线性制动（精选4篇）
线性制动 篇1
1 概述
铁道车辆利用轮轨间的摩擦力 (黏着力) 推进或制动。一旦发生超过该黏着力的力, 车轮就会在钢轨上滑行, 也不能得到所要求的推进力或制动力。尤其对制动来说, 不但会延长制动距离, 而且会产生车轮局部磨耗等故障。
因此, “轨道制动”作为一种与黏着制动截然不同的制动方式, 其优点是无需考虑源于轮轨黏着关系的各种问题。但是, 在过去的开发过程中, “轨道制动”仍有几个课题需要解决。在日本国内, 除了部分有轨电车等之外, 基本上尚未实用化。
日本铁道综合技术研究所重新着眼于“轨道制动”, 是在于应用线性电机技术以解决存在的问题。本文介绍关于应用线性电机技术的轨道制动装置的研发。
2 轨道制动装置的开发历史
不依赖轮轨黏着制动方式的轨道制动, 是很早以来就曾考虑的一种制动, 其历史较长。在国外, 自1900年就已开发, 1905年就有了开展现车试验的业绩。在日本国内, 在山阳新干线延伸的1969年—1971年, 为补充高速区域的制动力进行了开发, 并且在暂停一段时间后, 继续进行了研发。
符合轨道制动类型的制动有几种类型。作为典型的应用实例, 德国高速铁路ICE 3列车上就装有不与钢轨接触 (电磁铁与钢轨间设有几毫米间隙) 的轨道涡流制动 (又称线性涡流制动) , 法国高速铁路TGV-POS等列车上装用的与钢轨接触的摩擦式轨道电磁制动。
轨道涡流制动是在转向架下部与钢轨相对的位置, 在与钢轨保持间隙的状态下, 安装直流电磁铁的制动装置 (图1 (a) ) 。运行时, 利用电磁感应现象 (沿轨道方向布置的制动用直流电磁铁的N极、S极是交替布置的) , 钢轨中产生涡流 (与邻近的电磁铁的磁场相斥, 钢轨上感应出阻碍电磁铁运动的电流) , 借助与钢轨之间作用的电磁力而获得制动力。该制动方式的特点是非接触工作, 不受气候条件及车辆摆动引起的车轮与钢轨间接触状态的影响, 可以产生稳定的制动力。此外, 与依靠黏着力的制动方式不同, 其另一个特点是即便在高速下, 其制动力也不会降低。但是, 钢轨中的涡流会使钢轨温度上升, 有可能对轨道产生影响, 以及电磁铁通电需要有蓄电池贮存较大的电力, 所以, 存在停电时如何确保其电力之类的课题, 在日本尚没有实用化。在国外的应用实例中, 所采用的解决措施是, 强化轨道设施, 在电力方面, 利用牵引电动机发电, 给制动装置充电。
摩擦式轨道电磁制动 (磁轨制动) 是在电磁铁表面设置磨耗板, 通过磨耗板与钢轨接触 (磨耗板与钢轨间摩擦阻力随速度降低而增加) 而获得制动力的装置 (图1 (b) ) 。与前述的轨道涡流制动一样, 由于钢轨中产生涡流而获得制动力, 同时还利用电磁吸引力, 使电磁铁吸附在钢轨上, 通过电磁铁外层的磨耗板与钢轨接触而形成摩擦阻力。日本也在1990年前后积极开展研究这种方式。这种制动方式的优点是钢轨的温升比轨道涡流制动低一些, 消耗的电力也较少。但是, 已查明磨耗板与钢轨的接触摩擦, 会使钢轨的表面产生称为白色层的变质层等问题, 未能实用化。
3 线性电机技术在轨道涡流制动中的应用
如前所述, 对轨道涡流制动所期待的效果是有吸引力的, 不过, 如同从开发经历中所了解的那样, 实际上还有应该解决的课题。这些根本问题列举如下:
(1) 有必要降低钢轨的温升;
(2) 即便停电时也要求能工作;
(3) 不与钢轨接触。
鉴于这类待解决的课题, 重新着眼于磁铁与钢轨非接触的轨道涡流制动 (解决上述课题 (3) ) , 通过应用线性电机相关技术, 设计了可能解决课题 (1) 与课题 (2) 的线性电机式轨道涡流制动装置 (以下简称线性轨道制动) 。
