计算装置

2024-10-04

计算装置（通用9篇）

计算装置篇1

1 前言

机翼测风装置同其它各种测风装置一样,是监测锅炉燃烧风量的一种测量工具。由于它结构的独特性,安装时对前直段的要求相对于其它测量元件要低,它的输出信号稳定、放大倍数大、不易堵灰,在维护与维修、对风道截面形状的要求、对装置前后一定范围内的气流流动的影响方面都优于其它测量元件,且风道截面积越大,输出信号越稳定。

2 机翼测风装置的工作原理

如图1所示,当风道中气流绕过机翼时,其各部分压力和速度分布有所差异,A点速度最小、压力最大,B点速度最大、压力最小。利用这两点之间的压力差,可以计算出风量,并且由于截面积缩小,流速提高,输出信号还得到增强。

3 测试

目前机翼装置作为风烟系统在线检测装置,在投运前仍需用毕托管标定。该装置要求阻力损失小,输出信号稳定且满足热工调节对信号幅值的要求。为了能为20t/h燃气锅炉提供一台计量准确的机翼装置,做了L=3D机翼(如图2所示)测风装置的冷态试验,目的是找出机翼装置的阻力系数、流量系数的变化规律。

式中:n为机翼个数;D为头部直径;A为风道宽;B为风通高。

试验结果整理成图3~5。在相同的m下,随Re的增加,阻力减少;随m增加,阻力急剧增大。试验表明:当Re>2.5×105时,μ2与ξ成水平线,与Re无关;μ2与ξ成直线关系;用最小二乘法整理如下直线方程为:μ2=-0.7731m+0.8318,试验指出m=0.464和m=0.72两种模型输出信号不稳定,中间几组模型输出信号稳定。因此,为了降低阻力,m不宜太小,选0.55~0.65为宜。

4 机翼测风装置一般设计步骤

(1)原始数据

1)测量极限:最小风量由热力计算给出;

2)热工调节对信号幅值Hmin的要求;

3)被测介质温度;

4)加装风道尺寸A·B;

5)允许压力损失ΔP;

6)安装位置直管段长度大于0.6d。

(2)计算步骤

1)计算热风量

2)计算雷诺数

目的是要求雷诺数大于2.5×l05,当Re<2.5×105流量系数是个变数。实现自动调节很困难。平均流速W=Qmin/F

3)选截面比m

当m选在0.55~0.65范围,输出信号0.7731大于Hmin对调节有利;

而m>0.65时,必须降低Hmin,为提高仪表灵敏度,也可改变风道。

4)根据求得的截面比m,选机翼个数

取n=2或n=3均可,试验证明在相同的m下,Re相同,2或3个机翼的阻力亦相同。

单个机翼头部直径

5)校核阻力是否超出允许

在ξ=f(Re·m)曲线上查取ξ,要求阻力

总之,要设计出信号稳定,输出信号大,阻力小的机翼测风装置,需要同时兼顾几个指标。

若选m大,输出信号大,对调节有利,但损失ΔP大。m过大、过小都将影响输出信号稳定;直管段较短时,它尤为如此。直管太长,尽量选用3个机翼。

例如:某炉50MW负荷两侧风量为4.42×105m3/h,热工要求在50MW时输出信号Hmin大于588Pa(60mm H2O),热风温度tg=457℃,风道尺寸1.2×2.2m2,允许阻力每侧小于ΔP147Pa,安装位置在水平风道,装置直段长詛=0.63d。

计算:每侧风量Q=2.21×105m3/h

tf=357℃运动粘度ν=56.53×10-6m2/s

选3个机翼、单个机翼头部直径为

阻力损失查ξ=f(Re,m)曲线,得ξ=0.75。

5 设计

通过以上工作,为20t/h燃气锅炉设计的机翼装置主要技术参数如表1所示。

并提出了以下安装要求:

(1)安装前须用压缩空气吹扫传压管路,确信无堵塞和泄漏后才可安装;

(2)机翼测风装置安装示意图如图1所示,要求安装时机翼头部与来流方向一致;

(3)安装位置必须满足前面有1m长的直段,后面有0.5m长的直段;

(4)各连接处的焊缝应焊牢,切忌有虚焊、漏焊、夹渣等现象存在。

机翼测风装置在使用过程中应注意:

(1)严防各传压管堵塞或泄漏,影响差压输出信号;

(2)切勿碰及伸出装置外的各传压管,致使各焊缝开裂,造成介质向外泄漏,引起测量误差;

(3)如传压管有堵塞或泄漏现象,应及时消除。

6 流量计算及流量曲线

(1)在设计工况下(风温150℃,风压8500Pa),有如下简化公式:

按此公式的流量压差关系曲线如图6所示。

(2)机翼测风装置在使用过程中,介质温度、压力有时会发生一些变化,以致实际测量的流量偏离设计值,造成误差,一般压力变化引起的误差很小,可以忽略,此时,应对介质温度t变化引起的误差进行修正,修正公式如下:

7 结语

通过各方的努力,该套机翼测风装置于2000年10月投入运行,各项指标均达到设计要求。总之,要选择适合一台锅炉温度使用的机翼测风装置,必须选择合适的截断比,而且在安装及使用过程中需注意有关的事项,才能使该装置达到设计要求。

摘要：介绍监测锅炉燃烧风量的一种测量工具“机翼测风装置”的设计、计算及安装、使用要求。

关键词：锅炉,测风装置,计算,安装

计算装置篇2

扰流板式畸变模拟装置的数值计算及人工神经网络建模

数值计算了用于某型空中试车台吊舱的.扰流板式畸变模拟装置,应用总压恢复系数、周向畸变指数评价了该装置的畸变效果并与试验数据进行了对比分析,为后续发动机在空台上确定临界畸变指数及敏感系数提供了可用量值的参考.根据部分计算数据,建立了该扰流板式畸变模拟装置的人工神经网络模型,并预估了12个状态的畸变模拟效果,验证了该人工神经网络模型的有效性,为减少试验点数节省试验经费提供了有效的途径.

作者：姜健黄陈生屈霁云 JIANG Jian HUANG Chen-sheng QU Ji-yun 作者单位：中国飞行试验研究院,发动机所,陕西,西安,710089刊名：航空计算技术 ISTIC英文刊名：AERONAUTICAL COMPUTING TECHNIQUE年，卷(期)：37(4)分类号：V211.48关键词：扰流板畸变模拟数值计算人工神经网络

计算装置篇3

关键词：综保装置；继电保护定值；进线及母联；进线备自投；主风机；变压器；循环水泵；电容器

中图分类号：TU856 文献标识码：A 文章编号：1009-2374（2013）05-0130-02

微机保护和传统的电磁式继电器式保护相比，具有可靠性高、维护调试方便、保护性能好等优点，因而得到了广泛应用，传统的继电器式保护逐渐退出历史舞台。延安炼油厂运用微机保护对40万/年催化装置6kV系统的继电器式保护进行了综合自动化改造，我们将根据微机保护的动作原理、设备的情况和上下级配电室的定值配合等计算出该配电室各类设备的定值。

1 进线及母联

根据延安炼油厂供电系统的实际情况和生产装置电气设备要求，我们对该配电室的6kV进线只投过流保护，在定值计算上主要是和上级老区35kV变电站相配合。上级出线过流定值为：IDZ=1980A，T=0.9s。进线过流定值为：IDZ=1900A；IDZJ=9.5A；T=0.6s（CT变比为1000/5）。母联保护和进线保护在定值上相同。微机保护灵敏度较高，过流保护0.3s的时间差即可避免故障越级跳闸。

2 进线备自投

延炼6kV配电室采用单母分段运行方式，正常时两段进线投入运行，母联处于备用状态。南瑞进线备自投的原理是：运行中的两段进线如有一段被检测到无压无流，将被撤出运行，母联将自动加入运行。备自投进线定值为：母线无压定值U=25V、母线有压定值U=70V、进线无流定值IDJ=0.2A、跳进线开关时间T=2.8s和合母联开关时间T=0.3s。

