一种新型SMA阻尼器的试验研究（通用8篇）
一种新型SMA阻尼器的试验研究 篇1
一种新型磁流变控阻尼溢流阀的设计与性能分析
利用磁流变液体可控的特性,设计了一新型溢流阀--磁流变控阻尼溢流阀,并对其进行了静、动态性能分析.理论分析表明:与传统溢流阀相比,磁流变控阻尼溢流阀不仅有着良好的静态性能,且具有反应速度快、稳定性好等动态性能,是一种易于实现自动控制、适合于大功率系统的.新产品.
作 者：张琳 李彦希 ZHANG Lin LI Yanxi 作者单位：桂林空军学院,广西桂林,541003 刊 名：机床与液压 ISTIC PKU英文刊名：MACHINE TOOL & HYDRAULICS 年，卷(期)：2007 35(6) 分类号：O361.3 TH138 关键词：磁流变流体 磁流变控阻尼器 溢流阀 性能分析一种新型SMA阻尼器的试验研究 篇2
在预应力结构中,先张结构工艺简单、耐久性好,无锚下应力集中等问题,有着后张法不可比拟的优越性;但其直线布筋方式严重限制了其跨越能力与应用范围。为此,可在施工时将预应力筋布置成两端弯起的折线形式,形成一种“折线配筋预应力混凝土先张梁”的新型结构;弯起器是这种新型结构得以实现的关键构件。目前工程中使用的弯起器主要有滚轴式与拉板式两种;滚轴式弯起器以园形截面的导向辊实现预应力筋的弯折,拉板式则往往直接在板上钻孔以实现对预应力筋的固定。由于受到结构尺寸与构造要求的限制,滚轴式弯起器导向辊半径往往较小,工程中以R=10 mm与R=19.5 mm居多;而拉板式由于板厚限制与加工难度的影响,更是无法对起弯点进行过多考虑[1,2,3]。于是,预应力筋将在起弯点处形成一个“折点”,产生严重的应力集中现象,从而影响先张梁的整体力学性能;同时,其还会导致钢绞线极限抗拉强度的折减、延性的降低以及预应力摩擦损失的增大,在影响结构力学性能的同时,更严重降低了结构在施工与使用中的安全性[4,5,6]。
本文基于传统弯起器存在的不足,提出了一种新型弯起器的构想;同时选用不同导向半径R、不同弯折角度θ,设计了详细的试验方案,以研究不同参数的弯起器对预应力筋力学性能的影响,验证新型弯起器的优越性,为折线配筋先张法预应力混凝土先张梁的深入研究提供一定的帮助与参考。
1新型弯起器的构思与盒状弯起器的设计
1.1 新型弯起器的构思
相比拉板式,滚轴式弯起器虽然构造相对复杂,但其加工难度小,优化改良容易。新型弯起器以滚轴式弯起器为基础,综合考虑结构尺寸及钢筋布置等构造要求,对其园形截面的导向辊进行改良,采用一种具有特定导向半径R与最大导向角θ的扁平式截面导向构件代替原导向辊,以实现起弯、导向、定位的功能,并减小对预应力钢绞线力学性能的影响。导向半径选用优化半径R=600 mm;考虑工程实际与构造要求,最大起弯角选为12°[4,5,6] 。
新型弯起器是对原滚轴式弯起器的优化与改良,其能满足实际工程中结构尺寸与钢筋布置等构造要求,在相同条件下增大了钢绞线和导向构件的接触面积,将会大大减轻接触面处的应力集中现象与折点效应,从而减小了对预应力钢绞线力学性能的影响,削弱了钢绞线折点处应力集中现象,是一种科学合理的新型弯起器。
1.2 试验用盒状弯起器的设计
为了研究不同导向半径R与弯折角度θ时弯起器对钢绞线力学性能的影响,首先选用常用半径与优化半径R=10 mm、19.5 mm、600 mm,另增选R=50 mm、100 mm共五组半径作为了试验用导向构件半径;考虑到工程中的复杂性,选取θ=4.35°、6.45°、8.65°、10.75°、12.85°、14.95°作为试验折角。
根据选取的导向构件半径R与试验折角θ,设计了如图1所示的盒状弯起器。盒状弯起器由钢板与导向构件组焊而成,其长800～860 mm,宽210～270 mm,高50 mm。弯起器外框由10 mm厚钢板组成,下为整体底板,上有3组盖板(每组1条或2条盖板),两侧有边板;在每组盖板与底板间各设置有2～3块30mm厚导向构件,两端导向构件起弯点间距取800 mm。导向构件与底板、盖板良好焊接,以承受试验时产生的垂直于轴向的力;3组盖板下的导向构件相互组合,实现3组不同的试验折角,完成对钢绞线弯折拉力学性能的影响试验。本试验共选用了5种导向构件半径,6种试验角度,共设计了10组盒状弯起器:Box-01～Box-10。
2试验方案的设计
2.1 试验目的
(1)测试不同导向半径R、不同弯折角度θ时,钢绞线极限拉力Fu与弯折延性性能的变化情况。
(2)测试不同导向半径R、不同弯折角度θ时,导向构件与钢绞线间摩擦所产生的预应力损失情况。
2.2 试验方案
试验采用卧位试验的安装加载方案,分为直拉试验与弯折拉试验。直拉试验主要用于对钢绞线基本极限强度Fm、极限伸长量Δlm及弹性模量Gp的测定,并作为弯折拉试验的基础对比试验。弯折拉试验则用于受弯起器影响的钢绞线弯折力学性能的测试。
根据试验目的与试验方案,共进行42组钢铰线的拉伸试验:直拉试验3组;5种导向半径6种弯折角度每组一根钢绞线共30组;另选取R=10 mm、19.5 mm、600 mm三种导向半径的常用折角θ=4.35°、6.45°与最大折角θ=14.95°的9组进行补充校核试验。试验方案与试验状况如图2～3所示,QXL-5000设置有易于装卸的主机安全防护网与轴端防护网罩,试验过程安全可靠;试验具体步骤如下:
(1)在同一卷钢绞线上截取长度L≮3 800 mm的钢铰线,在距钢绞线一端800 mm处以间距400 mm连续选取4个截面Ⅰ～Ⅳ作为应变测试截面,每个测试截面对称粘贴2片电阻应变片;直拉试验则只需选取1个测试截面。
(2)打开QXL-5000试验机上端主机保护网,在试验机下端两根承力机架上放置垫块,将盒状弯起器水平支于试验机内,钢绞线通过盒状弯起器对应的3块导向构件形成的对应弯折角度后,两端锚固于QXL-5000试验机两端;其中Ⅰ、Ⅳ截面位于盒状弯起器两端外侧,Ⅱ、Ⅲ截面分别位于盒状弯起器3块导向构件中间,钢绞线安装时注意不要损伤粘贴好的应变片。
