阻尼设计（共9篇）
阻尼设计 篇1
0 引言
互联电网动态稳定性问题成为制约大型互联电力系统输送能力的重要因素, 传统的电力系统稳定器 (PSS) 采用本地测量信号, 对区域振荡阻尼的提升并不明显。相量测控单元 (PMU) 和广域测量系统 (WAMS) 技术能全面测量和快速传输电网运行状态变量, 这些信息构成广域控制的反馈信号使得阻尼控制器能更有效地抑制低频振荡。目前广域附加阻尼控制器 (WADC) , 如PSS、FACTS附加阻尼控制器、直流调制控制器等, 采用广域测量信号抑制系统低频振荡在理论研究上和工程实践中都取得了较大的进展。广域测量信号的引入使得电力系统成为一个实际运行的时滞系统, 时滞对于系统稳定具有重要的影响, 在时滞较大时, 控制效果将会急剧恶化甚至会引起系统失稳。文献[1]指出, 即使是很小的时滞 (如25 ms) 也可能使得在不考虑时滞的电力系统中性能优越的控制器失效;文献[2]将改进的细菌觅食优化算法 (BFO) 应用于广域阻尼控制器和STATCOM控制器的协调设计, 增强电力系统稳定性, 减小通信时滞的不利影响;文献[3]应用线性矩阵不等式 (LMI) 设计了时滞全状态反馈鲁棒控制器;文献[4]研究了计及时滞影响的电力系统稳定器 (PSS) 的H∞控制, 所设计的控制器具有较好的时滞不敏感性, 对外部扰动能保持电力系统动态稳定;文献[5]基于智能寻优算法设计了输出反馈控制器, 文献[6]针对广域阻尼控制设计了基于多项式拟合的预测方法补偿滞后的远方反馈信号;文献[7]应用特征值方法分析了延迟对闭环系统区间模式阻尼的影响规律, 设计了补偿环节。因此已有的研究工作成果很多, 且也有部分在实际工程中得到应用, 但目前工作更多地是从控制理论角度出发开展研究工作, 考虑电力系统自身特性, 从电力系统振荡机理出发设计控制器, 是值得进一步研究的工作。本文从电力系统阻尼机理出发研究计及时滞特性的WADC控制器设计。
阻尼转矩分析方法[8,9,10,11] (DTA) 与已有方法相比, 从机理出发, 建立在发电机转子运动所获得的阻尼转矩物理概念上的, 电力系统物理意义清晰, 能从本质上分析控制器抑制系统振荡的机理, 并能有效配置控制器以抑制区域振荡。目前已成功推广到复杂多机电力系统[11], 本文将DTA扩展至时滞电力系统, 推导了时滞WADC的DTA模型, 并将之与电力系统整合, 研究时滞WADC对系统阻尼的影响机理, 在此基础上, 推导了时滞WADC的广域反馈信号选择和控制器配置方法, 并通过算例阐述了WADC的配置优化过程, 证明了基于DTA的考虑时滞影响的WADC的配置方法的正确性。该方法机理清晰, 计算简单, 能适应大规模系统应用需要。
1 时滞WADC的DTA模型
时滞WADC基本结构同传统阻尼控制器一致, 输入反馈信息y, 通过控制传递函数G (s) , 输出信号u至电力系统, 进而影响整个系统的模态。时滞WADC的特点在于输入反馈信息y不仅包括本地信息, 还包括WAMS系统传递的信息, 该信息具有时滞特性。
假设系统共n个状态变量, 共s个节点, 共N台发电机, 系统开环动态方程为
其中:X为系统状态变量 (包含发电机、控制器本体状态变量, 但不包含研究的附加控制器变量, 比如针对SVC附加阻尼器, 包含SVC本体状态变量, 不包含SVC时滞WADC状态变量) ;V为系统电压代数变量;u为系统控制信号。
针对WADC的反馈信号y, 由于是广域信号, 可能是单个广域信号, 也可能是多个广域信号的组合, 不失一般性, 假设为L个信号的组合, 则输出信号表示为
其中:L为组合信号个数;yi为控制器具体的第i个反馈信号;ai为信号组合权重;τi为信号时滞, 可以是固定时滞, 也可以是时变时滞。
如果yi是状态信号 (如发电机功角、转速) , 则可直接表示为状态变量函数, Ci为1×n维行向量
如果iy是代数信号 (如功率、电压) , 则可表示为状态变量和电压的函数:
pxi为1×n维行向量, pvi为1×2s维行向量。根据系统方程 (1) 中的第二式, 开环运行时电压可以用状态变量表示:
综合方程 (4) 、方程 (5) , 将iy表示成状态变量的函数:
综合方程 (2) 、方程 (3) 、方程 (6) , 广域控制器的广域输入信号可表示为
对式 (7) 进行频域变换:
WADC传递函数为
系统方程 (1) 在频域内转化为
其中:Asys=A-BD-1C;E=Ex-BD-1Ey。
方程 (8) ~方程 (10) 构成了全系统动态方程, 将方程 (10) 按功角、角速度排列展开得
其中:δ为发电机功角;ω为发电机角速度;Z为系统其他状态变量。
广域附加控制器产生的阻尼通道为
基于方程 (12) , 得到WADC对第p个模态的DTA指标为 (具体推导过程参见文献[11])
其中:Mjj为第j台发电机惯性常数;Spj为第p个模态对第j台发电机阻尼转矩的灵敏度系数;γi (λp) 为反馈量yi重构系数。指标DI表征了WADC对模态影响能力指标, 清晰表达了阻尼控制器对模态提供阻尼的机理。
WADC考虑时滞特性进行控制器设计, 必须计及时滞对控制器阻尼特性的影响, 因此定义广域时滞特性表征指标
该指标表征了时滞特性对阻尼能力的影响, 指标值较小表示时滞特性对阻尼影响较小, 在设计控制器时可以忽略时滞特性的影响;指标值较大表示时滞特性对阻尼影响较大, 在设计控制器时必须考虑时滞特性的影响, 针对具体问题具体分析。
2 时滞WADC设计
WADC抑制低频振荡, 设计涉及到两方面的内容:一为广域输入信号的选择, 二为控制器参数的整定。
针对广域输入信号, 如方程 (2) 所示, 是多广域信号的组合, 并且不同广域信号有不同的时滞特性。采用不同的广域信号组合和不同的时滞特性都对应不同的DI指标。由于DI指标表征WADC对模态的影响能力, 指标大即表示采用该类型广域信号组合时, 对模态阻尼的灵敏度大, 对应的对模态的抑制效果好。因此针对广域输入信号组合的选择, 可以用DI指标作为选择的标准。综合以上因素, WADC设计应最大化控制器对模态阻尼的影响, 输入信号选择的优化函数为