3 主风机

40万吨/年催化装置共有3台主风机，使用功率型号相同的三相异步电动机，有功功率为1800kW，额定电流为197A，CT变比为300/5。投入了速断保护、过流保护、过负荷保护、低电压保护和PT断线闭锁保护。速断保护主要是预防电机短路现象，定值整定上要躲过电机的启动电流。通常鼠笼型异步电动机的启动电流为额定电流的7倍左右，依据主风机的启动电流情况，速断保护定值整定为：IDZ=2040A、IDZJ=34A、T=0s。

过流保护主要是预防电机的堵转、超载等现象，定值整定上通常为1.5倍的额定电流，时限为8～12s。在使用原高压柜的电磁式继电保护时，在启动阶段我们将过流保护的压板打开，电机启动时间为40s，启动结束后过流保护再投入运行。但使用微机保护后，所有保护共用一个压板，将压板打开会对电网安全运行造成很大风险。过流保护定值整定为：IDZ=295.5A、IDZJ=4.93A、T=40s。40s的延时是为了躲过电机的启动时间而设置的，超过了电机过流保护通常设定时间，存在一定安全隐患，我们将在来年大修时会同继电保护效验单位和南瑞技术人员，看能否启用保护装置的堵转反时限保护来消除此隐患。

过负荷保护是预防电机长时间超载运行对电机线圈造成损害、动作与告警。定值整定上通常为1.2倍的额定电流，时限为8～12s。过负荷保护定值整定为：IDZ=236.4A、IDZJ=3.94A、T=8s。

低电压保护是预防系统停电后，来电瞬间电机突然启动造成风机、泵等机械负载的损坏。低电压保护定值整定为：U=60V、T=9s，在系统停电9s后断路器将自动分闸。投PT断线闭锁保护是预防PT二次保险熔断后，电机误跳闸。

4 循环水泵

40万吨/年催化装置有2台循环水泵，使用功率型号相同的三相异步电动机，有功功率为200kW，额定电流为24A，CT变比为100/5。此电机为直接启动，投入了速断保护、过流保护、低电压保护和PT断线闭锁保护。各类保护整定原则和主风机相同，具体如下：速断保护定值整定为：IDZ=240A、IDZJ=12A、T=0s，过流保护定值整定为：IDZ=37.5A、IDZJ=1.88A、T=8s，低电压保护定值整定为：U=60V、T=9s，投PT断线闭锁保护。

5 变压器

40万吨/年催化装置有2台同型号的干式变压器，容量都是1250kVA，额定电流是115A，CT变比为150/5。按照国家电力部门有关规定容量在2000kVA以上的变压器才需投差动保护，因此本变压器只需投速断保护和过流保护。

变压器的速断保护动作电流应躲过变压器低压侧的最大短路电流和变压器合闸时的励磁涌流，厂用变还应考虑躲过大容量电机的启动电流。根据我们多年的运行经验和本变压器的运行情况，本装置的速断保护整定为额定电流的5.5倍。速断保护整定值为：IDZ=640A、IDZJ=21.3A、T=0s。

变压器的过流保护是为了防止变压器外部短路和长时间过载运行，根据经验我们通常将6kV变压器的过流保护整定为2倍的额定电流，整定时间要和进线相配合，以避免越级跳闸。过流保护整定值为：IDZ=230A、IDZJ=7.67A、T=0.3S。

6 电容器

40万吨/年催化装置配备了两台540kVR的电容器，额定电流为50A，CT变比为150/5。投入了速断保护、过流保护、过电压保护和低电压保护。

电容器的速断保护是为了预防电容器内部有短路或接地现象，在合闸时会对电网造成冲击，在定值整定时要考虑躲过合闸时的冲击电流，我们一般将电容器的速断保护整定为额定电流的5倍。具体为：IDZ=250A、IDZJ=8.4A、T=0S。

根据规程电容器运行电流不能超过1.3倍的额定电流，过流保护整定值为：IDZ=65A、IDZJ=1.3A、T=0.5s。

电容器运行电压不允许超过1.1倍额定电压，超过此值后，电容器内部游离电荷增大，可能发生局部放电。过电压保护定值整定为：U=115V、T=0.3s。

低电压保护是为了预防母线失压后瞬间来电，而电容器的残余电压还未释放，相互叠加将使电容器承受高于1.1倍额定电压，造成损坏。低电压保护定值整定为：U=25V、T=0s。

7 结语

电力系统继电保护定值整定计算对系统的安全平稳运行有很大的影响，如何根据保护装置的动作原理和特点，结合设备的实际情况及运行经验，计算出最适合的继电保护整定值是值得深入研究的课题。

参考文献

[1] 陈英涛.继电保护与综合自动化系统[M].北京：化学工业出版社，2007.

作者简介：董争武（1980-），男，陕西韩城人，延长石油炼化公司项目建设指挥部工程师。

食源性血糖质量计算装置设计篇4

糖尿病(diabetes mellitus,DM)是一种患者数量庞大、持续高发、危害严重的糖代谢疾病,致死率和致残率仅次于恶性肿瘤和心脑血管疾病,居世界第三位。糖尿病已成为公共卫生问题,世界卫生组织(World Health Organization,WHO)、各国政府以及广大患者对此十分重视。按2013 年世界卫生组织统计的3.82 亿患者计算,全球平均发病率5.4%,我国发病率9.7%,远高于世界平均水平,取代印度成为糖尿病患者数量最多的国家。

由于糖尿病发病原因尚不清楚,临床尚无根治之策,唯有通过降糖药物(如胰岛素、二甲双胍等)控制血糖,以减少糖尿病并发症带来的危害,提高患者健康水平和生存质量。围绕血糖控制,临床专家与患者一道,经过长期实践研究,提出“宣传教育、适当运动、合理饮食、血糖检测和药物治疗”5 条控制策略(即糖尿病治疗的“五驾马车”),摸索出多种治疗方法,如血糖指数(glycemic index,GI)法、血糖负荷(glycemic load,GL)法、食物交换份(food exchangelist,FEL)法和药量估算(drug dose estimation,DDE)法等,在一定程度上缓解了患者病痛。但令人遗憾的是这些方法取得的血糖控制效果不佳,要么高血糖,要么低血糖[1,2],高血糖时增加药物,低血糖时增加食物,患者始终处于血糖上下波动之中,难以将血糖控制在合格范围之内。这与中华医学会糖尿病学分会发布的“中国近8 成糖尿病患者血糖控制不合格”的调查结论一致,究其原因是这些控制方法没有将食物产生的葡萄糖量与降糖药物剂量直接对应起来,或者说没有建立糖量与药量的定量关系。因此急需一种可以绕开血糖检测环节,直接针对食物的血糖控制方法[3],为此我们提出食源性血糖质量计算装置研究思想,以期建立药量与糖量的定量关系,提高血糖控制精度。

1 技术方案

本文围绕产生血糖的关键因素———食物中的碳水化合物开展研究,在不改变患者的日常进食习惯前提下进行血糖质量计算,先通过食物称量[4,5]和含量输入计算即将摄入食物的碳水化合物质量,进而换算成血糖质量,然后通过血糖控制实验求得药物控制参数,用碳水化合物质量当量乘以药物控制参数得到与食物对应的药量[6]。

1.1 构建计算模型

食物营养成分主要分为蛋白质、脂肪和碳水化合物(含纤维素)3 类,营养含量就是指这3 类物质在食物中分别所占质量百分比。对于已加工好的食物(含预包装食物),只需按照食品营养标签提供的营养成分计算出碳水化合物质量;对于未加工好的食物,必须在原料清洗切碎后、正式加工前进行逐项称量并分别记录其质量[7,8],加工完成后再行称量,并计算碳水化合物含量。就餐时患者根据个人喜好选择食物并逐一称量,再行计算每种食品的碳水化合物质量,求和后得到即将摄入食物的碳水化合物总量。

加工前,某种食物所含碳水化合物质量等于该食物原料质量与其碳水化合物含量之积,则有:

式中:m0，i为某种食物所含碳水化合物总质量(单位:g),m0，j为某种食物原料的质量(单位:g),c0，j为同种食物原料的碳水化合物含量(%),i为食品编号,j为无重复的食物编号(来自《中国居民食物营养成分表》)。

加工后,通过加热和添加调料及水等烹调过程食物转化为食品,食品的碳水化合物含量为

式中:ci为食品碳水化合物含量(%),mi，0为加工前食物原料的质量(单位:g),mi，0±Δmi为加工后食物原料的质量(单位:g)。

就餐时逐样选择食品,即将食用的食品所含碳水化合物质量之和为

式中:m为即将摄入食品的碳水化合物质量(单位:g),mi为患者选择的每样食品的质量(单位:g),i≤100 表示就餐时食品样数不大于100。

食品中的碳水化合物主要成分为淀粉和纤维素,水解后的最终产物为单糖,反应方程如下:

式中:(C6H10O5)n为碳水化合物通式,n≥10(n∈N)。由于碳水化合物以淀粉、纤维素等多聚糖为主,分子量不定,但水解为单糖后的质量增长率x通过分子量变化得到。根据方程式(4)得到如下计算表达式:

式中:x为质量增长率。经计算,碳水化合物水解后质量增长率约为11%,以此得到水解最终产物———葡萄糖的质量估算式:

式中:M为食物中的碳水化合物水解成单糖的理论质量当量(单位:g),m为摄入食物的碳水化合物质量(单位:g)。

得到食物中的碳水化合物质量参数M后,血糖控制药物剂量按下式计算:

式中:V为血糖控制药物剂量(单位:u),k为药物控制参数(单位:u/g)。因个体差异存在,血糖控制参数需要通过实验测量得到。

上述过程较为复杂,需要反复用到质量称量和含量计算。质量称量由称重传感器及接口电路自动完成,相应的食物名称与碳水化合物含量通过点击屏幕菜单实现,血糖质量计算由程序自动执行。

1.2 硬件结构设计

硬件设计围绕食物名称输入或食品名称建立以及质量称量进行研究,采用质量与名称对应输入方式,如图1 所示。食物或食品质量为绝对量。食物或食品名称包含碳水化合物含量信息,名称输入后含量自动输入。质量与含量之积即为碳水化合物质量。首先选择宏晶STC12C5A60S2 微处理器(单片机)作为计算和控制元件,满足质优价廉和便于开发的产品开发要求;其次选择触摸屏为输入设备,液晶显示屏为输出设备,解决因食物和食品种类多、单片机按键难以输入的技术难题;然后选择称重传感器作为质量称量组件,直接将质量参数转换为电子信号,经信号放大、滤波和模数转换处理后送入单片机[9]。如图2 所示,食物质量信号被AD623 和AD705 放大合适倍数后经A/D转换芯片PCF8591 转换,通过I2C总线送入单片机P2.0(接SDA线)口和P2.1(接SCL线)口。触摸屏[10]与液晶显示屏上下重叠合二为一,分别占用P0、P1 的全部I/O口以及P2、P3 的14 个I/O口,共30 个I/O口。触摸屏选择电阻型,表征坐标位置的电压信号由P1 口进入单片机,经单片机内部A/D转换后供控制程序使用。菜单分三级设置,第一级不多于10 个按钮,第二级不多于25 个按钮,第三级不多于20个按钮。

1.3 编写控制程序

估算过程需要反复用到质量称量和名称输入(点菜操作),称量与点菜成对使用缺一不可。程序设计的主要原则是运行流畅、操作简便、食物名称即点即得。在不到3 in(1 in=25.4 mm)的显示屏上选择1 500 多种食物,菜单分级不能超过3 级,每级不得多于25 种,点击操作不能太多;点菜完毕后能够列出清单,供使用者核对和修改,没有问题后予以确认。对碳水化合物含量不同的同名食物分级显示,便于区分和选择,程序流程如图3 所示。

将控制程序刷进单片机后,就成为一台完整的血糖计算装置,如图4 所示。在血糖控制实验中,需要使用食物单糖计算装置进行食物称量和名称输入,并自动计算食物或食品中的碳水化合物质量,得到食源性血糖质量。

2 结语

本文以《中国食物成分表(2012版)》提供的数据为基础,以单片机计算与控制技术为核心,在控制程序控制下通过食物质量称量和食物名称输入完成单一食物血糖质量计算并自动求和,得到患者单次摄入食物产生的血糖总量。该研究结果对于建立食物血糖质量与降糖药物剂量对应关系具有重要意义。

参考文献

[1]Brazeau A S,Mircescu H,Desjardins K,et al.Carbohydrate counting accuracy and blood glucose variability in adults with type 1 diabetes[J].Diabetes Res Clin Pract,2013,99(1):19-23.

[2]Mathews E H,Pelzer R.A new model to estimate bolus insulin need[J].Diabetes Technol Ther,2009,11(12):813-817.

[3]Shiang K D,Kandeel F.A computational model of the human glucose-insulin regulatory system[J].J Biome Res,2010,24(5):347-364.

[4]景婧.应变式称重传感器的非线性校正[J].计算机应用研究,2013,30(1):189-191.

[5]陈良柱,滕召胜,杨敏.基于DSP的电子天平称重单元设计[J].传感器与微系统,2011,30(2):68-73.

[6]李惠光,蔡满军.微机智能重量传感检测系统[J].传感技术学报,2002,15(1):83-86.

[7]杨兴满,梁栋栋,魏立峰,等.在线智能重量测量仪的设计[J].微计算机信息,2007,23(10):187-189.

[8]张美义.基于PLC的矿浆浓度和干矿重量测量系统的设计与应用[J].大众科技,2012,14(12):53-54,88.

[9]杜柳青,余永维,唐其林.基于混沌电路的高精度重量测量系统设计[J].仪器仪表学报,2009,30(6):1 202-1 206.

计算装置篇5

公路工程进入规模化建设以来,结构更新颖、更先进的桥梁层出不穷,桥梁长大化趋势更明显。因此,对桥梁伸缩装置的耐久性、防水性等使用功能的要求也越来越高。中小型桥梁的无缝化和长大桥梁伸缩装置的模数化,也将成为公路桥梁伸缩缝的趋势。本文拟就伸缩装置破坏原因、伸缩量计算及伸缩装置的施工做一探讨。

1 伸缩装置破坏原因分析

根据调查资料,全国12个城市公路管理部门所辖桥梁伸缩装置已破坏的占48.7%,完好率不是很好,情况相当严重,不但影响行车舒适性,还危及行车安全。究其原因,大概可归纳为如下几个方面:

(1)设计原因:交通量过大,超过设计流量,桥梁存在超负荷工作。尤其是重型车辆比例增大,车辆轴重增加,对伸缩装置的冲击力也明显变大。

(2)结构自身不够完善:主要表现为桥面板自身刚度不足,在汽车荷载作用下变形过大;其次是锚固件本身设计强度不足,在冲击荷载作用下容易发生破坏,或者锚固件埋置过浅或与桥梁结构钢筋未连接,这样会导致伸缩装置锚固不牢,所承受的冲击荷载传递不出去,引起局部变形过大,导致伸缩装置与混凝土结构脱离;最后,安装时伸缩量计算不准,或对极端气温富余量预留不足,导致伸缩装置在使用中出现极限破坏。

(3)施工原因:这也是伸缩装置破坏的主要原因,是施工单位所关心最多的控制伸缩装置质量的关键环节。主要表现为:对施工工艺重视程度不够,未真正严格执行安装工艺标准和施工顺序,将伸缩装置视为附属工程,存在重主体、轻附属的思想;锚固件焊接不好,导致伸缩装置刚度差;锚固混凝土浇注不密实,养护不力,造成安装部位混凝土强度不满足设计要求,难以承受动载冲击力;路面铺装与伸缩装置不平顺,铺装层与伸缩装置间衔接部位不密实,特别是死角部位碾压或振捣不达标,纵向线形不顺,存在错台,导致此处跳车,改变伸缩装置受力状态,极大地加剧了伸缩装置的破坏。