(3)将应变测试截面上各应变测点按1/4桥路接入DH-3816多测点静态应变测试系统,同时接入温度补偿片;关上QXL-5000试验机上端主机保护网,将轴端防护网罩就位,初始化DH-3816多测点静态应变测试系统,开启QXL-5000试验机准备加载测试。
(4)选取F=20kN作为初始荷载,并选取20%Fm、30%Fm、40%Fm、50%Fm、60%Fm、70%Fm、75%Fm、80%Fm作为特征荷载;试验时在初始荷载F=20kN处开始记录F-Δl拉伸试验曲线,在初始荷载与特征荷载时持荷1 min后采用DH-3816多测点静态应变测试系统记录各应变测点的应变值;试验过程中钢绞线承受的拉力Fi与对应的伸长量Δli由QXL-5000试验系统自动记录。
(5)荷载达到80%Fm持荷并完成应变记录后,拆除DH-3816多测点静态应变测试系统;加载直至钢绞线破坏(至少有一根钢丝被拉断),钢绞线极限承载力Fu及其对应的伸长量Δlu也由QXL-5000试验系统自动记录。
3 试验后处理
3.1 极限强度与弯折延性
每组试验结束时,应仔细观测钢绞线试验破断情况以及各转向构件处钢绞线状态,并照相记录;在所有试验结束后,提取QXL-5000试验系统中各组试验的Fu、 Δlu以及F-Δl数据。
(1)观察不同试验条件下钢绞线破断状态与F-Δl拉伸试验曲线,分析不同条件时钢绞线试验现象与破断状态的产生机理。
(2)统计不同试验条件下钢绞线试件极限拉力Fu的变化情况,绘制相应图表与曲线,以分析不同导向半径R与不同弯折角度θ对钢绞线极限抗拉强度的影响规律。
(3)统计不同试验条件下钢绞线试件最大伸长量Δlu的变化情况,计算钢绞线的最大力总伸长率Agt、屈服伸长率Ayt,绘制相应图表与曲线,以分析不同导向半径R与不同弯折角度θ对钢绞线延性性能的影响规律。
3.2 弯折摩阻预应力损失
在试验结束后,提取DH-3816测试系统测试的各测点应变测试数据:
(1)分析Ⅰ、Ⅳ截面与Ⅱ、Ⅲ截面各测点间应变或应变增量测试数据之间的关系,分析弯起器引起的钢绞线弯折摩阻预应力损失随导向半径R与弯折角度θ的变化规律。
(2)试验采用卧位试验,盒状弯起器水平支于试验机内,无需考虑重力的影响[7,8]。
undefined (1)
以公式(1)计算不同导向半径R与不同弯折角度θ时弯起器所产生的摩阻系数μ;绘制相应图表与曲线,以分析不同导向半径R与不同弯折角度θ对摩阻系数μ的影响规律。
(3)以实测数据为基础,考虑摩阻系数μ随导向半径R与弯折角度θ的变化规律,总结出不同条件时弯起器弯折摩阻预应力损失计算公式。
4 结论
本文基于现有弯起器存在的不足,提出了采用扁平导向构件代替园形截面导向辊的构想;新型弯起器是对传统弯起器进行优化与改良得来,在相同条件下增大导向半径R无疑将会增大弯起处钢绞线和导向构件的接触面积,大大减轻接触面处的应力集中现象与折点效应,从而减小了对钢绞线力学性能的不利影响,以及对钢绞线的摩阻效应;但具体的规律则需要试验研究得来。本文设计了详细的试验方案,以研究不同导向半径R与弯折角度θ的弯起器对钢绞线力学性能与弯折摩阻预应力损失的影响规律,以验证新型弯起器的优越性,该试验将为折线配筋先张梁的深入分析与研究提供一定帮助与参考。
参考文献
[1]王海良.折线先张梁下拉装置的构思及试验[J].广西交通科技,2003,28(4):64-66.
[2]柳学发,陈良江.折线配筋先张梁的设计[J].铁道标准设计,2004,(3):1-5.
[3]黄东.先张法折线配筋预应力混凝土梁弯起器应用的思考[J].四川建筑,2009,29(5):176-177.
[4]黄文雄,谭利英.折线配筋先张梁中弯起器的模拟及其对局部应力的影响分析[J].中外公路,2012.
[5]黄文雄,谭利英.结构与材料参数变化对折线配筋先张梁局部应力的影响分析[J].公路交通科技,2012.
[6]敖猫,郑剑之,黄文雄,等.折线配筋先张梁局部应力分析[J].华东公路,2012.
[7]王新宇,刘立新,刘家慧.钢绞线弯折摩擦损失和弯折抗拉强度的试验研究[J].公路交通科技(应用技术版),2010,27(7):228-230.
一种新型SMA阻尼器的试验研究 篇3
摘要：研制了一种同时布置体内无黏结预应力筋和外置金属阻尼器的新型自复位约束砌体墙，通过拟静力试验研究了该自复位墙在低周反复荷载作用下的滞回性能，重点探明了预应力筋初始预应力、金属阻尼器屈服荷载大小对其耗能性能的影响，最后基于试验结果建立了数值分析模型。研究表明：该自复位约束砌体墙滞回曲线呈“旗形”，在较大位移下未出现明显的损伤，且在加载及卸载过程中没有明显的强度和刚度退化；随着预应力筋初始预应力的增加，墙体的自复位性能增强，但其耗能能力会降低；随着金属阻尼器屈服荷载的增大，墙体的耗能能力增强，但会产生少量的残余变形；数值模拟结果与试验结果吻合较好，表明本文所提出的分析模型能较好地模拟该自复位约束砌体墙的力学行为。
关键词：新型自复位约束砌体墙；外置金属阻尼器；拟静力试验；抗震性能；数值分析
中图分类号：TU352 文献标识码：A
自复位结构是一种新型的抗震结构形式，近年来得到了研究者和工程技术人员的高度重视。和传统的抗震结构相比，自复位结构最为突出的特点在于卸载后变形能完全或基本恢复。在强震作用下，自复位结构基本不产生残余变形，震后不需或经少量的维修即可恢复正常使用，从而大大地降低了震后修复成本。自复位结构体系可分为3种类型：自复位框架结构、自复位墙结构和自复位支撑框架结构，其中自复位墙主要由3部分组成：墙体、后张拉无黏结预应力筋和阻尼器。与普通的抗震墙不同，自复位墙在墙底（或沿墙高）设置水平缝，在水平荷载作用下，墙体能绕墙底两端产生微小的转动，即所谓的摇摆响应。
