所谓的“过渡段”都没有，而是令人担忧和惊心的断裂和空白地带。

在《卡拉马佐夫兄弟》中，陀思妥耶夫斯基塑造了一个对社会抱着怀疑嘲弄态度的人物伊凡。即便是这样一个年轻人，却也敢豪迈地宣称：“我的青春将战胜一切，一切的失望，一切对于生活的厌恶。”而我们的一些年轻人呢?敢不敢大声地笑，痛快地哭，真的做到“想唱就唱，要唱就唱得响亮”，而且能够面对这个并不完美的世界，勇敢地喊出“我的青春将战胜一切”?

美好而宝贵的青春怎么会沦落成一个并不重要的“过渡段”呢?如果说我们的人生处在不断更易的状态中，那么每一个阶段都是无比重要的，尤其是现阶段的重要性是怎么估计都不会过分的。青春期也是如此，青春就是青春，永远不是什么“过渡段”，而是自有中心、自有架构，投入的同样是一个与万物本真相待、自行其是的世界。与其说青春蕴涵着奇迹，不如说青春本身就是奇迹；与其说青春是生活和人生的一种储备，不如说青春本身就是一种生活、一种人生。其实，对生活的渴求，不管你愿不愿意，都存在于我们身上。青春澎湃的人尤其如此，年轻人更应该做到“我渴望生活，所以我就生活着”，而且爱生活本身甚于它的意义，要拿全部的青春去浇灌生命里的一草一木，其中不应有什么“过渡段”，更不应该被一些短淺庸俗的东西剥夺掉成长的权利。对于青春而言，“过渡段”的强行安排并没有多少承上启下的作用，反而变成一种累赘、一种障碍、一种沉陷、一种捆绑，这会让年轻人失去对成长之美的感觉，无法在其中投入最多的梦想、最纯的情感、最强的求知欲和最真的人生态度，更难以在青春期里探索明白这些重大的人生问题：我是谁?什么东西是我的?我能不能发现自己的生活，等等。

在青春年华里都不敢大声笑的人，在以后也不敢大声笑；在美好的春天里都发现不了美的人，在其他季节里也不能发现美；那些将自己的青春贬为“过渡段”的人，因为过于相信秩序、相信说教、相信世俗，往往很难珍惜萌芽的嫩叶、蔚蓝的天空和周围的人，在日后也很难敢于单枪匹马去经历人生的沟坎儿和起伏，去寻找自己的光荣和梦想。这样的一个“过渡段”，实际上无法赋予青春期以整体感和意义感，更不能使未来参与其下，使明天的你和现在的你紧密相连。一位高中老师这样告诉自己的学生：“要享受现在的生活，一边吸收文化底蕴，一边要有成长的感觉，内心强大和温暖才足以应对以后的生活。不要以唯一的标准去评判人生的优劣。”这就是说拥有青春的人，要学会自己送给自己最贵重的成年礼，那就是：你最需要做的，不是考虑如何去“过渡”，而是如何开辟出一条最适合自己的道路，要学会在青春期里做自己、完善自己，懂得痛苦和美好、纠结和坦荡都是共生共存的道理。这样的“成年礼”，难道不比任何物质和名利都贵重吗?

王小波说：“井底之蛙也拥有一片天空，十三岁的孩子也可以有一片精神家园。”而一个山中的少年也会在石板上刻下这样的诗句：“太阳升起来了，太阳落下去了，我什么时候才能变好呢?”(铁凝《山中少年今何在》)青春不是“过渡段”，但是青春一定会有困境和对自我的考问，如同太阳有起落，青春也有郁闷、挫折、黑暗和颓败一样。而这一切没有任何捷径去“过渡”，只能直面，只能自己解决，只能抱着一颗向好的心灵把握自己、把握未来。从成长的角度讲，这些何尝不是青春另一面的光辉?正如诗人里尔克所说，一个敢于浸泡在寂寞深潭中的年轻人，才能够从中真正成长出自己的人格。

“青春是一种信仰，几乎可以作为一种伟大的信仰来对待。”那些将青春看做“过渡段”的年轻人是没有这种信仰的，最终将被不确定性所打败。青春便是人生的事业，珍惜、善待和敬畏青春的人将很难被打败，且能够极其勇敢地辨认和听从自己内心的声音，自由地度过富有意义的幸福人生。

编辑邱文瑾

过渡段距离 第3篇

如何安全、可靠地提高电网输送能力, 是当前电网迫切需要解决的问题。统计表明单相接地、相间短路接地故障是电网故障率最高的故障类型, 而由于短路时一般都存在过渡电阻, 往往会影响到保护的性能, 造成保护拒动、误动、灵敏性不足等问题。

短路点过渡电阻是指线路发生接地故障或相间短路时相与地之间或相与相之间的电阻, 包括电弧电阻、相导线与地之间的接触电阻、中间物质电阻, 该电阻一般不是金属性的。过渡电阻使距离保护的测量电压、测量阻抗等发生变化, 测量阻抗超出距离保护的动作区域造成保护拒动。

1.1 单侧电源线路上过渡电阻对距离保护的影响

在没有外汲和助增的单侧电源线路上, 保护安装处和过渡电阻中流过同一短路电流, 这时保护安装处的电压电流关系可表示为 过渡电阻的存在使得保护安装的测量阻抗增大, 保护范围缩短。当线路始端经过渡电阻短路时, 本级保护安装处的测量阻抗为, 而上级保护安装处的测量阻抗为上级线路阻抗与之和, 在一定条件下落入上级距离保护II段的保护范围, 从而使保护失去选择性。

1.2 双侧电源线路上过渡电阻对距离保护的影响

在双侧电源供电的线路上发生短路故障时, 流过过渡电阻的电流是由两侧电源提供的, 过度电阻对测量阻抗的影响与对侧电源提供的短路电流大小、两侧电源提供的短路电流的相位关系相关, 可能使测量阻抗实部减小, 也可能增大。在故障前, 送端电源电动势相位超前受端电源电动势, 在两端阻抗角相同的情况下, 故障后送端短路电流相位超前受端短路电流的相位。送端保护安装处的测量阻抗表现为容性, 即阻抗角为负的, 过渡电阻的存在可能使得总阻抗变小。受端保护安装处的测量阻抗表现为感性, 即具有正的阻抗角, 过渡电阻的存在使测量总阻抗变大。

2 克服过渡电阻影响的措施

2.1 采用多边形特性的距离继电器

多边形特性继电器有较好的耐受过渡电阻的能力, 主要有四边形、五边形及类似的特性。四边形特性距离继电器如图1所示。

图1中, R元件用于躲负荷, X元件完成测距功能, D元件完成方向判别功能, 动作区域为MNPQ组成的区域内。图1中的四个角决定了四边形方向性阻抗继电器的特性。为防止在保护范围未端或下级线路始端发生经过渡电阻短路故障时保护不超范围动作, 角应下倾;为保证在保护出口处经过渡电阻短路时可靠动作, 角应下倾;为保证在线路未端短路时保护的灵敏性, 同时能更好的躲过最小负荷阻抗, 建议角略小于线路的阻抗角;为保证保护在发生金属性短路时能可靠动作, 建议角大于线路阻抗角。

