瞬态分析

瞬态分析（精选12篇）

瞬态分析 篇1

摘要：对发动机进行热-结构耦合研究, 对发动机的设计和改进具有重要的实际意义。本文将应用ANSYS软件, 采用瞬态研究方法研究发动机气缸垫的受热及受力情况。

关键词：发动机,热-结构,瞬态

发动机工作时气缸内混合气温度可达到2200~2800K, 压力可达到3000~6000k Pa。高温高压能造成缸体、缸垫、缸盖等零件发生剧烈变形。若冷却不充分, 容易造成机体过热, 效率下降, 燃烧不充分等现象。若温度变化过快, 也会造成发动机工作粗暴, 使用寿命下降, 零件变形, 工作效率下降。因此, 研究发动机进行热-结构耦合对发动机的设计和改进有着重要的实际意义。本文将应用ANSYS软件模拟计算发动机的工作, 采用瞬态研究方法研究发动机气缸垫的受热及受力情况。

1 稳态和瞬态热分析比较

稳态分析通常用于研究稳定的热载荷对系统或部件结构的影响。一般, 在瞬态分析之前先进行稳态分析, 明确温度等初始分析[1,2]。瞬态分析用于研究随时间变化的温度场及其他参数。通常对温度场的计算采用瞬态分析, 并将其作为热载荷进行应力分析。瞬态分析过程随着时间不断变化。因此, 对温度场、流场、结构进行瞬态分析时, 需要设定初始条件。初始条件可以使用稳态或瞬态条件。通常, 将稳态分析结果作为瞬态分析的初始条件。

2 发动机模型建立

使用Solid Works软件建立发动机的缸盖、缸体、气缸垫、螺栓和垫圈等五个部分的几何模型, 模型整体装配如图1所示, 缸垫模型则如图2所示。

3 网格划分

进行热分析时, 网格划分需要达到足够密才能确保计算精度。特别是瞬态热-力非线性耦合分析, 对模型网格划分有很高的要求。模型网格划分大部分采用六面体, 无法生成六面体时使用四面体。划分后节点55万, 单元19万。

4 边界条件

自由表面边界条件:发动机暴露在大气中的各个表面定义为自由表面, 自由表面换热量少, 使用ANSYS软件中标准换热系数, 周围环境设定为22℃。

冷却表面边界条件:发动机中与冷却水接触表面定义为冷却表面。其最佳工作温度范围是80~90℃。介质温度确定为80℃。换热系数确定为2.6×10-3W/ (mm2·℃) 。

燃烧室表面边界条件:气体爆发燃烧时产生热量作用在燃烧室表面, 介质温度确定为329℃, 换热系数确定为2.907×10-3W/ (mm2·℃) 。

研究发动机的瞬态工作情况就是研究发动机在正常工作状态下的情况, 需考虑发动机的工作时间。这里, 发动机的工作周期为5ms, 所以只研究发动机在5ms之内的变化情况。输入压力值见表1。

5 结果分析

5.1 热结果分析

气缸垫温度分布如图5所示, 热通量分布如图6所示。分析可知, 三层缸垫温度分布情况不同, 下层缸垫两缸筒间连接部位出现温度最大值, 冷却水口温度变化明显, 缸垫圈内环部分向外温度梯度逐渐减小。最大热通量出现在缸垫内圈, 活塞上下运动产生的热量主要作用在缸垫内圈上, 再由内圈向外部逐渐扩散。温度变化和热通量情况均符合实际情况。

5.2 力结果分析

气缸垫应力分布如图7所示, 气缸垫接触压力分布如图8所示。发动机正常工作时, 气缸垫要受到螺栓预紧力的作用, 从而气缸垫压缩。另外, 气缸垫还要受到爆发气体作用, 从而气缸垫受力回弹。可见, 气缸垫上、下板变化情况不同。分析可知, 气缸垫应力基本保持1000MPa左右。根据应力云图分析, 气缸垫凸起边缘受力变化明显, 螺栓孔附近受力变大。在气缸垫外面凸起的部分所受压力小于缸口周围, 以保证气缸垫受力平衡。分析接触压力, 气缸垫与缸体、缸盖间接触压力约几十到几百兆帕, 远大于油压和水压, 可有效保证气缸垫的密封作用。

参考文献

[1]何俊, 赖玉活.基于ANSYS Workbench的数控车床主轴系统热-结构耦合分析[J].组合机床与自动化加工技术, 2011, (1) :20-23.

[2]李会勋, 胡迎春, 张建忠.利用ANSYS模拟螺栓预紧力的研究[J].山东科技大学学报, 2006, (1) :18-20.

瞬态分析 篇2

文中把小波分析与奇异值检测理论相结合,提出了液体火箭发动机瞬态数据进行处理的方法,应用小波奇异检测和误差滤波理论,给出了瞬态数据的处理过程,并用热试车实验数据进行了验证,结果表明,液体火箭发动机起动段和关机段瞬态信号变化剧烈、非线性严重、奇异点多,该方法应用结果表明信号的奇异点越多,消噪的`效果越好,并且不需要过程先验知识.

作 者：费继友 高铁愉 李宝良 夏学礼 FEI Jiyou GAO Tieyu LI Baoliang XIA Xueli  作者单位：费继友,FEI Jiyou(大连交通大学机械工程学院,辽宁大连,116023;西安交通大学能源与动力工程学院,西安,710049)

高铁愉,GAO Tieyu(西安交通大学能源与动力工程学院,西安,710049)

李宝良,LI Baoliang(大连交通大学机械工程学院,辽宁大连,116023)

瞬态分析 篇3

关键词：超硬合金材料；瞬态热冲击；力学性能

引言

合金材料具有价格低、易加工、耐腐蚀、塑性好、密度小等特点，是航空、航天工业的主要结构材料。超硬合金7404是一种热处理强化合金，拉伸强度和屈服强度几乎相同，在航空受热部件研究中应用非常广泛。本文利用实验，分析25℃～300℃多种瞬态热冲击环境下高速、高温对超硬合金力学性能的影响，对提升材料承载能力和结构优化具有一定的现实意义。

1.实验方法

为了进一步提高材料的力学性能，在实验材料超硬合金Al-Zn-Mg中加入Zr、Mn、Cr以及Cu元素，有效的改善了由于Mg和Zn含量高而导致的应力腐蚀。在变形合金系中，该材料具有最高强度：510MPa～590MPa。本实验材料为中国业集团提供的圆柱形棒材，为了保证材料中部加热区域温度分布均匀，经过车削将棒材加工成，总长度300mm，中间较细部分直径8mm、长度120mm的哑铃形圆柱，如图1所示。

实验在热-力联合实验装置上进行，该装置瞬时冲击热密度大于1.4MW/㎡，可控升温速率可达到150℃/s。超硬合金试样的拉伸实验分别在25℃、100℃、150℃、200℃、250℃以及300℃环境下进行。将试样表面加热至设定温度保温30s后，进行拉伸速率为20mm/min的拉伸载荷实验。利用扫描电子显微镜分析断口形貌。

2.实验结果及分析

如图2所示，为多种热冲击环境下，超硬合金7A04材料的拉升应力-位移曲线。由此看出，超硬合金在瞬态热冲击环境下，强度极限和弹性模型随热冲击温度的升高均呈现出下降趋势。其中，随着温度的变化，强度极限变化剧烈，而弹性模量变化不是很明显。随着温度的升高，超过250℃和300℃时，材料承载力下降非常明显。其中，250℃材料的强度极限仅为常温时材料的54.8%，300℃时为常温的40.9%；如图3所示，为多种热冲击环境下，超硬合金7A04材料应力-时间曲线。由此看出，六种实验温度下材料试样的拉断时间分别为56.1s、43.9s、37.6s、36.1s、32.4s和27.8s。随着热冲击温度的增加，超硬合金7A04材料的拉伸断裂时间逐渐缩短。这一数据对于航空、航天应用，尤其是导弹飞行时间、剩余强度以及承载的关系确定具有很大意义。由此看出，两组数据有一定的在差别，在150℃环境下，该材料的强度极限提高甚微，随着温度的增加，超过150℃后，强度极限提高的百分比逐渐增加。

3.结论

随着瞬态热冲击温度的升高，超硬合金7A04材料软化现象越发明显，塑性增加，导致了断口周围区域直径减小，从而降低了材料承载能力和承载截面积，增加了颈缩量。此外，随着温度的增加，超硬合金材料发生断裂所需时间缩短。该结论为航空、航天部件设计及材料优化提供了科学依据。

参考文献：

[1]汤振雷，闫晓东，李俊鹏，许小静，毛柏平，沈健.5A30铝合金板高温拉伸本构关系研究[J].稀有金属，2010（04） .

[2]张新明，刘波，刘瑛，李慧中，李惠杰.温度与保温时间对2519A铝合金高温力学性能的影响[J].中国有色金属学报，2007（10） .

