平衡参数

平衡参数（共5篇）

平衡参数 篇1

0 引言

美国最先开始两轮自平衡小车的研究,在日本、瑞士等国家得到迅速的发展,它是一种高度不稳定、非线性及多干扰系统,要使两轮系统达到自平衡,其模型决定了系统的重心须在两车轮轴线上[1]。在车体的平衡控制过程中,姿态传感器将检测得到的车体倾角信号送入控制器,计算得到控制量驱动左右电机产生控制力矩来调节左右轮的运动速度和方向,使两车轮向倾斜方向运动,从而使车身回复直立平衡状态[2]。

1 两轮自平衡车控制原理分析

车体的平衡控制是通过负反馈来实现的。如图1所示,车子两个轮子着地,车体会在轮子滚动的方向上发生倾斜,当车体向左倾斜时,为保持平衡,应控制车轮加速向左运动;同样的,当车体向右倾斜时,应控制车轮加速向右运动。因此,控制车轮转动以抵消车体倾斜的趋势便可以保证车体平衡了。

以上是对小车如何保持平衡的一种感性分析,而实际上平衡小车的模型与一级倒立摆模型很相似,因此可以依据单级倒立摆模型分析法来建立两轮平衡小车的数学模型[3]。自平衡车的质量为m,它可以抽象为置于水平移动小车上的一级倒立摆,其受力分析如图2所示。

倒立摆不能稳定在垂直位置,因为在它偏离平衡位置的时候,所受到的回复力mgsinθ与位移方向相同,而不是相反,故倒立摆会加速偏离垂直位置,直到倒下。为了将倒立摆稳定在垂直位置,需要增加额外的受力,使得回复力与位移方向相反。因此控制倒立摆底部车轮,使它向右作加速运动,这样站在车模上(非惯性系,以车轮作为坐标原点)分析倒立摆受力,它就会受到额外的惯性力macosθ,该力与车轮的加速度方向相反,大小成正比。这样倒立摆所受到的回复力为:

针对式(1),有三点需要作出说明和思考:(1)由于θ很小,所以sinθ≈θ,cosθ≈1;(2)加速度a应该与角度θ成正比,即偏离平衡位置的角度越大,加速度值也越大,从而保证倒立摆可以快速返回平衡位置;(3)加速度a应该与角速度ω成正比,从而保证倒立摆远离平衡位置时增加回复力,倒立摆靠近平衡位置时成为一种阻尼,使其尽快稳定下来。总结以上三点,式(1)可转变为:

式(2)中,在确保比例系数k1>g,微分系数k2>0的条件下,回复力与位移方向相反,可以使倒立摆维持在直立状态。其中k1决定车身是否可以回到平衡位置,k2决定车身可以尽快稳定在平衡位置。为了精确控制车体直立稳定,如何感知车身的倾斜程度和倾斜趋势,准确检测角度θ和角速度ω这两个姿态参数是必不可少的前提条件。

2 姿态参数检测

加速度传感器可以测量由地球引力作用所产生的加速度,当加速度计发生倾斜时,其输出的模拟电压信号也会随倾斜角度的变化而变化。一般的半导体加速度计可以同时输出三个方向上的加速度模拟电压信号,对于两轮平衡小车,由于只在单个平面内产生转动,因此只需要检测其中一个方向上的加速度模拟电压信号,就可以计算出车模倾角,在一个平面上输出电压与倾角变化之间的相互关系为:

式(3)中,由于θ很小,sinθ≈θ。在平衡车实际运行过程中,其本身摆动所产生的加速度会与测量信号叠加,故而产生很大的干扰信号,使得输出信号无法准确反映车体的倾角。可以通过数据平滑滤波将这些波动噪声滤除,但是采用这种方法一方面会使得信号无法实时反映车模倾角变化,从对于车模控制滞后;另一方面也会将车模角速度变化的有效信息滤除,如此一来便使得车体无法保持平衡。因此单一采用加速度传感器无法获得准确的倾角信息,对于两轮车平衡控制所需要的倾角信息还需要通过单轴陀螺仪获得。

陀螺仪可以测量物体的旋转角速度,当车体发生转动时,其输出电压会随着角速度的发生而同步变化,通过检测陀螺仪输出的模拟电压信号就可以获得车模倾斜角速度。由于角速度基本不会受到车体运动的影响,因此该信号中噪声很小。车体的倾角也可以通过对角速度积分获得的,这种信号较平滑。但是,如果角速度信号即使存在微小的偏差和漂移(比如温漂),经过积分运算之后,会使误差积累随着时间延长而逐步增加,最终导致电路饱和,无法形成正确的角度信号。

综上所述,通过陀螺仪检测的角速度信号符合控制要求,而对于角度信号,无论是采用加速度计检测,还是采用陀螺仪检测,都有其各自的缺陷,不能提供有效可靠的角度信息,因此,将两种角度检测信号进行互补滤波处理或卡尔曼滤波处理就可以得到准确平滑的角度信号,这也是自平衡控制的关键。

3 结束语

通过对两轮自平衡车的原理分析可知,能够感知车身的倾斜程度和倾斜趋势,准确检测角度θ和角速度ω这两个姿态参数是自平衡控制必不可少的前提条件,通过加速度计及陀螺仪这两个传感器可以检测到相应模拟电压信号。当然,要最终实现两轮自平衡车的直立行走,还有许多其它的问题需要解决,比如如何将传感器输出信号转换为角度值和角速度值,如何设计控制算法,如何控制车轮转动等等,这都有待于进一步分析研究。

摘要：本文通过两轮自平衡车原理的分析,得知必须准确检测车体运行过程中的角度θ和角速度ω这两个姿态参数,在此基础上进一步阐述角度和角速度检测的方法及其优缺点,从而解决两轮车自平衡控制的关键问题之一。

关键词：平衡控制,倒立摆,加速度计,陀螺仪

参考文献

[1]魏文,段晨东,高精隆,李常磊.基于数据融合的两轮自平衡小车控制系统设计[J].电子技术应用,2013,39(5).