2.2 采用复合特性继电器克服过渡电阻的影响

复合特性是将各种动作特性复合得到的, 复合方式有“与”复合、“或”复合, 参与“与”复合的各特性的公共部分为“与”复合特性的动作区域, 参与“或”复合的各特性的任一特性的动作区都是复合特性的动作区域。将四边形与圆特性复合, 在相间短路时, 应用圆特性以适应过渡电阻较小的情况;在接地短路时, 短路点有零序电流经过, 在圆特性上叠加四边形特性, 以适应过渡电阻较大的情况, 防止阻抗继电器拒动。通过动作特性的复合可以适应电网对继电保护的特殊要求。

2.3 采用零序电抗继电器克服过渡电阻

零序电抗继电器具有非常强的抗过渡电阻的能力, 过渡电阻的大小与零序电抗继电器的动作行为密切相关。零序电抗继电器用于单侧电源供电系统、双侧电源供电系统的送电端、受电端时, 其抗过渡电阻能力有所不同, 容易受系统运行方式的影响, 在使用过程中应注意。

2.4 改进算法消除过渡电阻的影响

以双侧电源供电线路MN上发生单相接地故障为例, 在保护安装处可测到电压、电流, 利用傅氏算法算出保护安装处的正序阻抗和, 反映了保护安装处到故障处的距离, 为过渡电阻, 为M侧的零序分配系数, 从而求出过渡电阻的大小。文献[1~3]提出利用神经网络算法的自适应距离保护, 能在过渡电阻变化和较大的系统工况下获得稳定的设计的保护范围, 可以大大提高保护的性能。神经网络算法具有的自学习、自组织、良好的容错性、优异的非线性逼近能力是建立在可以利用大量的样本来训练的基础上的, 而在电力系统中找到大量的故障样本有一定的难度, 目前, 该方法还没能运用到实际保护当中。文献[4]介绍了利用保护安装处的有功功率计算过渡电阻的方法, 该方法精确测出保护安装处与故障点之间阻抗的电阻分量, 对过渡电阻具有自适应性, 解决了高阻引起的保护拒动问题。该方法的性能不受采样频率、直流分量等故障条件的影响, 适用于长线路和两相短路接地故障。文献[5]通过解微分方程的方法, 利用电流零序分量相角代替短路电流相角, 但该方法提高继电器对过渡电阻的反应能力与躲避最小负荷阻抗相互矛盾, 不能判定是否应该动作。

3 结语

高阻接地故障对保护的影响是很大的, 可造成保护的拒动、误动、灵敏性不足等问题而不能正确切除故障, 造成事故的进一步扩大。提高电力系统的安全性、可靠性, 我们还需要在这方面做很多工作。

参考文献

[1]兴国, 张举.基于小波神经网络的自适应距离保护的研究[D].保定:华北电力大学, 2006.

[2]王晓茹, 钱清泉, 伍思涛.基于神经网络的自适应距离保护研究[J].电力系统自动化, 1998.

[3]段玉倩, 贺家李.基于人工神经网络的距离保护[J].电机工程学报, 1999.

[4]张华中, 王维庆, 朱玲玲, 张忠.基于过渡电阻计算的距离保护[J].电力系统保护与控制, 2008.

过渡段距离 第4篇

针对“桥头不跳、路中跳”的现象,本公司在设计实践中应用了刚性桩多级过渡加固理论。刚性桩多级过渡加固理论是指在路桥过渡段采用刚性桩“分区加固,逐级过渡”的加固方法,通过桩长由深变浅或桩距由窄变宽,使路堤刚度逐渐变化,实现“刚”“柔”的平稳过渡,路桥间的沉降差呈现均匀的变化。

1 工程概况

宁波市东外环路(通途路北外环路)工程B标段道路新建工程范围内包括2段道路,一段道路南起东外环路通途路立交K0+000,北至东外环路江南公路立交K2+196.64,全长2 196.64 m;另一段道路南起东外环路宁镇公路立交K5+718.736,北至东外环路北外环路立交K6+950.099,全长1 231.363 m。东外环路主线规划为城市快速路,辅道规划为城市主干路Ⅱ级。主线设计速度取为80 km/h;辅道设计速度取为40 km/h。

工程场地表层有厚1.0~2.8 m的灰黄色黏土,软塑可塑状,强度中等,下部为力学强度低、厚度大、高压缩性的软弱土层,工程地质性能差,其中还存在15~40 m不等的淤泥质软黏土,属于典型的深厚软土地段。

2 刚性桩变桩长的设计方法

针对宁波东外环路的软土特性,以多级过渡加固软土路基理论为指导,通过刚性桩变桩长的设计方法,能较好地解决路桥过渡段的不均匀沉降,达到平稳过渡、变形协调的目的。

本设计方法在桥台后将管桩和搭板联合使用,通过桩长的变化以协调加固路基的刚柔过渡,避免出现刚柔突变,从台后开始分别设置25 m、15 m、5 m桩长的管桩过渡至一般路段,按三级完成过渡,使得桥台与一般路段协调变形,能避免出现较大的不均匀沉降。具体布置如图1所示。

3 数值模型

为评估多级过渡加固效果,供进一步优化设计与施工参考,选用了PLAXIS进行数值模拟计算。PLAXIS是大型岩土工程有限元软件,适用于岩土工程的变形、稳定性以及地下水渗流等问题。它计算功能强大、运算稳定、界面友好,程序应用性非常强,能够模拟复杂的工程地质条件,尤其适合于变形和稳定分析,因此在岩土工程领域得到广泛的应用。

在本文的模拟计算中,选择桥台后60 m范围内进行加固,三级桩长分别为:25 m,15 m,5 m,每级加固区长20 m;在桩顶设置一层搭板,并且在路基表面施加20 k Pa的均布荷载来模拟路面材料和车辆荷载。数值模拟模型沿道路纵向布置,左侧为桥台结构部,右侧接一般路段,地基土层计算模型如图2所示。模拟段的地基土层自上而下大体分为4层:第1层为黏土层,第2层为淤泥质黏土层,第3层为淤泥层,底层是粉质黏土层;土体参数如表1所示。

进行分析时,本模型符合以下假定:

1)路堤和路基土体均采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型,计算参数列于表1中;

2)计算模型为平面构型,沿道路中心线,取路桥过渡段进行计算;

3)边界条件为地基底面固定约束,地基宽度外侧水平向约束;

4)地基和路堤中的初始应力场由地基土的自重形成,并将初始位移回位归零;

5)路基与桥台结构部结合面处治较好,接触状态为完全连续,不发生相对滑移和脱离;

6)路基和路基加固区内土体认为是均质各向同性弹塑性体。

计算时,先对原路基进行应力平衡,以模拟原路基在先期已经完成固结,再进行位移清零和进行桩基施工,通过位移控制技术,设定桥台处沉降为零。在结构单元方面,选取锚杆单元来模拟管桩。据实际条件,计算时y轴方向垂直向上,x轴方向为右,原点取在左下角点处。模型采用了PLAXIS程序的基本单元三角形网格单元,按15节点进行精密网格剖分(见图3),共划分为4 785个计算节点。