地下管道瞬态瑞雷波信号响应分析 篇4

瑞雷波测试分析技术已在工程地质勘察中得到了广泛应用,目前主要针对成层地质条件进行地层与波速划分[1]。但对于类似地下管道等局部异常地质结构尚缺乏瑞雷波测试分析的理论基础,实际工程中,测试人员常习惯采用单道振动映像法测试地下管道,并认为是纵波反射。瑞雷波是一种与传播方向逆进的椭圆极化波,由于其振动的复杂性,人们还难以直观分析其遇到类似地下管道结构的信号特征,这限制了该方法在实际工程中的应用。与纵波相比,瑞雷波具有能量强的显著特点,探讨地下管道等局部地质结构瑞雷波响应的信号特征[2],具有重要的理论意义和实际应用价值。

本文借助ANSYS /LS-DYNA有限元分析软件模拟了瑞雷波遇到地下管道的动力响应特征。成功解决了有限元数值模拟中模型尺寸的确定、震源模型的选择、网格尺寸的划分、边界条件设置和数据格式的转储等问题。通过一系列不同工况条件下的有限元模型计算,并结合工程实例,总结了管道参数对瑞雷波信号响应的影响规律。

1瑞雷波的理论基础

根据瑞雷波的物理场论分析[3],考虑介质特性对波的影响且只研究波的传播问题,在均匀、各向同性的理想弹性介质中,瑞雷波的波动方程为:

其中:

式中: B为任意常数; u为沿自由表面的水平振动位移; w为地层深度方向的垂直振动位移; VR为瑞雷波波速; VP为纵波波速; VS为横波波速; ω 为圆频率。

由此可见,瑞雷波的质点位移由水平方向振动u和垂直方向振动w所组成,且质点的垂直位移比水平位移相位超前 π/2,振幅大小也不同。所以, 瑞雷波是介质质点沿椭圆轨道运动的极化波。

2有限元模型的建立与参数选择

2.1有限元弹性动力学基础

有限元数值模拟瑞雷波探测地下管道的过程, 应用ANSYS的瞬态动力学模块和LS-DYNA程序包中的显式动力学方法。瞬态动力学分析是一种计算承受随时间变化荷载作用结构的动力学响应数值模拟方法。分析求解的基本方程如下[4]:

式中:

式中: u ( x,y,t) 和w ( x,y,t) 的方程由 ( 1) 式表示; M为质量矩阵; C为阻尼矩阵; K为刚度矩阵; F ( t) 为载荷向量矩阵; U为节点位移向量矩阵。

在求解时,当任意给定时间t,可以将方程看

作一系列 考虑了阻 尼力(C∂U/∂T)和惯性力 (M∂2U/∂t2)的静力学平衡方程。所以,有限元程序就可以利用Newmark时间积分方法对其在离散的时间点上求解上述方程。

2.2几何模型尺寸的确定

由于瑞雷波勘测结果反映的是沿测线所在剖面的地层结构信息,只需模拟半无限均匀空间的平面应变问题,因此选择二维模型。

在野外进行瑞雷波勘探时,边界是无穷远的, 但有限元建模时的模型尺寸不可能无穷大。模型尺寸的选择,既不能过大,使计算数据量超出计算机要求; 又不能太小,出现边界反射波,降低信噪比。所以,根据弹性介质的参数、瑞雷波波动方程和传播特性[5],假设炮点位于坐标原点 ( 如图1所示) ,可以推导出震源距离边界的最小长度,即模型最小几何尺寸为:

其中: L为震源距边界的最小尺寸; of为偏移距; t为采样间隔; n为采样点数; csp为道间距; x为采集道数 。

2.3震源模型选择

施加载荷时,需要选择一种激震力来模拟激发瑞雷波的冲击震源 ( 即锤击震源) 。锤击产生的波由多种地震子波组成,故选择震源形式时,最好选择一个时间脉冲函数子波,其频谱要高于中心频率,且要迅速减少。雷克子波满足上述要求,模拟结果精度很高,且波形与野外实测波形非常接近。 其具体形式为:

式中: A为激振力最大振幅,用来调整激振力大小; f为中心频率,用以变换频带宽度。经试算,t0取为0. 01s,f = 10Hz的波形如图2所示。

2.4网格尺寸的划分

有限元模拟时,在设置的参数及积分步长满足稳定性的前提下,网格尺寸和震源频谱特性是导致高频振荡误差产生的主要因素。所谓高频振荡[6], 是指在波的传播过程中,介质质点速度及加速度波形围绕某一基线上、下波动,且这一波动频率必须位于波形频谱的 “ 主瓣 ” 之外 。 所以,网格划分对模拟得到的瑞雷波的频散分析精度影响较大,会产生 “ 假 ” 的频散现象 。 同时,网格尺寸对占用磁盘空间 、 计算收敛性都起着重要作用 。

网格单元尺寸由波长 Δx决定: Δx < λT/π , λT为周期T的谐波在连续介质中的波长。在地下管道标准模型基础上改变网格尺寸,模拟结果对比分析得出, 计算时间充足、计算机内存允许的情况下,几何模型较小时,网格尺寸取值为波长的1 /10; 几何模型较大时,网格尺寸取波长的1 /5即可满足模拟的精度要求,即网格尺寸对频散分析的结果没有干扰。

2.5ANSYS边界条件的设置

根据刘晶波等[7]的研究成果,ANSYS有限元软件采用在边界上设置COMBIN14单元,形成粘弹性边界条件,有效吸收边界反射波。二维模型的粘弹性边界设置原理如图3所示。

图中 “i”为边界节点,在其上施加固定约束; “j”为加载节点,在其上施加纵向和切向约束; KBN、KBT分别为弹簧的法向与切向刚度; CBN、CBT分别为弹簧的法向与切向阻尼系数,上述各参量按以下公式取值[8]:

式中: R为震源至人工边界点的距离; αT与 αN分别为切向与法向粘弹性人工边界参数,αT取值范围为 ( 0. 35,0. 65) ,αN取值范围为 ( 0. 8,1. 2) ; μ 为介质的泊松比; E为弹性模量; ρ 为密度。

现分别将波速为500m/s、1000m/s、1500m/s、 2000m / s的地质体模型的边界设置成粘弹性边界, 并将原截断边界模 型尺寸分别缩 小为原尺寸 的25% 、40% 、50% 、60% 、80% 。将设置为粘弹性边界的模型模拟结果与原尺寸模型的模拟结果进行对比,埋深误差统计如图4所示。

由图4可知,当模型缩小不小于原尺寸的60% 时,不同波速介质模型的结果误差均小于5% ,可以满足模拟精度要求,同时可显著提高计算效率, 故模型缩小至原尺寸的60% 较为合适。

某一检波点的动位移时程曲线如图5所示,曲线较为平滑,可见粘弹性边界条件有效吸收了边界反射波。

2.6LS-DYNA数值模拟方法

LS-DYNA程序包的显式算法特别适合于分析各种非线性结构瞬态动力学问题。其模拟地球动力学系统时,经常要用一个有限域来表示地下空间或大块岩体。对这类问题,为避免边界反射波对求解域的影响,可以对有限域表面施加无反射边界条件来模拟无限大空间。

无反射边界条件通过边界表面节点组元施加, 可选择设置膨胀波和剪切波被吸收选项。提取与ANSYS模拟相同检波点的时程曲线,如图6所示。 与ANSYS模拟的时程曲线相比,边界反射波抑制效果比较理想,也能满足信噪比要求,而且建模更加简捷,运算量更小。

综合上述分析,最终建立的理想模型为: 震源位于坐标中点,X轴为自由表面,沿Y轴负方向为VP= 1000m / s的均匀地层,地层密度 ρ = 2300kg / m3, 弹性模量E = 1. 64 × 109Pa,泊松比 μ = 0. 32,管道直径为3m,埋深为5m。结构层选取PLANE162单元,根据 ( 5) 式得模型最小尺寸为150m。模拟得到的瑞雷波传播过程中某一时间的切片效果图,如图7所示。

图7反映了瑞雷波场的时—空传播特征,从波传播特征动态效果图可以看出,模拟得到的是一种地滚波,沿介质和大气层接触的自由表面传播,在水平方向上衰减很慢,振幅随深度急剧衰减,在管道处有反射和散射现象,主要能量大部分集中在浅层。这些波的传播特征与瑞雷波完全一致,证明本文有限元模拟方法的正确性和可行性。

3模拟数据格式转换

在上述研究的基础上,根据瑞雷波勘测野外工作方法,建立了两套数据采集系统模型: 模型一为单点激发,偏移距6m,采集道数为24道,道间距1m ( 即网格大小为1m × 1m) ,采样间隔t = 2ms, 采样点数n = 2048个; 模型二为炮点和检波器保持不变的偏移距 ( 3m) ,沿一条测线以1m的步距向前移动24次,其他参数不变。由于模型二较为复杂且计算量巨大,笔者借助国家超级计算机天津中心的 “天河一号”完成相关计算。具体数值模拟模型分别如图8、图9所示。

图8、图9中节点的垂直位移,相当于实际探测中24个检波器的地震记录数据。本文采用专业面波数据处理软件对模拟得到的瑞雷波地下管道勘测数据进行解释。地震数据处理软件识别的标准地震数据采 用SEG协会 《SEG-D Rev2,SEG Field Tape Standards》[9]行业标准的SEG-Y格式进行储存和管理。

在研究了SEG-Y数据格式的文件头和数据体结构形式后,首先利用MATLAB软件[10]编写数据格式转储程序,把文本文档 ( * . txt) 格式的各道模拟地震数据集合转换为SEG-Y格式的文件; 然后用专业面波处理软件对管道数值模拟地震数据进行分析,其结果见图10和图11,图中箭头所指区域均为瑞雷波遇到管道的反射信号。

图10中,模型一的模拟结果产生了反射信号, 但其地震道波形不规则,可通过解释F-V频散分析得到的频散曲线,来判断管道的敷设信息; 图11中,模型二的模拟结果产生了明显、规则的弧形反射信号带,可通过这种地震道波形特征判断管道敷设信息。

4地下管道的瑞雷波频散分析

在均匀半无限弹性介质中,瑞雷波不存在频散现象,即瑞雷波波速不随深度变化。然而,在实际非均匀地下介质结构中,瑞雷波的传播速度与介质物理力学性质密切相关,其存在频散,其与频率的关系曲线称为瑞雷波的频散曲线[11]。

大量工程实践发现,频散曲线上出现的突变或 “ 之 ” 字型折曲是由地层分界面或地下异常体 ( 如管道 、 地下空洞) 等引起的[3]。 结合频散曲线的速度 — 深度剖面V R -H转换 、 层速度求取,可判读管道的埋深和管径大小 。 图12即为模拟分析得到的频散曲线: 在5m深度处,首次出现 “ 之 ” 字型折曲,其为遇到地下管道管顶的信号响应; 在大约9m处,频散曲线又出现突变,说明其为管底的信号响应 。 所有地下管道的数值模拟结果的频散曲线中,在地下管道埋深处都会出现 “ 之 ” 字型折曲, 说明这确实是判断管道敷设信息的信号频散响应特征 。

5管径大小和管道形状对瑞雷波反射弧形信号的影响规律

数值模拟研究已经证实,瑞雷波法勘查地下管道时,多道瑞雷波地震道波形集合中会出现弧形反射信号带。为了研究管径大小和管道形状与弧形反射带形状之间的关系,本文建立了直径分别为1m、 4m、8m的三个圆形管道和一个边长为4m的方形管道的有限元模型,埋深均为5m,其他参数相同, 模拟得到瑞雷波反射波形如图13所示。