对于自复位墙结构，国内外少数学者开展了相关的理论分析、试验研究和数值模拟工作。在理论分析方面，Armouti首先建立了自复位混凝土墙的理论分析模型，其中混凝土墙简化成一个刚体，预应力筋采用弹簧来模拟，墙底与基础的接触采用位于两端的只受压连接模拟。在试验研究方面，Perez等设计了5个6层自复位混凝土墙进行拟静力试验，结果表明自复位混凝土墙能承受很大的非线性侧向变形而不发生显著的破坏，并且能保持自复位性能，不产生残余变形。Toranzo等对未布置预应力筋的自复位约束砌体墙，提出了直接基于位移的抗震设计方法，并对一缩比为40%的3层自复位约束砌体墙模型进行了振动台试验，试验模型考虑了楼板和边柱的作用。试验结果表明自复位约束砌体墙能极大地减小结构的损伤，提高传统砌体结构的抗震性能。在数值模拟方面，Kurama针对自复位混凝土墙，建立了基于DRAIN-2DX纤维模型梁柱单元的分析模型，并进行了非线性地震反应分析。Toranzo针对未布置预应力筋的自复位约束砌体墙，提出了用于有限元分析的数值分析模型，其中墙体采用桁架模拟，墙底设置一组只受压的弹簧来模拟墙和基础间的接触，阻尼器通过弹簧模拟。
从以上可看出，目前的研究主要针对自复位混凝土墙，对于自复位约束砌体墙的研究很少，且已有的研究中并未布置预应力筋，而预应力筋对于提高墙体的自复位能力具有重要意义。基于此，本文提出一种同时布置体内无黏结预应力筋和外置金属阻尼器的新型自复位约束砌体墙，首先通过拟静力试验研究该新型自复位墙在低周反复荷载作用下的滞回性能，然后基于试验结果，提出适用于该新型自复位约束砌体墙的数值分析模型。
1外置金属阻尼器的新型自复位约束砌体墙研制
1.1墙体构造
如图1所示，墙体采用砌体砌筑而成，周边设置混凝土构造柱和圈梁以提供约束，构造柱下部预埋双头螺栓以连接金属阻尼器。为防止墙体发生平面外倾覆，约束砌体墙置于凹槽型基础梁中。基础梁肩部预埋螺栓，通过连接件（图1（c））连接金属阻尼器。墙底及基础梁间设置水平缝，在水平荷载作用下，约束砌体墙可绕墙底两端产生微小的转动。预应力筋穿过竖向贯穿约束砌体墙及基础梁的预留管道，上下两端通过锚具锚固。
1.2金属阻尼器设计
约束砌体墙底部两端对称布置4个金属阻尼器，如图1（d）所示，其前端通过预埋螺栓与构造柱连接，后端通过螺栓与连接件相连。金属阻尼器采用Q235钢材加工制作。随着墙体的转动，该阻尼器绕后端发生转动，当受弯屈服后会产生较大的塑性变形，从而达到耗能减震的目的。为避免塑性变形集中，将金属阻尼器的耗能部位限制在一定长度的区域内，如图1（d）中阴影区域所示。此外，在容易发生应力集中的部位使用圆弧过渡。
金属阻尼器可简化为一变截面悬臂梁进行受力分析，如图1（d）所示，其中F表示阻尼器前端所受的荷载。设任一截面高度为h，此截面到作用点的距离为z，当全截面屈服时，设相应的屈服荷载为Fy，则有：
（1）式中：fy为钢材屈服强度；Wp为计算截面的塑性截面模量；t为阻尼器的厚度。假设耗能区域各截面同时屈服，则由式（1）可得
（2）
由式（2）可知，金属阻尼器耗能区域两侧轮廓线应为抛物线，但为方便起见，实际加工时取为直线。
2拟静力试验概况
2.1试件设计
考虑到加载条件，墙体尺寸取为1 350 mm×1 000 mm×240 mm（高×宽×厚），混凝土構造柱及圈梁截面尺寸均为200 mm×240 mm（高×宽），基础梁截面尺寸为400 mm×600 mm（高×宽），其中凹槽深100 mm。此外，为便于施加预应力，在基础梁底部设置混凝土支墩，其尺寸为800 mm×600mm×600 mm（长×宽×高）。砌体墙采用MUIO蒸压灰砂砖砌筑，施工时预留管道周围的砌体需要进行切角处理。除支墩采用素混凝土外，其他混凝土构件均按照构造要求进行配筋，混凝土强度等级均为C20，纵筋采用HRB 335。预应力筋采用钢铰线1φs1×7（公称直径d=15.2 mm）。
为研究金属阻尼器对该新型自复位约束砌体墙抗震性能的影响，设计了2种不同尺寸的阻尼器，其厚度为10 mm，分别记做SD-1和SD-2，如图2所示。由式（1）可知，2种阻尼器的屈服荷载存在如下关系：
Fy2=4Fy1。 （3）式中：Fy1，Fy2分别表示SD-1和SD-2的屈服荷载。
2.2加载装置与测点布置
拟静力试验加载装置与测点布置如图3所示，水平荷载由60 t液压千斤顶施加，其加载端与连接支架连接。基础梁通过4个地锚栓锚固于试验室台座。共布置3个位移计，2个力传感器。其中，位移计1和2于墙顶左右两侧对称布置，用于测量墙顶的水平位移，位移计3用于测量自复位墙墙底的水平滑移；力传感器分别测量墙顶水平力及预应力筋在加载过程中的拉力。
2.3加载制度及工况
采用位移控制分级加载，如图4所示。第一级位移幅值为4 mm，随后以4 mm递增加载幅值，直到水平位移幅值达到20 mm（墙高的1.5%左右），每级加载循环1次。规定千斤顶对自复位约束砌体墙施加推力时，水平力及位移为正，反之为负。
为考察预应力筋初始预应力的影响，考虑了3种情况：未布置预应力筋，初始预应力为0，初始预应力为0.1fptk，其中fptk表示预应力筋强度标准值，其值为1 860 MPa。对于金属阻尼器，如前所述，也考虑了3种情况：未布置金属阻尼器，布置SD-1阻尼器及布置SD-2阻尼器。由以上可得9种工况，如表1所示，其中fp0表示初始预应力。图5所示为试验现场照片。
3试验结果及分析
3.1金属阻尼器试验
为考察本文设计的金属阻尼器的耗能能力，使用30 t油压千斤顶对其进行了重复加载试验。采用位移控制加载，加载制度如图6（a）所示。试验中，金属阻尼器发生了明显的变形，如图6（b）所示。该金属阻尼器的力F-位移d滞回曲线如图6（c）所示，其形状饱满，表明本文设计的金属阻尼器具有良好的耗能性能。
3.2新型自复位墙拟静力试验
3.2.1试验现象