对于广域信号确定后的参数整定问题, 可将相位补偿法扩展应用到多机系统中WADC的相位整定。相位补偿法是针对单机无穷大电力系统提出的, 因为单机系统只有一条前向通道需要补偿。针对WADC方程 (13) 表示WADC通过N个通道向模态提供阻尼, 基于DI指标, 将N条通道整合, 可以得到如图1所示的单向通道。令:DIp=K p∠φp。
阻尼控制器一般是由放大环节和调相环节组成, 传递函数如方程 (16) 所示, k为放大系数, sG (s) 为调相环节:
WADC设计时, 为了最大限度提高所关注模态的阻尼, 一般将传递函数相位完全补偿DTA相位。如设WADC抑制第p个模态, 如相位满足条件:
则方程 (9) 变为
即WADC放大系数k的变化直接影响模态的实部 (阻尼) 而对虚部没有影响 (频率) , 能最大化系统阻尼, 即能获得最优参数配置。
3 算例
以两区四机系统为例, 如图2所示, 基本参数见文献[10], 该系统有1个区域振荡模态 (特征值为:0.0023+3.2043i, 阻尼比为-0.72%, 频率为0.51Hz) 。计划安装SVC附加阻尼控制器 (SVCPSS) 以抑制该模态。
设计SVCPSS首先进行广域信号的选择;算例中考虑4种反馈信号, -y1表示反馈信号为G1~G3的角速度差信号, -y2表示反馈信号为G1~G3的功角差信号, -y3表示反馈信号为G1~G3的有功差信号, -y4表示反馈信号为B7~B9的节点有功差信号, 信号的时滞特性按0.01 s、0.1 s、0.2 s进行分析。按照方程 (13) 计算每一个控制器的DI指标, 按照方程 (15) 计算每一个控制器的TD指标, 具体结果如表1所示。
从表1可以得到以下结论:1) SVCPSS采用合适的广域信号, 在满足系统自身稳定性的基础上, 对设计模态都有一定的抑制效果, 在算例中, 相比较而言, 抑制效果最好的是G1-G3的有功差信号, 抑制效果最差的是G1-G3的角速度差信号, 和反馈信号的可观性物理机理是相吻合的;2) SVCPSS抑制模态的效果受时滞大小的影响, 算例中, 在时滞小于0.01 s时, 对角度的误差影响在4%以内, 可以近似忽略;而在时滞大于0.1 s时, 对角度的误差影响已经达到了43%, 必须考虑时滞对控制器参数的影响, 并且时滞对模态阻尼的影响强度大小和时滞大小成正比关系, 这一结论和时滞影响的常规理解是一致的;3) SVCPSS抑制模态的效果, 时滞大小对幅值影响很小, 算例中最大影响控制在0.5%以内, 也就是说时滞对阻尼控制器的放大倍数影响很小, 在设计阻尼控制器放大倍数时可以忽略时滞的影响;4) SVCPSS抑制模态的效果, 在时滞较大时对角度影响很大, 算例中时滞为0.2 s时, 最小影响强度达24%, 最大影响强度高达65%, 也就是说时滞对阻尼控制器的角度设计影响很大, 在设计阻尼控制器角度时, 如果角度较大, 必须考虑时滞的影响。
基于表1, SVCPSS选取-y3作为反馈信号, 考虑时滞影响时, 按照方程 (17) 分别设计控制器参数, 结果如表2所示。
从表2可以得到以下结论:1) SVCPSS采用广域信号-y3, 在满足系统自身稳定性基础上, 基于合理设计参数, 能够明显的提升模态阻尼, 从算例中可以发现, 在每一种时滞方程中, 都能将模态阻尼从-0.72%提升到9%以上;2) SVCPSS采用广域信号-y3, 提升模态阻尼的同时, 对频率影响不大, 频率基本保持在0.5 Hz左右;3) SVCPSS抑制模态的效果, 如果放大倍数保持一致, 在不同时滞时, 则对阻尼比的影响并不大, 算例中发现在放大倍数都为4时, 阻尼比基本保持在9%左右;4) SVCPSS抑制模态的效果, 与参数设计密切相关, 可以发现在时滞为0.2 s时参数设计与时滞为0.01 s时已经完全不同, 因此广域阻尼控制器设计成功的关键在于角度参数的设计, 而DI指标提供了设计的途径。
SVCPSS选取-y3作为反馈信号, 在时滞为0.1秒时, 分别对PSS选取基本参数[0.2025, 0.4809]和选取计及时滞影响的参数[0.2401, 0.4057]进行了仿真验证, 仿真结果如图3所示, 说明在考虑时滞后设计的参数明显优于不计时滞的参数, 也验证了本方法的正确性和可行性。
4 结语
本论文将阻尼转矩分析法扩展至时滞电力系统, 推导了WADC的DTA模型, 并基于全系统DTA模型研究采用了时滞广域测量信号的WADC对系统阻尼的影响机理;在此基础上, 从广域时滞信号的选择和控制器参数整定两个方面, 推导了考虑时滞影响时WADC的配置方法, 最后通过算例阐述了WADC的配置优化过程, 并得到了时滞特性对控制器角度影响要明显大于控制器放大倍数的重要结论, 也证明了基于DTA的考虑时滞影响的WADC的配置方法的正确性。
摘要：阻尼转矩分析方法 (DTA) 是建立在发电机转子运动所获得的阻尼转矩这一概念, 物理意义清晰。将阻尼转矩分析法扩展至时滞电力系统, 推导了广域阻尼控制器 (WADC) 考虑时滞时的DTA模型。基于全系统DTA模型研究了时滞WADC对系统阻尼的影响机理, 提出了时滞特性表征指标。在此基础上, 从广域时滞信号的选择和控制器参数整定两个方面, 推导了考虑时滞影响时WADC的配置方法。通过算例阐述了WADC的配置优化过程, 并得到了时滞特性对WADC角度影响强度要明显大于放大倍数影响的结论, 也证明了基于DTA的计及时滞的广域阻尼控制器的配置方法的正确性和可行性。
关键词：小干扰稳定,阻尼转矩法,广域阻尼控制,时滞
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阻尼设计 篇2
研究了应用共固化阻尼减振技术抑制某卫星星上飞轮支架的振动响应.共固化阻尼减振是一种将阻尼层嵌入复合材料铺层中并共固化成型从而提高结构阻尼能力的.振动控制技术.首先,应用复合材料等代设计方法给出了无阻尼支架原型.然后,采用有限元法计算了原型支架关键模态的应变能分布规律,确定出阻尼材料铺敷位置.参数化研究了阻尼层铺层位置、阻尼层厚度对共固化阻尼减振效果的影响,确定了阻尼减振设计参数.最后,比较了共固化阻尼支架与无阻尼支架的随机响应,验证了共固化阻尼减振设计效果.