[2]阮晓钢.两轮自平衡机器人的研究与设计[M].北京:科学出版社,2012.

[3]张圆圆,黄天宇.基于卡尔曼滤波与PD两轮平衡小车的控制研究[J].装备制造技术,2015(6).

平衡参数 篇2

对于布线系统来说, 为验证电缆在信号传输过程中是否达到设计要求, 需在验收过程中对平衡电缆通道传输性能进行验证性测试, 以此来检验、认证布线系统是否满足传输性能要求。

平衡电缆通道传输故障主要是由链路的电气性能指标未达到测试标准的要求, 即电缆在信号传输过程中达不到设计要求造成的。在综合布线系统中, 在国际布线标准ISO/IEC11801:1995 (E) 中给出了平衡电缆传输通道 (B a l a n c e d cabling links) 的参数。描述平衡电缆通道传输性能的电气特性参数主要有直流环路电阻、特性阻抗、衰减、近端串扰损耗、衰减与串扰比、结构回波损耗、传输延迟等。其中与通道长度有关的参数有衰减、直流环路电阻、传输延迟等;与电缆扭矩有关的参数有特性阻抗、衰减、近端串扰损耗和结构回波等。当电缆生产出来以后, 这些参数只与电缆及相关连接硬件的安装工艺有关。如以上电气特性参数达不到设计要求, 就会影响到整个系统的传输性能。本文中对这些电气特性参数对平衡电缆电气传输性能的影响作一分析, 希望对综合布线的设计、施工以及验收有一定的帮助。

二、主要电气特性参数

根据《GB 50312-2007综合布线工程验收规范》, 布线的施工现场测试主要电气特性参数包括:衰减、近端串扰、特性阻抗, 传播时延、信噪比、和回波损耗等。现对布线系统以下几个主要电气参数加以说明:

1、衰减:

是信号沿着一定长度的电缆传输所产生的损耗。衰减与电缆的长度有着直接关系并随着频率的上升而增加衰减的测量单位是分贝 (dB) 主要表示初始传送端信号与接受信号强度的比值。

2、近端串扰:

是传送线对与接收线对之间产生干扰的信号。它对信号的接收会产生不良的影响。近端串扰的单位是分贝 (dB) 。用来表示传输信号与串扰的比值。绝对值越大, 串扰越低。

3、特性阻抗:

在电路中对电流的阻碍称为特性阻抗, 它以欧姆为计量单位。

4、传播时延:

表示一根电缆上最快线对与最慢线对间传播延迟的差异。

5、衰减串扰比:

衰减串扰比有时也以信噪比表示, 它由最差的衰减量与近端串扰量值的差值计算。

6、回波损耗:

是由于阻抗不匹配而使部分传输信号的能量被反射回去, 返回损耗对于使用全双工方式传输的应用非常重要。

以上简单说明了综合布线系统测试中的几个重要指标, 它们仅仅是全部测试指标的一部分。

三、主要电气特性参数分析

上述电气特性参数直接关系到综合布线的工程质量, 为此, 有必要对以上参数进行分析研究, 从而找出影响平衡电缆通道传输性能的因素, 以期降低其对工程产生的不利影响。

1、衰减:

衰减是指信号沿链路传输的减弱, 是由于高频信号的趋肤效应、绝缘损耗、阻抗不匹配、连接不匹配、连接件电阻等原因造成的信号沿链路传输过程中的电能损失。电缆的衰减与电缆的结构、长度以及环境温度等因素有关。

信道链路衰减应小于:

基本连接链路衰减应小于:

其中:

K1、K2、K3为衰减公共参数, 对于5类双绞线链路, K1=1.967, K2=0.0 2 3, K 3=0.0 5 0。

A是连接硬件的衰减, 对于5类双绞线链路, 当频率在1M～10M时, A=0.1;频率在10M～31.25M时, A=0.2;频率在31.25M～62.5M时, A=0.3;频率在62.5M～100M时, A=0.4。

减低衰减的措施有:

1) 保证电缆的总长度不超过1 0 0米。因为从电缆的衰减公式可知, 电缆的衰减与电缆的长度成正比。

2) 避免把电缆长距离的铺设在金属管 (槽) 中, 因为, 当电缆安装在金属管道内时链路的衰减会增加2%～3%。

3) 要控制电缆的环境温度。对于5类电缆, 环境温度每增加一度衰减将增加0.4%。

2、近端串扰损耗:

近端串扰是指处于某侧的发送线对同侧相邻的另一对线通过电磁感应所产生的耦合信号。近端串绕损耗就是近端串扰值和导致该串扰值的另一对线上的发送信号之差值。近端串绕大小同电缆的类型、连接的方式以及传输频率有关。

在影响平衡电缆通道传输性能的电气特性参数中, 串扰的影响最大, 具体的减少串扰的措施有:

1) 在布线施工中要严格按照T I A-5 6 8 B标准施工, 否则会产生严重的串扰, 甚至会导致网络故障。如果近端串扰不能通过测试, 一系列与近端串扰有关的参数, 会由于串绕过高而不能通过测试。

2) 在电缆接续时, 非双绞的部分应尽量缩短, 最长不能超过13mm。

3) 在安装电缆时, 不要使拉力大于过大, 应小于线缆允许张力的80%。电缆的弯曲半径要符合标准要求。

3、特性阻抗:

是指当电缆无限长时该电缆所具有的阻抗。电缆的特性阻抗是电缆的感抗, 容抗以及电阻的综合特性。特性阻抗的大小取决于电缆的物理结构。即由电缆的尺寸、电缆的间距以及电缆采用的绝缘材料等因素决定的。平衡电缆通道的特性阻抗突变或异常, 会形成信号的反射效应, 引起平衡电缆通道中的传输信号发生畸变并导致网络传输信号出错。

通常电缆的连接和端结可以使特性阻抗发生轻微的改变。电缆的硬转弯或扭结也会使特性阻抗发生改变。在改变较轻的情况下, 由于反射的信号非常微弱经过电缆的衰减后, 对网络运行影响不大。较大的阻抗改变会干扰数据的正常传输。造成阻抗不连续的原因多是电气连接不良、电缆端结不正确、电缆的阻抗不匹配和连接器的不匹配以及电缆中双绞电缆对的铰接方式错误而造成的。在综合布线系统中, 如双绞线如果断开, 是不可以直接连接在一起的, 布线时拉力不可过大, 对于非屏蔽线缆弯曲半径至少为4倍的线缆外径, 千万不要混用特性阻抗不同的电缆等等, 这些都会导致特性阻抗的改变, 在验收测试中, 就表现为回波损耗测试参数较低。

1) 在同一链路中不混用特性阻抗不同的电缆或接插、转接件。

2) 不要将电缆转硬弯或打结。任何导体的形变都会引起特性阻抗的不连续。

4、传播时延:

传播时延传播时延是电磁波在信道中需要传播一定的距离而花费的时间, 其计算公式是:传播时延=信道长度/电磁波在信道上的传播速率电磁波在自由空间的传播速率是光速, 即3.0*105km/s。电磁波在平衡电缆传输通道中的传播速率比在真空中要低, 其在铜缆中的传播速率约为2.3*105km/s。

5、衰减串扰比:

它是在同一频率下链路的信号与近端串扰损耗的比值。在特定的些频率范围内, 衰减串扰比是反映平衡电缆传输性能的一个重要参数。

平衡电缆通道的衰减/串扰比越大, 表示其抗干扰的能力越强。一般系统要求衰减串扰比至少要大于10分贝。

其计算公式为:

N E X T:近端串扰损耗。

A:信号衰减。

通常可通过提高链路的近端串扰损耗或降低信号衰减水平改善链路衰减串扰比。6类布线链路在频率200MHz时的衰减串扰比要求为正值。

6、回波损耗:

是传输信号功率与由电缆阻抗异常导致的反射信号功率的差值。它表明在一定频率范围内电缆的阻抗的稳定程度。回波损耗值高意味着阻抗匹配良好和信号的传输功率与反射功率的差值大;反之, 网络耦合器会将较强的反射信号误当成对方发射过来的信号接收, 从而造成数据错误。

回波损耗是由于电缆长度上的特性阻抗不均匀性造成的, 其产生的根源是缆结构的不均匀性。由于反射信号在电缆中传播的多径效应, 引起信号的时间扩散从而导致脉冲展宽, 使得接收端产生信号脉冲的重叠从而无法判决。导致误码率的增加, 影响到传输速度。

提高回波损耗的措施有:

1) 提高电缆的同心度。在生产中, 要求导线的铜导体直径公差控制在±0.002mm以内, 绝缘外径的偏差要控制在±0.01mm以内。同心度要控制在96%以上, 表面要光滑圆整。

2) 采用“预扭”或“退扭”技术。采用“预扭”或“退扭”技术可消除绝缘单线偏心对特性阻抗的产生的影响, 同时可降低绝缘单线同心度的要求。

3) 使用十字型塑料骨架。十字型塑料骨架的使用, 可使电缆结构的稳定性, 使单线不均匀造成的特性阻抗的变化变得平滑。

4) 采用粘连线对技术。所谓粘连线对技术工艺, 是指采用两台挤塑机、一个机头共挤, 将同一线对的两根绝缘芯线同步挤出将其粘结在一起。粘连后的线间可保证绞对线的结构稳定。也可避免绝缘导体经弯曲扭绞后导体发生散芯而影响电缆的回波损耗指标。

采用以上相关措施, 可使平衡电缆的回波损耗指标达到要求, 保证传输通道的稳定。

四、总结

以上只是简单地分析了一些影响平衡电缆通道的传输性能的个重要电气特性参数。从上面的分析可以看出, 平衡电缆通道的传输性能受多种因素的影响, 从布线产品的生产到布线工程的设计与施工, 都有可能影响到通道的性能, 因此, 在施工安装中要重视布线产品的质量, 对布线材料要进行严格的测试, 保证布线材料的质量, 按相应的规范进行设计、施工, 重视对工程质量的管理和监督, 做好电气性能的验收测试工作, 通过合理的设计、标准的施工和严格的测试来保证布线系统的总体性能, 同时也保证了用户的投资得到相应的回报。

摘要：平衡电缆的传输性能直接关系到数据通讯的质量, 而直流环路电阻、特性阻抗、衰减、近端串扰损耗、衰减与串扰比、结构回波损耗、传输延迟等电气特性参数, 是影响平衡电缆通道传输性能的主要因素。本文上述几个电气特性参数进行了细致的分析。

关键词：平衡电缆,电气特性参数

参考文献

[1]鲁明.综合布线系统常见故障及其测试技术[J].安装.2005, (6)

[2]张楠, 庄军.综合布线系统与电磁干扰[J].石家庄职业技术学院学报.2009 (2) :51-54

平衡参数 篇3

平衡系数是对曳引式电梯监督检验中需要检验的一个重要参数,是新的检验规则《电梯监督检验和定期检验规则——曳引与强制驱动电梯》TSG T7001-2012中一项必检的重要检测项目。平衡系数定义是电梯平衡对重与轿厢重量两者的重量差与电梯额定载荷之间的比值。其电梯平衡系数计算公式可表达为:

式(1)中,K平为电梯平衡系数;G对、G额、G轿分别为对重重量、轿厢自重、轿厢额定载重量,单位都是千克。

根据新的检验规则《电梯监督检验和定期检验规则——曳引与强制驱动电梯》TSG T7001-2009规定,在平衡系数试验项中要求,曳引电梯的平衡系数应当在0.40~0.50之间,或者符合制造(改造)单位的设计值。其检验方法是:轿厢分别空载、装载额定载重量的25%、40%、50%、75%、100%、110%做向上、向下全程运行。当轿厢和对重运行到同一水平平层位置时,读取记录通过电动机输入端的电流值,画出电流—负荷曲线以向上、向下运行曲线,横坐标为装载的额定载重量百分比,而纵坐标是对应各载重量的电流值。向上运行的曲线和向下运行的曲线的交汇处所对应的横坐标的百分比值就是电梯的平衡系数。数字钳形表夹住电动机电源输入端以检测通过的电流,电动机电源输入端即为电流检测点。交汇点一般在0.40~0.50之间,就认定电梯平衡系数为合格。

1 电梯平衡系数与其他参数的关系

国家新检验规则《电梯监督检验和定期检验规则——曳引与强制驱动电梯》TSG T7001-2012规定:曳引电梯的平衡系数K平值应在0.4~0.5范围内。并不是说K平的取值只有在这个取值范围才是合格的,只能理解该取值范围适合大多数的电梯。这个取值可能是出于考虑轻载运行在乘客电梯的运行中出现的概率比较大,相对的就降低平衡对重的大小,避免空载情况下的电梯曳引不起作用。平衡系数是电梯设计的一个重要参数,是设计的一个基础数据。K平的取值,则主要看电梯实际工作用途和设备的运行环境。

平衡系数的取值大小将影响电梯的运行安全。首先,电梯的主电动机功率的选择将影响平衡系数的取值。主电动机的功率P由下式决定:P∝(1-K平)G额V额。如果配套电梯使用的主电动机功率一定程度够大时,那么电梯运行时消耗电能的多少将直接和K平的取值有关系。在电动机选择使用余量较小的功率时,电梯启动后出现倒溜。发生溜车或者冲顶的事故可能是平衡系数取值不合适造成的结果。

其次,电梯的曳引能力和平衡系数的取值有关系。不管平衡系数K平取的何值,轿厢载荷G额是根据载人数的变化而随机变化的,K平值是不变的,因此不平衡状态就体现在轿厢与对重系统上。从理论的角度上看,曳引轮两侧的不平衡力矩的大小受到K平取值的影响。若K平的取值按40%~50%,按最大载荷为超载载荷110%G额,超载时不平衡载荷为:(1.1-K平)G额=(0.6~0.7)G额,则空载时不平衡载荷为:(0.4~0.5)G额;若按电梯验收检验时的最严重载荷125%G额,则不平衡载荷为:(1.25-K平)=(0.75~0.85)G额,这是电梯可能的最大不平衡载荷(静态载荷),也就是电梯曳引机必须提供的最小静态曳引力。

第三,平衡系数的值影响着不平衡负载的大小,以及牵引绳轮钢丝绳的张力。牵引钢丝绳绳槽的张力大小影响比压力,张紧力越大,比压力也越大,从而提供悬挂绳的起重能力应越强。因此,平衡系数的值不只是决定负载不平衡,还会影响电梯曳引能力。当最大负载不平衡大于最大的电梯牵引力时,牵引钢丝绳的绳槽会出现打滑,溜车事故很容易发生。

最后,平衡系数的取值关系着电梯的对重及轿厢系统的总质量的大小。轿厢、对重系统的总质量为:

式(2)中,Y—牵引钢丝绳等装置的重量,Y可以省略。电梯的安全因素涉及轿厢的总重量、平衡对重系统的总重量,总质量影响曳引绳等装置、牵引绳轮的绳槽元件参数的选择,同时也影响到电梯运行操作中启动的加速度和制动的减速度。电梯的安全钳、缓冲器和其他安全系统也是受电梯平衡系数的影响。平衡系数增加,对应对重的质量也有所增加,进而启动的加速度和制动的减速度减小,以致电梯正常的启动或制动都会面临困难的执行。因此,平衡系数K平值表面只是一个比率,事实上它与轿厢、平衡对重质量是密切相关的。在电梯中这是一个重要的参数,总体设计的额定载荷,轿厢自身重量参数之外,单一的平衡系数是没有多大意义的。在电梯的设计平衡系数K平取值中,必须确定结合的牵引绳轮的绳槽的形状、牵引钢丝绳、轿厢其自身的重量,以及配套的曳引机电动机、制动器、安全装置、缓冲器等因素考虑。近些年来,电梯使用单位为增加电梯轿厢的美观度,对电梯轿厢进行装饰美化,致使轿厢的重量增加,于是相对地增加平衡对重块,进而使得整体质量系统大大增重,以维持平衡系数K平值不变,这是非常错误的,这时的平衡系数已经失去了其原有的意义。这一改变降低了电梯的安全系数,启动减速度和制动减速度的下降,可能给电梯运行造成严重的安全隐患。因此平衡系数K平的取值,并非只要安装或验收检验测量范围内的40%~50%,即被确定为符合要求。如果值偏离设计值是不符合要求,或虽然值符合设计值,但其轿厢额定负载G轿或额定载重G额重量或数量发生变化,也不符合要求。

2 平衡系数检测方法及其比较

国内对电梯平衡系数的检验方法主要有:

2.1 直接称量G对与G轿

平衡系数K平其实就是配置对重的质量大小,因此,确定平衡系数K平最快捷、最方便的方法是称轿厢的整体质量G轿和平衡对重系统的整体质量G对。在静态条件下使用的测力传感器,在电梯井道底坑下采集获取数据,并直接测量轿厢侧的G轿和平衡对重侧之间G对两者之间的差量,或者是通过收集在电梯井道中的轿厢侧与平衡对重侧的曳引绳索张力的差值,利用电梯平衡系数定义的式(1)计算得到平衡系数。有的做法是将轿厢和对重在井道外进行拼装,并逐一称量所有拼装的零部件,从而按平衡系数设计值来配置对重块。这种方法操作繁琐,而且称量的零部件很难做到毫无遗漏,一般不适用。

2.2 手动盘车称重

使用电梯手动盘车装置,使轿厢G轿、对重平衡G对、额定负载重力G额、提升钢丝绳重力G曳、机械转动阻力f和盘车扭力F达到静态平衡,通过转矩测试装置测试转矩A,并进行数据处理[1]。机械系统转动阻力f在静态转矩平衡下影响较小,可以在相同的位置向上、向下两个转读数值计算平均法来抵消它对A值的影响。

根据力矩平衡原理推算出A值与电梯平衡系数关系公式为:

式(3)中,A1、A2、A3为电梯轿厢处于不同停靠位置或不同载荷工况时力矩测试装置经过上、下盘车测试读取数值的平均值。从平衡系数K平的实质知道,当在轿厢内装入相当于K平×G额载荷时,曳引轮两侧的静力矩应当平衡。如果已知平衡系数的设计值,只要如数按K平×G额装入载荷,然后验证是否平衡就可得到实验的结果。最简单的验证方法是在主机上,松开制动器抱闸,用手动力在盘车轮上盘动,感觉曳引轮两侧的力矩是否平衡,如果不平衡就适当地减少或增加平衡对重块的数量。这种方法的特点在于:(1)能确保轿厢与对重处于同一水平位置上;(2)电梯是静止的,减少因轿厢运动而造成阻力矩上的误差;(3)测试检验简单、效果好,调整方便,减少人力、物力的投入;(4)准确度比较高;(5)平衡系数作为已知条件来校验或调整平衡对重的重量,效果更好,以确保K平在最初的设计范围内。

2.3 电流法

对已有对重,求K平值:调整电梯轿厢内测试载荷,使得轿厢与对重运行到同一水平位置交汇的瞬间电梯向上、向下运行电流(电压)值一致,计算在此状态下由电梯轿厢内测试载荷与电梯额定载荷的比值,即为该电梯的平衡系数。

电流法的关键是利用测量电流来判断是否平衡,以测量电流来判定其转矩,这是一种间接的测量方法。从电动机上的功率平衡关系可以得到转矩与电流之间的关系。利用电流法测量时,保持转速、频率一定是对于交流电动机所要求的条件,而电压保持不变是对于直流电动机的要求[2]。而影响这些条件的因素很多,比如电梯在上行、下行时,由于不同轿厢的空气阻力,不一定满足上下行的阻力转矩相等,特别是在电梯高速运行时更难以保证。还有人为因素也会影响着电流的判断,如:当平衡对重与轿厢达到同一水平位置时读取的电流值是不好判断的,不同的人判断位置会有所不同,可能会造成电流读取数值偏差比较大,这一位置的电梯上行、下行的速度是很难保证的;还有测量电流使用的仪表、测量电流的位置等,都将造成很大的误差[3]。在绘制电流与平衡系数曲线时,由于在载荷量为额定载重量的40%~50%范围内没有测量点,因此人为地绘制曲线就会导致误差较大。电流法测定平衡系数K平值的准确性都会受到这些因素的影响了。

3 结束语

电梯的平衡系数对电梯的安全运行起着关键的重要作用,平衡系数的大小直接影响对重的大小,影响电梯启动、停止的加减速度以及制动的效果,甚至会影响到乘客乘坐电梯的舒适度。因此,本文所提及的电梯平衡系数检验的方法在实际工作当中是有实用性的。

参考文献

[1]李典伟.利用额定载荷静态测试电梯平衡系数方法[J].质量技术监督研究,2011,(02):35-37.

[2]张进.交流电梯平衡系数检验研究[J].机电信息,2012,(15):35-36.

平衡参数 篇4

电压源型变换器(VSC)能实现AC-DC、DC-AC可逆变换,其直流侧电压可控、交流侧功率因数可调,在变速恒频风力发电机、四象限运行变频器、光伏并网发电系统[1]、静止无功补偿以及有源滤波器[2]等众多领域都有广泛的应用。由于VSC直接与电网相连,电网状态会直接影响VSC的运行性能。实际电网中往往存在三相电压不对称,若VSC设计时对此未曾考虑,很小的不平衡(负序)电压将导致直流母线二倍频波动,直流侧电压和交流侧电流的低次谐波幅值及相应损耗增大,从而影响直流母线电容的使用寿命以及电能质量,危及整个电力系统运行的稳定性和安全性[3]。

因此,近年来VSC的运行研究已从理想电网状态深化到非理想电网状态,其中不平衡电网电压条件下VSC控制策略已得到了充分研究[4,5,6],但计及电网不平衡影响的变换器设计还少有文献提及。

在VSC电路中,作为储能元件的直流母线电容容量直接影响直流电压的静态稳定性,但过大的电容值会增加无功损耗并使成本增加;进线电感用以实现AC-DC变换中的升压(boost)功能,其电感的选值需同时考虑电流谐波的抑制以及电流跟随性[7]。文献[7,8]提出了平衡电网条件下VSC的进线电感及直流母线电容数值计算的解析表达式。文献[9]采用LCL滤波器替代单L滤波器以达到减小电感值的目的,但其设计相对复杂,且因是一个二阶系统存在谐振问题, 设计不当可能会引起系统的不稳定[10]。文献[11]研究了电网电压不平衡对直流侧电流的影响,但仅给出了仿真波形。