4 计算结果分析

为比较多级过渡方法与其他方式的加固效果,本次数值模拟共分为:多级过渡加固、25 m桩长加固、15 m桩长加固和5 m桩长加固4种工况。

图4所示为在4种不同工况下路基的沉降变形网格图。图4a)是在三级桩长过渡加固后的沉降变形图,可以明显看出从左侧桥台至右侧一般路段,路基沉降大致呈线形变化,加固区内无明显突变;图4b)~图4d)分别为25 m、15 m和5 m桩长情况下的加固效果,可以明显的看出这3种方式均会产生过渡段的沉降突变,而引发比较严重的不均匀沉降变形。

图5和图6分别为沉降变形云图和路基顶面沉降曲线图。图5b)~图5d)并结合图6的沉降曲线,可以看出,随着桩长的减小,沉降逐渐向左侧桥台方向靠近。在桩长减小为5.0 m时,在路、桥台过渡处已产生较大的不均匀沉降;而25.0 m桩长时,加固区内沉降控制良好,但是一般路段沉降很大,因此,在加固区与一般路段结合部产生很严重的沉降突变,如图6b)所示。

由上可见,多级过渡加固方法可以很好地控制过渡段的不均匀沉降,沉降大体呈线形分布。

图7为不同工况下,侧向位移的变形云图。从图7b)~图7d)可以看出,在这3种方式的作用下,最大侧向位移都出现在过渡区域,桩长25 m和15 m的最大侧向位移都出现在加固区与一般路段交界处,而5 m桩长的最大侧向位移出现在桥台与加固区的结合部;采用多级过渡加固后,最大侧向位移都出现在加固区域下部,很好地控制了两侧过渡段的侧向位移。侧向位移是控制路基变形和稳定的重要参数,因此,多级过渡方法能提高路基的稳定性。

按位置的不同,可以将过渡部位分为桥台过渡段和一般路段过渡段。对于不均匀沉降,以过渡部位两侧2.0 m处的沉降之差为标准。图8为4种工况下的路基顶面沉降对比曲线,可见一般路段的最大沉降达到18 cm。桥台部位按不沉降计算,结果如表2所示:多级过渡的不均匀沉降分别为0.954 cm和0.248 cm,而其余3种方法的最大不均匀沉降则分别达到了3.8 cm、3.5 cm和4.64 cm。在处理桥头跳车时,一般认为不均匀沉降>1.5 cm时,就会影响车辆的正常行驶和安全行驶,因此,多级过渡加固可以在桥台和一般路段过渡段都能获得良好的处理效果。

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5 结语

刚性桩变桩长是解决路桥过渡段沉降差异的新设计方法,有限元数值模拟证明这一方法可行。如该方法在东外环路试行成功,对软土地区的路桥过渡段的设计施工具有一定的参考价值。

参考文献

路桥过渡段施工问题探讨 第5篇

关键词：跳车,路桥过渡段,沉降

1 概述

近年来, 随着我国经济的飞速发展, 公路建设规模日益扩大, 公路作为国民运输的大动脉, 已成为交通运输中不可缺少的部分。以高速公路为例, 在施工的过程中公路施工效率的不断提高为我国公路项目的不断上马提供了大力支持。高等级公路的建成, 使得通行条件大为改善, 各种车辆行驶的速度也得以加快, 公路质量的提升, 使得车辆的行车舒适性和安全性也得到了良好有效的保障。

2 存在的问题分析

在车辆速度日益增快的今天, 路面平整度和其他各种因素的影响对车辆的负面影响也在不断的提高和增加。高等级公路的增多、行车速度的增加使得机动车对路面平整的要求增加。路桥过渡段问题作为主要的路面平整度影响因素之一, 受到人们的关注, 其在车辆行驶的过程中会造成跳车的现象, 对过路段施工质量的控制更是降低行车速度和路面维修费用的关键, 如果对过路段处理不善甚至会缩短路桥路基寿命, 所以针对路桥过渡段施工的过程中容易出现的各种问题应采取合理的施工措施进行防控, 这是保证施工质量的关键。在目前的路桥过渡段存在的问题主要有以下几个方面:

2.1 路桥过渡段压实不够

在桥梁和道路工程在施工中, 由于对台背出填土的要求和处治措施不能够满足施工设计标准, 因此其中存在着诸多的制约因素与问题。然而台后在填土的过程中, 填土压实度由施工用料、施工顺序、施工机械、施工作业面的各个工序及其施工经验的因素影响, 形成多种公路压实缺陷问题, 这是台背容易出现压实不足的主要原因, 也是造成路桥过渡段产生不均匀沉降缺陷的基本原因之一。这种缺陷形式在路桥施工中最为常见, 也最为普遍。

2.2 跳车现象较为严重

桥头跳车形成的最主要原因是台背回填压实度。灰剂量达不到设计要求, 整体强度差, 在车辆荷载作用下产生沉陷。桥头路堤一般位于天然地基上, 如果在台背回填前不做处理或处理不彻底, 在路堤填料的重力和车辆荷载作用下, 地基将产生极大变形。而桥涵构造物一般采用刚性基础, 其沉降量很小, 若桥头路堤土重力产生的变形不能在桥头路面铺筑时基本完成, 将产生不均匀沉降现象, 造成跳车。桥梁为刚性结构, 基本不产生沉陷, 而路基要存在允许变形, 因此刚性桥面与柔性路面的衔接必然产生沉陷变化。由于施工场地狭窄不利于操作及人为的疏忽, 过渡段与路基衔接处往往是桥头的薄弱环节, 易发生裂缝和桥头沉陷现象, 这个问题在施工中仍没有彻底解决的方法, 只能采用适当加长过渡路段长度予以缓解。

3 路桥过渡段路面施工技术

3.1 地基处理技术

在路桥过渡段的施工中, 由于受到软土地基的影响, 如果处理不善, 会导致路基的下沉, 从而形成跳车现象, 这种现象的存在是加剧路桥过渡段道路损坏的重要原因。分析其原因, 主要是施工设计时, 在地质的勘察中勘察数据不够详实, 钻孔过少, 深度不够, 未能够及时有效的发现软土土质的存在, 从而影响了路基施工的质量, 成为当前路基施工过程中存在的主要问题和缺陷形式。受到软土地基的物理性质硬下疳, 使得路基在施工和使用的过程中容易发生各种变形的制约和影响因素, 成为影响和制约路基整体性和高度荷载能力的关键性基础。