作 者：徐超 李瑞杰 游少雄 XU Chao LI Rui-jie YOU Shao-xiong 作者单位：徐超,XU Chao(西北工业大学航天学院,西安,710072)
李瑞杰,游少雄,LI Rui-jie,YOU Shao-xiong(航天材料及工艺研究所,北京,100076)
钢阻尼滑板支座振动台模型设计 篇3
关键词：振动台,简支梁,桥面,试验模型
0 引言
我国自20世纪60年代开始引进板式橡胶支座,并对其进行了研究和试验[1]。板式橡胶支座具有结构简单、成本低廉、置换方便等优点[2]。板式橡胶支座是公路中小跨径桥梁中经常使用的一种支座[3],但是根据支座病害调查结果,板式橡胶支座在使用过程中容易出现局部脱空、剪切变形超限等问题[4]。四氟滑板橡胶支座是在普通橡胶支座表面附一层2 mm~3 mm的聚四氟乙烯板[5]。聚四氟乙烯滑板橡胶支座属于纯滑动摩擦支座[6],这种支座不易控制梁体与支座间的相对位移。借鉴钢阻尼器的优点,扬长避短,文献[7]提出一种四氟乙烯滑板橡胶支座与钢阻尼器相结合的体系,即钢阻尼滑板支座,如图1所示,该支座结构简单、安装和更换方便、经济性好。文章以一两跨桥面连续简支梁桥振动台试验模型为基础,研究了桥梁相似关系、模型制作与配筋、支座及测点布置等,总结了振动台缩比模型设计经验,为广大学者提供参考。
1 工程背景
拟建的书图大桥位于潮安县凤塘镇,桥位区位于冲积平原,地形平坦,地面标高约1.9 m~14.5 m,桥墩采用柱式墩,桥台采用座板台,联间采用D80伸缩缝。桥梁全长1 248.3 m,桥梁起点桩号为K9+431.5,终点桩号为K10+679.8,中心桩号为K10+055.65。根据GB 18306—2001中国地震动参数区划图及《广东省潮州至惠州高速公路工程场地地震安全性评价报告》,桥址区地震基本烈度为7度,地震动峰值加速度归档为0.15g,桥址区抗震设防类别为B类,抗震设防烈度按8度进行设防。试验采用跨度为25 m的桥面连续简支梁桥进行缩比振动台试验,试验桥跨为两跨。
2 相似关系
较大缩尺比的模型施工方便,尺寸效应的影响也相对较小,地震反应更加接近于原型结构,因此缩尺比宜尽可能取大值;同时由于振动台承载能力、吊车起吊能力、试验场地尺寸等因素的限制,模型的缩尺比又应控制在一定的范围之内,因此需要选择合适的缩尺比以达到较理想的试验结果。根据福州大学振动台系统的试验设备条件,本试验最终确定模型比例尺为1∶5,振动台试验设计相似常数如表1所示。
3 振动台试验模型设计
3.1 墩梁模型设计
合理选取模型材料是模型试验的关键问题之一。模型材料的选取应按照以下原则:
1)满足相似条件的要求;
2)满足试验目的的要求;
3)满足仪器的测量要求;
4)满足易于加工的要求。
为了准确模拟原型结构的动力特性和动力反应,模型尽可能的采用与原型性能相近或相同的材料。桥面板采用C40混凝土制作,其尺寸长度按照1∶5的相似比进行缩尺设计,混凝土强度与实桥基本相同,配筋参照书图大桥桥面板的配筋情况。桥面板总长为5.1 m,宽为2.7 m,纵筋直径采用10 mm钢筋,箍筋直径采用6 mm钢筋。模型桥墩墩柱净高1.32 m,直径为0.27 m。为了将桥墩模型与振动台台面固定,在墩柱底端设置混凝土底座,长宽高为2.4 m×0.72 m×0.36 m,混凝土底座预留孔洞,其位置与振动台台面相应位置锚孔重合,试验时通过螺杆及螺母将混凝土底座与振动台台面固定。桥墩纵筋选用12螺纹钢筋,箍筋选用6光圆钢筋。
3.2 模型制作与安装
桥面板、桥墩模型的施工质量和精度对振动台试验的成败以及试验数据的代表性具有决定性作用,因此应对混凝土及钢材质量、模板加工精度、混凝土浇筑振捣质量、混凝土养护等各个施工环节做好严格把控。
混凝土构件桥面板、桥墩的制作,外模采用木模分段施工,木模易成型,易拆模,且加固后的木模刚度足够,保证不跑模、不变形。桥墩模型施工的基本流程:
1)底座钢筋绑扎和桥墩主筋定位绑扎;2)箍筋绑扎;
3)安装模板;
4)浇筑混凝土。
4 支座试验参数
本试验选用的支座为钢阻尼滑板支座,按照水平刚度相似原理,设计缩比模型用支座。试验模型所用支座参数如表2所示。
5 测点布置设计
根据试验测试内容,需要测试整个试验过程中桥墩和桥面板的位移及加速度、支座的位移和受力、桥墩墩顶和墩底应变等。为了准确测量这些数据,需要提前布置好测试仪器和测试方案。根据钢筋混凝土挡块试件可能发生的破坏形态,电阻应变片主要布置在倒U型剪切钢筋的两肢。本试验在中、边墩内侧挡块倒U型剪切钢筋设置应变片,单侧挡块布置2只,全桥共计12只。纵向钢筋应变片布置,在墩柱墩顶附近一层截面、墩底附近两层截面共计二层截面处的四根纵向钢筋布置了应变片。其中,墩顶截面为墩柱与盖梁的交界面以下10 cm处,墩底截面为墩柱与基座的交界面处。每层截面内布置4只应变片,单只桥墩合计8只,全桥共计24只。为了测量墩柱横向箍筋在地震作用下的应变,在布置纵向钢筋应变片的两层截面内的横向箍筋布置了应变片。每层截面内布置2只应变片,单只桥墩共计4只应变片,全桥共计12只。主梁质量块的加速度传感器布置,在每跨质量块纵向对称中心位置布置纵桥向加速度传感器,两跨合计5只。中墩及振动台台面的加速度传感布置,边墩的加速度传感器布置位置与中墩相同。在桥墩盖梁顶面、墩柱跨中和墩柱顶部各布置2只纵向加速度传感器,在振动台台面布置了1只横向加速度传感器,单只桥墩共计5只加速度传感器,全桥合计15只。主梁质量块位移计布置,在每跨质量块跨中各布置1只位移计,全桥共计2只。为了测量墩梁相对位移,在每墩中间支座位置的混凝土梁处设置位移计,将主梁质量块位移计测量到的位移值减去支座下位移计测量到的位移值即为该支座处发生的墩梁相对位移。模型共布置8只位移计。工况一、二、三中,在每个支座底下安装三压力传感器,全桥共需8只三压力传感器。综上,测试通道数合计98个。
6 结语
在振动台模型的设计、制作及加载过程中,应严格遵循相似理论进行,模型结构只有满足相似条件,才能按相似理论由模型试验结果推算出实际结构的相应地震反应。通过一两跨桥面连续简支梁桥振动台试验模型的建造过程,研究了桥梁相似关系、模型制作及配筋、支座及测点布置等,总结了振动台缩比模型设计经验,为广大学者提供参考。
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轧钢主机阻尼环优化探析论文 篇4
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
车辆悬架减震系统阻尼设计思路 篇5
关键词：减震器,车辆悬架,阻尼设计
一、车辆悬架的意义及种类
(一) 车辆悬架的意义。
车辆悬架是车身、车架和车轮之间的连接系统。这个悬架系统包括防震器、防倾杆、悬架弹簧、连杆等, 这些部件可以在车辆地行驶过程中起到重要作用, 它们可以缓冲车辆受到的压力和冲击力, 使车辆正常平稳行驶。悬架在车辆中起到很大的作用, 它可以将车架和车轮连接起来, 车辆在很多方面都受悬架系统的影响。这个悬架系统既可以达到人们对汽车舒适度的要求, 还可以使车辆平稳工作达到安全的效果。
(二) 车辆悬架的种类。
车辆悬架可以分为两种, 包括非独立悬架和独立悬架。非独立悬架的相连物是一个整体, 当车辆的一侧发生震动时, 另外一侧也跟着产生相应动作。非独立悬架系统的结构比较简单而且所需要的费用较低, 但是难以达到人们对舒适度的要求。一般大型货车应用非独立悬架系统。而独立悬架的两侧可以单独运动, 不受另一侧的影响。独立悬架的重量比较小, 这样就可以减轻车辆受到的压力;把车辆的发动机等部件位置降低后可以提高车辆的稳定性;独立悬架由于两侧运动不受影响可以使车身的倾斜度和震动性有所降低;但是这样的独立悬挂所需要的费用较高而且占据的空间较大。现在大部分小轿车应用独立悬架系统。
