回转器模型（精选5篇）
回转器模型 篇1
1 引言
变压器-电感等效电路模型和回转器-电容模型是常用的两种磁性元件等效电路建模方法,后者由David C.Hamill根据绕组与回转器类比、磁导与电容类比的关系于1993年所提出[1]。由于回转器-电容模型的建立更简便、直接,模型中绕组与铁心相对独立,便于磁性元件模型的精确化和系列化,并能同时完整地反映磁性元件的电路与磁路特性,因而更适合于仿真建模。文献[1-3]提供了回转器-电容模型的基本建模思路;文献[4-6]则就非线性铁心建模和参数求解开展了深入的研究;文献[7,8]则给出了应用回转器-电容模型对某些具体电路进行仿真和分析的思路和方法。
漏感是变压器的一个重要参数,它会引起变换器的高损耗、高电压尖峰等诸多问题,同时还是隔离型谐振变换器设计考虑的主要参数之一。但是,现有文献仅给出了回转器-电容仿真模型中漏感的基本描述方法和通过测量漏感量来等效折算到模型对应参数的实验获取方法[1,2,3]。为了提高该模型的精确性和应用价值,需要定量分析变压器本身结构参数对其寄生参数的影响。本文从能量相等的基本原理出发,推导漏感在变压器回转器-电容模型中的定量表达式,给出传统的立式变压器和平面变压器的模型中漏磁导电容的具体公式,体现了磁心和绕组的几何参数的影响;最后进行了实验验证。
2 引入漏磁的回转器-电容模型
图1(a)所示为一普通双绕组变压器示意图。其中N1、v1、i1、N2、v2、i2分别代表原副边绕组匝数、电压及电流,F表示磁动势。根据磁导-电容类比法,并考虑磁心的饱和特性和磁滞特性,可以得到如图1(b)所示的回转器-电容电路模型。其中为磁心内部磁通变化率,Λm为磁心磁导。
考虑到实际的变压器总存在着或大或小的气隙,这里用Λ表示气隙磁导。R为表征磁心磁滞特性的非线性电阻。模型中Λm、R是与磁心直接相关的参数,具体计算方法在参考文献[6]中有详细描述。
传统变压器-电感等效电路模型中,漏感被看作是串联在绕组上的电感,而在回转器-电容模型中,漏感则应以漏磁导电容方式体现,并联在绕组的两端,如图2所示。
根据回转器-电容模型的特性[1,2,3]可知,传统模型中的漏感(Ls1和Ls2)与漏磁导电容在量值上满足:
下面针对不同的变压器绕组结构,探讨求解表征传统变压器漏感的漏磁导电容Λl1和Λl2的方法。
3 传统立式变压器漏磁导电容求法
本节先对绕组无夹绕的变压器进行分析,进而考虑绕组夹绕的影响。
3.1 绕组无夹绕
图3是一个立式EE型变压器,原副边都绕在中柱上,原边在外,副边在内。a区域为原边绕组与侧柱间区域,b区域为原边绕组,c区域为原副边绝缘层,d区域为副边绕组,e区域为副边绕组与中柱间区域。这里令原边电流为i1,副边电流为i2。
假设原副边绕组的窗口高度填充率较高,绕组高度为z,绕组被磁心覆盖。则变压器的漏磁通主要分布在b、c、d三个区域。
由于有磁心的存在,原边绕组外侧磁场被磁心短路,副边绕组内侧也被磁心短路,选取a区域外侧为参考零点,根据安培环路定律,可以求出各区域磁场强度。
b区域电流沿x方向线性增加,磁场强度也线性增加,磁场强度表达式为:
c区域没有电流增加,磁场强度保持不变,磁场强度表达式为:
d区域由于副边绕组反向电流的流入,磁场强度线性减小,磁场强度表达式为:
根据式(3),上式变为:
设lavb、lavc、lavd分别为原边绕组区域平均长度、原副边绕组间绝缘带平均长度、副边绕组区域平均长度。根据磁场强度分布决定磁场能量这一基本能量关系有:,(μ0=4π×10-7H/m,μ0为空气磁导率)。则b区域磁场储能为:
c区域磁场储能为:
d区域磁场储能为:
d区域磁场强度是原副边绕组共同作用的结果,为方便计算,对式(8)进行近似。忽略激磁电流影响,有N1i1=N2i2,式(8)可简化为:
由图2可知,模型中两个漏磁导电容储存能量即对应漏磁通能量,有Eb+Ec+Ed=21Λl1F12+21Λl2F22,这里F1=N1i1、F2=N2i2分别为漏磁导电容上的电压。根据对应项系数相等原则,可以求出:
原边绕组、绝缘层、副边绕组的平均长度通常可用绕组平均长度lav代替,则上式近似为:
3.2 绕组夹绕
通常,为增加绕组间的耦合,减小变压器的漏磁通,原副边绕组采用夹绕方法绕制。图4给出了不同绕制方式下的磁场强度分布图。图中N1为原边绕组,N2为副边绕组,绕组高度为z。定义M为绕组交错换位的次数,则无夹绕时的M为1,如图4(a)所示;三明治绕法的M为2,如图4(b)所示;依此类推。显然,M=2的磁场分布可以看作更多绕组换位的磁场分布的一个单元(不考虑幅值),则根据前面的磁场能量求解过程可以知道,只要求出M=2时的磁场分布和磁场能量,在其基础上,引入M,就可以推出夹绕方式的通用的漏磁导电容表达式。
对图4(b)所示的夹绕绕组建立磁场强度坐标系如图4(c)所示,则各区域的磁场强度表达式为:
进而推出各部分磁场储能为:
对式(13)中的Ed进行一定的近似,其表达式近似为:。这里有F1=N1i1、F2=N2i2,H1=N1i1/(Mz),H2=N2i2/(Mz)。由Eb1+Ec1+Ed+Ec2+Eb2=12Λl1F21+12Λl2F22
即可求出漏磁导。
各区域平均长度可以用lav代替,式(14)简化为:
由式(11)和式(15)可看出,绕组夹绕后,漏磁导电容值大幅减小,这是由于夹绕方式窗口内磁场强度峰值成倍减小的缘故。
4 平面变压器漏磁导求法
平面变压器FT(Flat Transformer)具有高功率密度、结构紧凑、高转换效率、工作频率高、隔离性好的特点,在开关电源中得到了越来越广泛的应用。根据其绕组结构的不同,可以分为卷绕式和绕组层叠式两大类,这两类都可以用图2所示的模型统一表示。
卷绕式平面变压器的漏磁导电容求法与第二节中立式变压器漏磁导电容求法相同。
图5(a)是一个绕组层叠式的平面变压器示意图,原副边绕组均采用铜皮绕组,宽度填满窗口宽度。显然,将图5(a)旋转90度,就可以延用第二节的思路计算漏磁导电容。以图5(a)所示变压器右半部分为例,建立磁场强度坐标系如图5(b)所示。
漏磁通能量对应模型中漏磁导电容储能,有,根据第二节的方法同样可以求出漏磁导电容的表达式为:
这里由于原副边绕组和原副边绕组间绝缘带的平均长度一样,即lavb=lavd=lavc=lav,所以式(16)简化为:
5 实验验证和分析
实际选取一个立式变压器和PCB绕组的平面变压器进行实验验证,如图6(a)所示。
A为立式变压器,铁氧体EE25磁心(μAr≈16000,μAr为相对磁导率),原边在外,两层共33匝,副边在内,一层19匝,均采用直径0.6mm的漆包线,窗口填满绕组。B为PCB绕组平面变压器,Philips公司EI20平面磁心(μB r≈20000,μB r为相对磁导率),原边2匝,副边1匝,铜皮绕组厚度均为0.1mm。
对应于图3和图5,实测变压器各结构参数如表1.a和表1.b所示,其中g为中柱气隙高度、Ae为有效导磁面积、Le为磁路长度。
将表1.a数据对应代入式(10)及式(16),可以求出A变压器漏磁导电容值为ΛAL1=3.91 n F、ΛAL2=0.88 n F,B变压器漏磁导电容值为ΛB l1=26.16 n F、ΛB l2=0.69 n F。
参考文献[6],可知图2所示的磁心磁导电容Λm、气隙磁导电容Λ的计算公式为。结合表1.b数据可以求出:A变压器磁心磁导电容和气隙磁导电容值为ΛAm=11263.22 n F、ΛA=380.22 n F,串联后容值为366.9 n F;B变压器磁心磁导电容和气隙磁导电容值为ΛBm=49694.40n F、ΛB=819.96n F,串联后容值为802.3n F。
由于漏磁导电容值不能直接通过仪器测试,因此我们将漏磁导电容值转换为可以通过LCR测试仪测量的电感值,对上述结论进行验证。模型中共有4个磁导电容,其中3个独立变量(两个电容串联独立变量为1),根据解的唯一性,可以通过3个或更多的独立可测参数来验证模型的有效性。图6(a)所示的变压器可以看作二端口网络,显然可以用易于测量的副边开路-原边等效电感Lp_so、原边开路-副边等效电感Ls_po、副边短路-原边等效电感Lp_ss、原边短路-副边等效电感Ls_ps来验证模型的有效性。
由图2,可以算出等效电感Lp_so、Ls_po、Lp_ss值。以Lp_ss为例,当副边短路时,等效电路如图6(b)所示。
根据图6(b),可以计算出副边短路的原边等效电感值,同理,可以求出Lp_so、Ls_po的值如表2所示。在小信号测试时,磁滞特性影响很小,因此等效计算时可以忽略磁滞电阻R。使用LCR测试仪在100 k Hz工作频率下分别测量变压器A和B的上述3个电感量,结果如表2所示。
可以看出,计算结果与实测结果基本一致,说明前述方法切实有效。计算结果与实测结果略有偏差,主要由于实际测量的绕组厚度存在误差,原边区域平均长度、绝缘层区域平均长度、副边区域平均长度近似时存在误差导致计算结果与实测结果有偏差。另外,高频工作时,绕组电流受到集肤效应和邻近效应的影响并非均匀分布,这也会导致计算结果与实测结果存在一定的偏差。
6 小结
本文从漏磁通对应的磁场储能来研究表征漏磁通的漏磁导电容的表现形式,进一步完善了回转器-电容模型。根据能量相等的基本原理,以立式变压器和平面变压器为例,给出了漏磁导电容值的近似计算方法,使得回转器-电容模型能够体现出磁心和绕组的几何参数的影响,提高了模型的精确性。此外,还讨论了交错绕组情况下漏磁通发生的变化,并给出了相应的漏磁导电容表达式。实验证明该方法有较高的准确度,具有较强的实用价值。
参考文献
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回转式空预器漏风防治探讨 篇2