3.2 填筑施工要点

对整个台背填筑从地基开始应采取适当的加固措施, 采用砂性土、砂砾、碎石土填筑, 对于面层, 若搭板上和桥面上的面层结构和厚度相同, 则不会产生沉降差。因此, 搭板上和桥面上应采用相同的面层结构和厚度, 必要时用石灰或水泥进行稳定处理, 也可采用半刚性材料填筑, 以此减少路基工后沉降, 同时相应提高压实度要求。土工合成材料加固台背路基可以有效地控制填土荷载作用下的变形和自然沉降, 尤其是不均匀沉降。但地基为软基时, 应先预以加固处理。台背回填处的压实宜选用小型压实机具, 分层压实厚度宜薄, 一般应在10~15cm范围内。在材料选择上, 应选用易于压实的材料。台背回填土最好能与相邻路基同体施工, 若确实不具备同体施工条件的则必须逐层加宽至少10cm成倒台阶施工, 严禁直上直下填筑台背填土在实际施工中, 有可能因路面结构层和桥面结构层施工不同步, 在标高控制上产生误差为增强桥面结构层强度, 将原设计的沥青混凝土铺装变更为5cm粗粒式沥青混凝土加4cm中粒式沥青混凝土, 并向桥头两侧各延伸10cm, 并同时在40m范围内用1%的纵坡进行调整。在路桥过渡段, 配合设置桥头搭板, 对路基的压实必须进行有效的控制。

3.3 台背排水施工

处理台背排水, 避免水沿桥台路基连接处下渗, 应根据台背填料类型、降雨资料及渗水量等选择适宜的排水方式, 在原地基土拱上亦设置泄水管或盲沟, 以疏干台后填料的水分。以渗透系数较大的透水性材料填筑地沟, 用土工布包裹盲沟出口处, 并对其作必要的处理。在基底上, 先作必要的处理, 然后填筑横坡为3~4%的夯实粘土形成土拱, 再在土拱上挖成双向坡的地沟。在台背后全宽范围内满铺一层隔水材料, 在地沟内四周铺设有小孔的硬塑料管。塑料泄水管的出口应伸出路基外或桥头锥坡外, 在硬塑料管四周填筑透水性好、粒径较大的砂石材料, 再分层填筑台后透水性材料, 直到路基顶面。

3.4 路基施工

路基填土的固结时间随填土高度的变化而变化, 路堤越高固结时间越长, 高填方一般需经过一年的固结沉降方可达到基本稳定。但是, 由于工期要求, 不可能使所有台背填土都有足够的自然沉降期, 构造物回填应在构造物完工后开工, 使回填后的自然沉降能保证在三个月以上。所以在公路施工中, 应当把台背处的路基全部挖开, 统一填筑石灰土, 不再保留周围的素土, 这样重型压路机就可以开进台背处进行碾压。

结束语

过渡段距离 第6篇

关键词：光伏发电,等效阻抗,过渡电阻,自适应距离保护,继电保护

0 引言

随着光伏发电技术的日趋成熟,全国各地大容量的光伏电站并网项目逐一投运,光伏电站升压接入110 k V电网成为一种普遍现象。 光伏电站升压并入110 k V电网使经过渡电阻接地距离保护测量阻抗不能准确反映故障点的位置。

现有关于光伏电站并网对保护影响的研究,主要集中在对电流保护的影响和应对措施方面［1-8］,对距离保护的影响研究较少。 对于双电源供电系统经过渡电阻接地距离保护测量阻抗偏离实际值问题的解决方法有很多［9-14］。 文献[9]对测量电抗的误差进行实时估算,根据误差的正负来确定是否补偿,从而得到自适应接地距离继电器动作判据,既防止了距离保护超越误动,又扩大了距离保护的动作范围。 文献[10]通过对阻抗变化轨迹的估算,提出了一种基于自适应电抗元件的四边形距离继电器的原理及实施方案,可有效防止区外经过渡电阻故障时的超越,同时区内故障耐受过渡电阻的能力增强。 文献[11]基于故障前电源电势与负荷电流之间的相位关系合理地估计对侧电源阻抗角,利用传统距离保护测量阻抗的电抗、电阻分量与正序电流分支系数的相角之间的增减关系分别提出了防止保护拒动和超越的解决办法。 文献[12]通过将双端电源系统的故障过渡电阻分解为2 个不同电阻的并联得到2 个相对独立的单端电源故障系统的组合,并测量保护安装处的有功功率补偿故障过渡电阻对接地距离保护的影响。

但是,这些文献都没有从过渡电阻倾斜角变化角度研究探讨。 因双电源供电系统经过渡电阻短路后过渡电阻Rf呈容性或者感性,具有倾斜角,但传统算法不考虑倾斜角的变化;当加入光伏电站后仍然采用传统算法,没有计及倾斜角随光强变化的特性,造成距离保护不能正确动作。 因此,本文提出一种基于过渡电阻倾斜角估计的自适应距离保护。 通过故障分量分析发现过渡电阻倾斜角 θ 完全由光伏电站的等效阻抗XN决定,而光伏电站的等效阻抗XN随着光伏电站发电量P的变化而变化。 进一步分析网侧发生接地故障时光伏电站的短路电压、短路电流的规律,采用最小二乘法估算出光伏电站的发电量P与等效阻抗XN间的关系,进而采用相量图获得过渡电阻倾斜角 θ 变化引起的测量阻抗误差 ΔZm与光伏电站的发电量P间的关系并给出距离保护判据,最终实现了基于过渡电阻倾斜角估计的光伏并网自适应距离保护。 通过仿真分析,该方法比传统的计算方法更准确,误差由14% 减至2.4%,极大地减小了过渡电阻对光伏并网距离保护测量阻抗的影响。

1 基于故障分量建立过渡电阻倾斜角 θ 与光伏电站等效阻抗XN间的关系

1.1 过渡电阻倾斜角 θ 的定义

光伏电站并网系统如图1 所示,在线路K点发生经过渡电阻接地短路故障,设母线M处的故障电压分量为 ΔuM,两侧母线流向短路点K的故障电流分量分别为 ΔIM和 ΔIN, 流过过渡电阻Rf的故障电流分量为 ΔIf。

母线M处的故障电压分量 ΔuM为:

其中,ΔIM 0为 Δ IM的零序分量;Z1、Z0分别为线路的正序和零序阻抗。

测量阻抗Zm为:

由过渡电阻引起的测量阻抗误差 ΔZm为:

ΔZm的夹角即为过渡电阻倾斜角 θ。

1.2 故障分量建模

图1 对应的系统经过渡电阻单相接地短路故障分量等效网络如图2 所示,设短路点K与母线M相距y(单位km),母线M、N相距l(单位km),rL、xL分别为输电线路单位电阻和电抗,XM、XN分别为M、N侧母线背后的系统电抗。

图2 和式(3)中的 ΔIM和 ΔIM0都是可测的;ΔIf是未知量,但是可以求出 ΔIf与 ΔIM之间的夹角。

令 α 为 ΔIf与 ΔIM之间的夹角:

那么 ΔIf可以表示为:

其中,k为未知量;α 可以通过式(4)求得。

1.3 θ、XN间关系推导

将式(5)代入式(3)可得式(6):

其中,A表示的幅值,由于k是未知量,所以A也是未知量。

由式(7)可知,θ 与 α 密切相关,α 受M、N两侧系统的阻抗影响,M侧系统的等效阻抗不变,而N侧系统即光伏电站的等效阻抗XN实时变化,由此获得过渡电阻倾斜角 θ 与光伏电站等效阻抗XN间关系。

2 基于最小二乘法建立光伏电站发电量P与等效阻抗XN的关系

光伏电站发电量P主要受日照强度和温度的影响,而其直接影响光伏电站等效阻抗XN。 由于光伏电站发电量P实时可测,找出其与光伏电站等效阻抗XN之间的关系是确定过渡电阻倾斜角 θ 的关键。