二、减震器的种类及应用
(一) 减震器的种类。
按照减震器的材料可将减震器分为吊饰减震器、空气弹簧减震器、管道减震器、钢丝绳减震器、塑料减震器等。按照使用形态可分为液压减震器和充气式减震器。每一种减震器又有不同的类型, 比如橡胶减震器包括压缩型减震器、剪切型减震器、复合型减震器和圆筒形减震器。
(二) 减震器的应用。
目前减震器广泛应用于各种机械、汽车、飞机及其他航空器中。减震器的主要作用就是减少震动, 减少因震动而带来的损失。减震器在车辆当中既要承受车辆带来的压力, 缓解因重力作用而带来的镇压, 又要调节车轮胎上下的不规则运动。现在在铁路中火车的行驶速度越来越快, 在行驶过程中对各部位零件的压力和磨损也越来越厉害, 因而对抗震的要求也越来越高。在铁路中火车需要减震器来减少压力, 铁路轨道也需要用减震器来减少火车对铁轨的冲击力。在一些工程中如桥梁减震器的加入, 能够减少桥墩的压力、还可以迎合因热胀冷缩而引起的变化。除此之外在我们的房屋建筑中, 减震器也起着相当重要的作用, 能够起到抗震的效果。
三、减震器的工作过程
液力减震器的工作过程即为车架和车桥运动时减震器内的活塞随车架和车桥的运动而产生的向上向下移动, 减震器内部的油滴可以循环不断地从一个空隙流进其他的空隙, 这样循环增加了摩擦力, 从而降低了对震动产生的阻力。筒式减震器包括复原阀、补偿阀、压缩阀和流通阀, 当筒式减震器工作的时候复原阀和压缩阀决定了减震器工作原理。工作原理包括复原行程和压缩行程。不同的行程使油液进入不同的阀内, 并产生相应的压力。当减震器处于复原行程时, 油液可以循环进入复原阀和补偿阀, 当减震器处于压缩行程时, 油液可以循环进入流通阀和压缩阀。在复原行程过程中形成复原节流压力, 在压缩行程过程中形成压缩节流压力。
四、减震器的设计
(一) 设计的特点。
阻尼器的种类很多, 有空气阻尼器、电磁阻尼器、液压阻尼器等等。凯越车上使用的是液压阻尼器。弹簧在受到外力冲击后会立即缩短, 在外力消失后又会立即恢复原状, 这样就会使车身发生跳动, 如果没有阻尼, 车轮压到一块小石头或者一个小坑时, 车身会跳起来, 令人感觉很不舒服。有了阻尼器, 弹簧的压缩和伸展就会变得缓慢, 瞬间的多次弹跳合并为一次比较平缓的弹跳, 一次大的弹跳减弱为一次小的弹跳, 从而起到减震的作用。
(二) 阻尼设计的原则。
减震器有最佳的阻尼系数, 车辆悬架和减震器的作用略有差异, 车辆悬架在承受车身重量的同时, 可以减弱因地面的坎坷而造成的震动, 而减震器所起到的作用是抑制震动。在车辆行驶的过程中, 如果车辆对路面产生的冲击力受悬架系统阻尼比的影响, 它们之间在一定条件下成正比。当悬架系统阻尼比太小时对于调节舒适度增加了困难。通常情况下, 压缩行程的悬架阻尼比对于复原形成来说要稍微小一些, 这是因为在压缩行程的过程中为了更加充分地运用部件的缓冲作用, 而尽可能减小减震器对地面的冲击力。
(三) 减震器阻尼的特性。
在通常情况下, 减震器阻尼是用线性分段来展现给我们的, 这是因为减震阻尼大都是非线性的。减震器是有一定使用年限的, 为了延长它的使用年限, 减震器第一次开阀时的速度要小一些。在平坦的道路上行驶的时候不需要开阀, 当地面坎坷路况较差的时候, 为了保护车辆, 防止减震器的撞击我们要把开阀速度调的高一些。减震器可以不开阀, 同时它也有最大开阀速度, 当开阀速度处于初次开阀和最大开阀之间时, 节流阀的开度与速度成正比。除此非线性特点之外压缩行程和伸张行程初次开阀速度点和最大开阀速度点也可以画出一条光滑的曲线。为了坚定所设计模型是否合理可以进行仿真检验, 可以将车辆以一个确定的速度行驶在道路上, 逐渐加速并且记录下来, 画出相应的曲线, 之后与之前的仿真曲线进行比较, 便可查看仿真模拟的效果。
(四) 减震器阻尼设计过程。
减震器阻尼设计有常通节流设计、节流阀片设计和其他设计。常通节流设计可以根据减震器速度处于初次开阀和最大开阀之间时的特点, 建立一个设计目标函数, 常通节流设计和节流阀片设计都与目标函数有很密切的关系。当设计目标达到最大或最小点时, 相对应的速度即为常通节流的最优速度, 同时当阀片厚度达到设计目标的最大或最小点时, 相对应的阀片厚度即为最优厚度。减震器设计时要注意合理的搭配, 要想设计出合理的、适用的减震器, 首先要建立模型进行仿真操作, 只有先通过仿真操作才能使用较好的悬挂系统使车辆的震动得到改善。在进行模型仿真操作时要综合多方面的因素, 既要考虑地面所引起的震动幅度大小, 又要考虑悬架的变形对震动所产生的影响, 然后将原先整理好的子系统模板经过恰当的方式组装起来, 连接成整个的车型。模板 (包括前悬架、后悬架、转向系、前轮胎、后轮胎等) 将其经过转换变为子系统 (前悬架系统、后悬架系统、转向系统、前轮胎系统、车身系统等) , 再经过信号交换器即可成为整车模型。
五、结语
了解了车辆悬挂减震系统的功能、应用以及减震器的设计, 就可以根据车辆悬挂系统的结构特点和非线性阻尼减震特点来建立一个模拟仿真模型, 通过模拟仿真模型得到分线短的曲线, 可以将实际车辆行驶在道路上记录并且画出相应曲线, 将这两条曲线进行对比, 如果符合度高则该设计合理, 可以进行实际的阻尼设计。要想使设计出的车辆悬架得到最佳的阻尼搭配, 必须使减震器模拟仿真曲线和最佳阻尼的要求相符合, 只有这样才能使设计更加准确、可靠。
参考文献
[1]蔡萌, 顾亮.车辆悬架减震优化设计方法仿真[J].计算机仿真, 2014, 11
[2]赵银.新型结构磁流变减震器的设计与仿真研究[D].湘潭大学, 2011
[3]牟凤平.摩托车后减震器阻尼特性数学模型的建立及其测试平台搭建[D].江苏科技大学, 2012
阻尼设计 篇6
本工程为地上50层高层建筑结构, 主体建筑高度为158.4m。主体结构采用钢筋混凝土框架-剪力墙结构, 同时X、Y向对称设置二道消能阻尼墙, 以有效增强整体抗侧刚度及耗能能力。主楼框架柱采用型钢混凝土柱, 大跨度框架采用型钢混凝土框架结构如图1所示为建筑结构模型示意图。
2基于目标位移的结构阻尼评估
设置阻尼器减小地震反应的原理, 是基于阻尼器的附加刚度导致结构周期的缩短以及阻尼器可吸收能量导致阻尼增加这样两方面的效果。图2是按照我国抗震规范Ⅲ类场地, 地震烈度为8度 (罕遇地震max=0.810) 的地震影响系数和转化得到的位移反应谱。阻尼器消能减震的原理可用2来解释:随着减震结构周期的缩短其位移减小而加速度上升 (效果 (1) ) , 随着阻尼的增大结构位移、加速度均减小 (效果 (2) ) , 减震效果随着效果 (1) 、 (2) 所占比例的不同而不同。
本文采用日本学者Kai的方法进行分析[1], 根据上述的效果 (1) 、 (2) , 可将位移和拟加速度的反应降低率Rd、Rpa表示如下:
式中Sd、Spv、Spa分别为位移谱、拟速度谱及加速度谱, 其中
因此本文的方法只适应于周期0.2s≤T≤3s的范围里的建筑。由于拟速度谱在中长周期段可认为是常数, 故式 (1a、b) 可简化为:
根据已有文献可知, 消能减震结构等效周期和等效阻尼比可用下式表示
式中Ka、Kf分别为阻尼器附加的弹性刚度和主结构的刚度。
设初始阻尼比0.05, 延性系数1-20, 阻尼器附加的弹性刚度和主结构的刚度比0~9。软钢阻尼器的设计流程如图3所示。
上述串联质点系的X向最大层间位移角为1/798, 安装阻尼器后的目标位移角为1/950, X向位移角的降低率为7%;Y向最大层间位移角为1/777, 安装阻尼器后的目标位移角为1/850, Y向位移角的降低率为9%。