在加载过程中，构造柱及圈梁均完好，墙体未出现明显的破坏，且绕墙底两端发生转动，如图7（a）所示。实测结果表明，在加载过程中水平滑移很小，其最大值不超过1 mm，表明所采取的墙底构造措施是可靠的，能满足预定要求。加载过程中，金属阻尼器耗能區域发生了明显的变形，如图7（b）所示。
3.2.2预应力筋拉力
考察加载过程中预应力筋拉力最大的工况6。预应力筋拉力P-墙顶水平位移d曲线、拉力P随时间t变化的曲线分别如图8（a）（b）所示。可以看出：1）随着墙体水平位移变大，预应力筋的拉力也逐渐增大。当卸载后，预应力筋的拉力基本回到初始值；2）预应力筋所受的最大拉力为77.7 kN，相应的最大应力为558.9MPa，远小于其强度标准值1 860 MPa，表明预应力筋在加载过程中始终处于弹性状态。
3.2.3滞回曲线
试验所得典型工况下墙顶水平力F_位移d的滞回曲线如图9所示。
可以看出：1）滞回曲线的形状均呈“旗形”，因此可用FS（Flag-shaped）模型来描述其恢复力特性，如图9（c）所示，其中fy表示屈服荷载，ke表示弹性刚度，α和β分别表示屈服后的刚度系数及耗能参数；2）滞回曲线加载及卸载没有明显的刚度退化，且卸载后残余变形很小或基本没有，表明本文所提出的新型自复位约束砌体墙具有较好的自复位性能；3）当未布置金属阻尼器时（即工况1～3），自复位墙仍具有一定的耗能能力，其原因在于墙体与基础梁之间可能存在一定的摩擦力而耗能；4）当未布置预应力筋时（即工况1，4，7），墙体卸载后基本上没有残余变形，表明墙体仅通过自重也可基本上实现自复位。
图10所示为预应力筋不同初始预应力对应的滞回曲线。可以看出：1）布置预应筋后，墙体的强度和刚度得到显著提高。尤其对于屈服后刚度，当未布置预应力筋时，墙体屈服后刚度趋近于为0或负值，当布置预应力筋后，墙体屈服后刚度变为正值；2）随着初始预应力的增加，墙体的强度显著增加，但屈服后刚度变化不大；3）随着初始预应力的增加，墙体卸载后残余变形减小，表明增加初始预应力有利于提高墙体的自复位性能。
图11所示为不同阻尼器对应的滞回曲线。可看出：1）布置金属阻尼器后，滞回曲线的形状更饱满，所围成的面积显著增加，表明金属阻尼器可有效地提高自复位约束砌体墙的耗能能力；2）随着阻尼器屈服荷载的增加，滞回曲线所围成的面积变大，表明自复位约束砌体墙的耗能能力增强；3）随着阻尼器屈服荷载的增加，墙体卸载后残余变形变大。
3.2.4等效黏滞阻尼系数
为量化新型自复位约束砌体墙的耗能能力，选取各工况中位移幅值最大的滞回环计算等效黏滞阻尼系数ξtq，如下式所示：
（4）式中：ED，ES分别表示滞回耗能及最大应变能。
由式（4）计算所得等效黏滞阻尼系数见表2。可看出：1）随着预应力筋初始预应力的增大，ξtq减小，表明初始预应力的增加会降低自复位约束砌体墙的耗能能力；2）随着金属阻尼器屈服荷载的增大，ξtq增大，表明白复位约束砌体墙的耗能能力增强。
4有限元数值分析模型
4.1数值分析模型的建立
采用OpenSees建立有限元数值分析模型，如图12（a）所示。由试验结果可知，墙体基本上没有明显的损伤，因此采用弹性梁柱单元（elastic BeamColumn）进行模拟。
预应力筋采用桁架单元（Truss element）来模拟，其底端固定于基础，顶端与墙体通过刚性连接件（rigid-link）来模拟，其材料采用Steel02材料进行模拟（即Giuffre-Menegotto-Pinto模型），该材料可以直接施加初始应力来考虑初始预应力。
金属阻尼器采用零长度（zeroLength）单元进行模拟，即通过位于同一位置的2个节点来建模，采用Steel01材料模拟其力位移本构关系，如图12（b）所示，其中E表示弹性刚度，a表示屈服后刚度系数，fy表示屈服强度。
墙体与基础之间的水平缝用一组只受压弹簧来模拟。与阻尼器相似，采用零长度单元来模拟只受压弹簧，其力位移本构关系选用弹性不能受拉材料（Elastic-No Tension Material），如圖12（c）所示。墙体与阻尼器及只受压弹簧间通过刚性连接件连接。
4.2分析结果对比
采用前节建立的简化数值分析模型，选取2个代表性的工况进行模拟，分别为工况6和9。前者对应于SD-1阻尼器，后者对应于SD-2阻尼器。
将数值分析结果与试验结果进行对比，如图13所示。可以看出：1）从整体上来说，数值模拟结果与试验结果吻合较好，表明所建立的模型具有较高的分析精度，且计算效率很高，可进一步用于数值拓展分析；2）相对于采用SD-1的工况，采用SD-2的工况数值模拟和试验结果相差较大，其原因可能在于金属阻尼器SD-2并没有充分地发挥作用，其连接方式、布置位置等还需要进一步改进。
5结论
本文研制了一种同时布置体内无黏结预应力筋-和外置金属阻尼器的新型自复位约束砌体墙，并通过拟静力试验研究了该新型自复位墙在低周反复荷载作用下的滞回性能，基于试验结果提出了简化的数值分析模型。可以得出如F结论：
1）本文设计的新型自复位约束砌体墙构造措施合理、可靠，达到了预期的目标，其外置式弯曲耗能型金属阻尼器耗能性能稳定。
2）该新型自复位墙在加载过程中未出现明显的损伤，且在加载及卸载过程中没有明显的刚度退化，其滞回曲线呈“旗形”，可用Fs模型近似描述其恢复力特性。
3）布置预应力筋后，墙体的强度和刚度显著提高。随着预应力筋初始预应力的增加，墙体的自复位性能增强，但其耗能能力会降低。
4）布置金属阻尼器后，墙体的耗能能力显著提高。随着金属阻尼器屈服荷载的增大，墙体的耗能能力增强，但会产生少量的残余变形。
新型车用磁流变阻尼器设计 篇4
新型车用磁流变阻尼器设计
基于磁流变液的`混合运动模式和双极线圈分布,从结构类型、元件材料、零件连接、工程应用等多角度考虑,设计出一种结构合理、性能优良、零部件较少并适合于加工的新型车用磁流变阻尼器.