由于回转式空预器具有布置结构紧凑、受热面金属壁温较高、冷端腐蚀比管式空预器轻等优点, 目前已广泛被设计高参数、大容量锅炉时采用。回转式空预器漏风率是衡量其运行经济性的一项重要经济指标。根据计算, 对于电站锅炉, 一般炉膛漏风系数每增加0.1～0.2, 排烟温度将上升3～8℃, 锅炉效率降低0.2～0.5%;锅炉效率提高1%, 300MW燃煤机组直接供电煤耗降低1.5～2.0g/kWh;600MW燃煤机组直接供电煤耗降低3.0～4.0g/kWh。现以锅炉排烟氧量由7.0%降为6.0%为例, 炉膛漏风系数降低0.1, 锅炉效率提高以0.25%计算, 则300MW燃煤机组供电煤耗可降低0.5g/kWh。由此, 在设备选型基础上调整降低回转式空预器漏风率很重要。
2 回转式空预器工作原理
回转式空预器按仓位划分为:三分仓、四分仓;按动、静部分划分为转子旋转式、风罩旋转式。目前通常采用的是受热面旋转 (转子旋转) 式预热器, 该类型代表是三分仓容克式空预器。预热器主要部件有:转子 (受热面布置其上) 、主轴与轴承装置、传动装置、密封装置、罩壳五大部分。
容克式空预器密封装置配有径向密封, 圆周旁路密封和轴向密封。径向密封通过布置在烟气与空气通道之间密封区的扇形密封板来实现, 上部扇形密封板内侧支撑在上轴;下部径向密封板由于转子特定变形, 只要冷态预留适当的密封间隙, 热态时间隙自然闭合。圆周旁路密封是通过布置在上下封板的圆周方向, 与转子圆周方向的密封圈形成密封, 其密封间隙在热态时是闭合的。轴向密封布置在与径向密封相对应的转子与外壳之间的通道中, 它有效阻挡从圆周方向的空气漏向烟气。
3 运行经济性分析
为便于分析, 现引入概念“传热有效度”, 定义为实际传热量与最大可能传热量之比, 即Q/Qmax, 通常以“ε”表示。由定义可知undefined。对两种流体 (无相变) 流通的任一换热器: ε=δtmax/ (t1′-t2′) , 式中t1′表示高温流体放热前温度, t2′表示低温流体吸热前温度, δtmax表示两种流体中温度变化较大者 (热容量小者) 。以某300MW机组选配HOWDEN容克预热器为例:烟气侧进/出口温度大致分别为370/125℃;一、二次风侧进/出口温度大致分别为20/350℃。由于烟气含有粉尘及尾气, 故其热容量大于空气热容量, 则ε=0.94。同时, 由ε-NTU法, ε=f (R, NTU) , R=MhCph/ McCpc, NTU=KF/ (MC) min。简化后回转式空预器设计校核计算时“传递常数G、S”分别可写为:G= g (R, NTU) ;S=h (R, NTU) 。
从上式可以看出, 空预器运行经济性相关参数为:热源 (烟气) 流量、冷源 (一、二次风) 流量以及冷/热源介质出/入口焓值。因焓值h=F (p, t) , 空气量可由烟气量与炉膛漏风反推得到。空预器运行经济性决定因素如下:
1) 预热器进/出口端差。
2) 参与换热烟气量。
3) 本体漏风与本体阻力。
4) 高温热源初、终温度。锅炉尾部烟道烟气量通过燃烧氧量控制调节;排烟温度下限为烟气酸露点限定;预热器进/出口端差由图1可以看出, 过分提高预热器入口烟气温度, 其热端差将逐渐减小, 传热效果升速率减缓。通过改造适当提高空预器入口烟温;降低预热器本体漏风率 (降至8%以内) 是有效手段。
4 空预器本体漏风检测
容克式空气预热器动、静部件之间存在间隙是漏风渠道。因为空气侧压力高, 烟气侧压力低, 二者之间存在压差, 便是漏风动力。压差和间隙两者造成的漏风称为直接漏风。另一种携带漏风, 是由于转子内具有一定的容积, 当转子旋转时, 必定携带一部分气体进入另一侧形成的漏风。漏风成因基本是受热面、密封部位磨损或转子、密封面热变形等情况。与汽机侧真空检漏不同, 目前通过试验检测确定漏点位置尚不可能;但许多情况下可以通过检测漏风, 并采用排查、对比方法大致确定漏风位置。通常空预器进出口烟道设计有氧量监测点。一般情况下, 空预器作为锅炉侧重要辅机需定期进行漏风测试:测试采用高精度氧表同步监测预热器进/出口烟气含氧量, 再进行汇总计算。当漏风超标时, 可分析烟风系统辅机运行状况查找原因。如:某电厂300MW机组投产两年, 回转式空预器漏风率测试结果为15%;分析成因时发现两侧一次风机入口导叶开度90% (额定负荷60%) , 同时预热器上端扇形板热态多次手动调整造成抬升后未复位, 径向密封间隙拉大。
5 空预器漏风防治措施
1) 设备招标期间应当严格评审, 经济性分析评价与初始投入对比, 合理选型是空预器漏风防治的根本。
2) 有条件的情况下, 从入炉煤着手, 拒燃Aar>50%的劣质烟煤和高硫煤。提高煤粉燃尽度, 减缓尾部烟道磨损, 定期分析确查煤粉细度, 调整燃烧, 低氧燃烧褐煤仅需控制腐蚀;烟煤燃烧氧量控制范围可选取3.0～3.5%;无烟煤燃烧氧量控制范围可选取3.4～3.7%。在此基础上, 燃用劣质烟煤应适当降低氧量;W火焰炉型可适当提高0.2%。)