假设延性的目标数值, 根据性能曲线 (如图4及图5) , X方向:Ka/Kf=0.10;Y方向:Ka/Kf=0.13。
根据公式求结构所需阻尼比, 其中X方向:
Y方向:
这时消能减震结构X方向的等效周期
这时消能减震结构Y方向的等效周期
3消能减震结构多质点体系多遇地震时程分析
3.1减震目标的确定。减震目标的确定在结构减震设计中十分重要, 它是减震效果和经济性的一个平衡点, 所确定的减震目标既要求减震系统能够达到常规设计提出的要求, 又不能过多配置造价相对较高的消能元件。根据对原结构的计算分析, 提出在设防烈度为8度 (0.30g) 地震作用下, 减震结构的层间位移角不小于1/850。
3.2多遇地震作用下消能减震结构时程分析。本次设计共采用了3条天然地震动, 3条天然地震动是1940 El centro NS、1952 Taft EW、1952 Taft NS。利用逐步积分法对设置阻尼墙的消能减震系统进行8度多遇地震下 (70gal) 的地震响应分析。按照我国《建筑抗震设计规范》GB5001-2010的要求[2], 将选用的3条地震波峰值调整到多遇地震水准下进行非线性时程分析, 地震响应如图图6~7所示。从图6~7中可以看出, 消能减震结构在8度多遇地震作用下两个方向的最大层间位移角均小于1/1000, 满足我国《建筑抗震设计规范》GB5001-2010不大于1/1000的要求, 减震结构具有较好的抗震性能。
4结论
本工程由于场地烈度较高、层数多, 如果采用常规设计方法, 将会导致结构主要构件截面过大、配筋过多;而结构构件截面和配筋增大后, 结构在地震中吸收的地震能量也将大幅度增加, 导致结构在中震或大震中损坏严重。因此, 在本工程中采用消能减震措施是十分必要的。通过对本工程结构进行系统的消能减震设计和计算分析, 可以得到以下主要结论:
4.1基于目标位移的结构阻尼评估准确。准确评估出结构达到目标位移所需要最佳附加阻尼, 并根据结构层特性和阻尼器特性, 将给结构附加的阻尼合理分配到各层, 为阻尼墙的平面布置提供了可靠的依据。减震前的结构层间位移角不能满足规范设计要求, 当给结构X向附加3%的阻尼比、Y向附加7%的阻尼比后结构的位移响应可以达到设定位移目标 (1/1000) , 满足设计要求。
4.2在多遇地震下利用三维模型配置出阻尼墙的平面位置且满足设计要求。通过阻尼墙数量、位置的多轮时程分析、优化调整后, 确定了最终减震方案, X向布置120片阻尼墙, 其中阻尼墙屈服力20t8片、40t34片、60t78片, Y向布置72片阻尼墙, 其中阻尼墙屈服力20t17片、40t20片、60t35片。各层配置参考设计表格4-1及4-2。配置阻尼墙后, 消能减震结构在8度多遇地震作用下最大楼层地震剪力分布合理, 两个方向的最大层间位移角均小于1/1000, 满足我国《建筑抗震设计规范》不大于1/1000的要求, 减震结构具有较好的抗震性能。
摘要：基于位移的方法给出了高层建筑结构的软钢阻尼器力学参数及阻尼器布置数量的选择情况, 并将其应用于建筑地上五十层的高层建筑结构消能减震中。采用时程分析方法验证了阻尼器减震控制的有效性。
关键词：软钢阻尼墙,高层建筑,基于性能
参考文献
[1]被动减震结构设计:施工手册 (原著第2版) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2008.
阻尼设计 篇7
关键词：阻尼输入滤波器,电阻,矩阵变换器,谐波畸变率
1 引言
矩阵变换器(MC)作为一种AC-AC直接电力变换器,有优于传统电力变换器的优点:输出电压,频率可调;输入功率因数接近1;无中间储能环节,体积小,结构紧凑;能量实现双向流动。由于这些优点,矩阵变换器在交流传动系统中具有广阔的应用前景。但在实际工作时存在着大量的谐波,由于这些谐波的存在,严重影响了矩阵变换器的实际使用价值。
在矩阵变换器发展的30几年中,关于输入滤波器的研究取得了一定的成果,例如文献[1]提出的多级LC滤波器设计方法,该滤波器的设计复杂,结构繁琐,不但增加了系统的实现难度,而且提高了制造成本。文献[2]提出了一种两级LC输入滤波器设计方案,研究发现其产生的效果和单级同容量的LC滤波器产生的效果基本相同,也没给出L,C的具体计算式。文献[3]提出了基于Pareto最优的输入滤波器的多目标优化算法,但未对滤波器各项约束条件进行详细的讨论。文献[4]提出了阻尼式输入滤波器设计的方法,从工业化的角度考虑了需要在MC输入端加入EMI滤波器,但未给出L,C,R的具体计算方法。文献[5]提出了一种阻尼滤波器,见图1,但增加了系统的复杂性,加大了制造成本。本文归纳、总结了输入滤波器的设计原则,考虑了国家《电能质量公用电网谐波标准》GB/T14549—93,以滤波器输入端电流谐波的要求为约束条件,提出了一种优化的阻尼式输入滤波器的设计方案,并对优化结果进行了分析。
2 阻尼输入滤波器的设计原则
在矩阵变换器系统中,通常采用空间矢量调制法。由于矩阵变换器没有中间储能元件,忽略开关损耗,则瞬时输入功率等于瞬时输出功率,数学表达式为
由于矩阵变换器使用空间矢量调制,从式(1)看出当输出功率Po恒定时,在输入相电流矢量ii和输入相电压矢量ui同相位的情况下,输入相电流ii的增加必然导致输入相电压ui的减小,因此基于空间矢量调制的矩阵变换器具相似于直-直电力变换器所具有的负载阻抗特性[5],即输入滤波器将对矩阵变换器系统的稳定性产生影响。为了降低这种影响,可将滤波器的阻抗值Z减小,若在图2所示的一般输入阻尼滤波器电容两端并联电阻Rd,等效结构如图3所示。
这种优化的阻尼输入滤波器减小了滤波器的阻抗值Z,不仅满足了阻抗比判据,达到系统稳定性要求,而且能通过高频成分,降低了总谐波畸变率。
总结、分析、归纳现有的矩阵变换器输入滤波器的设计原则[1-4],主要有以下几点:
1)降低基波功率因数角;
2)满足国家电网关于总谐波畸变率的要求;
3)减小输入滤波器的体积,降低成本;
4)使滤波器的输出阻抗最小化;
5)降低电阻上的能量损耗。
基于以上原则,本文以国家电网对总谐波畸变率的要求为约束条件,对矩阵变换器输入滤波器进行了分析设计,得出了优化后的矩阵变换器阻尼输入滤波器的各个参数值。
2.1 优化阻尼输入滤波器的分析
为了简化分析,假设三相电源对称,忽略矩阵变换器的开关损耗、电网阻抗,矩阵变换器从输入侧可将功率单元等效为一个电流源,单相等效拓扑结构如图3所示。
矩阵变换器输入电流表达式为
式中:θk为矩阵变换器输入功率因数角。
为了简化分析,使电容两端电压向量作为参考,得到:
由电路相量法可得电流基波分量为
式中:Rd为并联在电容端的电阻阻值。
在分析第k次谐波分量时,可将电路中电压源看作短路,结合式(2)、式(4),通过计算可得各次谐波电流、电压分量为
2.2 优化阻尼输入滤波器L,C,R参数的设计
2.2.1 L,C的设计方法
由于MC是一种降压型电力变换器,其输入电流是不连续的,为了从电网中得到连续的输入电流,在输入滤波器中需要电容,但电容的容量不能太大。文献[6-9]提出了基于输入功率因数的电容估算方法,但没有提出具体的计算公式。文献[10]给出了单级LC滤波器中L,C的计算式,但要考虑众多的实际因数,增加了参数选择的难度。
阻尼输入滤波器为一个二阶滤波器,截止频率为
电容参数的选择与输入电压和电流有关,而输入电流受到所带负载和输出频率的影响,因此在确定L,C时不但要满足fc的要求,还要满足各种情况下滤波效果,由式(7)为约束条件,通过复杂的数学计算,最终算出了电容和电感的计算公式:
式中:DUmax为电感压降的最大值;ωc为截止角频率。