(4)养护运营原因:主要为路面杂物未及时清理,进入伸缩装置,引起滑动部位和啮合部位失效,导致伸缩装置带病工作;其次为车流管控,超流量超速超载车辆的运行,对伸缩装置的正常效能和使用寿命都是严重威胁。

2 伸缩量计算

影响桥梁伸缩的主要因素有:温差,混凝土收缩徐变,外荷载引起的桥梁挠曲变形,桥梁自身结构特点引起的变位如纵坡、曲线、超高等。现就引起桥梁伸缩变形的主要因素分别叙述计算过程:

2.1 温度变化产生的伸缩量

因伸缩装置暴露在外,处于变化的温度环境中。而桥梁结构和其他构件一样,存在温度应变,在温度作用影响下,会产生伸长和缩短。

Δlt=(Tmax-Tmin)×αl (1)

式中:Δlt为温度变化引起的梁的总的伸缩量,α为材料膨胀系数,对混凝土材料取10×10-6,l为计算梁体的长度。

2.2 混凝土收缩徐变引起的伸缩量

(1)收缩:

自浇注时刻t0始,至计算时刻t时域内混凝土收缩引起的梁的收缩量Δls可以按照以下公式计算:

Δls=ε(t,t0)l (2)

时刻t0至t时域内混凝土收缩系数ε(t,t0)也可以采用混凝土收缩系数终极值乘以相应递减系数得出:ε(t,t0)=ε(t∞,t0)β

因此:Δls=ε(t,t0)l=ε(t∞,t0)β·l

式中:ε(t∞,t0)为混凝土收缩系数终极值;β为收缩徐变折减系数;l为梁长。

(2)徐变:

自浇注时刻t0始,至计算时刻t时域内混凝土徐变引起的梁的收缩量Δlc可以按照以下公式计算:

$Δ l_{c} = \frac{σ_{p}}{E_{c}} φ (t, t_{0}) l (3)$

同前,可以用混凝土徐变终极值折减后得到时刻t0至t时域内混凝土徐变系数:

$Δ l_{c} = \frac{σ_{p}}{E_{c}} φ (t_{\infty}, t_{0}) β \cdot l$

式中:σp为由预应力产生的截面平均应力;Ec为混凝土弹性模量;φ(t∞,t0)为混凝土徐变终极值;β为收缩徐变折减系数;l为梁长。

2.3 荷载产生的挠曲变形产生的伸缩量

Δa=a(1-cosθ)+btanθ≈btanθ=bk (4)

Δb=asinθ≈atanθ=ak (5)

如图1所示,其中:a为支座中心至梁端净距;b为梁高;θ为梁挠曲后转角,k=tanθ。

上述计算中,相关参数可以直接查阅相关手册和参考资料,荷载产生的挠曲变形可以利用工程力学知识很容易求得。

2.4 算例

青银高速公路济南黄河大桥第十三、十四联为6×45m+6×45m连续现浇等截面箱梁。纵向钢绞线36束/584根,合计张拉力114×103kN,梁体平均截面积14.78m2。混凝土线膨胀系数取α=10×10-6,收缩应变ε∞=20×10-5,徐变系数φ∞=2.0,弹性模量EC=3.3×104MPa,徐变折减系数β=0.45。伸缩缝处梁段施工时气温25℃,初始缝宽300mm。则在冬季最低气温-15℃时的缝宽为:

Δlt=(Tmax-Tmin)×αl=(25+15)×10×10-6×6×45×103=108mm

Δls=ε(t∞,t0)βl=20×10-5×0.45×6×45×103=48.6mm

$Δ l_{c} = \frac{σ_{p}}{E_{c}} φ (t_{\infty}, t_{0}) β l = \frac{\frac{114}{14.78}}{3.3 \times 10^{4}} \times 2.0 \times 0.45 \times 6 \times 45 \times 10^{3} = 56.8 m m$

此时,梁体无荷载,且所有变形都是缩短的,因此,桥梁总伸缩量为:

Δl=Δlt+Δls+Δlc=108+48.6+56.8

=213.4mm。

3 伸缩装置施工

对明缝型模数式伸缩装置而言,可以在桥面铺装之前或之后安装。为保证在桥面铺装时不被破坏和顺利交付,建议采取后装施工。流程如图2所示。

施工要点:

(1)预留槽宽度设置须按照设计图纸提供的尺寸设置,并根据桥梁结构特点复核,按照施工时段气温实际情况,及时调整,避免安装和使用中出现伸缩装置超出其富裕量工作,导致破坏。

(2)宽桥大跨结构,伸缩装置一般超长超限,运输中须由厂家专车运送;其次在吊装过程中严格按照厂家指定的吊点起吊,防止碰撞弯折。

(3)伸缩装置锚固件与预留钢筋及槽内分布钢筋焊接应牢靠有效,同时采取措施,防止施焊过程中损伤伸缩装置部件。

(4)预留槽切缝应平整,槽内环氧混凝土浇注时,特别注意槽口部位的振捣。混凝土浇注过程中,特别注意不能污染伸缩装置部件,即使振捣过程中无法避免喷溅,也应及时清理。

(5)伸缩装置在安装前,严格测量槽口两端铺装面高度,安装时应保证平顺无错台。

摘要：根据公路桥梁伸缩装置的构造特点,分析其破坏原因,介绍了伸缩量的计算方法和施工中关键注意事项,达到延长伸缩装置使用寿命的目的。

关键词：公路桥梁,伸缩装置,伸缩量

参考文献

[1]李扬海,等.公路桥梁伸缩装置[M].人民交通出版社,1999.

[2]JTJ 041-2000,公路桥涵施工技术规范[S].

计算装置篇6

1 计算应掌握的资料

对运行中的变电站,应进行不同运行方式下的谐波测试和分析,了解谐波源存在和产生的原因,找出谐波源的特征,掌握详实的相关数据。负荷不同,谐波含量也不同,例如六脉动整流负荷以5次谐波最高;电气化铁道、电动机车、大容量电焊机和电弧炉等负荷则以3次谐波为主(其中电弧炉的特征谐波为2次及以上),且变动频繁,三相亦不平衡。而且三相可控硅中一相故障可产生大量3次谐波电流;家用电器如彩色电视机、日光灯等的3次谐波电流分量也很大。如果系统近处有投切变压器的可能,则要考虑暂态谐波,变压器空载投切时2、4次谐波占很大比重;而变压器稳态运行时则主要产生3次谐波。

如电容器和变电站处于同步设计和建设中,在变电站自身负荷不明确的情况下,其各级电压母线背景谐波电压可按与其高压母线直接连接的变电站同一电压等级母线的谐波电压的平均值来考虑。

计算前,一般应收集以下资料:①无功补偿要求;②系统主接线及设备参数(主变压器、线路、限流电抗器、其他电容器组等);③母线的最大和最小短路容量,系统谐波阻抗特性;④系统谐波水平、谐波源特性及其分布状况;⑤系统运行电压变化范围;⑥近区电网的发展规划。

计算时,应考虑系统最大、最小运行方式下的系统谐波阻抗,计算运行最恶劣的情况。系统谐波阻抗原则上应采用实测值或可靠的计算值,但当谐波次数h不太高(h≤11),110 kV及以下系统可用由短路容量换算得到的基波电抗的h倍来近似处理,换算中采用系统标称电压计算。

2 参数的计算方法

2.1 确定谐波放大倍数

1) 当背景谐波电压超过50%标准值,电容器组投入后不应对主要谐波产生放大,总谐波电压畸变率也不应产生放大。

2) 当背景谐波电压低于50%标准值,投入电容器组不超过75%允许值时,要求电容器组对谐波电流Ih(h=3,5,7,11)的放大控制在2倍以内,设计时应使电容器组容量的各种组合尽量躲开文献3中表3所列出的严重放大s区(s为系统等值基波感抗XS与并联电容器基波容抗XC之比);如背景谐波电压很低,投入电容器组后谐波电压也不超过50%标准值,要求电容器组对Ih的放大不得超过3倍,设计时应使电容器组容量的各种组合尽量躲开文献3中表5所列的s区;如果要求对主谐波电流放大倍数小于1,对其余高次谐波的放大可以适当放宽,例如不超过3倍。这时应使电容器组容量的各种组合尽量躲开文献3中表1中相应的β1～β2倍谐振容量QCx( $Q_{C x} = S_{d} (\frac{1}{h_{0}^{2}} - k)$ ,其中,Sd为电容器安装处的母线短路容量,k为电抗率,h0为并联谐振时的谐波次数。)的范围。