从图13可看到: 在相同管道形状和激震主频条件下,管径越大,弧型反射信号带的弧度越大 ( 即弧形越平缓) ; 而管道形状对弧形反射带的形状基本没有影响,方形管道信号与圆形管道相比,强度有所提高,弧形较平缓。管道范围内的地震道, 在管顶弧形反射信号带下发生明显的 “S形” 折曲,由有 “S形” 折曲地震道道数可判断管径大小; 直径1m的管道没有反射信号产生,主要是道间距相对于管道过大的原因。

6工程实例分析

结合上述理论分析成果,在天津滨海新区某顶管施工路径线两侧各10m条带状范围内地下障碍物和管道综合物探勘探工程中,采用瑞雷波法成功发现多条不同形式地下管道的弧形反射带。综合探地雷达测试技术、孔中磁测技术和钻孔取样的探测结果,最终验证了瑞雷波法确定的管道水平位置和埋深满足精度要求。现对各实测信号响应波形图进行逐一分析。

实测结果1: 图14是埋深1. 5m左右的圆形混凝土污水管道波形图,在43 ~ 55道之间,地震道集合中有明显的弧形反射带,且反射弧比较尖锐 ( 弧度小) ,信号响应特征明显。

实测结果2: 图15为一条埋深2m左右的方形排水管道波形图,在135 ~ 143道之间,图中弧形反射比较平缓,受周围地层紊乱信号影响,对该弧形反射信号识别有一定难度,但结合数值结果中的 “S” 形折曲的特征信号,成功发现了 管道反射信号。

实测结果3: 图16是埋深大约为5m的圆形天然气管道的波形图,在69 ~ 77道之间,因埋深较大,弧形反射较为平缓,信号响应较前两个更加不易识别,但也有明显的 “S”形折曲波形。

综合上述三种管道的信号响应特征,与数值模拟得到的信号规律相符: 瑞雷波遇管道有弧形反射信号出现,且信号弧度与管道埋深和管道形状有关,综合弧形反射带和 “S”形折曲的信号响应特征,能够较为准确地找出目标管道,并判断其敷设信息。可见,本文前述数值模拟理论成果在实际工程中具有一定的适用性。

7结论

本文应用有限元法实现了瑞雷波勘测地下管道的数值模拟,提出了截断边界模型尺寸公式,震源选择雷克子波,给定了网格划分依据,分别采用粘弹性边界条件和吸收边界条件来抑制边界反射波干扰。通过MATLAB编程,把模拟的地震数据转储为地震数据处理软件识别的SEG-Y格式,进而生成了瑞雷波地震波形,提取了频散曲线,用工程实例证明了该数值方法的可行性。

通过有限元数值模拟和实际勘察工程的对比分析,发现瑞雷波遇地下管道等局部地质结构时有弧形反射特征响应信号产生,并得出以下结论。

( 1) 当目标管线埋深不变时,瑞雷波遇管道的弧形反射信号带的弧度随管径的增加而增大。

( 2) 当管径大小和形状不变时,弧形反射信号带的弧度随管道埋深增加而增大。

( 3) 实测地震波形图中,由于地层环境复杂, 干扰信号较多,为提高信噪比,需要选择合适的采集窗口 ( 即选取合适的偏移距) 。

( 4) 为了提高分辨率,应适当提高震源主频和缩小道间距。

( 5) 后处理过程中,选取相应带宽滤波,以消除地层杂波影响,使弧形反射信号更加明显。

瞬态分析 篇5

固体火箭发动机瞬态推力复现技术研究

在数学补偿法的基础上,提出固体火箭发动机瞬态推力的数学复现法,并建立了测力系统的.动态数学模型,通过实验室小结构系统的输入激励复现试验研究,验证了该方法的正确性,并应用于真实发动机的实验推力曲线分析,复现结果有效可靠.

作 者：王翠荣 施广富 翟江源 作者单位：中国航天科技集团公司四院四○一所,西安,710025刊 名：固体火箭技术 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF SOLID ROCKET TECHNOLOGY年，卷(期)：25(1)分类号：V557关键词：固体推进剂火箭发动机 点火试验 推力测量 失真分析

瞬态分析 篇6

关键词：汽油机；涡轮增压；余热回收；瞬态响应；涡轮迟滞

中图分类号：TK402 文献标识码：A

废气涡轮增压是提高发动机动力性和经济性的一种重要方式.它利用发动机排气能量驱动增压器压缩进气，通过提高发动机进气密度增加每循环的气缸进气量，从而实现减小发动机排量、强化发动机功率、改善燃油经济性等多重目的＼[1-2＼].鉴于废气涡轮增压的多重优点，现代柴油机基本上都配备了该技术，并且开始逐渐向汽油机推广应用，成为了汽油机节能的主要技术之一＼[3＼].虽然传统废气涡轮增压技术得到了不断进步和完善，但在汽油机上应用还有一些技术瓶颈.由于汽油机的转速范围宽广、并且通过节气门对进气实现量调节，导致涡轮增压器的工作点在很大流量范围内移动，于是增压器的响应特性成为了评价其性能的一个重要指标.另一方面，人们对汽车和发动机的性能提出了愈来愈高的要求.汽车加速性和驾驶舒适性是评价其动力性的重要指标.对于增压发动机，汽车的加速性最终反映在发动机增压器的瞬态响应特性上.

当发动机从一个工况变化到另一个工况时，增压器工作状态要经历一段时间才能重新与发动机匹配好，达到新的平衡状态，这个过程经历的时间就是增压器的“迟滞效应（Turbolag）”＼[4-5＼].这是由发动机空气回路系统的弹性缓冲作用以及增压器本身的性能（克服转动惯量加、减速）引起的.在增压器确定的情况下，前者成为了限制增压发动机瞬态响应特性的主要因素，而这种“滞后性”在汽油机上表现得更加明显.增压器的瞬态响应特性是发动机（尤其是汽油机）增压技术急需解决的一个难题.国内外许多学者进行了较为深入的研究，提出了诸如优化增压控制策略＼[5＼]、采用可变喷嘴涡轮＼[6＼]、二级增压＼[7＼]等方法改善其瞬态响应特性.陆犇等提出了一种注汽涡轮增压柴油机系统用于改善增压器动力性，并研究了汽气比对进气增压比的影响＼[8＼].本文从内燃机余热回收的角度，提出了采用废气余热能改善涡轮增压器加速扭矩特性，从而达到改善增压汽油机瞬态响应性能的目的.

湖南大学学报（自然科学版）2015年

第4期付建勤等：蒸汽辅助涡轮对增压汽油机瞬态响应特性影响的模拟

1 涡轮增压的响应特性

1.1 废气涡轮响应特性分析

目前车用汽油机广泛采用的废气涡轮增压系统由涡轮机与压气机所构成，图1为其原理图.汽油机的高温高压（相对于环境压力）排气通往涡轮，在涡轮中膨胀做功并驱动压气机压缩进气.

汽油机采用的是量调节，节气门的变化引起进气充量的变化，进气充量进入气缸经历压缩、膨胀、排气等过程后，然后以废气形式进入涡轮；废气参数的变化使涡轮的工作性能发生变化，进而引起压气机工作性能的变化，如此经历多个工作循环后，涡轮、压气机和发动机的工作状态重新达到平衡，最终使进气压力趋于目标增压压力，汽油机扭矩达到目标值.在节气门打开的瞬间，进气压力最多只能达到标准大气压力.节气门全开后，发动机的扭矩提升速率取决于进气压力的提升速率，而后者不但受增压器转动惯量、进排气系统容积等发动机设计参数的限制，还在很大程度上取决于涡轮功率.也就是说，节气门的变化与涡轮输出功率的变化不能同步，需要一定的传递及反馈时间，于是导致传统汽油机废气涡轮增压会产生迟滞.

（1）涡轮 （2）压气机 （3）中冷器 （4）节气阀 （5）发动机

图1 废气涡轮增压原理图

Fig.1 Schematic diagram of exhaust turbocharging

1.2 蒸汽辅助涡轮增压原理

为改善汽油机废气涡轮增压的加速响应特性，提出了蒸汽辅助涡轮增压的概念，其原理如图2所示.在传统废气涡轮增压汽油机的排气系统上，耦合一套汽油机废气余热驱动的蒸汽发生系统.在该蒸汽发生系统中，工质水先经水泵加压并获得一定的工作压力，然后在换热器中加热成蒸汽，蒸汽经单向阀进入储气箱；一定量的高压蒸汽经蒸汽阀喷入涡轮入口，通过增加涡轮入口的工质流量来改善涡轮的输出功率.由上可见，蒸汽辅助涡轮增压是通过补偿涡轮的工质流量来调节其涡轮输出功率.由于其能量来源于废气余热，而不需要其他额外辅助动力，相比机械辅助涡轮增压或电动辅助涡轮增压，具有明显的节能效果.

（1）水箱 （2）泵 （3）换热器 （4）止回阀 （5）储气箱 （6）蒸汽阀

（7）涡轮 （8）压气机 （9）中冷器 （10）节气阀 （11）发动机

图2 蒸汽辅助涡轮增压原理图

Fig.2 Schematic diagram of steam turbocharging

在汽车（汽油机）加速工况时，节气门和蒸汽阀同时打开，这样就可以立即补充涡轮的工质、提升涡轮工作压力，增加涡轮输出功率，进而改善增压系统性能以及汽油机的瞬态响应特性.

图3为工质水（水蒸气）的Ts图（图中粗实线为工质的相变线，细线描述工质热力过程的变化），它描述了蒸汽辅助涡轮增压的工质热力过程.其中，1点为工质水从水箱流出的初始状态（初始压力为1 bar）；1-2过程为工质水在液压泵中的加压过程，2点为工质水加压之后的状态，经液压泵加压后，工质获得一定的喷射压力；2-3-3为工质水在换热器中的加热过程；其中，2-3为工质水的蒸发过程，3-3为饱和水蒸气的过热过程；3点为水蒸气过热后的状态；经过1-2-3-3过程，工质水由常压下的液态变为较高压力下的过热蒸汽状态；3-4为水蒸汽喷射后的膨胀过程.

2 发动机工作过程模拟计算

2.1 仿真模型建立及试验校准

本文研究对象为一款四冲程、排量为1.8 L的轿车用增压汽油机.该发动机的基本参数如表1所示.按照该发动机的几何结构参数和管道布置形式，并参考性能试验数据，建立其GTPower仿真模型，如图4所示.建模时对一些复杂管道进行了相应的简化处理，模型进出口边界条件设置为标准环境大气状态，机械摩擦损失、燃烧效率、空燃比、进排气阀流量系数等均由实验数据标定.