3) 接触式密封改造:密封技术发展已逐渐成熟, 该技术不但能有效地降低漏风率, 而且可减除各轴承油系统、省去扇形密封液压调节装置。以HOWDEN容克式空预器VN设计技术为例, 在扇形密封挡板、轴向密封挡板和外壳之间焊接板条, 将径向密封挡板和轴向密封挡板冷态调试时固定于某一位置 (固定之前应预先计算出扇形密封挡板和轴向密封挡板固定的位置) , 形成完整的焊接结构, 从而消除二次漏风可能。自密封技术关键问题在于保证任何负荷情况下扇形密封挡板和轴向密封挡板均能适应转子热态变形。
4) 检查预热器烟风道以及各弯头、挡板门、膨胀节位置, 清理积灰、消除烟气走廊及漏点。
5) 防止空预器冷端低温腐蚀:提高空气侧入口温度, 有效提高空预器受热面金属壁温, 通常采用热风再循环、增设暖风器。冷端采用耐腐蚀材料;降低酸露点或抑制腐蚀的添加剂。低氧燃烧, 注重停炉期间保养。新技术运用。
摘要：针对云南省目前火力发电机组锅炉选配回转式空预器运行现状, 结合空预器漏风测试经验和监测分析, 归纳回转式空预器漏风主要影响因素, 总结减少回转式空预器漏风的措施。
关键词：回转式空预器,漏风率,密封,传热有效度,端差
参考文献
[1]范从振.锅炉原理[M].中国电力出版社, 1986.5, 2003年1月北京第九次印刷.
回转器模型 篇3
基于磁流变液 (MRF) 的回转式阻尼器通过控制外加励磁电流促使磁流变液产生流变效应以实现对阻尼转矩的输出及控制, 与传统的磁粉离合器、摩擦片式离合器、硅油阻尼器等相比, 它具有易于控制、无机械冲击、机械磨损小和噪声低等优点, 可广泛应用于机械传动中的离合、制动、软启动、无级调速、负载调节、张力控制等, 因此吸引了众多研究者的兴趣[1,2]。
回转式MRF阻尼器研究过程中, 阻尼器的性能测试实验是必不可少的重要环节。在测试实验过程中, 需要对电动机的转速、阻尼器线圈的励磁电流等工况进行分段设定或连续扫描控制, 同时对阻尼器的输出转速和转矩、因克服磁致阻尼力矩而产生的阻尼器温度变化等信号进行检测、采集、显示、存储和分析。显然, 如果通过手工的办法对测试实验过程进行操作, 必然存在实验周期长、精度和效率低、操作过程烦琐、容易出错等问题, 影响研究工作的开展。
本研究在通用工控机硬件平台的基础上, 采用LabVIEW软件开发工具, 将变频调速器、励磁电流源、转速转矩传感器、温度传感器等集成于工控机平台上, 以期实现回转式MRF阻尼器性能自动测试实验系统。
1 系统需求分析
回转式MRF阻尼器性能测试实验的主要目的是:发现或验证阻尼器励磁电流、转速及输出阻尼转矩的相互关系, 或不同工况 (转速、励磁电流) 下阻尼间隙结构形状与尺寸对阻尼器输出性能的影响。另外, 由于阻尼器工作过程中需克服由MRF产生的阻尼力矩而旋转, 消耗的能量通过对磁流变液的剪切和摩擦以热量的形式释放出来, 促使阻尼器工作温升严重, 影响阻尼器的工作性能。为了采取适当措施以避免产生过高的工作温升及其对阻尼器性能的影响, 还需要对阻尼器工作温度场进行测试研究。因此, 要求阻尼器测试实验系统必须具有同时检测、采集和分析多路信号的功能, 并且可以方便地控制励磁电流源输出的励磁电流及驱动电动机输出的转速。
2 系统总体结构
按照上述功能要求所设计的测试实验系统总体结构如图1所示。图1中, NI-PCI-6221为美国国家仪器公司的低成本多用途数据采集卡[3], 其模拟量输入端口用于采集来自温度变送器的温度信号, 其模拟量输出端口可连续输出0 V～5 V控制电压以控制变频器频率及电动机转速;TC-1型转速转矩卡为长沙湖湘测控仪器有限公司生产的专用接口板卡, 可对来自JZ50型转速转矩传感器的转速和转矩信号进行变换和处理, 并将处理后的信号接入工控机;工控机作为整个测试实验系统的核心, 在程序控制下对测试实验过程进行集中协调控制, 并对所采集的测试实验数据进行显示、存储、实时分析及后续处理。
系统中选用的转速转矩传感器是一种基于电磁感应原理、可同时对被测对象的运行转速和动态转矩进行检测的数字式传感器, 其工作原理如图2所示[4]。
可编程直流电源选用亚锐电子有限公司的Array3645A, 用于为MRF阻尼器的电磁线圈提供励磁电流, 在工控机串口通信程序的控制下, 其输出的励磁电流可在0 A～3 A范围内连续调节。
温度信号的检测采用4个分布在不同测试点的k型热电偶温度传感器, 其输出的毫伏级电压经温度变送器放大到0 V～5 V后, 通过数据采集卡送入工控机。
3 系统软件功能模块