线性轨道制动是在与钢轨的空隙间布置交流电磁铁 (电枢) 的装置 (图2) 。该制动装置的特点是电枢本身发电供给电磁铁通电所需的电力。这种发电方式是应用了在线性地铁车辆上正在实用化的线性感应电机再生制动原理。因此, 在制动工作中, 只产生相当于发电的电能, 钢轨所消耗的热能会减少, 所以, 钢轨的温升会降低。而且, 能够将发电的电能用于电枢本身励磁所需的电力, 所以, 没有必要从外部向电枢供电 (图3) 。通过这种结构可解决上述课题 (1) 和课题 (2) 。另一方面, 一旦积极发电, 显著降低钢轨的温度上升, 以及处理多余的发电电力, 都要依赖于主电路。该主电路如果异常, 则不能使用线性轨道制动, 所以会影响制动装置的可靠性。为此, 设计了独立于主电路之外的励磁系统 (图4) 。
图4中, 如接收到制动指令, 逆变器由辅助电路蓄电池瞬间供电, 在电枢上通过交流电, 并提升制动力。同时, 控制频率, 开始发电。使用所获得的发电机输出功率使逆变器的直流电压上升到规定值。然后, 通过控制, 要求发电机输出功率与电枢自身的励磁所需的电力之间没有过于不足现象, 即两者趋向平衡, 使制动力与逆变器的直流电压继续保持在规定值。如果采用这种方法, 在低速运行时, 因不能获得发电机输出功率而不可能工作, 但是, 除了初期通电外, 完全不需要外部的电力供给, 无需电源及附属设备, 只用逆变器即可进行制动。此外, 即便是初期通电, 其电力也非常小, 用小容量蓄电池就足以供电。也就是由于每台逆变器装备兼作控制电源的小容量蓄电池, 即便出现停电及编组列车分解事故, 也可构建能工作的励磁系统。
4 能提供怎样的制动效果
线性轨道制动方式在制动时的能源消耗地点、工作 (动力) 源、所有特点与既有的机械制动及由牵引电机供电的电气制动不同, 所以, 故障原因并不相同, 它有完全独立的制动系统 (表1) 。此外, 与传统的轨道涡流制动一样, 即便在高速条件下, 也具有制动力不降低的特点。而且, 除了制动力外, 电枢与钢轨之间的磁吸引力能增加车轮与钢轨之间的接触压力, 所以, 也同时具有提高黏着制动力的效果。
平常时电枢被提升, 悬挂在转向架构架下方, 只在工作时利用可动支承机构降下来, 为保持与钢轨间的间隙, 假定由轴箱承受电枢等装置载荷 (见图2, 图中省略了该机构) 。因此, 磁吸引力并不对轴箱与转向架构架间的轴箱弹簧产生影响, 而直接作用以便将车轮吸附到钢轨上。根据计算, 利用该作用也可在地震情况下获得防止脱轨的效果。
5 线性轨道制动装置的研发
在线性轨道制动装置研发之时, 不仅要把握制动力, 而且要把握其作为电气设备的特性, 同时, 有必要根据所掌握的情况进行励磁系统的研究。
首先, 基于线性电机的分析中特有的理论计算及有限元法的数值计算等, 进行磁场分析, 研究了该制动装置。此外, 在分析研究的同时制作试验台试验装置, 积累 (收集) 为验证磁场分析有效性的数据, 以及概念设计模型的基础数据等。尤其是对于电枢, 采用线性电机上特殊的、称为环形线圈的结构, 由于励磁系统也应用与普通的线性感应电机不同的控制方法, 根据目的的不同, 系统性地进行了试验台试验。作为一个实例, 图5是为调查沿钢轨对置的环形线圈电枢的特性而制作的静止型基础试验装置。
该试验装置在静止状态下只模拟磁场, 能够测试发生力及电气特性。经过这些分析研究与试验验证, 整理了预测线性轨道制动装置的性能、设计方法、励磁系统的规格及其控制器的设计等面向实物制动装置开发的知识。
在此阶段, 试制出原型机 (图6) 及励磁系统, 前者是供模拟运行状态的轨道轮试验用的。进行了0~300km/h的模拟运行试验。试验结果确认了原型机具有以下性能:在速度50km/h以上时, 可获得5kN (相当于转向架10kN) 的制动力目标值 (图7) , 还有根据速度及发电机输出功率, 钢轨的发热可减少20%~50%;只要有控制电源, 仅用逆变器即能实现制动等 (图8) 。而且, 作为综合试验, 对轨道轮附加惯性载荷, 使用线性轨道制动装置及其励磁系统, 对每辆40t的车辆从制动初始速度300km/h开始进行制动模拟试验, 验证了可按假定那样进行制动工作, 即从300km/h初速制动减速到达能自发电的最低速度50km/h (图9) (图8与图9中由于试验机械材料的情况, 制动力限制在1.5kN左右) 。