从以上两式中可以看出,电容和电感的选择和输入电流、电压、截止角频率有直接的关系。电容通过计算得到了一个最大值范围,在实际使用时可以结合静态寻优法,取最适合系统的值。
2.2.2 阻尼电阻的设计
阻尼电阻就是在电感上并联一个电阻,主要目的就是增加系统的阻尼比,同时降低输入滤波器的阻抗值。文献[4]中对阻尼阻抗的取法有简单的描述,其以滤波器设计原则4)为约束条件,以满足降低能量的要求为前提,给出了目标函数[4]:
本文中阻尼电阻的选择也遵循以上原则。
3优化阻尼率滤波器电阻的设计
在矩阵变换器系统中增加输入滤波器的作用有:1)防止开关器件开断带来的高次谐波倒灌入电网;2)滤除电网中的高次谐波。为了满足电网电能质量的要求,依照国家《电能质量公用电网谐波》标准GB/T14549—33,要求输入滤波器的输入端电流满足以下条件:
式中:Ik为电网第k次谐波电流的有效值;I1为基波电流有效值。
Ik的计算公式如下:
以式(9)约束条件为目标函数,结合式(5)、式(12)确定了Rd的计算公式:
这样就得到了Rd的具体计算公式,通过静态寻优法能够得到适合并联在电容两端的电阻Rd的最优值。由于并联电阻使输入阻抗Z减小,也相应降低了阻抗损耗,总谐波畸变率将远远低于普通阻尼输入滤波器所得到的值。
4 优化阻尼输入滤波器的仿真分析
根据上面对矩阵变换器阻尼输入滤波器的分析,结合各种参数的选择方法,基于矩阵变换器空间矢量调制技术,用Matlab/Simulink中的各种电力系统工具箱,结合s函数强大的接口功能,进行建模及仿真分析,如图4 所示,选定基频f= 60 Hz。
当取L=2.2 m H,C=21.2 μF,R=27 Ω时得到了输入电流波形的FFT分析,见图5,可以看出在输入电流总谐波畸变率达到了4.85%,5,7,11,13次谐波都超过了1%,7次谐波更高。
当取L=2.2 m H,C=21.2 μF,R=27 Ω,Rd=30 Ω时,得到了图6所示的输入电流波形的FFT分析,看出输入电流总谐波畸变率只有1.18%,5,7,11,13 次谐波都低于1%。
当取L=2.2 m H,C=21.2 μF,R=27 Ω,Rd=102.3 Ω得到了图7 所示的输入电流波形的FFT,总谐波畸变率为2.15%,7次谐波接近2%。
由分析仿真结果可知,优化后矩阵变换器输入电流总谐波畸变率明显降低,5,7,11,13 次谐波量也相应的减小,但Rd的取值会影响总谐波的大小,但通过静态寻优法完全能得到适合系统的Rd值。通过多次仿真实验,一般Rd的取值要大于电阻R的值。仿真结果与分析结果一致,达到了降低总谐波畸变率的目的。
5结论
1)归纳、总结了矩阵变换器阻尼输入滤波器的设计原则。
2)依据不同的设计原则,分别推导出了阻尼滤波器中的各个参数的计算公式。
阻尼设计 篇8
阻尼器是核电厂管道、阀门及泵等重要设备的安全保护装置, 其通常安装在设备与构筑物之间, 保护管道和设备在地震、事故工况及冲击载荷时 (如气锤、水锤、安全阀排气等) 免遭剧烈振动和撞击, 提高电厂运行的安全性与可靠性[1]。目前国内大部分核电厂阻尼器相关信息分散在设计、调试、检查及维护等各方面人员手中, 造成数据不完整, 共享不方便;或者仅仅是阻尼器资料已进行归档但未对相关信息进行分析与提取, 无法进行有效的利用。因此建立核电厂阻尼器综合管理信息系统有效地管理阻尼器设计、制造、安装、检查等各方面的信息, 为阻尼器的维修维护提供信息支持, 为阻尼器的合理设置提供经验反馈, 为阻尼器的设计改进提供真实的现场使用状况都具有重要的现实意义。
一、系统分析
1.1 需求分析。阻尼器在核电厂中应用非常普遍, 几乎涉及所有核电厂的重要系统。百万千瓦级别的核电机组 (如CPR1000, ACP1000) 安装有500 台以上阻尼器;60 万千瓦级别的核电机组也安装有超过300 台的阻尼器。管理信息系统设计时以每个电站6 个机组考虑, 收集所有阻尼器的设计、制造与安装信息作为阻尼器管理的基础数据。基础数据至少包括阻尼器编号、所属机组、系统号、管道号、管道温度、管道压力、管道轴测图、阻尼器安装图、阻尼器位置、类型、热态载荷、冷态载荷、热位移、制造厂家、备品备件等二十多个字段信息。在基础数据的基础上, 依据ASME OM (核电厂运行和维修) 规范《ISTD分卷轻水堆核电厂动力约束件 (阻尼器) 的役前和在役检测及试验》的要求进行检修计划和性能试验计划的制定, 并将检修及试验的结果导入系统, 针对结果进行有效的信息分析与提取。同时系统应具备查询与报表功能, 通过查询功能对阻尼器的基础信息、检修信息及试验信息进行汇总, 对阻尼器的缺陷进行对比分析, 并形成报表输出。
1.2 系统架构。管理信息系统采用3 层B/S架构模式, 即浏览器/Web服务器/ 数据库、应用程序服务器 (Browser/Web/Server) , 用户交互界面在Web浏览器中实现, 事务逻辑与计算在服务器端实现, 其基本架构如图1 所示。基于B/S模式的Web结构具有易于部署和维护的特点使得信息系统不但可以通过核电厂内部局域网内部进行访问, 且可通过广域网经授权以Web方式进行远程访问, 使系统与Intrannet及Internet有机地融为一体[2], 大大方便了无局域网访问授权的核电厂承包商的工作, 又能进行有效的信息控制。
二、系统设计与实现
本管理信息系统采用Microsoft Visual Studio.NET 2008 集成环境开发, 通过C# 语言进行B/S体系架构的开发; Web服务器使用Microsoft IIS7 及.NET Framework4.0;服务器平台采用Windows server 2008 操作系统;客户端支持Windows2003/XP/Windows7/Windows8 系统。系统采用关系型数据库SQL Server 2005 设计和实现信息的数据管理。
系统设计秉承“模块化设计”理念, 将系统功能分散到各个功能模块, 每个模块完成一项或一组特定功能。整个系统主要包括系统管理、模块管理、阻尼器管理、检修管理、多媒体管理、查询汇总、导入数据管理、机组管理、系统号管理、管道管理、系统维护等核心功能模块, 系统功能模块导航界面如图2 所示。
2.1 系统管理模块。除系统管理员外, 系统预设技术部、维修部、设备供应商、服务承包商及其他部门共5 个部门, 每个部分分配不同的权限。每位用户必须从属于一个部门, 并对用户的真实信息 (如姓名、工号、部门、联系方式等) 进行记录。系统管理员拥有最高系统权限, 可以增设部门, 分配部门权限, 并可以针对每位用户分配不同的权限, 不受部门权限的约束。
2.2 模块管理。每位用户根据分配的权限能访问特定的功能模块, 并显示在导航栏中。用户可根据各自的工作内容、使用习惯及模块的使用频率, 调整功能模块的排列顺序, 并可隐藏不使用的功能模块, 使系统布局更简洁明了, 使用更加人性化, 并提高人机交互的体验。排序功能主要实现代码如下:
2.3 阻尼器管理模块。阻尼器的信息来自设计、制造、安装、运行与维护等各方面的文档及图纸资料。在此模块中, 可将阻尼器的信息进行汇总, 形成阻尼器管理的基础信息。并为每台阻尼器设置合理的检查周期及性能试验周期。检查周期根据阻尼器所处系统的重要性及安全等级分为1C、2C、3C、5C及10C (1C表示隔一个大修周期) 共5 类。性能试验周期按每个大修周期对10% 的阻尼器进行试验的原则进行设置。
2.4 检修管理模块。检修管理模块包括预防性维修和性能试验两部分, 其中预防性维修分为日常检查与大修检查两类。检修管理流程复杂, 且需要预先导入阻尼器在役检查大纲和性能试验大纲。根据大纲生成检修工单及试验工单, 工作完成后录入检修及试验结果, 由有权限的专业工程师对结果进行评价, 并批准检修或试验报告。具体流程见图3.