涡轮增压

为了验证该模型的计算精度，采用试验数据对其进行标定.图5为仿真模型的计算结果与实验数据的对比.其中，图5（a）为外特性下平均有效压力的对比，图5（b）为2 000 r/min时缸压的对比.由图可见，在全转速范围内，实测结果和模拟计算结果非常接近，表明该模型具有较高的精度，可以对该发动机性能进行精确预测.

2.2 蒸汽辅助涡轮增压计算

表2给出了蒸汽辅助涡轮增压的计算边界条件.针对原废气涡轮增压汽油机的常用加速工况进行研究.工况点选择低转速的2 000 r/min，即汽油机初始转速固定在2 000 r/min；瞬态过程：T=0～2 s，保持怠速；T≥2 s，节气门全开，增压系统全负荷运行，如图6所示.蒸汽喷射压力和温度分别设置为5 bar和600 ℃.根据原废气涡轮增压汽油机的排气参数，通过能量平衡计算出有效蒸汽产生速率（即有效蒸汽流量范围），在此基础上初设蒸汽喷射速率为5 g/s.在原废气涡轮增压汽油机的GTPower模型上，添加了相应的蒸汽喷射模块和瞬态数据监控模块，将蒸汽辅助涡轮与废气涡轮增压耦合起来，建立了蒸汽辅助涡轮增压的仿真计算模型，并对目标工况点进行模拟计算.然后，根据蒸汽辅助涡轮增压汽油机的排气参数计算结果，通过能量平衡方程对之前初设的蒸汽参数进行校核，保证其在有效范围之内.

3 结果及分析

3.1 蒸汽辅助涡轮对汽油机瞬态性能的影响

图7为原增压汽油机和蒸汽辅助涡轮增压汽油机的扭矩瞬态响应特性对比.图中标识了原增压汽油机在设定工况下（2 000 r/min、急加速）的目标扭矩.从图中可以看到，原增压汽油机的瞬态响应特性大约为0.98 s；采用蒸汽辅助涡轮增压后，该汽油机的响应特性大大提高，达到目标扭矩只需0.51 s，涡轮迟滞时间减少48.0%，并且汽油机的最高加速扭矩由原先的200.3 N·m提高到219.7 N·m，相对提升了9.7%，更有利于汽车的加速工况.因此，蒸汽辅助涡轮能明显改善增压汽油机的瞬态响应特性、解决废气涡轮增压器迟滞效应的难题.

时间/s

在废气涡轮增压系统中，涡轮是动力源.由于涡轮和压气机同轴刚性连接，二者几乎不存在传递时间差，所以涡轮的响应特性决定了整个增压系统的响应特性.在发动机启动和加速工况时，如果能在瞬间使涡轮的输出功率达到目标值，那么相应地就会在极短时间内使进气增压压力达到目标值.由涡轮输出功率的计算式可以知道，决定其输出功率的因素很多，有排气（工质）流量、压力、比热、温度、涡轮效率等.通过喷射蒸汽直接使涡轮的工质流量得到补偿，间接还会增加涡轮的工作压力（涡前压力），甚至改善涡轮的效率，从而提高涡轮的输出功率.图8所示为增压汽油机排气压力的瞬态响应特性对比.由图可知，向涡轮入口喷射蒸汽后，排气压力迅速上升，从而在瞬间为涡轮建立了较大的工作压力，有助于提升涡轮的输出功率.图9所示为涡轮的工质流量随时间的变化关系.可以看到，随着蒸汽的喷射，涡轮工质流量急剧增加，但是后来随着增压压力立刻达到目标值，涡轮旁通阀开始打开，排气流量的增幅下降.

图10给出了涡轮效率随时间的变化关系.与废气涡轮增压相比，蒸汽辅助涡轮的效率更高.涡轮最大效率由废气涡轮增压的58.1%上升到蒸汽辅助涡轮的61.7%.这是因为在节气门和蒸汽喷射阀打开后，涡轮工质流量急剧增加，使涡轮的实际工作点在效率MAP图上发生跃迁，向高效率区移动.也就是说，可以通过喷射蒸汽改变涡轮的工质流量进而改善其工作效率.图11是废气涡轮增压和蒸汽辅助涡轮增压的涡轮输出功率对比.喷射蒸汽后，由于涡轮的工质流量、工作压力（涡前压力）和工作效率都得到一定提升，涡轮输出功率急剧增加，最终使汽油机的涡轮瞬态响应时间急剧减小.

3.2 蒸汽参数的影响

接下来，进一步分析蒸汽参数对增压汽油机瞬态响应特性的影响.首先固定蒸汽流量（5 g/s），改变蒸汽温度（考虑了400 ℃，500 ℃和600 ℃三组蒸汽温度）.不同蒸汽温度下增压汽油机的瞬态响应特性如图12所示.可以看到，随着蒸汽温度的增加，虽然增压器的瞬态响应时间会减小，但是变化很小.也就是说，改变蒸汽温度对增压汽油机的瞬态响应影响不大.这是因为蒸汽温度的变化对涡轮工质（汽油机排气和蒸汽的混合气）总体温度的影响甚微.相反，改变蒸汽喷射流量后，增压器的瞬态响应特性变化较为明显，如图13所示.这是因为蒸汽流量的变化对涡轮工质的流量影响较大，因此对涡轮输出功率影响也较大.由此可见，在汽油机排气能量一定的前提下，采用大流量的蒸汽比采用高温度的蒸汽更有优势.

4 结 论

提出了一种新的汽油机排气能量利用方式——蒸汽辅助涡轮增压.它利用汽油机排气能量产生蒸汽，用以补偿涡轮在加速工况时的工质；通过喷射蒸汽使涡轮的工质流量、工作压力、效率等参数瞬间增大，从而使涡轮输出功率瞬间得到明显提升，进而改善增压汽油机的瞬态响应特性.

在转速为2 000 r/min的加速工况，增压器的迟滞时间由废气涡轮增压的0.98 s减少到蒸汽辅助涡轮增压的0.51 s，并且蒸汽辅助涡轮增压汽油机的最大加速扭矩提升了9.7%，有效改善了增压汽油机的加速特性.

在汽油机排气能量一定的前提下，采用大流量的蒸汽比采用高温度的蒸汽对改善增压汽油机瞬态响应特性的效果更加明显.

参考文献

[1] 刘敬平， 付建勤， 冯康， 等. 发动机废气涡轮增压系统能量流研究＼[J＼]. 湖南大学学报：自然科学版， 2011， 38（5） ： 48-53.

LIU Jingping， FU Jianqin， FENG Kang， et al. A study on the energy flow of diesel engine turbocharged system＼[J＼]. Journal of Hunan University：Natural Sciences， 2011， 38（5）： 48-53. （In Chinese）

[2] FU J Q， LIU J P， YANG Y P， et al. A new approach for exhaust energy recovery of internal combustion engine： Steam turbocharging＼[J＼]. Applied Thermal Engineering， 2013， 52（1）： 150-159.

[3] 张扬军， 张树勇， 徐建中. 内燃机流动热力学与涡轮增压技术研究＼[J＼]. 内燃机学报， 2008， 26 （增刊） ： 90-95.

ZHANG Yangjun， ZHANG Shuyong， XU Jianzhong. Research in IC engine flowthermodynamics and turbocharing technology＼[J＼]. Transactions of CSICE， 2008， 26 （Suppl）： 90-95.（In Chinese）

[4] 杨殿勇， 王忠， 历宝录， 等. VNT增压柴油机与整车速度瞬态响应的试验分析＼[J＼]. 车用发动机， 2005（5） ： 41-44.

YANG Dianyong， WANG Zhong， LI Baolu， et al. Analysis of the velocity transient response of VNT in turbocharged diesel & vehicle＼[J＼]. Vehicle Engine， 2005（5）： 41-44.（In Chinese）

[5] 肖茂宇， 石磊， 邓康耀. 增压直喷汽油机增压系统瞬态过程建模计算与优化＼[J＼]. 上海汽车， 2010（5） ： 12-17.

XIAO Maoyu， SHI Lei， DENG Kangyao. Modeling and optimization calculation on the transient process of supercharging system in turbocharged direct injection gasoline engine＼[J＼]. Shanghai Automobile， 2010（5）： 12-17.（In Chinese）

[6] 孙万臣， 韩永强， 刘忠长， 等. 可变喷嘴涡轮增压器对车用柴油机瞬态性能的影响＼[J＼]. 汽车工程， 2006， 28（2）： 122-124.

SUN Wanchen， HAN Yongqiang， LIU Zhongchang， et al. Effect of variable nozzle turbocharger on transient Performance of automotive diesel engine＼[J＼]. Automotive Engineering， 2006， 28（2）： 122-124.（In Chinese）

[7] 刘博， 邓康耀， 张哲， 等. 可调二级增压柴油机增压压力制策略计算研究＼[J＼]. 内燃机工程， 2011， 32（4）： 17-22.

LIU Bo， DENG Kangyao， ZHANG Zhe， et al. Computational study on boost pressure control strategy for regulated two stage turbocharged diesel engine＼[J＼]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering， 2011， 32（4）： 17-22.（In Chinese）

[8] 陆犇， 闻雪友. 注汽涡轮增压柴油机的试验研究＼[J＼]. 热能动力工程， 2005， 20（1）： 76-79.