作 者：过啸鸿 王昊 GUO Xiao-hong WANG Hao 作者单位：上海电力学院,能源与环境工程学院,上海90刊 名：上海电力学院学报英文刊名：JOURNAL OF SHANGHAI UNIVERSITY OF ELECTRIC POWER年，卷(期)：26(1)分类号：U463.33 O373关键词：磁流变阻尼器 减振器 结构设计
一种油井抗磨防脱器的试验研究 篇5
1 原因分析
1.1 受力分析
1.1.1 交变载荷
抽油杆在工作过程中, 承受的载荷包括:抽油杆柱、液柱载荷;抽油杆柱、油管柱和液柱的惯性载荷;抽油杆柱在运动中的摩擦阻力;抽油管柱和油管柱的弹性引起的振动载荷;由液击引起的冲击载荷;由井斜变化、螺纹不同心、悬绳器摆动等因素造成的扭力等七方面的力。抽油杆在交变载荷下做周期性的往复运动;上冲程中受力大, 下冲程中受力小。抽油杆在交变载荷作用下做周期性往复运动, 不是在最大拉应力下破坏, 而是由于疲劳发生破坏。
抽油杆柱承受的载荷随深度而变化, 在下冲程时, 抽油杆柱除承受在液柱中的重力外, 还受液击力、惯性力、摩擦力等动载综合阻力, 导致使整个杆柱下部受压上部受拉, 拉压之间存在一个既不受拉又不受压的中和点, 在中和点以下抽油杆柱由承受张应力变成压应力。根据理论力学计算, 当抽油杆柱下行遇阻达到某一临界值时, 抽油杆将失稳, 此中和点位置长度L和压应力P可表示为:
式中:EJ为抽油杆刚度, N/m2;
q为抽油杆在液柱中的重量, N/m。
通过上式可计算抽油杆的临界载荷, 一般情况在下行时, 若综合阻力大于下冲程的临载荷时, 抽油杆会发生多次弯曲变型, 甚至产生塑性变性, 导致抽油杆断脱。
1.1.2 机械磨损
由于井斜, 使油管产生弯曲, 在抽油井生产时, 抽油杆的综合拉力或综合重力产生了一个水平分力。在水平分力的作用下, 油管和抽油杆相互接触产生摩擦, 偏磨位置一般在造斜点以下200米左右。上冲程时, 使抽油杆与油管内壁的一侧产生磨损, 下冲程时, 抽油杆弯曲与油管内壁的另一侧面产生摩损。弯曲度越大, 磨损越严重, 不仅抽油杆接箍与油管内壁产生磨损, 而且抽油杆本体也与油管内壁产生磨损。另外, 随泵径加大, 泵深增加, 中和点以下长度在杆柱全长中所占比例增加, 相应地杆柱弯曲越严重, 磨损也越严重。
1.2 油井井筒状况
1.2.1 含水升高影响
当杆与管相接触发生滑动摩擦时, 磨损速度与它们之间的润滑状态有关, 而水的摩擦系数远远大于油的摩擦系数, 含水升高增加摩擦阻力, 另外通过计算发现, 含水升高, 抽油杆下行时, 使抽油杆的中和点下移, 加剧抽油杆弯曲。
1.2.2 硫化氢影响
含硫油田中与油水共生的水往往含有硫化氢, 碳钢的阳极产物铁离子与水中硫离子相结合生产硫化铁。硫化铁的溶度积很小, 是一类难溶沉淀物, 它常以黑色粉末或垢的形式附着在油杆表面。含H2S的水对金属材料的腐蚀破坏还有两种类型:一是氢脆, 电化学腐蚀产生的氢渗入钢材内部, 使材料韧性变差, 引起微裂缝, 使钢材变脆。二是硫化物应力腐蚀, 在拉应力和残余应力作用下钢材氢脆裂纹发展, 致使钢材破裂。
2 结构原理及参数
2.1 结构原理
该抗磨防脱器主要由:上变径、球头连杆、扶正器、球帽、下变径等零部件组成 (图1) 。考虑井斜和抽油杆弯曲造成轴向扭矩引起杆柱倒扣, 采用万向机构, 借鉴万向节的工作原理, 在工作中球可以在受到扭力时自身产生转动把每个方向的轴向扭矩释放, 不会造成杆柱的旋转。另外, 万向节机构可以实现杆柱小于8°的弯曲, 这样在井斜小于8°的井段, 杆柱就因为自身的弯曲, 而不产生轴向力。防偏磨设计借鉴以往扶正器的原理, 在球头连杆外加上防偏磨扶正器, 选择非金属高耐温抗磨材料做抗磨体, 与其他特种工程塑料对比, 具有优异的技术性能。另外, 在非金属抗磨体上部设置了金属防磨套, 其外径大于抽油杆接箍直径, 表面采用先进的超音速喷涂工艺, 凸显出其优异的减阻、抗磨特性。该结构作为抗磨体的辅助结构, 在大井斜井上应用, 保证扶正器整体的产品使用性能, 同时避免对油管内壁的磨损伤害。
2.2 材料性能要求
首先选用高耐温性能的抗磨材料, 美国U C认可的长期使用温度为260℃, 设计的抗磨材料必须具有高耐温的特性, 熔点与热变形温度要达到300℃以上。其次抗磨材料还应具有耐磨与滑动性, 磨擦系数要大大低于四氟、钢等材质, 硬度要远大于四氟, 但要小于钢。第三, 此种抗磨材料需具有耐腐蚀性与水解性。
2.3 主要技术参数 (表1)
3 结论
创新设计了抽油杆抗磨防脱器的结构, 该技术有效解决由于井斜和抽油杆弯曲造成轴向扭矩引起杆柱倒扣的问题, 并具有抗偏磨扶正器功能, 减少由于偏磨对管、杆造成的损害。抽油杆防断脱应采用综合防治方法和科学的管理制度, 该抗磨防脱器应配合抽油杆柱优化设计安装在合适位置。
摘要：随着油田的开发, 油井抽油杆断脱现象普遍, 通过分析抽油杆受力、井筒状况、操作等方面, 找出抽油杆断脱的主要原因, 在此基础上, 将抽油杆防断脱、防偏磨性能集于一身, 总结出适用于生产的新型抽油杆防脱器的结构和工作原理, 为后期油井的开发提供帮助。
关键词：抗磨防脱器,结构原理,试验研究
参考文献
[1]罗英俊, 万仁溥.采油技术手册[M].北京:石油工业出版社, 2005, 120-158
[2]张琪.采油工程原理与设计[M].北京:石油工业出版社, 2003, 132-150
一种新型SMA阻尼器的试验研究 篇6
1 基于磁流变阻尼器的驾驶室悬置结构
通过对某厂某型号冲击压路机实车结构参数测量,在保持原有驾驶室及车体结构的同时,通过局部改装设计基于磁流变阻尼器的全浮式悬置结构。图1为半主动悬置安装图,图2为系统控制示意图。
2 磁流变阻尼器及路面激励模型
2.1 磁流变阻尼器模型构建
建立较为准确的磁流变阻尼器动力学模型是设计控制策略和获得良好控制效果的关键因素之一。Bouc-Wen模型容易进行数值计算且能广泛模拟滞回系统的模型。模型如图3所示。
减振器的阻尼力为
变量z为