2.5 查询汇总模块。查询汇总模块汇集了三种查询与分析功能:基础信息查询、工单查询及缺陷对比分析。基础信息查询可根据阻尼器编号、所处机组、系统、管道、房间号等字段进行查询, 迅速定位目标阻尼器, 获取相关信息、文件及图纸。工单查询可查询各次检修和试验结果以及阻尼器最新状态, 也可查询某阻尼器在历次检修及试验中的状况。缺陷对比分析功能实现了核电厂各机组阻尼器缺陷对比分析、各系统阻尼器缺陷对比分析、各区域阻尼器缺陷对比分析以及检查、试验缺陷分析等, 通过这些数据可以对管道、设备的运行状态进行完整分析。
2.6 导入数据管理模块。因阻尼器数量众多, 在管理信息系统中逐个手工输入阻尼器的相关信息不仅效率低下, 而且极易出错。导入数据管理模块实现了阻尼器数据以EXCEL形式批量导入, 并为导入数据设计了相应的数据导入模板。可导入的数据信息包括阻尼器基本信息、检查大纲、试验大纲、检修和试验数据。
2.7 多媒体管理模块。该模块拓展了系统可保存的数据类型, 可上传阻尼器相关图纸、文档、照片及视频等, 保证了阻尼器各类数据的完整性。
2.8 系统维护模块。对系统的参数进行设置, 并实现系统的备份与还原。系统备份采用两种形式, 备份整个数据库或将备份数据输入到EXCEL中。
三、系统特点
(1) 系统维护简便。系统的源程序和数据都存在服务器端, 软件维护及升级都在服务器端完成, 客户端只需安装浏览器, 无其它维护要求。
(2) 查询简洁高效。系统采用下拉列表式查询条件获取与字段输入两种方式并存进行数据查询。提高系统查询的效率, 并增强了系统的动态特性。
(3) 系统安全性高。系统采用WEB服务器与数据库服务器、程序服务器分离的布置方式, 提高数据使用的安全性。
结束语
加强核电厂阻尼器基础信息建设, 全面掌握阻尼器的使用与维护状况, 深入分析阻尼器失效的原因及机理, 对提高生产的安全性具有重要的意义。本文介绍的阻尼器综合管理信息系统采用模块化设计, 界面友好, 操作简洁, 并具有较高的安全性与可靠性。系统在核电厂的应用实践表明, 不仅提高了阻尼器管理的信息化水平, 而且是合理安排阻尼器维修与试验的有效手段。
摘要：本文分析了核电厂阻尼器信息管理的现状, 根据阻尼器管理维护的实际需求设计并开发了一套基于B/S架构的管理信息系统。对系统的总体架构、设计需求及功能模块进行了论述。应用实践表明, 该系统不仅提高了阻尼器管理的信息化水平, 而且是合理安排阻尼器维护与试验的有效手段。
关键词：阻尼器管理,信息系统,B/S架构
参考文献
[1]熊冬庆, 邓东, 王闯等.阻尼器在核电厂中的应用与制造关键技术探讨[J].核安全, 2014, 13 (2) :83-87.
阻尼设计 篇9
随着电力系统互联规模的逐步扩大,由于互联系统电磁阻尼不足造成的低频振荡问题日益严重。PSS目前是电力系统中普遍采用的抑制系统低频主要方法。由于电力系统典型的非线性和随机性,这种控制方式的使用仍然存在一些问题。若电力系统运行状态变化使实际振荡频率落在PSS有效抑制振荡频率范围之外,PSS的作用就无法得到有效的发挥,而且这种附加控制方式鲁棒性较差。因此,有必要研究改善电力系统阻尼特性的新途径。
静止同步串联补偿器(Static Synchronous Series Compensator,SSSC)是一种基于电压源型逆变器的串联补偿装置,它相当于在输电线路上串联一个幅值可调,相位与线路电流成90°的正弦电压源。国外对SSSC的理论研究主要在以下几个方面:SSSC的结构特性、稳态分析与数学建模;潮流计算与控制;机电与电磁暂态仿真与控制[1,2,3,4,5,6,7,8]。国内对SSSC的研究集中在其稳态与暂态的建模及特性分析、控制策略的研究、阻尼低频振荡及次同步谐振机理的研究及阻尼控制器设计等方面[9,10,11,12,13,14,15]。文献[16-17]对SSSC建立了开关函数模型,设计解耦控制策略;文献[18]分析了逆变器直流电容器取值对输出电压波动影响,给出了工程参数设计值;该研究成果都基于装置电磁暂态模型,未考虑机电暂态过程。文献[19-20]对SSSC的稳态及动态特性进行了深入的分析,逆变器的快速响应能力可以在故障发生后提供足够的制动能量抑制单摆失步,但未考虑电磁暂态过程。以上研究成果或从系统或从装置层次提出了控制策略和参数设计方法,未从机电暂态和电磁暂态过程层次上分析SSSC对系统的交互作用。
本文首先介绍静止同步串联补偿器的数学模型、工作机理,然后分析SSSC的控制参数对系统电磁转矩的影响情况,并分析了SSSC直流电压控制和注入交流电压控制对系统阻尼转矩的贡献,结合附加阻尼控制规律,得出一个校验附加阻尼控制器有效性的校验条件,为阻尼控制器设计提供理论依据,从而保证各种工况下SSSC阻尼控制器都可以为系统提供正阻尼。
1 SSSC阻尼控制器数学模型
图1为安装SSSC装置的单机无穷大系统,SSSC用电压源和代表耦合变压器及逆变器回路损耗的阻抗串联表示。图2为SSSC的系统相量图。下面分析系统投入SSSC后,SSSC的作用是如何体现的。采用dq坐标,以q轴为参考轴,以暂态电动势和暂态电抗表示凸极机,由图2所示的系统相量图可知
对SSSC三相动态微分方程利用Park变换,以q轴为参考轴得到其动态模型为
投入SSSC后的线路电流为
其中,SSSC是否可以有效地抑制系统的功率振荡,主要看其控制施加在系统电磁转矩上的影响如何,计及SSSC的系统电磁转矩为式(4)所示。为后面分析过程中表达式的简化,这里令
对式(3)进行线性化,则有
上式中各系数的表达式为
将系数代入得
其中,各变量的系数的表达式为
为了分析得到的同步转矩和阻尼转矩系数的正负,需要确定相关参数的符号,可参考其具体的量化表达式,其中,kt1,kt 4>0,kt 2和kt 3的符号由初始状态决定,假定δin 0=0,则有kt 2,kt 3<0。式(6)中,kt1=TS0,为SSSC加入之前系统的同步转矩系数;加入SSSC后系统的同步转矩系数和阻尼转矩系数由于m,Vdc及δin的控制都有所改变。图1所示系统线性化后的方程为