另外从轨道轮试验验证的每台转向架10kN的制动力来看, 假如在新干线及既有线特快列车的编组内的全部转向架上装用了线性轨道制动装置的情况下, 将具有从最高速度下的制动距离缩短到目前的左右的能力。
根据以上的试验台试验, 已确认了在原理上 (理论上) 可以实现具有所期望的性能及功能的线性轨道制动装置。因此, 下一步着手将原型机安装在实际转向架上开展运行试验的研究。其应研究的项目涉及电枢的小型、轻量化, 以及悬挂、防护机构、耐久性、转向架强度、运行安全性、是否对轨道产生影响、对信号及通讯设备有无影响等多个方面。在这些项目中, 首先最基本的项目是将研究对象集中在电枢的小型、轻量化及其悬挂方法上, 设计制作了用于日本铁道综合技术研究所内试验线上运行试验的线性轨道制动试验转向架。
图10为制作的线性轨道制动试验用转向架的外观。转向架本体在既有的转向架基础上进行了改造, 要求能在转向架上安装线性轨道制动装置。每台电枢的质量为164kg, 虽然要求进一步轻量化, 可是, 如与试验台轨道轮试验用的原型相比, 已实现了大幅度轻量化。关于悬挂方法, 在防止由于磁吸引力导致的电枢铁芯变形的同时, 以一旦发生与钢轨接触时保证其中间部防护等为目的, 采用了在铁芯的长度方向的两端与中间部三处进行悬挂的结构。这时, 由于设置中间悬挂部, 环形线圈电枢绕组的相布置被打乱, 但是由于将其设定为不等磁极距, 可实现对电气性能的影响减小等。
另外, 虽然对上述的电枢及其悬挂构件的配合结构进行了研究, 但是, 关于悬挂构件与转向架的安装结构, 是以仅供研究所内试验线上运行为前提, 设计的结构简单, 与实际应用的不同。
图11为试验结果。如图11所示, 即使在低速区域, 制动力的实测值与设计值也大致吻合。本文假定线性轨道制动只是在速度50km/h~90km/h以上的可以自发电的速度区域使用。另一方面, 研究所内试验线有速度为45km/h以下的限速规定, 因为是在低速下的试验, 所以, 设定的试验体系是对于励磁所需要的电力, 在只启用自发电, 其功率不足时, 即由电源供给其功率不足部分。这时, 通过观测由该电源的供电电力, 确认了发电性能在低速区域实测值与设计值也基本上吻合。
6 结束语
线性轨道制动装置是作为不依赖于轮轨黏着的制动装置而研究的, 但是, 除了与轮轨黏着系数无关之外, 也瞄准提供新的附加值的制动装置目标开展研究 (例如在地震条件下, 取得防止车辆脱轨的效果等) 。目前, 该装置处在从基础研究阶段转向开发阶段, 面向实用化, 还要经过许多必要的研究。
现将目前考虑到的效果举例如下。
(1) 补充高速区域的制动力以缩短制动距离 (作为高速区域的黏着力降低及摩擦热减少的对策) ;
(2) 在恶劣气象条件下, 由于补偿制动力, 防止制动距离增加 (作为潮湿条件及由于异物导致黏着力降低的对策) ;
(3) 包括停电等异常情况下, 作为制动装置的冗余系统 (备用或紧急情况下能启用的支援系统, 以应对电制动等的失效问题) ;
(4) 在地震情况下, 作为防止车辆脱轨的有效制动装置。
在实用化时, 虽然有转向架质量增大的缺点, 但是, 在利用轮轨黏着将制动力提高到极限值之后 (指优先采用空气制动、电制动) , 在进一步提高制动能力的情况下, 确认导入该装置的优缺点之后, 再决定是否采用。因为是与安全直接相关的技术, 所以, 提高制动性能一直是铁道车辆发展的主题。今后, 要努力参与线性轨道制动装置的研发, 以便作为适合于下一代制动装置的一种选择途径。
线性电机型钢轨制动性能试验 篇2