式中,参数c0为粘滞系数;k0为弹簧刚度;z为状态向量,α、β、γ和A分别为模型参数。
2.2 路面模型
路面随机输入模型采用白噪声通过一阶滤波器模拟得到。本文鉴于冲击压路机通常工作在非路面道路上,作业环境比较复杂,选用D级路面进行冲击压路机的振动分析较符合实际情况。当车辆以12km/h的速度行驶在D级路面时,仿真得到的路面垂直位移时域信号如图4所示。
假设主机匀速驶过统一路面,则后轮的路面激励与前轮路面激励的时间滞后量Δt=(a+b)/v,(a+b)为轴距,v为车速。后轮激励在仿真中加入延时单元模块得到。
3 力学模型
通过对实车的模型简化,采用四自由度半车模型,如图5所示,它能反映驾驶室垂直方向的振动加速度和俯仰角悬架的动挠度以及车身的垂直振动这些本质的特性,可用于车辆平顺性的研究,同时也能反映操纵的稳定性。
图5中:m1、m2分别为驾驶室及乘员质量、牵引机质量总成(m1除外);l1、l2、l3、l4、l5、l6分别为驾驶室质心到前后悬安装点的距离、主机车身质心到前后轴之间的距离、主机质心到驾驶室前后悬置的距离;I、J分别为驾驶室和主机的转动惯量;k1f、k1r、c1f、c1r为驾驶室前后悬置刚度和阻尼器的粘滞阻尼系数;k2f、k2r、c2f、c2r为前后轮胎的等效线性刚度和阻尼系数;z1、z2、qf、qr分别取平衡位置为原点时驾驶室位移、车身位移和路面激励。φ、θ分别为驾驶室和主机车身绕其质心的转角;FMRf、FMRr分别为前后悬阻尼器阻尼力。本文基于某型冲击压路机进行研究其具体参数如表1所示。其运动学方程为
4 模糊控制基本原理
定值系统的模糊控制基本原理可由图6表示,模糊控制属于智能控制的范畴,它具有鲁棒性强、超调小及能够解决非线性因素等特点,是复杂系统的一种有效的控制策略。模糊逻辑控制器是模糊控制的核心。
模糊逻辑控制器是模仿人的智能控制,它是根据专家提出的一些语言规则来进行推理决策的。模糊控制系统框图由模糊产生器、模糊规则库、模糊推理机和去模糊化4个部分组成。
5 仿真结果对比
通过仿真,我们可以看出,在垂直方向上通过模糊控制后半主动悬置的驾驶室质心垂直加速度的最大值和均方根值相对于被动悬架来说,都有一定程度的降低,驾驶室的俯仰加速度的最大值和均方根值较被动悬置有较大幅度的降低,得到了较好的控制效果。不足之处在于得到较好控制效果的同时,必须预留较大的悬架空间来适应较大悬架挠度。仿真结果对比见表2,正代表改善,负代表恶化。
总的来说,模糊控制器对路面随机激励和水平冲击能进行有效的控制,能够得到较好的舒适性以及保证操纵稳定性。
6 结论
针对冲击压路机的振动特点,将磁流变阻尼器引用到冲击压路机驾驶室减振,采用模糊半主动控制方法,并编制合理的控制规则,对车辆模型进行了计算机仿真。仿真结果显示在驾驶室悬架局部改动的基础上改善了车辆的舒适性也保证了操纵的稳定性。可见,将磁流变阻尼器应用于驾驶室减振系统有实用推广价值。
参考文献
[1]林幕义,史清录,张洪.滚动冲击压路机减振特性研究[J].机械工程学报,2000,7(36):90-92.
[2]周长峰.非公路车辆橡胶悬架系统动力学建模、优化与试验研究[D].南京:东南大学,2007.
[3]丁海涛.基于磁流变阻尼器的车辆半主动控制[D].成都:西南交通大学,2008.
[4]智晋宁,王建军.基于ADAMS的冲击压路机动力学仿真研究[J].机械管理开发,2007,10(5):36-38.
[5]叶智超学汽车悬架系统的振动特性分析与半主动控制方法研究[D].天津:天津大学,2007.
一种新型SMA阻尼器的试验研究 篇7
关键词：射水抽气器,返流,螺旋导流板,多通道
0 引言
凝汽器抽真空设备广泛应用于电厂、化工、冶 金以及航 天等技术领域。凝汽器是电厂中的重要设备之一,提高凝汽器的真空度对大机组尤为重要,其直接影响着整个汽轮机组的安全性和经济性。
凝汽设备的工作任务,一是在汽轮机排汽管内建立真空并能够加以维持,二是回收洁净的凝结水后供给锅炉。如果在机组启动前无法建立凝汽器真空,机组的启动时间就会被延 误,造成一定的损 失。以200 MW汽轮机为 例,当排汽压 力由0.004 MPa升到0.0055 MPa时,在相同进汽量下将少发电功率2000kW。由于大型凝汽器多为壳体结构,再热循环机组真空系统复杂等,一般难以长期保持合格的真空严密性,为此,开发一种高抽吸量、低能耗的射水抽气器显得尤为必要。
1射水抽气器获得最佳工作效果的条件
射水抽气器是一种典型的水、气两相流 装置,水束的能 量是气相运动所需能量的全部来源,为了提高凝汽器的真空 度,就要让水质点“裹挟”更多的气体。想要更好地完成这一交换就必须满足以下条件:
(1)在吸入室中选取流速最佳以及截面最佳的单股水束,以便让水束的分散度能够达到最佳,同时分散后的水质点又达到动量最佳,这个时候,才能以水的最少量“裹挟”气体的最多量。这是实现低能耗、高功效的基本条件。
(2)吸入室内的水质点与空气的混合达到最均匀。
(3)使水束所“裹挟”的气体能全部进入喉管。
(4)在混合室中,要在不太长的喉管中使两相流的混合达到均匀。
在生产大型的射水抽气器时,上面提到的这几种条件使用传统的设计方法很难实现,这也是大型的射水抽气器工作效率较低的原因所在。
2新型节能环保多通道射水抽气器研究的关键技术
应用现有技术的凝汽器抽真空设备主要有2种:射水抽气器、真空泵。目前的射水抽气器结构中,真空室上连 接的喉管为普通管道,水直接通过喉管进入水箱,使用时容易发生返 流现象,不能保证机组的长时间正常运行。因此,迫切需要 开发一种高效且能保证机组长时间正常运行的抽真空设备。
新型节能环保多通道射水抽气器是一种凝汽器 抽真空设备,其针对现有技术存在的不足,提供了一种更为合理的结构,从而实现抽吸效率更高、无汽水返流情况发生、有效保证机 组长时间正常运行的目的。
新型高效节能环保多通道射水抽气器,在多通道喉管内设有特殊设计的导流防返流装置,能在短时间内建立所需要的真空。它具有结构紧凑简单、维护保养起来方便、工作性能可靠、建立所需的真空用时短等优点。