2.1 光伏电站短路电压、电流变化特性分析

由不同光照强度光伏模块的电流电压特性曲线［15］可知,不同光照强度下的开路电压不同,随着光照强度的减弱,开路电压也随之减小。 而光伏电站交流侧的输出电压基本是恒定的,由于采用具有最大功率跟踪功能的逆变装置,统计显示光伏组件等效阻抗的端电压最大不超过实时输出电压的20 %,所以本文按DC / AC直流侧实时输入电压的20 %来模拟电网短路时直流侧最大可升高的电压［16］。

采用仿真软件搭建图1 所示新疆某实际电网模块,并设定在1 s时刻K点发生单相接地故障,经0.1 s故障被切除,电网恢复正常运行。 光伏电站交流侧电流变化曲线如图3 所示,图中电流I为标幺值。

从图3 可以看出,网侧发生故障时光伏发电电流突增,在故障存在期间(1~1.1 s内)电流被限制为1.2 倍的额定电流。 在故障结束后,光伏发电电流能够逐渐恢复至故障前的水平。 这一过程和实际光伏电站逆变器响应特性一致。 所以本文按实时输出电流的120 % 来模拟短路时交流侧最大可升高的电流。

2.2 最小二乘法建立XN- P关系模型

一组光伏组件+逆变器的等效阻抗X′N可由电网短路时直流侧最大可升高的电压与交流侧最大可升高的电流的比值来近似,最后根据各组光伏组件+逆变器的等效阻抗并联来求光伏电站的等效阻抗XN。

光伏电站装机容量为10 MW时,将由20 组光伏组件+逆变器的等效阻抗组成,并联后折算至35 k V侧可得光伏电站等效阻抗,光伏电站发电量P与等效阻抗XN的对应值如表1 所示。

在直角坐标系上取光伏电站发电量P为横坐标、光伏电站等效阻抗XN为纵坐标,描出表1 各组数据的对应点并连线,如图4 所示。

从图4 中可知,这些点的连线类似于幂函数,可以设XN= f(P) = b Pa,其中a和b是待定常数。 利用最小二乘法来确定光伏电站发电量P与光伏电站等效阻抗XN之间满足的关系式。

设函数F:

对函数F分别求a和b的偏导:

求出光伏电站发电量P与等效阻抗XN满足的函数关系式如下:

3 自适应距离保护的实现

3.1 运用相量图获取线路短路阻抗Zd

测量阻抗Zm根据式(2)可以获得,在第2 节确定了过渡电阻倾斜角 θ 后,可以运用相量图的方法,获得线路短路阻抗Zd。 具体步骤如下:

a. 已知测量阻抗Zm,在相量图中画出Zm;

b. 过测量阻抗Zm画水平线,通过第2 节可得到过渡电阻倾斜角 θ,然后画出与该水平线夹角为 θ 的矢量定义为 ΔZm;

c. 已知线路阻抗角 β, 并画出该矢量, 与矢量ΔZm相交,定义为Zd,Zd表示线路短路阻抗。

图5 给出了2 种情况。 当 θ>0° 时,如图5 中 θ2所示,ΔZm2是向上倾斜并指向Zm,此时线路短路阻抗为Zd2。 当 θ < 0° 时,如图5 中 θ1所示,ΔZm1是向下倾斜并指向Zm,此时线路短路阻抗为Zd1。

图6 为光伏电站并入系统联络线上的某一点经过渡电阻单相接地短路时,过渡电阻倾斜角 θ 随光伏电站发电量P的变化情况。 当光伏电站发电量为P1时,过渡电阻倾斜角为 θ1。 当光伏电站发电量为P2(P2> P1) 时, 过渡电阻倾斜角为 θ2。 由图6 可知,θ2>θ1,即随着光伏发电量P的增大,过渡电阻倾斜角也在顺时针增大。

3.2 自适应距离保护判据

根据距离保护原理和图5 可知,自适应距离保护动作判据为式(11):

其中,Zset为整定阻抗。

根据三角函数正弦定理可得:

其中,γ 为测量阻抗角,即Zm与R轴的夹角,为已知量。 将式(12)代入式(11),自适应距离保护动作判据为式(13):

3.3 本文算法与传统算法的区别

传统算法不考虑光伏电站发电量P变化的影响和过渡电阻倾斜角 θ 的变化,依据式(2),在测得ΔuM、ΔIM、ΔIM 0后即可求解得到Zm并代入传统距离保护动作判据,造成测距误差较大。

本文算法考虑光伏电站发电量P变化的影响和过渡电阻倾斜角 θ 的变化,在线确定光伏电站发电量P,对传统算法求出的Zm进行了修正,减小了测距误差。

4 仿真分析与验证

仿真算例采用图1 所示的网架结构,10 MW的光伏电站通过110 k V联络线并入系统,利用PSCAD进行仿真,系统M侧的参数分别为正序阻抗zM 1=2.251 + j43.15 Ω,零序阻抗zM 0= j21.69 Ω; 线路参数为正序电阻rL1= 0.105 Ω / km,正序电抗xL1= 1.258Ω / km,零序电阻rL 0= 0.315 Ω / km, 零序电抗xL 0=3.774 Ω / km;线路长度为100 km。

表2 — 5 分别给出了不同光伏电站装机容量和不同过渡电阻值情况下传统算法和本文算法的接地距离保护仿真计算结果,故障类型为单相接地故障,Lf和Lfm分别为实际故障距离和故障距离测量结果。

由表2—5可以得出以下结论。

a.经相同过渡电阻接地时,随着光伏电站发电量P的增大,传统算法的结果会变小,而本文的算法基本不受光伏电站发电量P变化的影响。

b. 在光伏电站发电量P一定的情况下,传统算法会随着过渡电阻的增大明显减小,有可能使保护误动,而本文算法不受过渡电阻的影响,计算结果比较接近于真实值。

c. 传统算法最大误差可达14 %,本文算法最大误差为2.4%。

d. Rf= 10 Ω 时,光伏电站发电量P从5 MW变化至10 MW,过渡电阻倾斜角 θ 的变化范围为-1.6° ~-8.7°。 Rf= 50 Ω 时,光伏电站发电量P从5 MW变化至10 MW,过渡电阻倾斜角 θ 的变化范围为-1.9° ~-10.1°。

e. 本文算法会因为光伏电站发电量P与其等效阻抗XN的估算关系存在一定误差,这是今后需要完善的地方。

5 结语

关于无砟轨道过渡段 第7篇

(一)无砟轨道及分类

无砟轨道采用钢筋混凝土结构代替碎石,具有免维修、结构高度小、可优化线路方案、稳定性好、使用寿命长等诸多优越条件。因此,世界上越来越多的铁路使用无砟轨道,特别是高速客运专线和一些维修困难线路,更多采用无砟轨道结构。