关于汽油机瞬态排放的理论分析 篇7

1.1汽油机主要排放污染物

汽油机作为机动车的主要动力提供部件, 在其工作过程中, 会产生各种对环境有害的污染物, 其中最主要的环境污染物有三种:一氧化碳CO、氮氧化物NOx、碳氢化合物HC。下面, 先简单介绍一下这三种主要污染物的生成机理以及对环境的危害。

对于CO而言, 它是汽油机排气中有害浓度最高的部分, 它是燃料在燃烧过程中的中间产物和不完全燃烧的产物。CO的浓度主要与过量空气系数有关。在浓混合气的状态下, 由于氧气浓度不够, 容易发生不完全燃烧, 从而增加了CO的浓度。CO是一种无色、无味的有毒气体, 它会和人体内的血红蛋白相互作用, 影响氧气的输送, 从而造成死亡。一般情况下, 在CO浓度超过0.3%的环境中呆半个小时就会对人造成伤害。

氮氧化合物的生成机理与CO不同, 它主要是来源于空气, 首先氮气和氧气会结合生成一氧化氮, 在氧气浓度足够的情况下, 一氧化氮会转化成二氧化氮, 但是转化比例比较小。NOx的浓度主要取决于燃烧温度和氧浓度, 其中对环境有害的是NO2。它是一种红棕色气体, 除了对人体的伤害之外, 还会造成光化学烟雾。

HC的生成机理与CO相似, 都是因为不完全燃烧而产生的, HC的生成受各种因素的影响, 如狭缝效应、容积淬熄、油膜和沉积物的吸附等。HC里面的主要污染物是各种烃类和醛类, 如芳香烃、甲醛等, 对人体伤害都很大, 除此之外, 碳氢化合物也会和氮氧化合物相互作用, 造成光化学烟雾。

1.2对汽油机瞬态特性进行理论研究的必要性

随着经济的发展, 环境问题已经引起了全世界的关注, 其中, 大气污染尤为严重。在世界上各个大中型城市, 随着汽车的普遍使用, 在城市大气低层污染中, 机动车成为首要的污染源, 在对机动车的排放研究中, 以汽油机在稳态工况下运转的情况居多, 但是汽车汽油机在实际的城区道路上的行驶工况与实验室台架试验中的稳态工况相比相去甚远, 在实际的运行过程中, 考虑到各种交通因素的影响, 汽车在行驶过程中加速、减速、启动等工况占了总运行时间的一半甚至更多, 在非稳态的工况下, 由于燃油供给和空气供给速率的改变, 会使各种排放污染物的浓度增加, 因此, 为了更加准确的了解汽油机排放问题, 也为了更好的控制污染物的排放, 对汽油机瞬态排放的理论研究是很有必要的。

二、汽油机瞬态排放检测技术的现状

虽然就目前而言, 国内外没有制定汽油机瞬态排放测试法规, 但是均有对汽油机瞬态排放的检测技术, 总体上可以把国内外对汽油机瞬态排放的检测技术分为两种, 一种是直接测量, 另一种是间接测量。

2.1汽油机瞬态排放的直接测量

由于快速排放取样技术和高采样频率分析仪的发展和进步, 汽油机瞬态排放的直接测量才得到了广泛的应用和使用。根据排放取样部位位置的不同, 可以把直接测量分为缸内测量和排气管测量两种。如果是想要研究有害污染物随燃烧进程的变化规律, 获得有害污染物的生成机理, 可以采用缸内测量;如若是想研究一个工作循环内的成分变化, 则可以采用排气管测量。

目前, 国内外有很多专家学者对汽油机的瞬态排放的直接测量有过研究, 如Hugo等人开发的SIS, 即计算机控制取气系统。它的构造是一根探针和一个旋转控制阀, 探针从排气阀后取样, 控制阀来控制取样的时刻, 二者相互配合, 完成一次取样, 该系统可以进行连续或非连续取样, 再加上高速分析仪器, 便可以完成对瞬态工况的实时分析。

2.2汽油机瞬态排放的间接测量

间接测量是基于稳态时所用的排放取样技术和常规分析仪器测量瞬态排放数据。但是由于稳态工况与汽油机的瞬态排放有很大的差别, 所以间接测量在应用中比较少, 主要是运用在对测量精度要求不高的的场合。

目前, 国内外的对间接测量研究比较多的有Beaumont等人使用信号重建技术来测量瞬态排放、Carcoumanis建立的对取样系统的扩散和混合模型等, 他们提供了一种较为工程化的瞬态排放间接测量手段。

三、汽油机瞬态排放的控制

在进行汽油机瞬态排放特性实验时, 最重要的环节就是对节气门打开、关闭的角速度与角加速度进行精确的控制, 从而实现对驾驶员操控节气门进行仿真。在该环节主要运用了节气门的瞬态控制器。

目前, 比较先进的控制器是基于运动控制卡的汽油机节气门瞬态控制器, 它是由插入PC机的运动控制卡、驱动器、步进电机、进气门位置传感器以及运行于电脑操作系统上的控制软件等组成。它的控制过程如下:运动控制卡按照用户界面输入的控制参数来发出运行指令, 由驱动器驱动步进电机运转, 步进电机通过传动系统与汽油机节气门相联。节气门的开度由步进电机的转角控制, 同时转角的角速度与角加速度会相应的控制节气门的角速度、角加速度。节气门的位置传感器会将节气门的状态及时反馈给控制卡, 及时的调节节气门动作。这个控制器的最大优点就是可以高精度的进行控制。

四、总结

在环境污染日渐严峻的情况下, 人们对环境保护越来越重视, 而且世界各国出台的排放法规要求也越来越严格, 为了更好的顺应社会的发展, 鉴于汽油机在非稳态的工况下的运转与稳态工况下的运转有很大的差异, 因此, 对汽油机的瞬态排放的研究很有必要, 可以选择根据汽油机排放物的生成机理给出汽油机的排放措施, 也可以选择合适的瞬态工况进行分析, 通过定性和定量的分析, 得到控制排放的措施。随着科技的发展, 相信汽油机瞬态排放的特性研究会更加有收获。

参考文献

[1]张雨汽油机瞬态排放分析国防科技大学出版社

[2]徐建民, 李岳林, 倪明东车用汽油机瞬态排放的理论研究

按键消抖电路瞬态分析和设计 篇8

按键是仪器仪表中普遍采用的人机输入接口电路。在按键电路中必须考虑对按键的抖动进行软件消抖[1,2,3,4,5]和硬件消抖[6,7,8,9,10]。软件消抖具有使用硬件数量少的优点, 但也具有以下两个缺点:

(1) 在仪器键盘电路中, 多个按键安装在仪器面板上, 键盘的输出通过排线连接到主控板上, 此时键盘导线寄生电感和寄生电容的存在, 寄生电感寄生电容和排线电阻将组成二阶振荡系统, 二阶振荡将形成负电平脉冲, 而负电平脉冲很容易超出数字芯片的输入最大允许电平范围, 导致数字芯片容易损坏。

(2) 按键闭合和断开时, 电压信号下降沿非常陡峭, 剧烈变化的电压信号将通过互容传递到相邻导线上。

硬件消抖电路的设计主要是要考虑以下三个因素:

(1) 消除信号的抖动, 确保按键电路输出信号的平整;

(2) 消除信号的下冲, 因为下冲电平超出了后续数字芯片的最大输入电平范围;

(3) 降低信号变化的速度, 避免在邻线上引起容性串扰;

(4) 不影响按键电路的正常功能。

常见的硬件消抖电路包括电容滤波消抖和触发器消抖。电容滤波消抖采用电阻和电容组成低通滤波器, 具有电路结构简单可靠的优点, 因此本文将重点阐述该消抖电路。

1按键消抖电路结构与电路模型

图1为某仪器按键电路原理图, 按键安装在仪器面板上, 通过导线连接到主控板上, 按键的一端接上拉电阻并连接后续电路, 按键的另一端接地, 当按键没有按下时, 按键输出高电平, 当按键按下时, 按键输出低电平。图2为加上滤波电容后的按键电路。

图3为按键消抖电路的电路模型。图中R0为连接按键导线的电阻, L为导线电感, C0为导线对地电容, Cf为滤波电容, Cp为按键后续电路的输入电容, Ri为按键后续电路的输入阻抗, R为上拉电阻, VCC为电源电压, U为按键消抖电路的输出电压。

当按键闭合时, 其等效电路模型如图4所示。当按键断开时, 其等效电路模型如图5所示。

2按键消抖电路数学模型

设某一时刻按键合上, 在此之前按键断开, 整个电路处于稳态, 即各个电容和电感上没有电流流动。此时输出电压U = u0=VCC× R (R + Ri) 。则根据图4整个电路可列出以下微分方程:

式中:i0为L所在支路的电流;C为C0, Cf和Cp的等效电容, C为三者之和。对式 (1) 、式 (2) 进行拉普拉斯变换后可得:

由于i0 (0) =0, 所以由式 (4) 可得:

将其代入式 (3) 中, 可得:

将上式运用留数定理分解可得:

式中:

设某一时刻按键断开, 在此之前按键闭合, 整个电路处于稳态, 即各个电容和电感上没有电流流动。此时输出电压U = u0= VCC× RiR0 (RRi+ R0Ri+ RR0) 。 根据图5可列出以下微分方程:

式中C为C0, Cf和Cp的等效电容, C为三者之和。对上式进行拉普拉斯变换可得到:

对上式整理后可得:

将上式运用留数定理分解可得:

3按键电路瞬态分析

对式 (5) 进行拉普拉斯反变换便可得到按键断开电路处于稳态时按键闭合的输出电压u (t) 的时域响应。

根据拉普拉斯变换的初值定理和终值定理, 可得到:

式 (5) 的时域响应为典型的二阶系统时域响应, 当ξ 小于1时, 其时域响应为衰减振荡, 衰减因子为e-ξωn, 振荡频率为, 振荡就会产生下冲, 一次下冲持续时间取决于振荡频率。当ξ大于1时, 时域响应为单调衰减, 整个过程没有下冲。因此消抖电路设计的一个目的就是要使ξ大于1。

对式 (6) 进行拉普拉斯反变换便可得到按键闭合电路处于稳态时按键断开的输出电压u (t) 的时域响应。

式 (6) 的时域响应为电容充电的时域响应, 其响应过程为单调上升, 其上升时间为2.2T, 充电时间常数T等于ReC, Re为Ri和R的并联。

T越大上升时间越大, 上升时间过大将影响按键的正常使用。按键按下一次的持续时间约为0.01~0.1 s, 因此消抖电路将上升时间调整到500 μs以内比较适合。

现测得已连接到单片机输入引脚的按键电路其导线电阻R0为1.6 Ω, 导线电感L为25 n H, 导线对地电容Ci+Cp为9.6 p F, 在电路中使用的上拉电阻R为10 kΩ, 单片机输入引脚输入阻抗Re为2 MΩ, 使用电源电压VCC为3.3 V, 则不加滤波电容时, 按键闭合和断开的瞬态响应分别如图6和图7所示, 由图6可见下冲峰值接近2 V, 而使用单片机引脚的最大输入电压范围为-0.3 V~ (VCC+0.3 V) , 该下冲电压远远超出该电平范围。