新型多通道射水抽气器中有主流通 道和辅流 器。主流通道结构中,吸入室是两侧对称的,在吸入室内设 有分流室。辅流器是以小孔群方式组成的辅通道,小孔按照一定节距 排列。这样降低了气体的阻力,消除了气相偏流的状况,增加了两 相质点能量交换。传统的设计方法几十年来都是按照相似 定律来设计,用旧的公式来确定大型抽气器的几何尺寸,此相似放大法就与前述吸入室及喉管内的工作机理相悖。在 设计新型高效节能环保多通道射水抽气器时,经过对比试验,采用新的计算方法,确定了吸入室的结构、喉口的结构形状、喉径与喷嘴的面积比值、喉管长径比以及余速抽气器的结构母型。各喉管的入口采用渐缩型收缩段,经过多次对比试验确定了倾斜角及喉管的长径比。在喷嘴的进出口处开多角度小孔群,接管道作为尾端抽吸管,用于抽吸阻力大、气量少的抽吸对象,如冷风器水室。根据不同容量的抽气器来选择通道的数量以及水压,获得截面与流速的最佳状态,实现吸入室工作的高效率。新型多通道射水抽气器从喉管下段至出口采用了分段抽气,后置式余速抽气器也是多通道,供汽机分场抽吸轴封加热器、凝汽器、冷风器水室等处不凝结气体之用。
射水抽气器的结构如图1所示。喉管内设有螺旋状的导流板,管壁上设有新型吸声材料层,同时用吸声罩罩住所有喉管,吸声罩由吸声材料制成,双重降低设备在 使用中产 生的噪音。进水室内设有喇叭射流分配过滤网,可以使进入真空室内的水分配均匀,同时过滤杂质。设备内的喷嘴为新型高效节能旋射流喷嘴。在真空室内,进汽室上连接了汽流分配盘,汽流分配盘的结构示意图如图2所示,汽流分配盘上设有若干个均匀的出汽孔,可以使真空室内的汽水混合均匀。喉管通过喇叭状收集管与真空室连接,在喉管的后端部连接有余速抽气器。水箱与进水室之间设有回水管路,对水进行回收循环利用。进汽室上设有自动止回阀,当射水泵发生故障时,防止汽水倒流入凝汽器。
3新型高效抽气器的技术经济效果分析
新型抽气器与 原有设备 相比,同样条件 下抽空气 量由21.5kg/h提高到36.5kg/h,1台国产125 MW汽轮机用多通道射水抽气器每年可节煤500t,节电8.6万kW·h,降低噪音25dB。
新型多通道射水抽气器系列产品有单通道至14通道等多种结构型式,主抽气器抽吸量自3kg/h至200kg/h多种系列。相同的功耗下,抽吸量可比原设备提高1倍。同时节煤、节 电效益明显。以用于N125型汽轮机 的ZHTD-40型抽气器 为例,吸气量由现在的23kg/h提高到40kg/h(0.004 MPa),比耗功为1.2 kW/kg,正常情况 下年节煤500t,节电20余万kW·h,在真空严密性差的情况下更可避免少发电力的可观损失。如再计入余速利用的效益,其综合性能更是老式水抽及真空泵所不能比拟的。
1—进水室2—分配过滤网3—喷嘴4—汽流分配盘5—导流板6—吸声罩7—真空室8—余速抽气器9—进汽室10—喉管
图1射水抽气器结构示意图
产品规模化生产以后年产量达240余台,年新增产值2400万元,税收126万元。项目产 业化后可 新增就业人数40余人,解决区域 部分下岗 人员再就 业问题,还可拉动 地方经济,推动地方 经济的可 持续发展。
4结语
一种新型SMA阻尼器的试验研究 篇8
基于电压源换流器的高压直流输电(VSC-HVDC)系统是实现风能等可再生能源发电并网和远距离传输到负荷中心的重要方式之一[1,2]。传统两电平或者三电平VSC需要将多个电力电子器件直接串联以达到所需电压等级，不仅会在换流阀及与交流系统连接的电抗上产生较大的电压、电流应力和电磁干扰，还会产生大量谐波[3]。而模块化多电平换流器(MMC)采用模块化设计，不仅可以有效提高换流器承受的电压等级，还可以避免上述两电平和三电平VSC的不足[4]。因此，MMC在中高压场合，尤其是在VSC-HVDC系统得到了广泛的关注和应用[5,6]。
MMC三相桥臂在直流侧与直流母线并联，相当于星形连接[7]，这种拓扑决定了MMC工作时三相之间必然有环流[8,9,10]。如果不对谐波环流进行抑制，不仅会增加换流器的功率损耗，还可能破坏MMC的稳定运行。文献[11,12]针对二倍频谐波环流提出了一种二倍频负序旋转坐标系下的环流抑制控制器(CCSC)，需要进行二倍频负序坐标变换和相间解耦。文献[13,14]建立了MMC内部动态数学模型，从能量的角度分析了MMC内部动态特性，并提出了一种基于MMC桥臂能量估计的能量平衡控制策略。该策略在一定程度上抑制了谐波环流的大小，且无需坐标变换。文献[15]提出了在二倍频旋转坐标系下对桥臂能量进行变换和控制，以抑制桥臂功率波动，进而对桥臂中二倍频环流进行抑制。
本文在理论分析的基础上，提出了一种基于比例—积分—谐振(PIR)控制的MMC新型环流控制器，并通过与旋转坐标系下的环流控制器进行对比分析，验证了其控制效果。
1 MMC等效电路和运行特性
图1为MMC单相桥臂等效电路。
MMC每相由上、下2个桥臂组成，每个桥臂由n个相同的子模块(SM)与桥臂电感级联组成。其中：usk和isk分别为交流侧相电压和相电流(k=a,b,c，下同);L0为桥臂电感;R0为桥臂电感和换流器损耗共同的等效电阻;ikp和ikn分别为上、下桥臂的电流，电流方向都定义为给子模块电容充电方向;ukp和ukn分别为上、下桥臂中投入的子模块电容电压之和;Udc为直流电压;ikdiff为同时流过k相上、下桥臂的环流。
由图1可得k相上、下桥臂电流分别为：
根据文献[13],MMC的内部数学模型可以表示为：
式中：ek=(ukn-ukp)/2，为k相内电势;ukdiff为k相桥臂不平衡压降。
则在图1中，k相上、下桥臂投入子模块电容电压之和可分别表示为：
2 MMC桥臂环流分析
2.1 交流电网对称情况下的MMC环流
MMC交流侧三相对称，可认为交流侧电压和电流都只含基频分量。因此，式(1)中交流侧电流可以表示为：
式中：θ为交流电流相角;ωN为交流系统工频角频率;Isk为交流侧相电流的幅值。
考虑三相桥臂对称，则流过每相桥臂的直流电流相等，且不考虑谐波，所以理想情况下，流过k相上、下桥臂的电流可分别表示为：
式中：Idc为MMC直流侧电流。