因此, 日本铁道综合技术研究所将无需电源的线性电机型钢轨制动列为开发目标。该制动方式是使用交流电作为钢轨制动的励磁, 制动开始时自行发电, 并依靠该电源产生制动力, 该制动方式还具有抑制钢轨升温的优点。为了掌握这种线性电机型钢轨制动的特性, 日本铁道综合技术研究所试制了实际大小的电枢, 在使用了轨道轮的旋转试验装置上进行了试验, 结果如图1所示。
试验结果表明, 获得足够制动力的钢轨制动在设计上是可行的, 即便失去主电路电源, 也可进行制动, 对于抑制钢轨升温也有效果。
线性制动 篇3
我国水力资源居世界首位,为了利用水力资源,我国已兴建了许多大型水电站,这些水电站一般距负荷中心较远,要经过远距离高压输电线路外送电能。远距离输电线路的传输能力受到暂态稳定极限的限制。为提高输电系统暂态稳定性,首先考虑减少强扰动后发电机机械功率与电磁功率的差额。对水轮机而言,动力调速系统的控制对象为导叶开度,由于有压引水系统的水流惯性,其不能像汽轮机那样进行快速汽门控制[1]。因此,仅依靠动力调速系统的控制不能达到提高暂态稳定的要求,而需要采用快速励磁、电阻制动这些辅助措施的配合来缩短系统动态过程时间,以保证系统故障引起的振荡能够快速平息,保持发电机稳定运行。因此,对水轮机调速、励磁和电阻制动综合控制的研究很有必要。
电阻制动是提高水电站输送功率极限的十分有效的措施[2]。随着现代电力电子技术迅猛发展,传统机械开关的投切制动电阻已被晶闸管静止开关控制的制动电阻TCBR(Thyristor Controlled Braking Resistor)所代替。TCBR能准确控制制动电阻投切时间及电阻大小,有效提高系统暂态稳定性及阻尼系统振荡[3]。近年来对TCBR的控制逐渐引起国内外学者的研究兴趣[4,5,6,7,8]。
水轮机水力、机械、电气各个物理量动态关系复杂,整个控制系统数学模型具有高阶非线性时变特性[9,10,11]。目前,为突破传统线性化PID控制的局限,已针对水轮机进行了各种非线性控制方法的研究,如自适应控制、人工神经网络控制、微分几何反馈线性化、目标全息反馈法、H∞鲁棒控制等。本文运用微分代数多指标非线性控制DASMINC(Differential Algebraic System Multi-Index Nonlinear Control)理论,讨论混流式水轮发电机水门、励磁和电阻制动的综合控制问题。通过反馈参数矩阵参数选取可以任意配置控制系统特征根,使系统获得满意的控制效果。
1 混流式水轮发电机综合控制系统微分代数模型
一般水电站建在远离负荷中心的地区,通过高压长距离联络线与系统相联,因此水轮发电机与系统联系一般可近似为单机无穷大系统[12,13]。图1为水轮发电机机端并联装有TCBR的单机无穷大电力系统示意图。图1中,E′q为水轮机暂态电势;δ为发电机功角;xT为水电站升压变压器等效电抗;xL为单回线路等效电抗;U为电网电压;P0、Q0、yR0分别为初始工况下输送电网的有功功率、无功功率及TCBR等效电导。由图1可知发电机输出电磁功率Pg可分为TCBR制动功率Pr和注入电网功率Pe。
忽略开关损耗,可设TCBR装置只吸收有功功率,将其看作可变电阻,TCBR的动态过程可以等效为一阶惯性环节[4,7]:
其中,yR为TCBR的等效电导;uR为其控制量;TR为装置惯性时间常数。
混流式水轮机稳定运行时,调速系统中导叶开度变化对转矩的影响如图2所示[14]。图2中,mt为机械力矩;mg为动力系统干扰量;eμ、eh、ex、eqμ、eqh、eqx为水轮机传递系数;μ为导叶开度;h和q分别为引水系统水压变化相对值和水流量;x为机组转速偏差。
由图2可得混流式水轮机导叶开度到机械力矩的传递函数为:
引水管道较短时,考虑刚性水锤效应,引水系统中的流量-水压传递函数Gh(s)可表示为:
其中,Tw为水流惯性时间常数。