应注意,这里仅仅从一个变电站孤立处理补偿和谐波问题。在规划设计时,应综合考虑各级变电站可能对谐波的放大,原则上不应使谐波逐级放大,而应使谐波放大控制在小范围内。

当背景谐波电压超过标准值时,应由电业部门进行全面调查分析,找出原因。如果是由谐波源引起的,应采取滤波措施;如果是由于系统结构配合不合理(例如由于某处电容对谐波放大),则应综合采取措施,以使谐波电压达标。

如果已知的是谐波源电流Ih,U1为基波电压。先进行以下换算,以便确定放大倍数(计算系统最小运行方式)。

背景谐波电压Uh0=IhhXS

背景谐波电压含有率 $Η R U_{h 0} = \frac{U_{h 0}}{U_{1}} \times 100 %$

背景谐波电压含量 $U_{Η 0} = \sqrt{\sum U_{h 0}^{2}}$

背景电压总谐波畸变率 $Τ Η D_{u 0} = \frac{U_{Η 0}}{U_{1}} \times 100 %$ ,或 $Τ Η D_{u 0} = \sqrt{\sum Η R U_{h 0}^{2}}$

2.2 电抗率k的初步选定

当基波无功补偿功率确定后,进行电抗率选择计算。原则上是先从小电抗率开始计算,如不满足就有必要加大电抗率。实际上无功功率确定后,s值就确定了,就可以结合谐波特征,利用文献3中表3、表5来初步选择一种能满足上述谐波放大界限的最小电抗率。此时s值可用如下近似值s≈QCN/Sd,其中QCN为补偿容量。

1) 仅作限制涌流用的0.1%～1%小电抗率,由于退出电抗器会造成电容器组合闸冲击涌流加大、频率增高,危及其安全,所以一般不予推荐。同一节点的多组电容器有必要串联适当电抗器。

2) 除了向3、5次谐波源用户供电的变电站外,35 kV及以下变电站电容器不必串大电抗。

3) 当电网背景谐波为5次及以上时,电抗率应选用大于4%的值(4.5%～5%),对5次背景谐波严重的电网应慎重采用小于4%的电抗率,当背景谐波还有3次谐波时,推荐采用4.5%电抗率。

除了向3次谐波源用户供电的变电站以及电网背景3次谐波较大的变电站(一般为220 kV及以上)外,电容器一般先不考虑串k>11%的电抗器;确有必要抑制3次及以上谐波时可选12%电抗率,也可采用更经济的两种电抗率混装的方式,但这时电抗率较大(12%)的电容器组容量占总容量的比例P应大于文献4中表2所列各值。

2.3 电网谐波电压校验

初步确定k值以后,就可以根据规范选定电容器额定电压UCN,则有

$X_{C} = \frac{3 U_{C Ν}^{2}}{Q_{C Ν}}$

当初步选定的k值使电容器回路谐波阻抗对所有谐波呈感性时,计算系统最大运行方式下的电网谐波电压(此时最严重);使电容器回路谐波阻抗对所有谐波呈容性时,计算系统最小运行方式下的电网谐波电压(此时最严重)。电容器回路谐波阻抗对某些谐波呈感性、对某些谐波呈容性时则应考虑最严重的情况。

电网谐波电压校验可按以下公式计算。

谐波电压放大倍数

$| F_{u h} | = | \frac{h^{2} k - 1}{h^{2} (s + k) - 1} |$

或 ${| F_{u h} | = \frac{| h^{2} k - 1 |}{\sqrt{\frac{1}{q^{2}} (\frac{h}{h_{0}})^{2} + [(\frac{h}{h_{0}})^{2} - 1 〗^{2}}}}$

其中,q为并联电路的品质因数, $q = \frac{q_{s}}{h_{0} h s}$ ,系统品质因素qs一般取值为5～10;h0为并联谐振时的谐波次数, $h_{0} = 1 / \sqrt{s + k}$ 。

谐波电压Uh=|Fuh|Uh0

谐波电压含有率 $Η R U_{h} = \frac{U_{h}}{U_{1}} \times 100 %$

谐波电压含量 $U_{Η} = \sqrt{\sum U_{h}^{2}}$

电压总畸变率 $Τ Η D_{u} = \frac{U_{Η}}{U_{1}} \times 100 %$

或 $Τ Η D_{u} = \sqrt{\sum Η R U_{h}^{2}}$

2.4 电容器过电流与过电压校验

计算系统最小运行方式下的电容器谐波电流放大(此时最严重)。

电容器谐波电流放大倍数

$| F_{C h} | = | \frac{h^{2} s}{h^{2} (s + k) - 1} |$

或 ${| F_{C h} | = \frac{(h / h_{0})^{2}}{\sqrt{\frac{1}{q^{2}} (\frac{h}{h_{0}})^{2} + [(\frac{h}{h_{0}})^{2} - 1 〗^{2}}} \times \frac{s}{s + k}}$

电容器谐波电流

ICh=|FCh|Ih

或 $Ι_{C h} = | \frac{h}{h^{2} (s + k) - 1} \frac{U_{h 0}}{X_{C}} |$

电容器谐波电压UCh=IChXC/h

电容器过电流校验 $\sqrt{Ι_{C 1}^{2} + \sum Ι_{C h}^{2} \leq 1.15 Ι_{C Ν}}$

电容器过电压校验 UC1+∑UCh≤1.2UCN其中,UC1为电容器基波电压。

当h和h0相距很近或q值不大时,使用上述两个带大括号的公式计算谐波放大倍数。

如果上述校验计算中有一点不满足,就须考虑加大电抗率重新计算,直到满足为止;如果是抑制3次及以上谐波时,可以进一步考虑选用两种电抗率混装,但须重复计算直到全部满足为止。

以上公式适合谐波源负荷和电容器组同在变压器的低压侧。当电容器安装在变压器低压侧,而谐波来自变压器高压侧时,用(t+k)取代以上各式中的k值(t为变压器基波电抗与电容器基波电抗之比,并且t随投入不同电容器组数变化)。

当然,以上只是一些近似计算,如有条件应使用电网谐波计算程序来计算分析。

3 实例计算

3.1 谐波源来自变压器低压侧

某110/35/10 kV变电站10 kV母线侧拟装并联电容器6 Mvar。系统最大运行方式时,10 kV母线短路容量为300 MVA;系统最小运行方式时,10 kV母线短路容量为132 MVA。经测试和调查,判断谐波源来自10 kV侧,并且3、5、7次为主要谐波分量,注入系统的对应谐波电流分别为I3=52.86 A,I5=32.56 A,I7=6.92 A。

3.1.1 谐波放大倍数的确定

已知系统最大运行方式下XSmin=0.33Ω,最小运行方式下XSmax=0.76Ω。最小运行方式下的谐波电压最大,取XSmax计算。对于3次谐波,谐波电压U30和谐波电压含有率HRU30为

$\begin{array}{l} U_{30} = Ι_{3} \times 3 \times X_{S \max} = 52.86 \times 3 \times 0.76 \\ = 120.52 (V) \\ Η R U_{30} = \frac{U_{30}}{U_{1}} \times 100 % = \frac{120.52}{10 000 / \sqrt{3}} \times 100 % \\ = 2.09 % \end{array}$

对于5、7次谐波,同理可得:

U50=123.73 V,HRU50=2.14%;U70=36.81 V,HRU70=0.64%。

根据上述计算结果可得

$\begin{array}{l} U_{Η 0} = \sqrt{\sum U_{h 0}^{2}} = \sqrt{U_{30}^{2} + U_{50}^{2} + U_{70}^{2}} \\ = 176.6 V \\ Τ Η D_{u 0} = \frac{U_{Η 0}}{U_{1}} \times 100 % = \frac{176.60}{10 000 / \sqrt{3}} \times 100 % \\ = 3.06 % \end{array}$