软件系统主要功能模块包括:①主控模块是系统的核心模块, 负责对系统进行初始化设置, 对测试实验过程及各功能模块的运行进行协调控制。②转速转矩测量模块除了通过TC-1型转速转矩卡采集转速与扭矩的信号外, 还增设了扭矩调零功能以消除零磁场时磁流变液的粘性阻尼、实验台机械摩擦阻尼、电机的机械特性等产生的初始转矩对阻尼器性能测试实验结果的影响。③电流源控制模块通过计算机串口通信编程实现励磁电流的连续可调输出及自动采集输入。④温度采集监控模块通过与数据采集卡的数据通讯, 可实现单通道或多通道温度电压信号的自动采集, 并设定阻尼器最高工作温度, 控制电流源与电机的开关, 防止工作温升过高而破坏磁流变液性能及阻尼器结构。⑤转速控制模块的功能是利用数据板卡输出控制信号给变频器, 实现对电动机转速的自动控制。⑥数据显示模块可将测试数据以数字和波形的形式同时显示在前面板上, 借助于波形显示可以实时、清晰地观察测试过程中阻尼器各性能参数的变化情况。⑦数据存储分析模块可将测试实验数据以文本文件格式保存在磁盘上, 以备后续进一步处理和分析使用。数据分析模块可对测试实验过程中阻尼器的输入/输出信号等进行分析。
4 系统软件开发
基于LabVIEW的软件系统开发主要包括前面板设计和后面板设计[5], 其中DAQ Assistant Express VI用于配置测量任务及通道的图形接口, 此处可以用来配置所需的模拟量输入/输出端口, 即数据采集卡NI-PCI-6221的4个模拟量输入端口 (用于温度数据输入) 和1个模拟量输出端口 (用于变频调速控制) 。在测量转速转矩时, 通过LabVIEW节点调用函数, 调用TC-1型转矩卡预制的DLL动态链接库文件, 输入转矩和转速数据。扭矩调零功能程序利用公式节点函数编制。电流源的通信控制是通过编制LabVIEW串口程序实现的。程序的编制采用叠层顺序结构、条件结构实现[6,7], 既保证了测试实验程序的有序运行, 也使后面板程序框图清晰, 同时便于程序功能的扩展。
系统的部分后面板程序框图如图3所示, 前面板截图如图4所示。
5 系统的实际应用
将上述系统实际应用于回转式MRF阻尼器性能测试实验研究, 取得了非常满意的效果。
一组实验测试数据如图5所示, 实验条件及过程为:阻尼器转速n=300 r/min, 对励磁电流在计算机控制下, 在0 A～1 A范围内, 按0.02 A间隔自动进行等速加载和卸载扫描 (如图5 (a) 所示) , 同时采集并记录阻尼器输出的阻尼转矩 (如图5 (b) 所示) , 数据采样周期为1 s, 整个测试实验周期为2 100 s。采用该系统对图5 (a) 、图5 (b) 所示实验数据进一步处理, 可得到励磁电流与阻尼力矩的关系曲线, 如图5 (c) 所示。可见, 回转式MRF阻尼器输出的阻尼力矩随励磁电流的变化而变化, 具有良好的可控性, 但在加载和卸载过程中, 对应的阻尼力矩构成了较明显的滞回曲线, 因此在控制系统设计时应采取相应的措施来消除其影响。
采用该系统在阻尼器转速n=300 r/min, 转矩T=5 N·m条件下实验测得的阻尼器温升曲线如图6所示, 其中符号“*”和“o”表达的曲线分别对应着未采取任何冷却措施时的阻尼器温升曲线和采取强制水冷措施时的阻尼器温升曲线。可见, 在不采取任何冷却措施时, 阻尼器温度随运行时间而不断升高, 在运行1 800 s后温度已高达68 ℃, 且呈现继续上升趋势, 使阻尼器运行条件显著恶化;而采取强制水冷措施后, 阻尼器迅速进入热平衡状态, 温升只有10 ℃左右。
6 结束语
回转式MRF阻尼器性能测试实验系统以通用工控机为硬件平台, 以LabVIEW为软件开发工具, 将多路信号检测与驱动控制、励磁控制集成起来, 实现了回转式MRF阻尼器测试实验过程的自动化。实际应用表明, 该系统人机界面友好、系统维护与功能扩充容易, 显著缩短了测试实验时间, 提高了测试实验精度和效率, 为回转式MRF阻尼器的研究提供了有效的手段。
参考文献
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回转器模型 篇4
在电路的分析研究中, 经常可以看到, 元件、参数、性质、结构不同的两个电路, 描述它们的数学模型却完全相似甚至相同。例如对图一所示直流电路 (a) 与 (b) 来说, 其回路方程与节点方程分别为:
对图2所示动态电路 (a) 与 (b) 来说, 其K V L方程与K C L方程分别为:
显然两组电路的数学表述形式完全相似。电路的这种性质反映了它们相互间的对偶性, 也就是说, 电路中元件、参数、变量、结构、定律、分析方法等存在一一对应、相互类比的对偶关系。像电感L与电容C;电阻R与电导G;电流I与电压U;网孔与节点;戴维宁定理与诺顿定理;开路与短路;串联与并联;KVL与KCL等……电路中的这种对应关系有很多, 它们构成了基本对偶元素对。基于网孔分析与节点分析方法的对偶性及元件的对偶元素, 不论是线性还是非线性电路, 无论是动态还是稳态电路, 无论是直流还是交流电路, 它们都有与之对应的对偶电路存在。但是理想变压器和回转器元件一般教科书是没有涉及它们的对偶问题的, 那么含有此类元件的电路的对偶性又如何呢?