4按键消抖电路设计

按键消抖电路的设计主要是利用电容的平滑功能, 将毛刺平滑掉, 滤波电容越大, 信号越平滑。但是电容的增大会导致上升时间过大, 电容太小则无法消除毛刺。现针对一单片机按键电路为例进行阐述。图8为该电路未进行硬件消抖时使用衰减探头在示波器上观察到的毛刺。

现测得该单片机按键电路寄生电感L为30 n H, 寄生电容C0+Cp为35 p F, 导线直流电阻R0为0.2 Ω。查阅单片机数据手册, 计算得到其输入引脚输入阻抗为2 MΩ, 上拉电阻R为10 kΩ。根据式 (6) 和式 (7) 可计算出未加滤波电容的按键电路在按键闭合时其二阶系统的ξ为0.004 887, 振荡频率为155.319 MHz。图6为在示波器上观察到的按键闭合瞬间的时域响应。由图可见最大的下冲幅度达到了-1.66 V, 该电平远超出单片机的电压范围。

根据式 (9) 可计算得到按键断开时充电时间常数为348.258 7 ns, 信号上升时间为766.17 ns。图7为在示波器上观察到的按键断开瞬间时域响应。为消除按键抖动, 滤波电容越大越好, 但电容增大将增大信号的上升时间。为不影响按键电路的正常功能, 需将上升时间控制。在0.5 ms以内。为此可得到当上拉电阻为10 kΩ 时滤波电容的最大值为22.85 n F, 上拉电阻为1 kΩ时滤波电容的最大值为227.38 n F。

当滤波电容为227.38 n F时, ξ值为0.275 9, ξ值小于1, 当按键闭合时依然会有衰减振荡, 此时的衰减振荡频率为1.849 8 MHz, 下冲峰值约为-1.34 V, 下冲持续时间约为271 ns, R=1 kΩ, Cf=227.38 n F。

由于下冲持续时间较长, 危害性也将增大。图9为R=1 kΩ, 滤波电容为227.38 n F时的按键闭合瞬间时域响应波形。图10为R=1 kΩ, 滤波电容为220 n F时在示波器上观察到的按键闭合瞬间时域响应波形。

因此, 单靠增加电容来进行滤波的方法是行不通的, 由式 (7) 可知, 增大R0可以显著增加ξ, 为此可以在按键导线上串接电阻。在最终的按键消抖电路设计中, 串接电阻选为100 Ω, 滤波电容为8.2 n F。 此时 ξ 为26.117 7, 彻底消除了振荡, 此时的充电时间常数T为81.94 μs, 上升时间为180.268 μs。图11为整个按键消抖电路的按键闭合和按键断开瞬间的时域响应波形仿真。图12为整个按键消抖电路的按键闭合和按键断开瞬间的实测时域响应波形。图13为一次按键按下实测完整波形。图14为最终的按键消抖电路。由图12可见, 按键闭合时没有过冲, 按键断开时上升时间小于0.5 ms。由图13可见, 在按键按下和松开之间的过程中, 抖动已被消除, 而且完全不影响按键电路的正常功能。

5结语

本文分析了软件消抖电路中存在的不足, 指出了软件消抖存在输出信号下冲电平超出后续数字芯片输入电平范围容易危害数字芯片, 提出了按键闭合时信号下降速度过快易引起容性串扰。针对软件消抖电路的不足, 本文分析了硬件消抖电路, 建立了数学模型, 仿真并实测了按键消抖电路的时域响应。针对硬件消抖电路中仅使用滤波电容消除按键抖动的方法, 通过仿真和实测阐述了该方法反而会导致下冲持续时间更长, 对后续电路危害性大。

针对该问题, 本文分析计算了在按键导线中串接电阻以消除下冲, 仿真并实测了整个硬件消抖电路的瞬时响应, 实测了硬件消抖电路按键按下和释放整个过程的时域波形, 消除了按键抖动和下冲。

摘要：分析了软件消抖存在输出信号下冲电平超出后续数字芯片输入电平范围容, 易危害数字芯片, 且按键闭合时信号下降速度过快易引起容性串扰等缺点。针对软件消抖电路的不足, 分析了硬件消抖电路, 建立了数学模型, 仿真并实测了按键消抖电路的时域响应。针对硬件消抖电路中仅使用滤波电容消除按键抖动的方法, 通过仿真和实测阐述了该方法反而会导致下冲持续时间更长, 对后续电路危害性大。分析计算了在按键导线中串接电阻以消除下冲, 仿真并实测了整个硬件消抖电路的瞬时响应, 实测了硬件消抖电路按键按下和释放整个过程的时域波形, 消除了按键抖动和下冲。

关键词：按键消抖电路,瞬态分析,下冲电平,数学模型

参考文献

[1]王效东.按键消抖的软件处理新法[J].自动化与仪表, 2000, 15 (2) :68-69.

[2]邢自茹, 史明健.FPGA开发中按键消抖与单脉冲发生器电路[J].现代电子技术, 2009, 32 (21) :171-172.

[3]谷长龙, 李小英.基于FPGA器件的消除按键抖动方法研究[J].吉林化工学院学报, 2006, 23 (3) :53-55.

[4]秦国栋.有限状态机的嵌入式Linux按键驱动设计[J].单片机与嵌入式系统应用, 2010 (4) :3-5.

[5]徐彩霞.新型非编码式键盘扫描方法研究[J].苏州市职业大学学报, 2010, 21 (001) :26-28.

[6]晓峰.一种新颖的键盘消抖电路[J].微型机与应用, 1987 (2) :13-15.

[7]李运兵.微控制器中按键处理技巧及应用[J].计算机系统应用, 2010, 19 (2) :195-197.

[8]汤晓君, 刘君华, 梁鸿生.MCS系列单片机P1口键盘显示功能的实现[J].仪表技术与传感器, 2002 (11) :27-29.

[9]姚有峰.单键编码锁[J].电子技术, 1991 (4) :40-42.

岸边起重机结构瞬态动力学分析 篇9

TSJ160岸边起重机是为某工程岸边取梁专门设计的固定式悬臂吊机。吊具自重约200 t, 最大吊重160 t。主要由:起升小车、主梁、立柱、吊挂、锚固、爬梯等部件组成。

岸边吊机在悬臂端取梁, 然后把梁块运送到尾部, 再把梁块放到移梁台车上, 小车继续开到悬臂端;在此过程中, 梁块需要准确地抓取和堆放, 起升小车反复地启动和制动, 引起底部锚固螺栓轴力的周期变化。本文利用Femap&NX Nastran有限元法, 对悬臂端起吊过程进行瞬态动力学分析, 得到底部锚固螺栓的轴力变化规律, 希望对固定悬臂吊机的设计和使用提供一些帮助。

1 瞬态动力学理论

瞬态动力学 (也称时间历程分析) 是用于确定承受任意的随时间变化载荷的结构的动力学响应的一种方法[1], 通过瞬态动力学分析, 可以得到力、应力、应变随时间变化的规律。在进行有限元法计算时, 首先要建立激励随时间变化的函数。然后在指定的激励点添加随时间变化的载荷。

2 激励随时间变化函数的建立

TSJ160岸边起重机性能及参数:起重机最大悬臂10 m, 最大起重量160 t, 起升速度为V=1.7 m/min, 岸边吊机自重约197 t。悬臂端起吊时, 由于需要调整吊挂的位置, 起重小车需要启动、制动、再启动再制动的过程, 该起升电机为变频电机, 图1为启动制动时间曲线。根据启动制动时间曲线可以得到激励随时间变化的函数, 如图2。其中纵坐标为激励的变化因子, 横坐标为整个启动制动过程。

3 有限元模型建立

采用有限元计算软件Femap&NX Nastran建立岸边吊机有限元模型, 岸边吊机上部为两层的桁架梁, 下部立柱由板材焊接而成的桁架结构, 主梁和立柱均采用梁单元模拟。图3为岸边起重机有限元模型。

约束条件说明:立柱与地面之间通过预埋的高强螺栓锚固, 立柱与地面为固定连接。

4 悬臂端起吊过程的瞬态动力学分析

在对悬臂端起吊过程进行瞬态分析前, 首先对悬臂端起吊进行静态分析, 受拉锚固节点分别为:5 372、5 418、10 697、10 732;所受的静态分析下的锚点拉力分别为1 140 346 N、1 105 961 N、1 111 070 N、1 130 182 N。

激励随时间变化的载荷为阶跃载荷, 由于响应滞后于施加的载荷, 所以在发生阶跃的时间点, 需要较小的时间变量来表达载荷变化, 时间变量的取值为0.08 s, 小于1/ (180f) , f为振动频率, 岸边吊机为钢结构, 阻尼系数取0.02[2]。图4为锚固螺栓拉力时间响应曲线, 横坐标为响应的时间, 共24 s, 纵坐标分别为尾部锚固拉力节点5 372、节点5367、节点10697、节点10692上的拉力。

悬臂起吊过程中, 尾部锚固的最大拉力分别为3 303 300 N、4 446 300 N、3 260 900 N、4 347 000 N, 对应静态分析下的锚固拉力倍数分别为2.89、4.02、2.93、3.85。故在岸边起重机尾部锚固设计时, 螺栓的安全系数应取到静力下的4倍。

5结语

1) 本文利用大型有限元分析软件Femap&NX Nastran对岸边悬臂吊机在悬臂端的起吊过程进行有限元分析, 研究了悬臂端起吊对尾部锚固的影响, 得出了一些有意义的结论。

2) 在进行固定式悬臂吊机设计时, 应对尾部锚固重视。

摘要：以TSJ160岸边起重机为分析对象, 针对从船上对位取梁引起底部锚固螺栓轴力变化的问题, 以Femap&NX Nastran为有限元分析平台, 建立岸边吊机有限元模型, 对其取梁过程进行瞬态响应分析, 掌握底部锚固螺栓的轴力分布情况, 为固定悬臂起重机设计提供参考。

关键词：悬臂吊机,Femap&,NX Nastran,瞬态分析

参考文献

[1]胡宗武.工程振动分析基础[M].上海:上海交通大学出版社, 1999.