将以上各值与谐波国家标准对照,可知谐波电压含量较高,要求电容器组对谐波不得产生放大。

3.1.2 电抗率的初步确定

根据已知条件可算得

$s \approx \frac{Q_{C}}{S_{d}} = 2 % ~ 4.55 %$

对于上述s值范围、重点考虑3、5、7次谐波,小电抗率会使5次谐波放大严重甚至产生谐振。根据无功补偿要求如果电容器不分组,4.5%～5%的电抗率会使3次谐波放大3倍以上,因此初步确定选用12%电抗率能满足要求;如果电容器分组(假定均分为两组3Mvar),查文献4中表2,可考虑较经济的两种电抗率混装的方式,因为3次谐波电压仅略小于5次谐波,背景谐波是含有3、5次两个主谐波,所以小电抗率选用4.5%,大电抗率选用12%。

3.1.3 电容器不分组时的校验计算

电容器额定电压选用 $12 / \sqrt{3}$ kV。

$\begin{array}{l} X_{C} = \frac{3 U_{C Ν}^{2}}{Q_{C Ν}} = \frac{3 \times (12 / \sqrt{3})^{2}}{6} = 24 (Ω) \\ Ι_{C Ν} = \frac{Q_{C Ν}}{3 U_{C Ν}} = \frac{6 000}{3 \times 12 / \sqrt{3}} = 288.68 (A) \\ s = \frac{X_{S}}{X_{C}} = 1.38 % \sim 3.17 % \end{array}$

1) 电网谐波电压校验。s=1.38%时谐波电压放大最严重。

对3次谐波:

$\begin{array}{l} | F_{u 3} | = | \frac{h^{2} k - 1}{h^{2} (s + k) - 1} | = 0.39 \\ U_{3} = | F_{u 3} | U_{30} = 0.39 \times 120.52 \\ = 47.22 (V) \\ Η R U_{3} = \frac{U_{3}}{U_{1}} \times 100 % = \frac{47.22}{10 000 / \sqrt{3}} \times 100 % \\ = 0.82 % \end{array}$

对于5、7次谐波:Fu5=0.85,U5=105.53 V,HRU50=1.83%;Fu7=0.88,U7=32.33 V,HRU70=0.56%。

$\begin{array}{l} U_{Η} = \sqrt{\sum U_{h}^{2}} = \sqrt{U_{3}^{2} + U_{5}^{2} + U_{7}^{2}} \\ = 120.05 V \\ Τ Η D_{u} = \frac{U_{Η}}{U_{1}} \times 100 % = \frac{120.05}{10 000 / \sqrt{3}} \times 100 % \\ = 2.08 % \end{array}$

可见,各次谐波电压和THDu均满足要求。

2) 电容器过电流和过电压校验。

假定电容器基波电压 $U_{C 1} = 11 000 / \sqrt{3} / (1 - 0.12) = 7 216.88 (V)$ 。实际工程设计中应取母线实际运行基波电压最高值计算。

电容器基波电流

$Ι_{C 1} = \frac{U_{C 1}}{X_{C}} = 300.70 (A)$

s=3.17%时电容器谐波电流放大最严重(系统最小运行方式)。

(1) 电容器过电流校验。

$\begin{array}{l} | F_{C 3} | = | \frac{h^{2} s}{h^{2} (s + k) - 1} | \\ = | \frac{3^{2} \times 0.031 7}{3^{2} \times (0.031 7 + 0.12) - 1} | \\ = 0.78 \\ Ι_{C 3} = | F_{C 3} | Ι_{3} = 0.78 \times 52.86 = 41.23 (A) \end{array}$

同样可得FC5=0.28,IC5=9.24 A;

$\begin{array}{l} F_{C 7} = 0.24 ‚ Ι_{C 7} = 1.67 A \\ \sqrt{Ι_{C 1}^{2} + \sum Ι_{C h}^{2}} = 300.66 A = 1.05 Ι_{C Ν} \end{array}$

,其值小于1.15ICN,满足要求。

(2) 电容器过电压校验。

UC3=IChXC/h=41.23×24/3

=329.84 (V)

同样可得UC5=44.35 V,UC7=5.73 V。

UC1+∑UCh=7 596.8 V=1.1UCN,其值小于1.2UCN,满足要求。

所以可采用k=12%的电抗器。

3.1.4 电容器分组时的校验计算

1) 只投一组小电抗率(4.5%)的计算。

k=4.5%的电容器额定电压选 $11 / \sqrt{3}$ kV,由此

$\begin{array}{l} X_{1 C} = \frac{3 U_{1 C Ν}^{2}}{Q_{1 C Ν}} = \frac{3 \times (11 / \sqrt{3})^{2}}{3} = 40.33 (Ω) \\ s = \frac{X_{S}}{X_{1 C}} = (0.82 % ~ 1.88 %) \\ Ι_{1 C} = \frac{Q_{1 C Ν}}{3 U_{1 C Ν}} = 157.46 A \end{array}$

s=1.88%时,谐波放大最严重(系统最小运行方式)。

(1) 电网谐波电压校验。对于3次谐波:

$\begin{array}{l} | F_{u 3} | = | \frac{h^{2} k - 1}{h^{2} (s + k) - 1} | \\ = | \frac{3^{2} \times 0.045 - 1}{3^{2} \times (0.018 8 + 0.045) - 1} | \\ = 1.4 \\ U_{3} = | F_{u 3} | U_{30} = 1.4 \times 120.52 = 168.73 (V) \\ Η R U_{3} = \frac{U_{3}}{U_{1}} \times 100 % = \frac{168.73}{10 000 / \sqrt{3}} \times 100 % \\ = 2.92 % \end{array}$

同样,对5次谐波:Fu5=0.21,U5=25.98 V,HRU50=0.45%;对7次谐波,Fu7=0.57,U7=20.98 V,HRU70=0.36%。

根据上述计算结果可得

$\begin{array}{l} U_{Η} = \sqrt{\sum U_{h}^{2}} = \sqrt{U_{3}^{2} + U_{5}^{2} + U_{7}^{2}} = 172 V \\ Τ Η D_{u} = \frac{U_{Η}}{U_{1}} \times 100 % = \frac{172}{10 000 / \sqrt{3}} \times 100 % \\ = 2.98 % \end{array}$

可见,各次谐波电压和THDu均满足要求。

(2) 电容器过电流和过电压校验。假定电容器基波电压

$\begin{array}{l} U_{1 C 1} = \frac{11 000 / \sqrt{3}}{(1 - 0.045)} \\ = 6 650.11 (V) \end{array}$

电容器基波电流

$Ι_{1 C 1} = \frac{U_{1 C 1}}{X_{1 C}} = 164.89 A$

$\begin{array}{l} | F_{C 3} | = | \frac{h^{2} s}{h^{2} (s + k) - 1} | \\ = | \frac{3^{2} \times 0.018 8}{3^{2} \times (0.018 8 + 0.045) - 1} | \\ = 0.4 \\ Ι_{C 3} = | F_{C 3} | Ι_{3} = 0.4 \times 52.86 = 21.14 (A) \end{array}$

同样可得FC5=0.79,IC5=25.72A;FC7=0.43,IC7=2.98A。

$\sqrt{Ι_{C 1}^{2} + \sum Ι_{C h}^{2}} = 168.25 A = 1.07 Ι_{C Ν}$ ,其值小于1.15ICN,电容器过电流校验满足要求。

UC3=IChXC/h=21.14×40.33/3

=284.19(V)

同样可得UC5=207.46 V,UC7=17.17 V。

UC1+∑UCh=7 158.93 V=1.13 UCN,其值小于1.2UCN,电容器过电压校验满足要求。

可见,即使先投k=4.5%的一组电容器是可行的,先投k=12%的一组也是可行的。

2) 两组电容器同时投入时的计算。

k=12%的一组电容器额定电压选 $12 / \sqrt{3}$ kV, $X_{2 C} = \frac{3 U_{2 C}^{2}}{Q_{2 C}} = 48$ Ω。这时电容器回路对3、5、7次谐波均呈感性,最大运行方式时谐波电压放大最严重,取XSmin=0.33 Ω计算。