2 理想变压器和回转器的对偶问题
理想变压器和回转器均为双口网络, 是既不耗能又不储能的理想化元件。按照对偶的意义, 它们没有与之对应的对偶元素;但是我们知道常见二端元件的对偶元素仍为二端元件, 因此从对偶的定义出发, 相互对偶的元件端数应是相同的;两个元件对偶, 其特性的数学描述完全相似甚至相同。例如, 对于电感元件L与电容元件C有uL=Ldi/dt对ic=Cdu/dt;对于电阻R与电导G有u=iR对i=G u;对于基尔霍夫定律有∑u k对∑ik……。对于理想变压器来说, 基于等效概念, 图3 (a) 可以由受控源等效生成, 如图3 (b) 所示;按电源对偶元素关系求其对偶电路如图3 (c) , 而图3 (c) 也就是理想变压器图3 (d) 的受控源等效电路。因此由分析可知, 理想变压器的对偶元素仍可视为理想变压器, 只是作相应变换。即将同名端改变一次;初、次级匝数比调换, 其它不变。事实上对于电路图3 (a) , 有
对于电路图3 (d) , 有
由它们的伏安关系式 (1) 与 (1/) , (2) 与 (2/) 以及对偶关系, 可知它们互为对偶元素, 如图3 (a) 与图3 (d) 互为对偶元素, 即变压器的对偶元素仍可视为变压器。但它的绕向、匝数发生了对偶性的变化。
同理, 对于回转器如图4 (a) 来说, 可作如下变换:
改变回转方向;
对偶变换回转常数, 其它不变。
得到的回转器如图4 (b) 所示。
按理想回转器定义,
对于图4 (a) , 有
对于图4 (b) , 有
显然, 由它们的伏安关系, 再联系到变量间的对偶性, 不难看出图3与图4为一对偶元素对。因此回转器的对偶元素仍可视为一个回转器。但电路内部主要结构、元件同样有对偶性的变化。
3 含理想变压器与回转器电路的对偶分析
对于含有理想变压器、回转器的电路, 依据上述原则容易确定理想变压器与回转器的对偶元素, 须注意的是两元件端口外的电路, 电源极性应按等效电源定理, 其它元件按对偶关系确定。
例如, 对于电路图5 (a) 来说, 有
按照上述原则得电路图5 (b) , 其伏安关系为:
显然, 变量变换后两电路的数学模型完全一样, 说明两电路对偶。
上述是以一简单电路说明了含有理想变压器与回转器电路的对偶分析问题, 对于较复杂的这类电路, 运用上述方法也不难求得其对偶电路, 此不多叙。
参考文献
回转器模型 篇5
作为全回转拖轮核心的设备之一, 全回转舵桨是一种Z型推进装置, 使船舶调头灵活, 原地回转、倒车快、航行安全, 重量轻、拆装方便、可省略常规的舵, 改善驾驶员工作和生活条件, 减少对环境的污染, 是一种新颖、紧凑、高效率、销售价适应国内市场的节能、环保性推进装置。同时全回转舵桨有着严格的要求, 螺旋桨在水流的作用下不能反转。否则会造成较大的启动负荷, 甚至损坏舵桨及主机。因此, 各种形式舵桨均会采取一定的措施来防止舵桨反转, 其中SRP1515FP型全回转舵桨的止回器作为其中一种防反转形式, 被广泛的应用在同类型全回转舵桨的系统中。但由于这种止回器设计方式存在一定缺陷, 给使用者带来了很大的隐患和麻烦。我们在某拖轮SRP1515FP型全回转舵桨止回器故障维修中积累了一些经验, 并提出了几种改进办法, 希望能给同类型舵桨的生产者和使用者提供一些参考。
1 SRP1515FP型全回转舵桨止回器运行原理介绍
SRP1515FP型全回转舵桨止回器是一个由多个楔块和保持架构成的, 安装于舵桨装置上齿箱中间轴末端的, 可起到正转通行, 反转锁止的装置, 如图1所示。
SRP1515FP型全回转舵桨止回器功能作用是防止螺旋桨在水流作用下反转, 主要体现在以下三种情况: (1) 在脱排状态下, 以避免合排时的过大扭矩; (2) 在合排状态和主机停车时, 避免主机反向转动; (3) 在一侧舵桨工作时, 防止没有投入运行的另一侧舵桨, 在船舶航行时反转。
SRP1515FP型全回转舵桨止回器工作原理:在高速运转时, 楔块及保持架随内环一齐旋转, 离心力FC促使楔块沿保持架逆时针转动, 这样楔块和外环之间产生间隙, 在这种状态下运行, 止回器没有任何摩擦, 使用寿命是无限长的;当内环的旋转速度下降到离心力不足以克服弹簧的弹力时, 楔块在弹簧的作用下, 顺时针旋转, 并重新和外环接触, 止回器进入自锁状态, 防止轴系反向转动, 如图2所示。
2 某拖轮SRP1515FP型全回转舵桨止回器故障维修概况
某日黄骅港煤炭港区某拖轮结束作业返回拖轮码头途中, 发现右主机突然降速, 右主机排烟管冒黑烟, 该船轮机员立即停车检查, 发现右舵桨手动盘车不动, 初步判断该舵桨桨叶卡住异物, 经潜水员水下探摸, 确认右舵桨桨叶与导流罩间卡住废旧轮胎, 如图3所示, 水下清除无果后, 最终拖轮进坞将轮胎清除, 随后试车试航均未发现舵桨工作异常, 舵桨系统各运行参数一切正常。