针对该问题的研究现状,本文将在电网电压平衡时VSC参数设计的基础上[7,8],首先导出电网电压不平衡度与相电压跌落深度的关系,进而提出电网电压不平衡条件下VSC参数选取的解析表达式,为VSC参数选择提供一种有用的工程实用方法。

1 电网电压平衡条件下VSC进线电感及直流母线电容的设计

VSC主电路拓扑图如图1所示。通过6个绝缘栅双极晶体管(IGBT)开关导通时间的脉宽调制(PWM)来实现AC-DC、DC-AC的可逆变换,直流母线电压恒定的保持以及电网电流波形和输入功率因数的控制。

文献[8]对平衡电网情况下的电容设计进行了研究,从VSC抗扰动性方面考虑,给出了满足直流母线电压稳定的最小电容值的解析表达式:

$C{}_{\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{4L{\rm P}{}_{\text{Ν}}^2}{\sqrt{3}EV{}_{\text{d}\text{c}}\text{Δ}V{}_{\max }(V{}_{\text{d}\text{c}}+\sqrt{3}E)}(1)$

式中:E为相电压峰值;PN为VSC额定功率;ΔVmax为直流母线电压允许的最大脉动峰值,一般为5%额定直流母线电压。

电感的选取不仅影响器件损耗,更重要的是影响输入电网的电流质量。从限制电网谐波以及开关谐波方面考虑,进线电感下限值须满足[7]:

$L{}_{\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{(2V{}_{\text{d}\text{c}}-3E){\rm T}{}_{\text{s}}E}{2V{}_{\text{d}\text{c}}\text{Δ}i}(2)$

式中:Ts为开关周期;Δi为最大允许电流脉动峰值,一般取额定电流的15%～25%。

定义η=Δi/I,其中I为额定相电流。则根据功率与额定相电流的关系,式(2)可表示成:

$L{}_{\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{3E{}^2(2V{}_{\text{d}\text{c}}-3E){\rm T}{}_{\text{s}}}{4V{}_{\text{d}\text{c}}{\rm P}{}_{\text{Ν}}\eta }(3)$

另外从电流跟随性考虑,进线电感上限值须满足[7]:

$L{}_{\text{u}\text{p}\text{p}\text{e}\text{r}}=\frac{3EV{}_{\text{d}\text{c}}}{8\text{π}{\rm P}{}_{\text{Ν}}f}(4)$

式中:f为电网频率。

2 电网电压不平衡条件下VSC参数设计

由式(1)、式(3)、式(4)可知,电容及电感的取值除了与VSC的容量、直流母线电压有关外,还与相电压的幅值有关。当电网电压存在不平衡时,往往有一相或多相电压幅值、相位发生不对称。为使导出的参数设计方法具有普遍性,本文将以不对称程度最严重的相电压对变换器参数的影响来进行分析。三相电网电压的不平衡程度可用不平衡度δ来衡量:

$\delta =\frac{E{}_{-}}{E{}_{+}}(5)$

式中:E+和E-分别为电网电压正序和负序分量。

考虑到C和L的设计取值基于三相相电压,所以有必要导出不平衡度与相电压跌落深度的关系。

2.1 电网电压不平衡度与相电压跌落深度间关系

根据电网故障类型,电网电压不平衡可分为单相电压幅值不对称、两相电压幅值不对称、两相电压幅值和相位不对称等3种,其相位图见附录A[12]。

假设A相为单相电压不对称时的故障相(其三相电压表达式见附录A表A1),按恒功率变换原则将三相(abc)变量变换到静止两相(αβ)坐标系后,根据T/4延时方法[13,14]可得αβ坐标系中电网电压的正、负序分量,然后再通过相应的正、反转同步速Park变换即可得电网电压的正、负序分量分别为:

$E{}_{+}=\sqrt{\frac{2}{3}}E\frac{p{}_v+2}{2}(6)$

$E{}_{-}=\sqrt{\frac{2}{3}}E\frac{p{}_v-1}{2}(7)$

式中:pv为电网相电压跌落深度。

将式(6)和式(7)代入式(5),可得单相电压不对称情况下相电压跌落深度与不平衡度的关系为:

$p{}_v=\frac{1-2\delta }{1+\delta }(8)$

同样可分别求得两相电压不对称及两相电压幅值、相位不对称情况下,相电压跌落深度与不平衡度的关系为:

$p{}_v=\frac{1-\delta }{1+2\delta }(9)$

$p{}_v=\frac{1}{1+\delta }\sqrt{\frac{3-2\delta -\delta {}^2}{3}}(10)$

2.2 VSC进线电感与直流母线电容设计

基于以上分析,分别将式(8)—式(10)乘以相电压峰值后代入式(1)、式(3)、式(4)中,即可得单相电压不对称、两相电压不对称以及两相电压幅值、相位不对称时直流母线电容下限值及进线电感上、下限值的解析表达式为:

$\{\begin{array}{l}C{}_{1\text{Φ}{}_{-}\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{4L{\rm P}{}_{\text{Ν}}^2}{\sqrt{3}(1-2\delta )EV{}_{\text{d}\text{c}}\text{Δ}V{}_{\max }}\cdot \\ \frac{(1+\delta ){}^2}{[V{}_{\text{d}\text{c}}(1+\delta )+\sqrt{3}E(1-2\delta )]}\\ L{}_{1\text{Φ}{}_{-}\text{u}\text{p}\text{p}\text{e}\text{r}}=\frac{3EV{}_{\text{d}\text{c}}(1-2\delta )}{8\text{π}f{\rm P}{}_{\text{Ν}}(1+\delta )}\\ L{}_{1\text{Φ}{}_{-}\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{3E{}^2(1-2\delta ){}^2{\rm T}{}_{\text{s}}}{4V{}_{\text{d}\text{c}}{\rm P}{}_{\text{Ν}}\eta }\cdot \\ \frac{2V{}_{\text{d}\text{c}}(1+\delta )-3E(1-2\delta )}{(1+\delta ){}^3}\end{array}(11)$

$\{\begin{array}{l}C{}_{2\text{Φ}\text{Ν}{}_{-}\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{4L{\rm P}{}_{\text{Ν}}^2}{\sqrt{3}E(1-\delta )V{}_{\text{d}\text{c}}\text{Δ}V{}_{\max }}\cdot \\ \frac{(1+2\delta ){}^2}{[V{}_{\text{d}\text{c}}(1+2\delta )+\sqrt{3}E(1-\delta )]}\\ L{}_{2\text{Φ}\text{Ν}{}_{-}\text{u}\text{p}\text{p}\text{e}\text{r}}=\frac{3EV{}_{\text{d}\text{c}}(1-\delta )}{8\text{π}f{\rm P}{}_{\text{Ν}}(1+2\delta )}\\ L{}_{2\text{Φ}\text{Ν}{}_{-}\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{3E{}^2(1-\delta ){}^2{\rm T}{}_{\text{s}}}{4V{}_{\text{d}\text{c}}{\rm P}{}_{\text{Ν}}\eta }\cdot \\ \frac{2V{}_{\text{d}\text{c}}(1+2\delta )-3E(1-\delta )}{(1+2\delta ){}^3}\end{array}(12)$

$\{\begin{array}{l}C{}_{2\text{Φ}{}_{-}\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{4L{\rm P}{}_{\text{Ν}}^2}{E\sqrt{3-2\delta -\delta {}^2}V{}_{\text{d}\text{c}}\text{Δ}V{}_{\max }}\cdot \\ \frac{(1+\delta ){}^2}{[V{}_{\text{d}\text{c}}(1+\delta )+E\sqrt{3-2\delta -\delta {}^2}〗}\\ L{}_{2\text{Φ}{}_{-}\text{u}\text{p}\text{p}\text{e}\text{r}}=\frac{EV{}_{\text{d}\text{c}}\sqrt{3(3-2\delta -\delta {}^2)}}{8\text{π}f{\rm P}{}_{\text{Ν}}(1+\delta )}\\ L{}_{2\text{Φ}{}_{-}\text{l}\text{o}\text{w}\text{e}\text{r}}=\frac{E{}^2(3-2\delta -\delta {}^2){\rm T}{}_{\text{s}}}{4V{}_{\text{d}\text{c}}{\rm P}{}_{\text{Ν}}\eta }\cdot \\ \frac{[2V{}_{\text{d}\text{c}}(1+\delta )-\sqrt{3(3-2\delta -\delta {}^2)}E]}{(1+\delta ){}^3}\end{array}(13)$

根据式(11)—式(13),可绘出直流母线电容、进线电感与不平衡度以及系统有功功率间的关系,如图2—图4所示。图中,ELL为线电压有效值。

由图2可知,进线电感上、下限值均随着系统有功功率的增大而大幅度减小;随着不平衡度的增大,上限值减小而下限值基本保持不变。对于给定的VSC有功功率,进线电感选择范围见图3。显然,3种不平衡状态中,单相幅值不对称的电感选择区域随着不平衡度的增大而迅速减小。图4给出了电容下限值的选取依据。在不平衡度与系统有功功率相同情况下,单相幅值不对称时所需电容下限值最大。为了保证系统能在任何不平衡程度下都能正常运行,VSC参数选取应以单相幅值不对称来考虑。

3 仿真结果

为验证上述分析的正确性,构建了一个500 kW的VSC仿真模型。其中,电网电压取690 V(线电压有效值),直流母线电压为1 050 V。文献[15]明确指出电网电压中允许最大不平衡度为4%的小值稳态不平衡情况,为留一定裕度,本文假设发生了不平衡度为10%的较严重故障。根据式(1)、式(3)、式(4)、式(11)设计出如表1所示的电感、电容参数用于仿真系统。

根据表1,考虑到不平衡度增大后L上限值会大幅度减小,为留有一定裕度选择,L取0.5 mH,电容取7.5 mF。为通过仿真考核系统参数设计的准确性,另选一组不考虑不平衡度的参数,L取0.5 mH,C取4.8 mF。

设VSC采用基于传统比例—积分(PI)调节器的空间电压脉宽调制(SVPWM)矢量控制,采样频率为10 kHz,开关频率为5 kHz, 仿真结果如图5—图7所示。图中,THD为总谐波畸变率。

比较图5—图7中的波形可以发现,在相同控制策略下,考虑电网电压不平衡影响时选取的系统参数可使直流母线电压二倍频波动幅值从1.5%降低至1.0%;在发生电网电压不平衡的过程中,直流母线电压的动态响应更迅速,同时还在一定程度上抑制了电流谐波。因此,考虑电网电压不平衡选择出的VSC参数可增强系统稳定性、提高系统动态性能、减小电网电流谐波。

4 结论

1)在电网电压不平衡条件下,传统VSC参数选择方法不再适用,参数选择的偏差会影响系统运行稳态性能和动态响应速度,恶化电网电流谐波性能。

2)为保证VSC在任何不平衡条件下都正常运行,VSC参数选取应以单相幅值不对称来考虑。

3)本文导出的VSC进线电感、直流母线电容解析计算方法,可使参数选取范围更精准。当电网电压不平衡、采用相同控制策略的情况下,使用优化参数的VSC可明显增强系统的稳定性,提高动态性能,减小输入电网的电流谐波。