无砟轨道经过数十年研究和发展,已经有多种结构型式,德国、日本都是铺设无砟轨道较早的国家,根据德国、日本和我国所使用的一些无砟轨道结构型式,按照轨下承载板的施工方式划分,无砟轨道主要有板式和双块式。我国TRCS将板式无砟轨道分为Ⅰ型板式、Ⅱ型板式和Ⅲ型板式无砟轨道;将双块式也分为I型双块式和Ⅱ型双块式无砟轨道。目前正在建设中的郑西客运专线采用引进德国旭普林无砟轨道技术,即Ⅱ型双块式无砟轨道型式;武广客运专线采用Ⅰ型双块式和板式等结构无砟轨道型式;京津城际铁路采用博格板式轨道,即Ⅱ型板式无砟轨道型式。

(二)无砟轨道过渡段

按照无砟轨道设计和运营的要求,无砟轨道结构和力学特性应该保持均匀一致,以达到高平顺性和高稳定性要求。但我们在设计中会发现,无论采用哪种型式无砟轨道,线路都可能会经过路基、桥梁、隧道、桩板和道岔等不同的区段。所经过不同的区段将会出现不同的结构和不同的力学特性。

以旭普林无砟轨道为例,路基地段无砟轨道由钢轨、扣件、双块式轨枕、道床板、支撑层等结构组成,由轨顶至支承层底面距离,即轨高度830mm,见图1。其中道床板设计厚度240mm,支承层厚度300mm。

桥梁上旭普林无砟轨道由钢轨、扣件、双块式轨枕、道床板、混凝土底座和桥梁保护层等结构组成,见图2。内侧钢轨顶面至梁面距离860mm。其中道床板设计厚度260mm,底座板设计厚度在直线地段不小于170mm,相应位置梁面保护层厚度140mm。在桥上道床板和底座板沿线路方向分段设置,其标准道床板长6.44m。

隧道内旭普林无砟轨道由钢轨、扣件、双块式轨枕、道床板等结构组成。其中道床板设计厚度280mm,且直接设置在隧道仰拱回填层上,见图3。在上述各地段,除轨道高度不同,各组成部分结构大小也不同,而且在曲线地段超高方式也不同。旭普林无砟轨道路基地段超高在路基防冻层上实现,桥梁地段超高在底座板上实现。在隧道地段无砟轨道由于没有底座板或支承层,超高可直接设置在道床板上。由此造成在不同地段无砟轨道截面差异很大。当线路经过上述不同地段时,不同的轨道结构是不能直接联结在一起的,轨道如何从一个地段到另一个地段,是必需要解决的问题。

旭普林无砟轨道在路基和隧道地段,其道床板一般是连续铺设,当从路基至桥台或从隧道至桥台,道床板在桥台后分界处断开时,连续道床板由于温度变化将可能发生水平位移。连续道床板位移过大,将对轨道结构产生不利影响,所以应该限制其位移量。

线路从路基地段进入隧道时,在路基和隧道分界处道床板由于结构相差较大可能断开形成伸缩缝,如图4,路基地段和隧道地段连续道床板在伸缩缝处将产生较大位移。伸缩缝位移较大,将对无砟轨道产生不利影响,所以按要求应限制其伸缩位移量。

线路从路基经过桥梁,由于台后下部基础结构相对桥台基础松软许多,而且台后基础压实条件比较差,可能会出现不均匀沉降,如图5。不均匀沉降会危及上面无砟轨道的整体性和稳定性,所以必须想办法解决。

当从无砟轨道进入有砟轨道时,不仅道床的结构组成变化较大,而且其力学特性也发生很大变化,则有砟轨道和无砟轨道之间容易产生差异沉降和轨道竖向刚度差别。差异沉降过大和刚度的不均匀分布都将对轨道产生不利影响,如当机车车辆自有砟轨道驶向无砟轨道,由于差异沉降和刚度不均匀分布极容易造成行车不平稳和旅客不舒适,因而需要设法进行解决。

综合以上所述,线路经过不同地段无砟轨道或从有砟轨道进入无砟轨道地段,在轨道结构方面差异、轨道变形和差异影响以及轨道竖向刚度变化影响等,需要设置过渡段以减小或避免其对轨道产生的不利影响。

二、过渡段结构设计

(一)过渡段需要解决的问题

我们设计任何结构都需要满足其要求,无砟轨道设计也不例外。过渡段的设计方法同过渡段的结构要求有关,也就是搞清楚按结构要求过渡段需要解决哪些问题。正如上面所提到的,线路经过不同地段无砟轨道或从有砟轨道进入无砟轨道时,需要解决相互关联的三个问题,即不同结构过渡、结构的变形要求和轨道刚度均匀变化。

(二)过渡段设计

1、不同结构过渡

(1)断开型式过渡

正如以上所述,不同地段无砟轨道由于各组成部分结构不同,超高方式不同使道床板截面相差很大,如图6。三种截面如果联结在一起,作为钢筋混凝土结构存在明显的截面突变,为避免将在混凝土变化处出现应力集中现象而产生裂缝,也避免在制作工艺方面难度明显加大,需要在不同结构变化处将道床板断开,形成两段不同的结构,断开处设置伸缩缝。采用设置伸缩缝的方法,可以解决上述受力差和施工难问题,在郑西客运专线路桥、路隧和桥隧分界处常采用断开方法使不同结构过渡。

(2)连续方式过渡

对于有些型式无砟轨道,也可采用连续过渡方式。如路基和桥梁之间,可在桥台上以桥梁地段无砟轨道型式连续延伸至路基地段一定长度,在路基上由桥梁轨道结构型式向路基结构型式逐渐过渡。由于是空间过渡方式,所以连续型过渡方法在两种条件下比较适宜。一是在直线地段,道床板在路基和桥梁地段仅仅厚度不同,所以过渡会相对简单,施工起来更容易;二是对于板式轨道结构,因为预制轨道板厚度相等,可以仅在底座板上与支撑层之间实现过渡。京津城际铁路Ⅱ型板式无砟轨道路桥之间均采用连续方式,且都在直线上。

2、结构变形要求

旭普林无砟轨道在路基和隧道地段其道床板连续铺设,正如上面提到,如果在路基与桥台间或路基与隧道间设置伸缩缝断开方式过渡时,连续道床板温度改变时将产生伸缩变形,如图7。为避免道床板伸缩量过大,可在路基地段道床板设置横向锚梁,即利用道床板联结一钢筋混凝土结构,深入到支撑层和基床中。当道床板温度改变伸缩而带动锚梁时,锚梁将受到其前后支承层和填充层的阻止,从而限制了道床板的位移。利用同样原理,可以在道床板与支撑层之间设置剪力锚拴,也可以同时设置锚梁和剪力锚栓,剪力锚栓设置数量需经过计算确定。

前面也曾提到,路基与桥梁分界,在台后由于压实条件所限制,可能会产生不均匀沉降,对其上边轨道结构产生不利影响。为降低台后不均匀沉降和避免其对轨道的不利影响可采取相应的措施,见图8。在台后采用水泥级配碎石填料,可减小不均匀沉降。同时,在桥台后面设置搭板。搭板作用是首先承受台后不均匀变形的影响,而搭板本身具有很强的抗弯能力,不均匀变形对搭板产生的弯曲影响很小,也就降低了对轨道结构的影响。如果搭板与锚梁刚性联结,在搭板下设置一些凸台,则搭板也具有抗纵向水平位移的作用。在京津城际铁路的路桥过渡段,就采用这种称为摩擦板的搭板结构。