(1) 电网谐波电压校验。电容器回路3次谐波电抗(两组电容器的并联电抗)为1.52Ω,可得

$\begin{array}{l} | F_{u 3} | = | \frac{1.52}{h X_{S} + 1.52} | \\ = | \frac{1.52}{3 \times 0.33 + 1.52} | \\ = 0.61 \\ U_{3} = | F_{u 3} | U_{30} = 0.61 \times 120.52 \\ = 73.52 (V) \\ Η R U_{3} = \frac{U_{3}}{U_{1}} \times 100 % = \frac{73.52}{10 000 / \sqrt{3}} \times 100 % \\ = 1.27 % \end{array}$

电容器回路5次谐波电抗为0.95 Ω,可得Fu5=0.37,U5=45.78 V,HRU50=0.79%。

电容器回路7次谐波电抗为5.75 Ω,可得Fu7=0.71,U7=26.14 V,HRU70=0.45%。

$\begin{array}{l} U_{Η} = \sqrt{\sum U_{h}^{2}} = \sqrt{U_{3}^{2} + U_{5}^{2} + U_{7}^{2}} \\ = 90.47 V \\ Τ Η D_{u} = \frac{U_{Η}}{U_{1}} \times 100 % = 1.57 % \end{array}$

可见,各次谐波电压和THDu均满足要求。

(2) 电容器过电流和过电压校验。电容器过电流、过电压校验均满足要求(系统最小运行方式时电容器谐波电流放大最严重,取XSmax=0.76 Ω计算,结果不列出)。所以将电容器分为两组3 Mvar,分别用4.5%、12%电抗率混装是可行的。

3.2 谐波源来自变压器本身

某220/110/10 kV变电站,10 kV母线侧拟装28 Mvar电容器(无出线负荷),在系统最小运行方式下,10 kV母线短路容量为444.7 MVA。经测试和调查判断谐波源来自变压器本身,主要谐波电压含有率为HRU3=0.89%,HRU5=0.75%,HRU7=0.21%。

3.2.1 谐波放大倍数的确定

$\begin{array}{l} U_{30} = U_{1} \times Η R U_{3} = (10 000 / \sqrt{3}) \times 0.89 % \\ = 51.38 (V) \end{array}$

同样可得U50=43.3 V,U70=12.12 V。

$Τ Η D_{u} = \sqrt{\sum Η R U_{h}^{2}} = 1.18 %$

这里最好将谐波放大控制在3倍以内。

3.2.1 电抗率的初步确定

电容器全投时 $s \approx \frac{Q_{C}}{S_{d}}$ =6.30%

这里应考虑3、5、7次谐波,3次谐波虽然是主谐波,但考虑到10 kV母线无出线负荷,故先不考虑串大电抗,查文献3中表5可知,要尽量将s避开2.60%～5.85%和7.34%～16.52%,可初步选用0.1%的小电抗率(对3次谐波不会产生太大的放大),通过对电容器分组容量的调整来抑制对谐波的放大。

电容器额定电压选用 $11 / \sqrt{3}$ kV时:

$X_{S} = \frac{10^{2}}{444.7} = 0.248 (Ω)$

电容器全投时:

$\begin{array}{l} X_{C} = \frac{3 U_{C Ν}^{2}}{Q_{C Ν}} = \frac{3 \times (11 / \sqrt{3})^{2}}{28} = 4.32 (Ω) \\ s = \frac{X_{S}}{X_{C}} = 5.74 % \end{array}$

当s=2.60%时,QC=12.68 Mvar,将电容器分为两组,14 Mvar基本满足要避开的s区。

3.2.3 投一组电容器时的校验计算

$\begin{array}{l} X_{C} = \frac{3 U_{C Ν}^{2}}{Q_{C Ν}} = \frac{3 \times (11 / \sqrt{3})^{2}}{14} = 8.64 (Ω) \\ Ι_{C Ν} = \frac{Q_{C Ν}}{3 U_{C Ν}} = \frac{14 000}{3 \times 11 / \sqrt{3}} = 734.81 (A) \\ s = \frac{X_{S}}{X_{C}} = 2.87 % \end{array}$

1) 电网谐波电压校验。

对于3次谐波:

$\begin{array}{l} | F_{u 3} | = | \frac{h^{3} k - 1}{h^{3} (s + k) - 1} | \\ = | \frac{3^{2} \times 0.001 - 1}{3^{2} \times (0.028 7 + 0.001) - 1} | \\ = 1.35 \\ Η R U_{3} = | F_{u 3} | \times Η R U_{3} = 1.35 \times 0.89 % \\ = 1.20 % \end{array}$

对于5、7次谐波:Fu5=3.79,HRU50=2.84%;Fu7=2.09,HRU70=0.44%。

$\begin{array}{l} Τ Η D_{u} = \sqrt{\sum Η R U_{h}^{2}} \\ = \sqrt{1.35^{2} + 2.84^{2} + 0.44^{2}} \\ = 3.11 % \end{array}$

可见,各次谐波电压和THDu均满足要求。

2) 电容器过电流和过电压校验

这里假定电容器基波电压

$\begin{array}{l} U_{C 1} = \frac{11 000 / \sqrt{3}}{(1 - 0.001)} \\ = 6 357.21 (V) \end{array}$

电容器基波电流

$Ι_{C 1} = \frac{U_{C 1}}{X_{C}} = \frac{6 357.21}{8.64} = 735.79 (A)$

(1) 电容器过电流校验:

$Ι_{C 3} = | \frac{h}{h^{2} (s + k) - 1} | \times \frac{U_{h 0}}{X_{C}} = 24.35 A$

同样可得IC5=97.31 A,IC7=21.57 A。

$\sqrt{Ι_{C 1}^{2} + \sum Ι_{C h}^{2}} = 742.91 A = 1.01 Ι_{C Ν}$ ,其值1.15ICN,满足要求。

(2) 电容器过电压校验:

UC3=IChXC/h=24.35×8.64/3

=70.13(V)

同样可得UC5=168.15 V,UC7=26.62 V。

UC1+∑UCh=6 622.11 V=1.04 UCN,其值小于1.2UCN,满足要求。

3.2.4 投两组电容器时的校验计算

$X_{C} = \frac{3 U_{C Ν}^{2}}{Q_{C Ν}} = \frac{3 \times (11 / \sqrt{3})^{2}}{28} = 4.32 (Ω)$

$Ι_{C Ν} = \frac{Q_{C Ν}}{3 U_{C Ν}} = \frac{28 000}{3 \times 11 / \sqrt{3}} = 1 469.62 (A)$

$s = \frac{X_{S}}{X_{C}} = 5.74 %$

1) 电网谐波电压校验。

对于3次谐波:

$\begin{array}{l} | F_{u 3} | = | F_{s 3} | = | \frac{h^{2} k - 1}{h^{2} (s + k) - 1} | = 2.09 \\ Η R U_{3} = | F_{u 3} | \times Η R U_{3} = 2.09 \times 0.89 % \\ = 1.86 % \end{array}$

对于5、7次谐波:Fu5=2.12,HRU50=1.59%;Fu7=0.51,HRU70=0.11%。

$Τ Η D_{u} = \sqrt{\sum Η R U_{h}^{2}} = 2.45 %$

可见,各次谐波电压和THDu均满足要求。

2) 电容器过电流和过电压校验。

这里仍假定电容器基波电压

$\begin{array}{l} U_{C 1} = 11 000 / \sqrt{3} / (1 - 0.001) \\ = 6 357.21 (V) \end{array}$

电容器基波电流

$Ι_{C 1} = \frac{U_{C 1}}{X_{C}} = 1 471.58 A$

(1) 电容器过电流校验:

$Ι_{C 3} = | \frac{h}{h^{2} (s + k) - 1} | \times \frac{U_{h 0}}{X_{C}}$ =75.64 A

同样可得IC5=108.95 A,IC7=10.55 A。

$\sqrt{Ι_{C 1}^{2} + \sum Ι_{C h}^{2}} = 1 477.58 A = 1.01 Ι_{C Ν}$ ,其值小于1.15ICN,满足要求。

(2) 电容器过电压校验:

UC3=IChXC/h=75.64×4.32/3

=108.92 (V)

同样可得UC5=94.13 V,UC7=6.51 V。

UC1+∑UCh=6 566.77 V=1.03UCN,其值小于1.2UCN,满足要求。

所以,采用k=0.1%的电抗器可行。

实际设计时还应结合系统最大运行方式进行校验计算。

4 结语

电容器装置工程设计中应考虑适度谐波,对电网谐波电压及电容器过负荷情况进行必要的校验计算,防止不视具体情况照搬规定值而酿成事故。

参考文献

[1]张化良.关于GB 50227—1995《并联电容器装置设计规范》的专题研究[J].电力设备,2006,7(4):52-55.