附录见本刊网络版(http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx)。

平衡参数 篇5

游梁抽油机的平衡效果直接影响到整机的工作性能以及使用寿命,平衡问题是游梁抽油机设计中需要解决的一个重要问题。目前游梁抽油机的平衡方式有机械平衡和气平衡两种,在机械平衡中,按照平衡位置的不同,又可分为游梁平衡、曲柄平衡和复合平衡,其中游梁抽油机的下偏平衡体与游梁的夹角和曲柄平衡相位角的选取是平衡设计的关键。本文应用MATLAB语言编写软件,包括抽油机运动分析模块,力分析模块及减速器扭矩计算模块,基于此软件对下偏平衡体与游梁的夹角和曲柄平衡相位角度进行了优化,为游梁抽油机平衡设计提供了理论依据。

2 游梁抽油机平衡理论

1.底座2.支架3.悬绳器4.驴头5.游梁6.下偏平衡体7.平衡块8.连杆9.曲柄10.减速器11.刹车装置12.筒体

游梁抽油机的三种平衡方式区别于平衡重所加的位置,游梁平衡是把平衡块装在游梁尾部,重量可调而位置不变;曲柄平衡是把平衡块装在曲柄上,平衡块位置可调重量不变;复合平衡是两处都有平衡块[1],如图1所示为游梁式抽油机的复合平衡结构简图。

图2为抽油机机构运动简图,抽油机减速器净扭矩Tn[2]为:

式中,Tn-减速器净扭矩,kN·m;η-四连杆机构效率;m-指数,上冲时m=-1,下冲程时m=1;W-悬点载荷,kN;B-结构不平衡重,kN;TF-扭矩因数,m;M-曲柄处于水平位置时平衡重与曲柄自重对减速器输出轴中心的力矩,kN·m;θ-曲柄转角;a2-曲柄平衡相位角,如图2所示;Q0-摆动部件自重(包括游梁、驴头、横梁、连杆),kN;L0-摆动部件重心至游梁支承的距离,m;A-游梁前臂长度,m;Qb-游梁平衡重重量,kN;Lb-游梁平衡重重心到游梁支承中心的距离,m;a3-游梁与x轴正方向的夹角,如图2所示;a1-下偏平衡体与游梁支承中心的连线与游梁的夹角,如图2所示;a-减速器输出轴中心与游梁支承中心的连线与铅垂线的夹角,如图2所示。

对式(1)和式(2)变形,并令:

式中,Tb-结构不平衡重(包括下偏平衡体重)在曲柄轴上产生的扭矩,kN·m;Tm-曲柄平衡扭矩,kN·m;Tw-悬点载荷在曲柄轴上产生的扭矩,kN·m;Twb-纯光杆载荷在曲柄轴上产生的扭矩,kN·m。

则式(1)减速器净扭矩变为:

由式(7)得出:减速器净扭矩曲线是由三条曲线叠加而成。悬点载荷在曲柄轴上产生的扭矩Tw一般发生在上冲程的中部,假如扭矩曲线Tw、Tb、Tm的最大值发生在同一位置时,减速器净扭矩曲线峰值和扭矩波动将降低,可延长抽油杆和抽油机的使用寿命,减少抽油机功率的消耗。

扭矩Tw的最大值产生的位置与悬点载荷和油井参数有关,扭矩Tb的最大值出现的位置由a1决定,扭矩Tm的最大值出现的位置由a2决定。所以根据抽油机和油井的工况参数确定出合理的a1和a2值,使扭矩曲线的最大值发生在同一位置,可降低减速器净扭矩曲线峰值和扭矩波动。

3 问题的解决

根据上述的分析及提出的问题,应用MATLAB语言开发了优化软件[3],图3为软件的流程图。

4 软件的应用

使用此软件对抽油机进行实例分析,相关参数及分析结果见表1和表2,扭矩变化曲线如图4所示。

表1中,S-抽油机冲程,m;n-抽油机冲次,min-1;L-挂泵深度,m;H0-动液面深度,m;I-减速器输出轴中心到游梁支承中心的距离,m。

分析表2可得,对下偏平衡体与游梁支承中心的连线与游梁的夹角a1,曲柄平衡相位角a2优化前后的Tn最大值降低了28%,如图4(a)、(b)所示,优化后的Tn曲线变化更加平稳,平衡效果更加合理,达到预期目的。

5 结语

本文应用MATLAB语言开发了优化软件,并应用到实例分析中,对其下偏平衡体与游梁夹角和曲柄平衡相位角进行了优化计算,实践证明优化后的角度有效地降低了减速器净扭矩的峰值,为游梁式抽油机减速器和电动机型号合理选用及平衡设计提供了有效的工具。

摘要：游梁抽油机的平衡效果决定了抽油机的工作性能以及使用寿命,其中平衡体与游梁的夹角以及曲柄平衡相位角的选取是抽油机平衡设计的关键。文中应用MATLAB语言开发了优化软件并进行了实例计算,实践证明优化后的参数有效降低了减速器净扭矩峰值,使扭矩曲线变化更加平缓,从而为抽油机平衡设计和改进提供了有效的工具。

关键词：游梁式抽油机,平衡设计,参数优化,MATLAB

参考文献

[1]王康军,庞小谦,季祥云.从偏轮抽油机改造看“下偏杠铃”的功效[J].石油矿场机械,2006,35(1):101-103.

[2]邬亦烔,刘卓钧.抽油机[M].北京:石油工业出版社,1994:87-100.