瞬态分析 篇10

变电站内强电设备和弱电设备并存的事实决定了其电磁干扰问题的复杂性。变电站内的电磁干扰的来源主要有三种:高压开关操作、雷击线路故障和系统短路故障,其中,由高压开关操作引起的骚扰问题最为典型。

变电站一次侧含有大量的隔离开关和高压断路器。电力系统运行或维护时,开关操作十分频繁, 如隔离开关切合空载母线、断路器切合空载长线和断路器投切电容器组及电抗器等。高压开关操作时,开关断口处将出现几十次乃至几百次熄弧及燃弧,经弧道电阻产生的骚扰电压波在母线和短线上不断折反射,形成特快速暂态过电压(very fast transient over-voltage,VFTO)[1]。产生的暂态电压波和电流波通过多种方式影响二次设备的正常工作。

文中结合江苏某500 k V变电站启动时的各项测试工作,对H-GIS开关操作对二次设备端口的骚扰电压进行现场测量,获得了一些重要的数据和波形。测量的项目主要包括隔离开关分合短线和断路器分合空载长线时,就地汇控柜中二次设备输入端口的骚扰电压。

1二次设备输入端口的传导骚扰

当高压开关操作时,骚扰电压波和电流波会以多种途径耦合至二次设备端口处,如图1所示。暂态电流I1流过电流互感器(current transformer, CT) 一次侧时,高频电流经过接地引线注入变电站地网,接地阻抗的存在使A处接地电位升高并引起引线电感的电位变化,通过CT一、二次侧的法拉第屏蔽层之间的寄生电容而容性地耦合到二次回路。另一方面,由于接地点A、B间存在电位差, 使二次电缆外壳中流过瞬态电流I2,通过转移阻抗耦合至二次电缆芯线,在二次设备端口上产生可观的电压差,使二次设备易发生误动作。

2测量系统及测量项目

2.1测量系统

测量仪器主要包括宽频带的电压探头和数字示波器,采用了可避免由供电系统引入骚扰的独立供电系统,由不间断电源给示波器和光纤收发器供电[2]。测量系统如图2所示[3,4]。

同时,为了防止隔离开关操作产生的空间电磁场作用的影响,高压探头和数字示波器均放在屏蔽外壳中,屏蔽外壳的屏蔽效能优于40 d B。测量系统通过光纤通信系统与继保小室内的上位机通信, 完成测量仪器的设置、监视及数据的存储和处理等功能。

2.2测量项目

图3为南通500 k V胜利变电站的主接线图( 第6串),图中标出了瞬态电压测量的三个位置CT1、 CT2、CT3[5]。

当开关操作时,开关断口处的骚扰电压和骚扰电流以电磁波形式在回路中传播。由于传输线路对骚扰中的高频分量有极大的衰减作用,因此,靠近隔离开关和断路器的CT骚扰最大。

测量项目及测录位置包括:

(1) 带电母线经隔离开关50611和50632操作空载短线,测录断路器5061 Ⅰ母线侧CT和断路器5063 Ⅱ母线侧CT在汇控柜内端口上的骚扰电压;

(2)4号主变经断路器5062合空载线路1,测录断路器5062 Ⅰ母线侧CT在汇控柜内端口上的骚扰电压;

(3)4号主变经断路器5062分闸—合闸—分闸操作空载线路1,测录5062 Ⅰ母线侧CT在汇控柜内端口上的骚扰电压。

在所有测量点中,隔离开关操作均包括合闸操作和分闸操作,断路器进行“合”及“分合分”操作。测量对象均为A相与N相对组件柜接地铜排的相对电压。

3开关操作产生的骚扰电压特征

3.1隔离开关操作产生的骚扰电压特征

隔离开关分闸的起始阶段,断口间的重燃电压较低,产生的骚扰也不高。在动静触头距离不断增大的情况下,电弧击穿电压与间隙阻抗值同比例的上升,放电强度不断变大,在分闸操作接近完成阶段达到最大值。期间触头间电弧的频繁击穿与重燃, 使得瞬态过程在几十个工频周期内持续出现。分闸操作结束前,断口间的恢复电压虽然更高,但动静触头距离太大,间隙不能完全有效击穿,不能形成电弧电流,骚扰迅速减小并很快消失。因此骚扰波形整体呈前密后疏、从小到大的锥形变化[6]。合闸操作是分闸操作的逆过程,原理类似。图4、图5分别是分、合隔离开关操作产生的共模骚扰实测波形图。

隔离开关分闸操作产生的共模骚扰信号随隔离开关空气间隙距离的增大而增大,呈从小到大的锥形变化,持续时间约435 ms。合隔离开关则相反, 呈从大到小的锥形变化,持续时间为360 ms左右。 多组数据均表明,隔离开关分闸操作产生的骚扰脉冲振荡波的总持续时间普遍要大于合闸操作产生的骚扰脉冲振荡波持续时间,这与分隔离开关空气间隙放电更强烈有关。当然,在实际操作过程中,分合隔离开关时间远大于几百毫秒,这里仅截取骚扰从产生到消失的一部分。

骚扰脉冲的重复周期存在很大的分散性,尤其在分闸操作的后半段,波形重复时间从几十微秒到十几毫秒不等。几十微秒就有一次骚扰脉冲的产生, 说明隔离开关在这一阶段间隙放电非常频繁。隔离开关合闸产生的骚扰在操作的起始阶段重复周期较大,隔离开关分闸产生的骚扰在操作的结束阶段重复周期较大,这些均与隔离开关空气间隙的放电特性有关。

分合隔离开关产生共模骚扰的幅值分布在数十到数百伏的一个较广的范围内。每一道脉冲展开均为不规则的衰减振荡波,如图6所示。其持续时间在8μs左右,最大不超过20μs。

频谱分析是将信源发出的信号强度按频率顺序依次展开,直接反映该信号在各频率点的能量分布。 图7、图8分别是隔离开关分合操作产生的整体共模骚扰信号的频谱。

隔离开关合闸、分闸操作引起的骚扰电压频谱相似,除直流频率点外,分、合隔离开关操作产生的整体共模骚扰信号的骚扰频率集中在4.7、 15.2、45.83 MHz,合隔离开关骚扰频率点略多于分隔离开关。

多次测量的结果表明,无论是合隔离开关还是分隔离开关操作,在CT二次端口中产生的整体共模骚扰信号,除直流分量外,这三个频率点附近都存在尖峰。

3.2断路器操作产生的骚扰电压特征

500 k V系统断路器分合分试验是在无故障接地点的情况下对500 k V空载线路进行重合闸操作, 相当于三相重合闸非故障相的工况,因此一般变电站启动时都会进行合及分合分高压断路器的操作[7]。

断路器操作产生的骚扰电压实测波形如图9、 图10所示。

图9、图10中合、分合分高压断路器产生骚扰信号的持续时间大致相同,均为1.6 ms左右, 远小于分合隔离开关产生骚扰信号的持续时间,且骚扰电压幅值衰减极快。这跟SF6断路器以优良灭弧性能的SF6气体作为灭弧介质、弧隙介质强度恢复过程极快、电弧重燃几率大大降低有关。单个脉冲持续时间在20 ~ 30μs之间。

在分合分断路器操作中,骚扰电压幅值达到320 V,其原因在于分合分试验在断路器第一次分闸时,没有故障接地点,也没有合闸电阻和高抗, 短暂时间内,空载长线上的残余电荷通过线路对地电容和回路电阻释放有限。

当断路器再次迅速合闸时候,如果残余电荷电压与电源电压极性相反,将会在断路器上形成电压的叠加,电源电压将通过回路电感对线路电容反向充电,使暂态过电压幅值达到最大值。之后凭借SF6断路器优良的灭弧性能,骚扰电压幅值急速衰减。

对合、分合分断路器操作产生的共模骚扰脉冲群分别做FFT变换,得到骚扰信号在频域上的频谱分布,如图11、图12所示。

两者的频谱较为相似,只是在某些频率点有些出入。合高压断路器产生的骚扰信号频率在0 ~ 42.96 MHz之间都有明显分布,在15.54 MHz这一点尤其应该注意。

4结语

通过研究变电站高压开关操作产生快速瞬变脉冲群的机理,并对500 k V变电站开关操作过程中对二次回路的电磁干扰进行了现场测量,研究结果表明:

(1)500 k V隔离开关分合闸操作在二次回路产生电磁骚扰的波形形状相反,呈锥形变化的明显特征,电弧有成百上千次熄弧与重燃。高压断路器操作的骚扰波形则近似看作一系列脉冲,电弧能快速熄灭且重燃次数明显减少,周期较隔离开关的骚扰波形少很多,一般10个周期以内。

(2) 隔离开关操作产生电磁骚扰的持续时间一般在400 ms左右,操作高压断路器的骚扰则只有几毫秒。

(3) 隔离开关与高压断路器骚扰脉冲波形均为衰减振荡波,持续时间在数十微秒范围左右,断路器单个脉冲的时间稍长,幅值从几十到数百伏不等。

(4) 隔离开关操作产生的骚扰电压频谱只在几点处有明显分布,系统二次设备设计和工作时应考虑避开4.7、15.2、45.83 MHz这三个频率点;操作高压断路器产生的骚扰电压频谱跨度相同,但每个频率点的幅值均有大幅度降低。

瞬态分析 篇11

资料与方法

一般资料：2008年6月～2009年3月我院产科共出生新生儿997人，其中973人于产后3天进行TEOAE筛查，筛查率为97.29%。

方法：①新生儿听力筛查仪的选择：选用MADSEN公司生产的AccuScreen听力筛查仪，是一种操作简便，敏感性显著的仪器。每次筛查前先对仪器进行检查，校准，充足电，确保仪器的精确性和可靠性。②测试环境：测试环境要相对安靜，噪声不超过30dB(A)-50dB(A)，初筛可在母婴同室内进行，复筛时在专门的测听室进行，③新生儿听力筛查程序：新生儿于生后3天进行听力初筛，测试结果为PASS或REFER(未通过)，未通过者于婴儿出生30～42天进行复筛，复筛未通过者于3个月时接受诊断检查。④婴儿状态：婴儿最佳测试结果在婴儿自然睡眠状态时获得。因此，测试前1小时喂饱婴儿，使其安静入睡。⑤婴儿测试位置的选择：保持婴儿测试耳朝上，轻扯耳廓露出耳道，使之变直，用无菌小棉枝清洁外耳道，将探头轻轻放入，也可将婴儿抱在怀中进行测试。⑥卫生问题：为了预防交叉感染，测试前必须洗手，最好使用一次性耳塞，新生儿无疑感染，可两耳共用一耳塞(测另只耳前用70%酒精擦拭耳塞)，用完的耳塞可集中用洗洁精清洁，75%酒精浸泡消毒。⑦做好筛查前的宣教工作：包括产前孕妇学校组织的学习，产后一对一的宣教。让家长了解筛查的重要性及筛查的无创性，安全性和客观性，以取得家长的配合与支持。