在有砟轨道与无砟轨道过渡地段,有砟轨道松散特性可能产生比无砟轨道更大的沉降,即使有砟与无砟轨道相邻地段基础条件相近也难免会有不均匀变形。为降低不均匀沉降和不均匀沉降影响,可采取以下措施,如图9。将无砟轨道支承层深入到有砟轨道部分一段长度,一般可根据速度和结构要求决定深入10～15米;将相邻无砟轨道一端支承层加厚,这是为保证有砟轨道厚度要求,也为使深入到有砟轨道部分支承层具有一定的厚度以满足强度要求。

3、刚度均匀变化

当无砟轨道通过不同地段或从无砟轨道经过有砟轨道时,由于下部基础、结构和道床特性差异,可能在竖向刚度存在一些差别。为满足高速运行车辆的平稳运行和旅客舒适度要求,需要设置过渡段。在此过渡段的作用包括,一是尽量使不同地段轨道刚度一致；二是当从一种轨道刚度到另一刚度时,能实现渐变。

图7中的锚梁作用可以降低道床板的纵向水平位移量,但是,由于锚梁竖向结构较大,该处的轨道竖向刚度也较大,为使沿线路刚度均匀,可在锚梁下设置硬泡沫塑料板,适当降低锚梁处刚度,使其同相邻地段竖向刚度接近。

在从无砟轨道地段进入有砟轨道地段,两地段支承间距、扣件刚度和道床特性不同,其竖向刚度可能也不同。为使从无砟轨道向有砟轨道刚度渐变,可采取以下措施:

如图9,在与无砟轨道相邻的有砟轨道地段,自无砟轨道一侧开始分段对有砟轨道的道床进行不同级别灌注。第一段将枕下、枕间和道砟边坡均灌注,称为全部粘结;第二段将枕下和道砟边坡进行灌注,称为部分粘结;第三段仅将枕下进行灌注,称为局部粘结。每段长度可根据设计速度确定,对于设计速度300km/h地段,每段可确定为15米。如果速度低,可以适当减小各灌注段长度。很明显碎石道床灌注越充分,其刚度越大,分级灌注道床使得自无砟轨道至有砟轨道,其刚度从大变小,实现渐变效果。

除道床进行分级灌注外,为使刚度变化更均匀,可在有砟轨道和无砟轨道之间设置不同刚度扣件。一般有砟轨道扣件垫板刚度较大,无砟轨道扣件垫板刚度较小。如国内采用的Ⅱ型和Ⅲ型扣件垫板刚度分布为55KN/mm～75KN/mm,无砟轨道地段采用的Vossloh扣件刚度为22.5KN/mm。为此可在两种扣件之间,自无砟轨道至有砟轨道设置三种刚度分别为30KN/mm、40KN/mm和50KN/mm的扣件。如果经过计算,也可更准确采用其垫板刚度,如27KN/mm、35KN/mm和50KN/mm三种。中间三种刚度扣件段落需要与灌注道床段落错开布置,以实现刚度变化更均匀目的。

如图10,在无砟轨道与有砟轨道相联处设置辅助轨。辅助轨长度可为20～25米,无砟轨道部分5米,有砟轨道部分15～20米。辅助轨固定在道床板和过渡枕顶面,当荷载作用在与无砟轨道邻近处过渡段时,由于辅助轨与无砟道床板共同参与抵抗变形,相邻有砟部分轨道刚度很接近无砟轨道地段,实现过渡段刚度更均匀变化。

三、结论

以上讨论了无砟轨道过渡段的相关问题,通过上面的阐述我们得出结论:

无砟轨道有多种型式,任何一种型式无砟轨道,均需满足高平顺性、高稳定性和旅客舒适性要求;

不同地段的无砟轨道由于结构不同、超高方式和轨道特性不同,为满足无砟轨道上述要求需设置过渡段；

过渡段的设计方法是按照过渡段的结构要求,需要解决相互关联的三个问题,即不同结构过渡、结构的变形要求和轨道刚度均匀变化。

上面的无砟轨道过渡段结构主要参考郑西客运专线设计方法,实际上无砟轨道过渡段型式很多,只要我们按照结构要求和基本原理研究,过渡段结构还是有很大的改善空间的。根据郑西客运专线咨询经验,旭普林无砟轨道包括过渡段仍可以进一步优化,相信只要我们不断研究和总结,一定会不断得到更好的无砟轨道过渡段结构设计。

摘要：在高速铁路和客运专线设计中广泛采用无砟轨道结构，无砟轨道具有免维修、结构高度小、可优化线路方案、稳定性好、使用寿命长等很多优点。在高速铁路和客运专线轨道设计中，由于不同地段无砟轨道结构不同且超高方式不同，有砟轨道与无砟轨道结构物力力学特性不同需要设置过渡段。过渡段设计按照要求需要解决相互关联的三个问题，即不同结构的过渡、结构的变形要求和轨道刚度均匀变化。作者主要根据郑西客运专线过渡段设计，按照其需要解决的关联问题结合相关结构图对过渡段结构设计进行了说明并阐述了结构原理。

参考文献

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[4]卢祖文．铁路轨道结构及修理[M]．北京：中国铁道出版社．2003．

过渡段距离 第8篇

水力过渡过程是电站、泵站以及给排水工程输水系统中普遍存在的水流现象。正确分析过渡状态的水流特性, 对于上述系统管道和设备的设计与运行都具有重要的意义。如果以系统真实特性为基础的水力过渡过程计算方法应用到工程实践中去, 这不但能够在设计中选择最佳方案, 降低工程造价, 还能够提高运行中的安全可靠性。美国奔特力-海思德软件公司于1985年在美国推出HAMMER水力过渡分析软件, 20多年来在美国及全世界拥有数千家用户在使用HAMMER产品, 其适用于各种输配水管道系统的水力过渡分析, 包括长距离输水管道、多级泵站系统、调速泵系统、厂区管网及水电站涡轮发电机组及管路等的水力过渡分析。本文使用HAMMER软件对长距离输水管道进行水力过渡分析的研究。

1 长距离输水管线模型建立的基本步骤

1.1 管线及各元素的模拟

长距离输水管线一般分为有抽水泵站和无抽水泵站重力输水两种方式, 以下我们暂就有抽水泵站的长距离输水管线的水力过渡进行研究分析。整条管线需要模拟的元素包括:泵前水池、水泵、液控缓闭阀、空气阀、调压井、镇墩、末端水池以及连接各个元素的管道等等。其中每个元素都需要输入其各自的参数, 如高程、长度、糙率等等。

1.2主要元素的模拟

1.2.1 水泵的模拟。根据设计选型确定的水泵, 在水泵定义中输入其流量与扬程的对应关系, 生成流量-扬程曲线。该曲线为水泵的重要参数, 决定了水泵的运转特性。水泵在运行中, 不同的流量有不同的运转效率, 输入对应数值, 产生流量与效率曲线。水泵的转动惯量对管线的水力过渡影响很大, 需准确选取。在必要情况下, 可以通过加大水泵转动惯量而减轻水力过渡造成的危害。