该拖轮恢复正常作业运行约10天后, 舵桨滑油滤器压差高报警, 轮机员在清洗滑油滤器时, 发现滤器内有大量金属屑等杂质, 最初怀疑金属屑是滑油系统中的运动副异常磨损产生。将此情况向设备厂家报告后, 设备厂家安排服务工程师到船对系统进行拆检, 先后检查了上齿箱伞齿和回转齿圈, 均未发现异常。经讨论如对其他部位采取进一步检查, 工程量较大且工作环境不允许。因此先对滑油取样进行化验分析金属屑化学成分进而确定磨损部位。化验报告显示滑油成分中无水, 有较多金属颗粒及少量非金属颗粒, 元素分析显示铁元素含量高于正常值, 其他元素基本正常。
服务工程师结合舵桨缠摆事件和油样分析, 推断止回器可能出现问题, 滑油中的金属碎屑极有可能是止回器零部件碎裂产生的。经拆检发现, 止回器已完全碎裂, 楔块散落周围, 保持架严重变形, 局部有摩擦高温灼伤痕迹, 并伴有大量金属屑在其中, 如图4所示。由于出口管接头处带孔垫片的阻挡作用, 大块金属无法通过, 但仍有大量屑状金属随滑油进入系统, 油样检测报告中显示的大量铁元素, 即为止回器碎裂后产生的金属屑的主要成分。
根据故障根源, 制定解决方案:首先需彻底清空系统内滑油, 并更换全部滑油;其次需拆除三台液压马达, 对锥体油腔进行清洁;然后要清除破损止回器, 并更换新件, 如图5所示;最后在检查其他部件正常后, 试车试航。由于滑油全部换新必须在船坞内进行, 且当时正值寒冬, 气温低、滑油粘稠, 滑油放空仅能靠重力自流, 这进一步增加了维修的难度。这次故障自舵桨缠摆至最终恢复正常历时34天, 先后进坞2次, 其中止回器换新约4天, 仅滑油放空时间就约40小时, 消耗壳牌滑油13桶约合2600升, 总维修费用约20万元, 且未考虑拖轮脱产一个多月对生产带来的损失, 可谓损失巨大。
3 SRP1515FP型全回转舵桨止回器设计缺陷分析
SRP1515FP型全回转舵桨止回器从设计原理上固然能起到一定程度防反转作用, 但未能全面考虑到止回器一旦发生故障对整个系统造成的严重后果。止回器反向锁紧是由楔块机械摩擦产生的制动力矩实现。因此有制动力矩上限, 一般情况下仅靠水流作用于螺旋桨产生的反转力矩, 可由制动力矩抵消, 而不至损坏止回器。但当有其他外力作用使反转力矩过大, 超过制动力矩上限时, 便会导致楔块产生形变甚至损坏保持架, 而无任何保护措施。
造成止回器出现过大反转力矩有多种原因, 但主要有两种途径:一种是有直接强大外力作用于螺旋桨使桨叶反转产生反转力矩, 另一种是螺旋桨桨叶锁住情况下操舵的转舵力产生的反转力矩。第一种情况较为少见, 而第二种情况多发于螺旋桨缠摆, 在国内拖轮使用中较为常见。
由于SRP1515FP型全回转舵桨是德国制造, 设计施工及产品运行试验多考虑欧洲海域工况, 对我国国内海域特殊情况结合较少。欧洲国家港口及航运业起步早, 发展程度高, 尤其对港口水域管理环境治理方面更为严格, 因此其港口水域状况较好, 航道水深大, 水中杂物少, 更适宜舵桨工作环境。而我国国内港口及航运业起步晚, 发展程度相对较低, 尤其许多港口自然水文条件较差, 同时为追求快速发展, 港口水域管理方面较为不足, 航道水深较小, 水中杂物多, 各种渔船等闲杂船只来往频繁, 多年积攒的废旧缆绳、废旧轮胎、废旧皮筏艇等淤积水底, 对螺旋桨的正常工作带来了极大的安全隐患, 舵桨缠摆的概率也大大提高。
在国内拖轮使用中, 驾驶员应对螺旋桨缠摆有不同的办法, 有些驾驶员会采取将螺旋桨对吹的方法将缠绕的异物排除, 这一方法在一些类型舵桨且缠摆不牢的情况中能起到作用, 但并不适用于带止回器的SRP1515FP型全回转舵桨。因为SRP1515FP型全回转舵桨在转舵时, 会带动螺旋桨发生轻微的转动, 当转舵方向顺向桨叶正转时止回器不起到作用, 桨叶正向旋转一定角度, 但当转舵方向逆向桨叶反转时止回器会阻止反转, 而桨叶又被卡住, 从而无法转动, 力矩便集中在止回器上, 这一力矩随着舵角转舵增加而逐渐增大, 当力矩超出止回器承载能力后, 止回器便会受到损坏。