在理想工况下:eμ=1、eqμ=1、eh=1.5、eqh=0.5。考虑频率偏离较小时,发电机输入机械功率Pm约等于mt,则可得混流式水轮机引水及调速系统状态方程为:
式(4)描述了一个典型的非最小相位环节,正是因为这个环节的存在,使水轮机的控制变得比较困难。
水轮机调节导叶开度的接力器数学模型由下式给出:
其中,Ty为接力器时间常数;uw为导叶开度控制量。
图2中发电机采用快速励磁系统,采用经典三阶模型描述[15,16],将式(1)、(4)、(5)与发电机三阶方程联立可得六阶控制系统数学模型:
其中,励磁控制模型各个量的物理意义详见文献[15-18]。
定义xe=xT+xL/2,可得到dq0坐标系下各电气量关系式:
联立式(7)—(10)可得代数约束变量表达式:
其中,。设状态变量矩阵为x=[x1x2x3x4x5x6]T=[E′qδωPmμyR]T;代数变量的约束矩阵为w=[w1w2w3w4w5]T=[IgdIgqEqUgPg]T;控制量为u=[ufuwuR]T。那么控制系统模型式(6)可转换为标准的多输入多输出非线性微分代数系统:
2 基于DASMINC的水轮机综合控制器设计
2.1 DASMINC设计原理
考虑形式如式(12)的多输入多输出微分代数系统,DASMINC设计方法将输出函数y选取为如式(13)表示的状态变量x和代数约束变量w的线性组合:
其中,C1和C2分别称为状态变量参数矩阵和代数约束变量参数矩阵。
当输出函数对系统的总相对阶小于系统维数n时,可通过坐标变换i=Φ(x,w)将原系统解耦为i空间线性子系统和非线性子系统:
其中,v=[v1…va]T=Bu+α,B矩阵用于确定输出函数对系统总相对阶数,计算方法如下。
在i空间内对线性子系统采用最优二次型指标设计控制律v,然后由v反解出控制律u:
其中,K为反馈系数矩阵。联立式(9)和(11)可得最终扰动解耦控制律u为:
由式(16)可知DASMINC的控制律由控制量初值与抗干扰部分组成,具有明确的物理意义。
2.2 系统动态扩展与参数矩阵的确定
根据微分代数系统反馈线性化理论,采用DASMINC设计方法进行非线性系统部分精确线性化,零动态系统必须是渐近稳定的,这对线性子系统的优化控制设计才是有效的。对于水轮机综合控制系统这样一个复杂的、含非最小相位的系统,为了获得更好的控制效果,使之具有渐近稳定的零动态,可以引入一组变量,对控制系统进行动态扩展,扩展后的系统涵盖了原系统的所有动态[19,20],经动态扩展后式(6)控制系统模型变为:
设计时选取的参数矩阵C1和C2对输出函数中状态量与代数约束量组合形式起到决定性作用,同时关系到系统零动态是否稳定,从而影响到整个水轮机系统综合控制效果。为充分提高暂态综合控制器的性能,参数矩阵的选定综合考虑以下因素:
(1)为使励磁控制器能同时起到传统自动电压调节器与电力系统稳定器所发挥的作用,将励磁控制输出函数选择为机端电压偏差ΔUg与角速度偏差Δω的组合;
(2)动力调速系统的首要控制目标是准确调配机组的有功出力、维持发电机转速恒定,所以导叶开度控制输出函数应包含水轮发电机有功ΔPg和角速度偏差Δω,同时对接力器的动态行为进行约束,要将Δμ也选入;
(3)对TCBR等效电导控制的目的是在故障中吸收过剩电磁功率,改善动态品质,有效阻尼系统低频振荡及次同步振荡,并且约束TCBR装置的动态行为,因此电导控制输出函数信息应有ΔPg、Δω和TCBR的等效电导变化ΔyR。
综上所述,本文将混流式水轮机DASMINC综合控制参数矩阵C1、C2取为:
则对应输出函数为:
2.3 DASMINC控制律的计算
首先,针对拓展后的控制系统模型式(17)计算输出函数式(18)对系统的相对阶:
代入B矩阵得:
将系统初始平衡点代入B矩阵,可得矩阵为满秩矩阵,所以输出函数对控制系统的总相对阶r=r1+r2+r3=1+1+1=3小于系统维数7。需要另外构造4个光滑函数满足Mgiηj(x,w)=0(i=1,2,3;j=1,2,3,4)才可构成非线性变换。计算得出以下坐标变换满足条件:
最后,根据式(16)可以求解得出DASMINC控制律u。
3 实例仿真分析
3.1 实例简介
本文的设计以广西某水电站302 MW混流式水轮机为实例,水轮发电机参数为:xd=1.090 p.u.,xq=0.728 p.u.,x′d=0.34 p.u.,TJ=7 s,T′d0=6.21 s,Ty=0.5 s,Tw=0.86 s。TCBR装置的惯性时间常数TR=0.02 s,TCBR电导限制yR(t)∈[0.001,1.5]。线路及变压器参数:xL=0.242 p.u.,xT=0.169 p.u.。系统初始运行工况:注入无穷大系统功率为P0=0.9 p.u.,Q0=0.06 p.u.;机端电压Ug0=1.05 p.u.,δ0=40.8°,yR0=0.001 p.u.,无穷大系统母线电压U0=1.0 p.u.。
3.2 实例计算
根据哈特曼-格鲁勃曼(Hartman-Grobman)定理,非线性系统的稳定性可等价于其平衡点一阶近似系统的稳定性。本文先将闭环控制系统线性化,代入初始值,考察系统特征根,若对特征根位置不满意,则根据李雅普诺夫稳定判据进行修正,最终确定合适的参数矩阵值。
将控制系统模型式(17)转化为如式(12)描述的微分代数模型,当输出函数参数矩阵选取为:
i空间反馈系数矩阵K选取为:
可将非线性控制系统的一次近似系统闭环特征根配置在以下位置:s1=-6.42+j1.52,s2=-6.42-j1.52,s3=-0.64,s4=-0.66,s5=-50.00,s6=-35.00,s7=-25.00。对应的零动态极点为:s1=-6.42+j1.52,s2=-6.42-j1.52,s3=-0.64,s4=-0.66。
为了与设计的DASMINC控制律进行对比,本文还同时设计了抗扰线性最优控制律(ALOC),得到线性闭环控制系统的特征根如下:
3.3 仿真结果分析
3.3.1 有功给定值扰动
为考察水轮机综合控制器对导叶控制的动态精度,仿真实验在1 s时将有功功率设定值阶跃10%。系统有关量Pg、Ug、ω、Pr(均为标幺值)动态响应曲线如图3所示。从图3(a)中可以看出,水轮机调功时动态过程较缓慢,在调功的初期,输出有功功率出现了反调,这是因为水轮机调速系统模型中存在非最小相位环节,是水轮机组功率变化时的特有现象。对比图中2条曲线,DASMINC综合控制器的输出电磁功率Pg反调小,超调小,动态过程平滑。图3(b)表明该扰动下ALOC控制器机端电压会发生较大幅度的波动,而DASMINC控制器机端电压毫无波动。从图3(c)看出DASMINC控制器频率振荡小,保证了系统稳定运行。图3(d)表明了TCBR的作用机理,当机组动力系统扰动时,DASMINC控制的TCBR能迅速投入,更多地提供制动功率,减小功率差额,之后退出;而ALOC控制在调压后TCBR未退出,造成能量浪费。
3.3.2 调压扰动
对运行中的发电机进行电压调节是水电站常见的一种操作。为考察发电机机端电压给定值发生变化后,控制器的动态调节速度和静态精度,在1 s时发电机机端电压给定值调高5%,机组相关物理量(ΔUg、ΔPg、yR为标幺值)动态响应曲线如图4所示。对比图4(a)、(b)、(c)可看出,DASMINC综合控制器能迅速而准确地跟踪机端电压的变化,使水轮机更快过渡到新的运行工况下。图4(d)说明了常规的调压操作不会使TCBR电导值发生稳态偏移。
3.3.3 输电线路三相短路扰动
当系统发生大扰动,如三相短路故障时,TCBR能迅速投入,吸收大量过剩机械功率,减小发电机加速面积,在故障切除后可继续吸收过剩机械功率,增大减速面积,从而大幅提高发电机暂态稳定极限。