其中:
因此,SSSC的控制对系统电磁转矩的两部分贡献分别如式(8)所示。
其中,Δm和Δδin的控制规律决定SSSC对系统电磁转矩的贡献。
2 SSSC阻尼控制器设计
2.1 控制器参数对系统电磁转矩的贡献
首先来分析SSSC直流电容电压Vdc的动态特性,直流电压保持恒定是SSSC稳定运行的关键,在控制上,通常令注入电压的相角与线路电流的夹角不完全正交,而是差一个小角度,从而通过控制来实现SSSC直流侧与交流侧的有功交换,来维持直流电压的稳定,并以此对线路功率振荡进行抑制。假定SSSC与系统的有功交换为Pss,有Pss=Vdc Idc,系统侧的有功平衡方程Pm-Pe=Pacc+Pss,其中,mP为发电机的机械功率(假定不变);eP为发电机输出的电磁功率;Pacc为系统的加速功率。稳态时,Pm 0-Pe 0=0,Pacc0=0,Pss0=Vdc0 Idc0=0(Idc0=0)。但在暂态过程中,为了获得功率平衡,保证ΔPss+ΔPe+ΔPacc=0,需ΔPss与ΔPe在相位上是相反的。这样,ΔPss在相位上超前于转速Δω90°,将Pss=Vdc Idc线性化可得到
由上式可见,ΔPss在相位上超前ΔVdc 90°,综上可知ΔVdc和Δω同相,且ΔVdc=kdcΔω。其中,kdc为直流电容电压变化量与转速变化量的相关系数,且有kdc>0。通常,SSSC的控制采取如下方案,即令注入电压相移δin控制直流电容电压,用调制比m来控制注入电压和线路功率。直流电容电压控制框图如图3所示。
对直流电容电压控制线性化后可得如式(10)关系式:
如果忽略换流器的动态调节过程,则上式可简化为Δδin=-kc kdcΔω,其中kc为直流电压控制增益,将其代入式(8)中,因kt4>0,又kdc为正,则ΔTδ=-kt4 kc kdcΔω。可见直流电压控制环节为系统提供负阻尼转矩,增益kc越大,提供负阻尼就越多。
2.2 注入交流电压控制对阻尼转矩的作用分析
调制比m的控制环节采用功率调制策略,输入信号采用线路功率,控制规律见图4。
由此可知
将上式代入式(8),得到此控制环节对系统的电磁转矩的贡献如式(12)。
如果先不考虑附加功率控制环节的作用,结合式(11)可以发现随着注入交流电压控制增益KAC增加,为系统提供的阻尼转矩系数为
(由于pT和TAC很小,这里可以不予考虑相关项),由式(8)可知kt2<0,故可知注入电压控制能为系统提供正的阻尼转矩,且增益KAC越大,为系统提供的正阻尼就越多。
通过以上分析可知,SSSC不采用附加阻尼控制时,其直流电容电压控制和注入交流电压控制对系统阻尼转矩施加的作用是相反的,前者会产生负阻尼转矩,后者可产生正阻尼转矩。即SSSC的电压控制会对系统的阻尼产生影响,但整体效果与具体的控制参数有关,同时这个结论为附加阻尼控制的设计提供了参数选择依据。
SSSC附加功率控制环节的传函为Kpod(s),输入信号为yf,如图4所示。因为输入信号都可由其临近的发电机转速进行重构,所以yf=R(s)Δω,则式(12)中的Gm(s)可以Gm(s)=s G0(s)Kpod(s)R(s)。故可整理得SSSC带附加阻尼控制的交流电压控制回路为系统提供的阻尼转矩系数为
为保证阻尼控制效果,需附加功率控制环节为系统提供正的阻尼,量值至少要抵消掉直流电容电压控制环节产生的负阻尼,KDp-KDs-kt 4 kc kdc>0,故联合可整理得
此式为附加阻尼控制器设计及参数选择的有效性提供了一个校验条件,满足此条件,才能保证SSSC的控制器可在任何情况下都能为系统提供正阻尼。
2.3 采用相位补偿法确定辅助阻尼控制参数
为增加系统振荡阻尼,附加阻尼控制器设计采用的方法很多,通常有基于直接反馈线性化理论的非线性控制、基于神经网络理论的附加阻尼控制、基于模糊理论的模糊控制策略、自适应抗干扰控制、极点配置法、相位补偿法以及基于广域相量的广域阻尼控制等。这里采用相位补偿法进行控制器设计,同时综合考虑式(15)的限制条件。首先,将式(11)和式(12)表示的动态特性代入到系统的状态方程中,从而得到以下形式的状态方程如式(16)。
令输出为y=ΔPL(即线路功率变化量),将SSSC的三个状态变量合写成向量x=[ΔVdcΔmΔδin]T,则式(16)可化成
由此,可以得到含SSSC的系统闭环阻尼控制结构图,见图5。
同时,可由式(17)推导出图6阻尼控制结构图中相关函数的具体表达式如下式(18)。
Kpod(s)为附加阻尼控制传函。从图6中,可以推得系统的阻尼转矩为
其中,λ0为系统的主导振荡频率,SSSC阻尼控制器应该为系统提供正阻尼,可整理得
故可由相位补偿法,确定阻尼控制器Kpod(s)的参数,即令其中,Kpod(λ0)=Kpod∠θ,F(λ0)=F∠ϕ。最后利用式(15)条件进行效果验证。
3 算例验证
对图1所示单机无穷大系统进行时域仿真,结合上面方法进行阻尼控制器设计。系统参数如下:发电机:H=7.3。SSSC:S=100 Mvar,最大注入电压线路相电压的8%;直流电容电压Vdc=40 k V,Cdc=375μF。SSSC的直流电压控制参数:kc=0.35,Tc=0.02 s。SSSC带附加功率控制的交流电压控制器参数:
首先,令故障在2 s时发生,持续时间100 ms;令SSSC在故障前1 s时投入,采用POD控制前后系统的动态特性的比较如图6所示。
然后,故障发生时间不变,令SSSC在故障后0.2 s后投入,称为旁路运行方式。观察加入POD控制前后系统的动态特性变化情况,如图7所示。通过以上仿真分析,可以发现SSSC的POD控制器在故障前后投入,对系统都会产生很好的阻尼控制作用。
4 结论