SRP1515FP型全回转舵桨的止回器处于整个装置的滑油循环系统中, 如图6所示, 由滑油润滑和冷却, 滑油入口承接于舵桨机带的滑油储存柜, 出口连接到底部滑油循环腔, 出口管路上未设置观察孔和过滤器, 仅在管路接头处设有一孔径约2mm的垫片。因此一旦止回器发生损坏, 产生的金属碎屑就会混合于滑油中流至底部滑油腔, 从而污染整个滑油系统。一台舵桨设备滑油系统添加至正常液位油量约2600L, 除上部滑油储存柜内由于滑油滤器的过滤不至被污染外, 其余约2000L的滑油均会被污染, 滑油中会出现大量金属碎屑, 甚至有少量片状及颗粒状金属物, 而底部滑油系统中浸没有多个滚动轴承、伞状传动齿轮等运动部件, 一旦故障未被及时发现而长期存在其中继续使用, 将会严重损坏设备机械部件, 从而导致整台设备瘫痪, 后果十分严重。
而且就算及时发现止回器损坏, 也不仅是通过更换止回器就能解决问题的, 被污染的滑油同样需要全部换新, 而SRP1515FP型全回转舵桨的设计要求, 如果要完全放干净舵桨系统内滑油, 则需要将位于水下舵桨底部的放油旋塞打开, 从底部放油, 因此就要求船舶必须进坞才能彻底换油。如果不进船坞, 采取从上部将滑油抽出的办法, 一方面油管需从滑油储存柜进入, 绕过过第一道横向传动轴, 从立轴中心孔穿入, 顺方向一直向下前进约4米多, 再绕过第二道横向传动轴, 再继续下伸近1米后, 方可触及底部, 过程十分繁琐和困难, 一般只能伸到第二道横向传动轴前, 再往下伸就需要专用的管子, 精巧的配合和一定的运气了, 一方面立轴的孔径非常小, 要求吸管不能太粗, 过软或过硬均不便于穿透, 另一方面就算管子穿到底部, 也不能将底部滑油抽净, 势必会留存一部分在底下, 而且由于受到管径的限制, 要将整个系统中的滑油抽出需要相当长的时间和耐心。
因此, SRP1515FP型全回转舵桨止回器的设计虽然起到了螺旋桨止回的作用, 但由于设计方面的不完善, 极易由缠摆引发故障, 且一旦发生故障, 对滑油系统乃至整个设备都将造成巨大的损伤, 而且维修起来也异常困难, 造成的直接和间接损失, 都将是巨大且无法弥补的。
4 SRP1515FP型全回转舵桨止回器改进措施
SRP1515FP型全回转舵桨止回器, 作为其舵桨系统的典型特征之一, 在一定程度上能起到防反转的作用, 这与其他舵桨形式有明显区别, 但止回器一旦出现故障, 带来的损失也是巨大的。因此, 为避免此问题发生, 将损失将至最小, 有必要采取合理的办法解决此问题。经过对系统结构及作用机理进行综合分析和讨论, 提出以下三种解决方案供参考。
方案一:在原有系统上进行改进, 为止回器建立独立的滑油循环系统, 滑油不参与整个系统系统的循环, 即使止回器损坏也不需更换全部滑油, 只需将止回器换新, 清洗局部管路即可, 大大降低了维修工程量, 减少了维修费用。此方法需配套增加小型滑油泵一台, 滑油冷却器一只, 滑油储存单元一个, 配套管路数根。该方案初始安装费用略高, 改动程度一般, 会增大舵桨装置体积, 总体方案可行性一般, 适用于新造舵桨设备选用。方案二:在原有系统上进行改进, 在止回器的滑油出口管路上, 设置过滤及检测装置, 一旦止回器发生损坏, 一方面金属杂质不会随滑油流动进入系统, 另一方面杂质使滤器堵塞触发检测装置报警, 便于工作人员第一时间发现故障及时采取措施。此方法需配套细滤器一只, 滑油压差报警器一个, 主机报警板声光报警一只。该方案初始安装费用较低, 改动程度较小, 但不能避免止回器损坏, 总体方案可行性较高, 适用于在用舵桨设备改造选用。方案三:改变原有止回系统, 取消止回器, 并将离合器部分进行改进, 取消原有气动离合器, 采用液压离合器, 一方面脱排状态下螺旋桨反转不会损坏任何部件, 另一方面合排状态下靠摩擦片锁紧力起到止回作用。此方法需配套离合器一套, 液压管系数只。该方案改造费用高, 改动程度大, 虽避免了止回器的损坏, 但止回效果变差, 总体方案可行性一般, 适用于新造舵桨设备选用。
根据以上三种改进方案, 经与该型舵桨厂家相关专家探讨, 并组织相关专题交流会议。经过多方的努力, SRP1515FP型全回转舵桨生产总公司在一定程度上认可了该型止回器的不适用性, 并采取上述方案三的办法, 计划对同类型全回转止回系统进行了彻底的改造, 同时更换了离合器结构, 并进行了系统优化。目前该改进方案已在部分新造同类型全回转舵桨系统中建造实施。
摘要：文章主要简述SRP1515FP型全回转舵桨系统中止回器的设计目的、工作原理, 并通过介绍某拖轮一次SRP1515FP型全回转舵桨止回器故障维修, 分析SRP1515FP型全回转舵桨止回器设计方面存在的缺陷, 进一步研究SRP1515FP型全回转止回器的改进措施, 对SRP1515FP及同类型全回转舵桨止回器设计和改进有一定参考意义。
关键词：舵桨,止回器,全回转,拖轮
参考文献
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