在0.5 s时,水电站与大电网高压联络线发生三相短路,0.15 s后故障切除并重合闸成功,图5给出了2种综合控制方法及TCBR装置退出运行时DASMINC控制下系统相关状态量(Pr、Pe、Ug为标幺值)的仿真曲线。图5(c)表明TCBR装置主要影响系统有功量,对机端电压基本无影响。对比图中2种综合控制方法,DASMINC能在短路时更快、更多地提供制动功率,减小故障对系统功率输送的影响,迅速平息功角振荡。图中对比也体现出在相同的控制律下TCBR装置对减小功率差额、提高系统暂态稳定极限、平抑发电机功角振荡所发挥出的重要作用。
表1给出了通过重复时域仿真得到的本系统模型三相短路故障下暂稳极限切除时间。从中看出采用DASMINC控制律同时装设TCBR的水轮机输电系统暂稳极限得到了非常显著的提高,虽然工程实际中不可能出现这么长时间的短路故障,但可以通过仿真实验来研究这一极端现象,从而得到极限切除时间,这正体现出了仿真实验的价值。
4 结论
本文建立了动态拓展的混流式水轮机调速、励磁和电阻制动综合控制系统微分代数模型,并采用DASMINC设计方法进行非线性抗扰控制律的设计,DASMINC通过一阶求导就能求出控制律,便于工程实现,有效解决了复杂电力系统微分代数模型的非线性控制问题。仿真结果表明了DASMINC方法在导叶开度受扰、电压调节和三相短路扰动下都能使系统快速恢复稳定且能较满意地协调控制量的动、静态性能;装设TCBR装置能显著提高水轮机抗大扰动的能力,提高水电站输电系统输送功率极限。
摘要：针对混流式水轮机水门、励磁及电阻制动控制系统非线性时变、非最小相位的特性,建立了动态扩展的综合控制系统微分代数模型,采用微分代数多指标非线性控制方法求取反馈解耦控制律。通过哈特曼-格鲁勃曼定理,适当选择输出函数参数矩阵配置闭环控制系统特征根来使非线性系统渐近稳定,将扰动解耦,从而使系统得到优良控制性能。仿真结果表明该控制模型能很好地协调水轮机系统的动、静态性能,增强其抗强干扰的能力,有效地提高水电站输电系统的静态和暂态稳定性。
线性制动 篇4
分析
在手制动臂总成中棘爪、齿板、推杆和按钮属于锁止装置, 除此之外还包括支撑装置、承载装置、悬挂装置、连接件及附属部件等20多种零部件, 如图1所示。零件之间连接关系较为复杂, 在工作过程中随着力的大小和方向的不同, 各部件的接触状态发生变化, 结构呈状态非线性。另外, 在加载过程中, 棘爪和齿板可能发生残余变形, 严重时会使啮合面磨损甚至断裂, 使其无法正常工作, 这些现象在结构分析中又属于材料非线性问题。
1.悬挂装置2.承载装置3.锁止装置4.支撑装置5.操纵臂铆钉孔6.啮合齿
在工作状态下的手制动臂总成, 其零件之间有着较为复杂的接触关系和连接关系, 这种接触连接关系会因工作状态的不同而发生很大变化。其中有些零件是铆接或焊接在一起的, 没有相对运动, 处于常接触状态, 如操纵臂铆钉、小铆钉与操纵臂和盖板之间就为铆接关系, 销轴与操纵臂和盖板之间为焊接关系。另外, 重要零件齿板棘爪处于啮合状态时没有相对位移, 处于无滑移接触状态, 棘爪在工作过程中绕着小铆钉旋转, 两者之间会出现相对转动或转动的趋势, 是有滑移接触。因此, 要根据实际情况确定各零部件间的接触状态。齿板棘爪啮合时的接触状态如图2所示。
具体设计过程为:根据研究对象建立手制动臂各零部件模型, 确定各部件间的接触状况装配成总成模型, 设置材料参数、几何参数, 定义接触对, 确定单元类型, 对总成模型进行网格划分并细化局部网格, 然后施加约束与载荷, 确保求解参数设置无误后提交计算, 得到计算结果并对其进行分析。
有限元计算模型建立
1.建立几何模型和划分网格