当桥臂子模块数量n充分大或开关频率足够高时，MMC子模块的平均开关状态可以表示为[16]:
式中：Skp和Skn分别为k相上、下桥臂子模块的平均开关状态;M为调制比。
因此，采用平均开关函数计算得到的k相上、下桥臂电流分别为：
分析式(8)和式(9)可知：二倍频环流是MMC拓扑特有的环流。在交流系统对称时该二倍频环流只在MMC三相桥臂内流通，而不会流入到交流侧。
2.2 交流电网不对称情况下的MMC环流
无论交流侧对称与否，MMC环流控制的目标都是抑制除直流外的各种谐波分量，即保证环流中只含有直流分量。在交流电网不对称情况下，三相环流的直流电流不再相等，即k相环流ikdiff=Ikdc，其中Ikdc=Idc/3，所以根据式(1)可得k相上、下桥臂电流分别为：
这种情况下，由于桥臂等效电阻值较小，可忽略环流在其上的压降，即ukdiff=0。
结合式(4)和式(10),k相上、下桥臂瞬时功率pkp和pkn可分别表示为[13,17]:
式中：ek+和ek-分别为k相内电势的正、负序分量。
进而可得到k相上、下桥臂瞬时功率之和为：
令
式中：Ek+和Ek-分别为输出电压指令正、负序分量的幅值;θ+和θ-分别为输出电压指令正、负序分量的初相角;φ为交流侧电流的初相角。
结合式(11)至式(13)，可得：
由式(14)至式(16)可知，k相桥臂的瞬时功率可分为直流分量pk0和二倍频分量pk2f两部分。其中，pk0反映的是MMC直流侧和交流侧之间交换能量的变化;pk2f反映的是交流电网不对称导致的MMC直流侧和交流侧之间能量交换中的波动能量的变化。结合式(10)可知，虽然环流抑制使MMC桥臂无内部谐波环流，但由于交流电网不对称将导致MMC桥臂环流中出现其他二倍频环流，造成MMC直流侧和交流侧之间的功率交换出现二倍频的波动。另外，由于环流叠加在桥臂电流上，不仅会减少电力电子器件的设计裕量，还会增加系统的损耗。因此，对二倍频环流进行抑制是十分必要的。
3 PIR环流控制器
为了得到MMC桥臂中的二倍频环流，本文采用陷波器技术。陷波器的传递函数为：
式中：ω0=2ωN，为陷波器角频率;Q为品质因数。
图2为本文二倍频环流检测框图，通过采用陷波器来检测MMC桥臂中的二倍频环流分量ik2diff。但采用传统陷波器会引入延时，影响控制系统的动态特性。
因此，本文采用文献[18]提出的自适应陷波器(ANF)。ANF通过自动检测电网频率来调整陷波器谐振频率，从而有效地减少陷波器造成的相位滞后，并加快响应速度，提高抑制扰动能力。在实际工程中，可以评估采样、计算、滤波器等造成的延时，然后在工程控制器中对估计延时进行补偿，从而有效地减少时延对控制器动态特性的影响，提高二倍频环流的检测精度[19]。
图3为包含本文所提出的环流控制策略的MMC站级控制结构。MMC功率控制采用矢量电流控制。
图3中：Pref和Qref分别为外环控制器有功和无功功率指令;ikref为内环控制器的电流参考值;iskmeas为交流侧相电流测量值。在内环产生的参考电压信号ukref中加入PIR环流控制器产生的补偿电压urefkdiff;然后利用最近电平逼近(NLM)进行调制，得到需要投入和切除的子模块数量;最后，产生触发脉冲对MMC的子模块进行开通和关断控制。
为了实现对二倍频谐波的无静差控制，必须改进传统控制中的比例—积分(PI)调节器，这是由于PI调节器仅能对直流分量进行有效控制，而无法对交流分量进行调节。为此，本文提出了一种PIR环流控制器。PIR环流控制器由一个传统PI控制器加上一个2倍基波频率的谐振调节器组合而成，其传递函数表示为：
式中：KP和KI别为比例和积分系数;KR为谐振调节器的谐振系数;ωc为谐振调节器的响应带宽，用于增加谐振调节器的响应带宽，以降低谐振调节器对频率扰动的敏感程度，实际系统中取典型参考值为5～15rad/s[20]。
4 仿真分析
基于PSCAD/EMTDC，搭建了双站MMC-HVDC系统(在此仅给出单站示意图，如图4所示)，以验证前文所述环流控制策略合理性。其中，换流站1采用定直流电压和无功功率控制，换流站2采用定有功功率和无功功率控制。2个换流站主要参数一致，详见附录A表A1。
4.1 算例1：交流电网对称
设定换流站2有功功率在0.65s时从0(标幺值)调节到1.0;然后在0.85s时由1.0调节为-1.0。MMC的环流控制器分别采用本文提出的PIR环流控制器和文献[11]提出的CCSC，得到换流站2的A相桥臂电流和环流仿真波形分别如图5和图6所示。
图5中，2种环流控制器作用下的A相桥臂电流基本一致。而在图6中，2种环流控制器在稳态运行工况下对MMC中二倍频环流谐波抑制明显;但当换流站发生功率阶跃过程中，本文PIR环流控制器对环流中谐波的抑制效果优于CCSC。
4.2 算例2：交流电网不对称
设定换流站2有功功率在0.65s时从0调整到1.0;然后在0.85s时换流器2交流侧a相发生单相接地故障，故障持续0.2s。MMC的环流控制器分别采用本文提出PIR环流控制器和文献[11]提出的CCSC，得到换流器2中的A相桥臂电流和环流仿真波形分别如图7和图8所示。
由图7可知，交流电网不对称情况下，2种环流控制器作用下的桥臂电流基本一致，都可以减少桥臂电流畸变。而由图8可知，当交流侧电网不平衡时，本文设计的PIR环流控制器对环流中二倍频谐波的抑制效果明显优于CCSC。
结合以上分析可知，本文提出的PIR环流控制器不仅可以消除MMC系统内部环流谐波，而且可以较好地改善交流电网不对称情况下桥臂电流的畸变并抑制交流电网不对称引起的二倍频环流谐波。
5 结语
本文根据MMC运行时桥臂电流和环流特点，论证了在交流电网对称和不对称情况下桥臂环流中都存在二倍频谐波。本文提出了一种适用于MMC的PIR环流控制器，抑制MMC桥臂环流中的二倍频谐波分量，改善桥臂电流波形。
通过与二倍频负序坐标系下的环流控制器对比仿真分析，验证了本文设计PIR环流控制器的有效性。仿真结果表明，与CCSC相比，在交流电网对称和不对称情况下PIR环流控制器都可以实现MMC桥臂环流谐波含量小、稳态性能好等优点。