1.2.2 液控缓闭阀的模拟。为了减小管道发生水力过渡时产生的危害, 在水泵后面往往配备液控缓闭阀。在事故发生时, 通过缓慢的关闭阀门, 有效的减小管道水流因惯性前冲和水流倒流对水泵和管道的冲击, 将最大升压控制在管道能够承受的范围。一般情况下, 将液控缓闭阀设为两阶段关闭, 即第一阶段快速关闭, 如2～3秒快速关闭60%～70%, 第二阶段缓慢关闭, 如20～30秒关闭至100%。第一阶段的快速关闭, 有效的截断了大部分水流依托惯性继续向前, 并有效的缓解了之后管道倒流对水泵反转的影响;第二阶段的缓慢关闭避免了因阀门快速关闭带来的水力过渡危害。对液控缓闭阀两阶段关闭时间和关度的分析研究, 对水力过渡分析有重要的意义。

1.2.3 空气阀及调压井的模拟。在长距离输水管线中, 一般在局部高点部位布设空气阀。在管道内发生波动时, 产生的多余的空气需要通过空气阀排出, 如果发生水柱分离, 局部高点极易产生真空, 这时就要通过空气阀补进空气, 填充水流离开高点带来的真空破坏。空气阀对于空气的补充较为方便, 快速, 其在管道产生较小负压时能有效缓解水力过渡对管道的破坏。但由于空气阀的孔径问题, 以及气体太易压缩的特点, 往往在发生较大负压时作用不明显, 不能有效的补充足够的空气来填满真空。这时, 就需要布设调压井。在水柱分离发生时, 调压井里的水迅速补充进管道。在管道正常运行时, 通过管道内水流的压力, 补充调压井内水位, 这样就能有效的解决局部高点产生的负压对管道的破坏。

1.3 管线正常运行工况的模拟

除了上述主要元素的模拟, 在输水管线中还需确定泵前水池和末端水池的水位;根据所选管材确定管道糙率, 即曼宁系数n;在管道弯管处还应考虑局部水头损失系数;另外, 按照管道布设镇墩的实际情况, 输入各镇墩所处的高程, 连结管道的长度。

以上各个元素的参数输入后, 输水管线的静态模拟就完成了。这时需进行初始条件的计算。计算完成后, 会出现相应的“计算概要”和“用户通知”, 形成输水管道正常运行情况下的管道水力要素剖面图。对于这些计算结果, 需进行成果合理性和正确性分析, 判断在模型的建立过程中, 是否有错误导致不正确的计算结果。将计算结果调节至合理、正确后, 方可进行输水管道的水力过渡分析。

2 长距离输水管线水力过渡工况和计算方法的分析

水泵启动时, 为了减小水泵电动机的负荷, 通常把出水阀门保持在关闭状态, 而当水泵达到额定转速后, 才逐渐打开出水阀门。在正常的水泵停机过程中, 首先慢慢的关闭出水阀门, 然后才切断供给水泵电动机的电源。水泵启动和正常停机的过程中产生的水力过渡一般由泵后阀门产生, 而泵后阀门的缓慢打开或关闭, 可以有效的减小水力过渡的影响。但在事故水泵工况中, 如突然断电引起的过渡过程通常是严重的, 应该把管道设计的能承受这种工况引起的正压和负压。由于水泵的惯性一般比管道中液体的惯性小, 因而断电后泵的转速降低。水泵的扬程和流量减小后, 负压力波在出水管中向下传播, 正压力波在吸水管中向上游传播。虽然这时水泵仍以正常方向旋转, 但出水管中的流量急速地减小到零, 然后反向流过水泵。由于反向水流, 泵的转速迅速减小, 瞬时停转, 而后水泵反转, 即水泵作为水轮机运行。随后, 泵的反向转速增加, 直到飞逸转速。伴随反向转速的增加, 由于调节作用, 通过泵的流量减小。于是, 分别在出水管和吸水管中产生正压力波和负压力波。对于长距离输水管线, 还应注意管线纵向局部高点可能产生真空和水柱分离的情况。在设计中, 应该研究水柱分离的可能性, 在必要的时候应该采取补救方法。综上所述, 长距离输水管线水力过渡分析应将事故停泵工况作为控制工况, 下面就这一工况进行实例分析。

HAMMER软件所使用的是特征线法 (Method of Characteristics) 数值解, 特征线法是对水力过渡分析最精准及可靠的算法。特征线法计算有以下特点:很容易满足数值计算解收敛的稳定条件;便于建立各类边界的边界条件方程;可以考虑管道的摩阻损失项及水锤方程的其他次要项, 从而提高计算精度;便于处理非常复杂的管网系统和各种水锤防护设计的条件, 灵活地编制计算程序。因此, 这种方法不仅有很高的计算精度, 而且计算速度快, 收敛性好, 是非常有效的计算方法。

3 应用实例

以某长距离输水管线为例, 泵前水池后接水泵, 三台水泵并联布置, 两用一备, 每台水泵后接液控缓闭蝶阀, 之后为43公里长压力输水管线。输入每个元素的参数后, 首先进行初始条件的计算, 计算后形成输水管道正常运行情况下的管道水力要素剖面图, 如下图:

经调试没有发现问题后, 进行水力过渡分析计算。模拟两台运行水泵均发生事故停泵, 如断电, 这种工况是为最不利工况, 其带来的水力过渡破坏是最大的。水泵后的液控缓闭蝶阀两阶段关闭时间经多次调整, 最终确定为第一阶段3s关闭60%, 第二阶段30s关闭至100%, 此关闭时间为最为水力过渡破坏最小的工况。

计算结果以瞬时动画和水力过渡包络线显示, 从中可以可清楚的看出各点在水力过渡中升压降压情况, 并且对照生成的水力过渡过程“瞬时计算结果汇总表”, 可以读出每个元素瞬时升压和降压水头, 具体的考虑每一元素的水力过渡破坏。

从图上可以看到, 泵后液控缓闭蝶阀处为水力过渡升压最大得地方, 此处管道允许最大压力需满足最大升压, 保证管道的安全。泵后19公里处为一高点, 易产生负压, 故在此设立调压井, 消除真空对管道的破坏。其余局部高点布置的空气阀, 能有效的缓解水力过渡的影响。

4 结论

通过分析可知, 对于长距离输水管线而言, 水力过渡分析的重点在于水泵后的最大升压和管线高点处的负压带来的破坏。泵后液控缓闭阀的两阶段关闭对泵后最大升压破坏有重要的影响, 调节好关闭时间对管线的水力过渡防护有重要意义。另外, 在管线高点处布设调压井能有效的去除管线该点的真空破坏, 在局部高点处布设的空气阀能有效的缓解水力过渡的破坏。

经过上述水力过渡分析后, 长距离输水管线在发生各种工况时, 不会出现破坏管线的情况, 这对输水安全有重要的意义

参考文献

[1]刘竹溪, 刘光临.泵站水锤及其防护[M].北京:水利电力出版社.1988.

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