手制动臂棘爪齿板在啮合时的强度分析过程中所呈现出来的非线性程度很高。因此, 在建立有限元几何模型时, 需要保证模型各部分间准确的连接关系以及总成中各部分不同单元类型的确定, 这样可以在保证划分出高质量网格的同时又能很好的定义出各部件间的接触关系, 从而为后续高质量有限元计算模型的建立提供保障。然而在进行有限元网格划分时, 通常希望既能使得计算收敛过程更加简短快速又能保证很高的稳定性, 因此选用线性的四面体单元, 并通过网格密度的控制来保证计算时间、规模和精度的协调。整个模型各部分间的接触若简化为只有滑移和无滑移两种情况可以减少计算时间, 同时还能保证获得准确的结果。因此, 将部件间的接触简化为这两种情况, 并在保证运动关系的情况下, 尽量减少可滑移的接触。
操纵臂、盖板、铆钉、销轴、齿板、棘爪和齿板基座等多种零部件组成了典型手制动臂的总成。而为了控制计算规模, 需对模型进行一定的简化。简化原则是既要准确反映部件间的连接关系和运动关系, 又要保证各部件的力学特征。因此, 省略在侧向力作用下具有自由端特征且对变形贡献很小的固定支架和开关支架等零件, 最后建立包括操纵臂、盖板、限位铆钉、销轴、齿板、棘爪、固定座和齿板基座在内共11个部件的总成模型。
理论分析和大量相关试验表明, 对于这种包括状态非线性和材料非线性在内的高度非线性问题宜选用线性四节点实体单元进行网格划分, 这样既保证了计算精度、规模和时间协调, 同时又能获得良好的非线性计算收敛性。而对于棘爪和齿板处于压缩工况时, 需对其进行合理的网格划分, 以保证在可控的计算时间下获得较高的计算精度。这里对齿板和棘爪区域进行网格细化, 其余部位采用较粗的网格。最终模型共得到403.4万个实体单元和10万个节点。手制动臂总成有限元网格和齿板棘爪啮合处网格局部放大图见图3和图4。
2.接触对及材料属性的设置
典型的手制动臂总成产生接触的部位有棘爪与齿板啮合时的接触, 铆钉及其连接件的接触, 盖板、操纵臂限位凸块与齿板基座间的接触等。对不太关心的接触部位或处于常接触状态的部位设置为无滑移接触;将盖板和操纵臂限位凸块与齿板基座间的接触设定为可滑移接触对;棘爪在受到载荷之后与小铆钉接触, 将吃连接表面定义为无滑移接触;当棘爪受压时, 棘爪与齿板之间处于常接触状态, 没有相对移动, 因此处理成无滑移接触;将铆钉及其连接件的接触和销轴及其配合件的接触采用束缚约束来简化。大量试算表明, 这种简化方式与全部接触对定义成可滑移接触相比对结果的影响不大, 但是可以节省大量的计算时间, 甚至避免在有效的时间内不收敛的情况。
采用各向同性硬化材料模型计算手制动臂棘爪齿板的失效, 需得到棘爪齿板材料的真实应力——塑性应变曲线和参数。棘爪齿板选用的材料是Q S T E420T M, 其屈服极限445M P a, 抗拉极限500M P a, 延伸率为30%。
3.约束和载荷的定义
约束齿板基座和固定座的三个螺栓孔区域附近的节点, 以模拟手制动臂总成通过螺钉的紧固连接。
根据设计要求以及实际操作情况, 将600N侧向力施加在操作臂端部, 为避免计算中出现单点集中载荷引起的局部应力过大, 与实际情况不符, 将载荷数值根据静力等效原则分配到操作杆端部八个关键点上, 方向为垂直操纵臂上端面向下。
有限元计算与结果分析
根据建立的手制动臂总成的有限元模型, 对齿板压缩变形工况进行了非线性计算分析, 得到了手制动臂总成的应力分布及残余应力分布, 进而得到了齿板棘爪的应力分布及啮合面的残余应力分布。手制动臂总成的应力云图和残余应力分布图见图5和图6。
通过手制动臂总成的应力分布和残余应力分布可知, 齿板啮合面在压缩载荷下会出现较大应力, 为450.4MPa, 已经超过材料的屈服极限, 发生塑性变形;棘爪下部弯角过渡处同样出现超过材料屈服极限的应力值, 为446.592MPa, 发生塑性变形;棘爪齿板啮合齿面产生较大残余应力, 为455.6MPa, 未超过材料的抗拉极限, 不会发生断裂现象。但齿板啮合面和棘爪在压缩时会发生塑性变形, 为防止多次加载卸载后断裂失效现象的产生, 建议将齿板棘爪及其连接件改用屈服强度更高的材料。
结语