结果

TEOAE初筛及复筛情况：接受初筛973例，877例通过了TEOAE测试，初筛通过率90.13%；需复筛96例实际复筛人数90人，通过87人，复筛通过率96.67%。

TEOAE筛查的新生儿听力损失情况，复筛未通过的5例，接受脑干听觉诱发电位(ABR)检查，其中1例未通过，确诊为听力损失，占接受TEOAE筛查总数的1.03‰。初筛假阳性率9.9%，两步筛查后的假阳性率为0.23%。

讨论

TEOAE在新生儿听力筛查中的可行性：应用于听力筛查中的主要是瞬态声诱发耳声发射(TEOAEA)，TEOAE观察耳蜗外毛细胞的松驰状态，能用于检查假阳性和假阴性，检查感音性听力损伤。此技术操作由护士完成，每例新生儿双耳检测需5～10分钟，TEOAE筛查仪可自动显示检测结果具有客观性、敏感性、快速无创性等特点。

应用价值：出院后很难确保“新生儿听力普遍筛查”要求的筛查率，初筛仍应在出院前进行［3］。这样可方便基层农村新生儿听力筛查，提高新生儿听力筛查检测率。新生儿在住院期间就得到了听力筛查，减少了转诊的不便，符合我国产妇“坐月子”不外出的习俗。

TEOAE筛查的技术质控：①TEOAE筛查的时间选择：新生儿听力初筛最佳测试时间宜在产后72小时［1］，这样可提高通过率，刚出生的新生儿外耳道和中耳道内的胎儿皮脂，羊水可影响TEOAE的通过率，造成假阳性率高。②噪声的控制：噪声包括内源性和外源性。内源性噪声包括小儿哭闹声、呼吸声、吸吮声等，外源性噪声包括环境噪声。③测试探头的放置：应根据外耳的大小选择型号合适的软橡胶探头套，放置位正确，密闭，将探头置于外耳道1/3处，利于提取耳声发射信号，减少或排出外界环境噪声，保证刺激声达到鼓膜。放置前清洁外耳道，避免羊水胎脂堵塞探头，或干扰声音传导以及影响。④对筛查结果的解释：新生儿听力筛查结果使用“pass”即“通过”，和“refer”即未通过来报告，因筛查不具听功能评估和诊断的意义，不同意使用正常和异常来表述。另外，对初筛未通过的家长要注意沟通技巧，避免给家长增加精神负担，不利于产妇产褥期的康复。⑤对护士的要求：护士的责任心及操作规范与否，也可影响结果的准确性［4］。要求护士责任心强，TEOAE测试护士必须经专门的培训，经考核合格方能持证上岗。熟练掌握TEOAE测试方法及工作程序，认真仔细的做好测试资料的登记，统计，保管工作。对须复筛的，属高危因素的新生儿及婴儿，必须做好定期跟踪服务工作，有条件的最好做到资料网络化管理。

参考文献

1 毛雪莲,梁瑞云,侯婷秀.新生儿听力筛查测试时间的选择.中国民康医学,2006,18(9).

2 霍薏钦.新生儿听力筛查研究进展.中国妇幼保健,2006,21.

3 卜行宽.国际新生儿听力筛查概况.中国医学文摘·耳鼻咽喉科学,2007,22(1).

4 魏兆弘,孟利平,李华.新生儿听力筛查的临床观察.中国民康医学,2006,18(5).

可重构机器人的瞬态运动学分析 篇12

第一, 从机构学的角度来分析, 机器人的结构是由一系列连杆通过旋转关节或移动关节连接起来的开式运动链。在机器人机械系统中, 驱动器通过联轴器带动传动装置 (一般为减速器) 再通过关节轴带动杆件运动。

第二, 用一般机构分析方法很难确定两相邻杆件坐标系之间的位姿关系以及末端执行器的位姿与各关节变量之间的关系, 需要建立一套针对空间机构的运动学、静力学方法。需要使用不同于一般机构分析的专门分析方法来分析末端执行器的位置、速度、加速度以及各个关节驱动力矩之间的关系。由于每个关节的运动受到其它关节运动的影响, 作用在每个关节上的重力和惯性力随手臂位置变化而变化, 在高速情况下, 还要考虑离心力的影响。机器人是一个强耦合性、多输入多输出的、非线性、位置不断改变的动力学系统, 动力学分析相对复杂得多。

可重构机器人也称为链式机器人, 可重构模块化机器人系统是由一套具有标准连接接口的模块组成, 这些模块能够根据特定的任务要求而被快速装配成具有不同运动学参数和动力学行为的机器人构型。相对于传统的移动机器人, 可重构机器人具有很多优点, 能够应用到很多复杂和危险的环境中。

依据markham教授提出的polypod系统, 它由连杆和关节点两种模块组成, 连杆模块有两个自由度, 并装有电机及力和位置传感器和板载微处理器, 所有的连杆模块相互平行或垂直, 连杆模块可以连接到关节点模块的任意一面, 简单的运动步态都是沿直线运动, 根据动作顺序来控制每个自由度。每个连杆模块都是半自由的运行。所有的动作仅用了两种简单的方式伸长模式和缩回模式。在伸长模式中, 利用力传感器一个自由度可以像一个控制得很好的弹簧一样运动, 在缩回模式中, 自由度以恒定速度的速度移动, 直到它达到制停上限, 如果增加机器人的长度, 任意数量模块的步态都可以实现。

下面对瞬态运动学加以详细分析:在分析过程中用到了一个模型, 叫稚可比矩阵。首要任务是理解如何定位末端执行器, 如果知道了末端执行器的坐标系, 就可在那个坐标系内描述, 末端执行器的位置和姿态如果开始移动可以及时监控微分运动。如果把当前构型移动一个小位移, 就会得到一个特定的构型, 有了θ1到θn并且知道了它们的含义, 如果把θ移动一下, 就得到了δθ, 把它引入每个关节角, 做一个微分运动δx, δx不仅涉及到位置, 也涉及到姿态。已经知道了δθ和θ, 因此问题就是找出δθ和δx的关系, 两者之间是线性关系, δ和δx是由导数和矩阵 (稚可比矩阵) 联系到一起, X求导就可以通过稚可比矩阵联系到一起了, X求导包括两个要点:位置和方向两个方面, 因此关于X不仅要讨论线速度, 还要讨论角速度, 要做的就是找到这种关系, 并建立与那些变化有关的稚可比矩阵。要从微分运动开始, 研究稚可比矩阵如何计算目标的线速度和角速度的影响, 这将通过速度从一个关节到下一个的传递来产生, 那会形成递归关系, 找到线速度和末端执行器。用另一种方式检查这种分析的准确性, 而不是通过传播速度这种方式, 检测机器人运动学的结构以及它对末端执行器速度的影响, 将它叫做稚可比矩阵的显式形式。分析其运动学, 看到这个矩阵的每一列都是与一个特定的关节相联系的, 如第一列对应第一个关节, 它和末端执行器速度的影响线速度和角速度这个稚可比矩阵的显式形式在建立关节和末端执行器的位移或者速度关系模型时, 非常重要。这个模型在建立各个力之间的关系时, 也同样很重要。力作用在关节上, 力的类型取决于关节的类型, 如果是一个移动关节, 就会得到一个力, 如果是一个转动关节, 就会得到一个力矩。实际上力和力矩之间的关系决定了末端执行器的动作, 恰恰是从同样的模型、同样的雅可比矩阵中得来的。速度和静力之间是一种对偶关系, 用它可以建立力和力矩之间的关系。首先分析一下那些微分运动, 描述关节坐标, 把关节角作为关节坐标, 对于移动关节, 有时选择的是关节位移, 用变量q来表示, 来获知关节是移动关节还是转动关节, 可以引入qi用θi或者di表示ε=0或者1, 这是一个二元数值。对于转动关节ε=0, 对于移动关节ε=1, 并且ε拔是它的补集, 由关节的类型来确定, qi是θi还是di, 一旦有了关节坐标向量q1、q2和q3, 那就表示找到了X与q之间的关系, 并可以求它们之间的微分运算了, 可以通过下式的微分

上式微分运算涉及到多个变量, X1对应着第一个函数, F1也可以表示为X坐标, X2是Y坐标等等, 于是得到了所有函数, 因此由微分和偏导微分可以简单的计算出稚可比矩阵通过f对q1的偏导, 来计算δx1, f1是所有q的函数, 计算f对所有q的偏微分, 这样才能得到δx1, δxm也是如此。用较少的变量, 较少的函数和微分来得到这种关系, 现在有了一个方程组, 有M个方程, 有N个变量, M个方程都是关于N个变量的函数, 可以把它写成矩阵的形式。其中δx1到δXm用向量δx表示, δq1到δqn用δq表示, 两者之间的关系就可以用矩阵表示, 把这个方程写成矩阵形式:

其中:

第一列就是f1对q1的偏导数, 一直到fm对q1的偏导数。

因此这个矩阵正是雅可比矩阵, 它是一个M×M的矩阵, 并且把δx和δqn联系起来。可以有很多不同的方法表示位置和姿态。这里的δx和δq之间的关系是q求导和x求导之间关系的矩阵。如果对时间求导的话, q求导和x求导会用同一个矩阵, 所以雅可比矩阵里的各项是函数I对J的偏微分。

如图1所示, 平面内的机构有两个自由度, 连杆长度分别是L1和L2, 只需要表示出X和Y。

微分运算得到了这个式子:

第一行是Y, 第二行是X, 这个雅可比矩阵给出了关于微分运动δθ的关系式, 可以计算相应的变化δx, 由关节空间的速度得到末端执行器的速度。实际上这个矩阵被广泛用于控制工业机器人。可以通过求矩阵的逆来计算对应于δx对应的δθ, 这样就可以操控机器人, 机器人可以通过雅可比矩阵的逆来控制。

参考文献