[2]周胜军,林海雪.并联电容器装置的谐波响应与抑制对策研究[R].北京:中国电力科学研究院,技术报告,2001.

[3]周胜军,林海雪.并联电容器装置的谐波简化分析与计算[J].供用电,2009,(1).

计算装置篇7

关键词：真空,预冷,计算公式

0 引言

随着人们生活质量提高，民以食为天的准则不随以饱来衡量，因而对食品提出了更高的要求，人们不仅要求食品品质优良，营养丰富，而且要求品种繁多，卫生便利，故如何延长各类食品的存放保鲜期，保持天然食品原有状态、色泽风味和营养成分，成为今后的研究方向。因此必须寻求一种新的保鲜方法，经研究，发现真空预冷对果蔬保鲜效果甚佳，能保持其原有风味，便于运输与储存，且处理速度快、时间短、量大卫生等，因而有着广泛的应用前景。本文着重分析真空预冷装置的工作原理、性能特点、结构组成及关键部件设计计算方法等，以供专业设计人员参考。

1 真空预冷装置的原理

真空预冷的冷却方法是利用降压来降低水的沸点，靠水份蒸发带走果蔬产品热量的冷却方法。在正常大气压101325Pa(760mmHg）下，水的沸点为100℃，随着压力的下降，水的沸点也随之降低。试验表明，气压为610Pa(4.58mmHg）时，水的沸点为0℃。水在蒸腾时带走大量的蒸发热。

所以在真空条件下加快了果蔬等产品中水分的蒸腾，随着水分向外迅速蒸腾，产品中的潜热便随着水蒸气释放至体外，因为水从液态变为气态的过程中约需2500kJ/kg的汽化热，从而使产品温度下降，达到冷却目的。在真空预冷中，只要有少量水分的蒸发就有较大的降温，大约温度每下降5.6℃，失水为产品质量的1%左右。真空冷却靠蒸发果蔬产品自身的水分冷却到规定温度，对单位重量表面积较大的叶菜类———菠菜、山野菜、莴苣等有特效，最适用，冷却速度快、时间短。

真空预冷装置主要由真空容器、真空系统、制冷系统、控制系统（包括检测）四大部分组成，其结构示意框图如图1 所示。以下将对该装置的四大部分中关键部件的设计及计算进行详细说明。

2 真空容器的设计计算

本设计要求，满足每次处理量为100kg，日产1t，属于小型预处理装置（可车载）。可采用圆筒型，真空室采用不锈钢作材料，内壁抛光，外壁涂防锈漆，真空室的半径:R=0.6M，圆筒长度L1=2m，采用蝶形封头（厚度和最大允许外压力按2:1椭圆头风头设计），不采用加强圈，处理时间要求小于30min。

2.1 弹性失稳判断

按下式计算验证设计压力P是否在弹性失稳阶段。

其中L为真空容器的长度，

将其带入（1）式得P=0.1MPa<1.46Mpa，可得设计压力P在弹性失稳阶段。

2.2 壁厚计算壁厚按下式计算

将P、L、Di带入（2）式得δ=4.8。

取C2=1 mm,C1=0.8 mm，考虑圆整量与钢板规格后，取容器名义壁厚δn=8mm，则δe=6.2mm。

2.3 验算容器是否为短圆筒

应按下式计算验算容器是否为短圆筒

Ler=19.5m<2.2m，(3）式成立，故容器为短圆筒。

2.4 验算精度是否满足要求

应按下式计算验算精度是否满足要求

2.5 验算许用压力是否满足要求

应按下式计算验算精度是否满足要求

经计算有[P]=0.186MPa>设计压力0.1MPa，则δn=8mm满足设计要求。

2.6 真空室门的强度计算

本设计暂考虑真空室门壁厚为8mm，真空室门采用蝶形，其外形图如图2所示。

蝶形封头的强度计算如下式:

式中:P—为绝对压力，可取为1×105Pa;RB—蝶形封头球形部分内边半径，（mm）;M—系数，M=（1/4）(3+姨RB/r=4.46）；γ—焊缝系数，取0.7;r—蝶形封头圆角半径，（mm）；[σ]—钢的许用应力Pa,293K(20℃）时为137MPa;C—壁厚附加量，C=C1+C2+C3，式中：C1—钢板的最大负公差附加量（mm），一般情况下均取0.5mm;C2—腐蚀额度，取1mm;C3—封头冲压时拉伸减薄量，取1.5mm；因此，C=C1+C2+C3=3mm代入（4）式得：S=5.5mm<8mm，因此，选用8mm门厚满足其强度要求。

2.7 真空室的密封

为了保证工作真空度，要求真空室的筒体与门之间要严格密封，可在真空室与筒体端面处加工一环形槽，内放O型圈作为密封材料，O型圈可选用氯丁橡胶作材料，因氯丁橡胶适用于低真空，且放气率和透气率均低于普通橡胶，根据筒体直径可选用O型圈的型号为：O型圈1200×20。

3 真空系统的设计计算

3.1 真空泵容量

(1)抽气时间:要求20min内抽到预定真空度，来计算泵的抽速，从而选择泵的大小。

式中：V—真空室的内容积（m3）;Se—有效排气速度，（m3/s）;P1—起始压强，（Pa）;P2—极限压力，（Pa）。本设计中，V既包含真空室的体积，又包含冷凝器的体积，因为真空室与冷凝器相连通，暂设冷凝器的内径d=0.5m，长L=3m，故V=V1+V2=3.37m3（其中真空室封头容积为0.2385×2=0.48m3，冷凝器封头容积为0.02×2=0.04m3）;P1取自然大气压力101325Pa,P2取真空室最终平衡压力，为671.1Pa。由（5）式变化得：。

(2)机械泵的抽速S机：按下式计算，取机械泵的有效利用系数K=0.8。S机=Se/K=17.5L/s。

据此，可选2X—30型旋片式真空泵,其有效抽速为30L/s，符合设计要求。

(3)反算泵的抽气时间：Se=K·S机=0.8×30=24L/s

3.2 真空系统的附件

(1)除油雾捕集器。旋转式油封机械泵耗油较多，为了回收随排气时一起飞散到大气里的润滑油，一度使用除油雾捕集器，安装在排气侧，使油吸附在填料中进行回收。(2)油水分离器。由蔬菜蒸发的水分，未被蒸发而凝结，有时浸入润滑油，使油变质。为除去与润滑油混合的水分，一般使用油水分离器，在机械泵中通常使用油水分离器和除油雾捕集器后，润滑油耗量显著减小。

4 制冷系统的设计

制冷系统通过制冷机的冷却作用把果蔬蒸发出的水蒸气再冷凝成水而排除。因为使用真空泵直接排水蒸气会使水蒸气溶于润滑油中，使润滑条件恶化，加大摩损和油耗，且泵体缝隙的密封性变差，降低真空泵的性能，所以必须通过冷槽用水的形式集水蒸气，防止水蒸气进入真空泵，只把非冷凝性气体（空气）通过真空泵排气。另外若直接由真空泵排水蒸气会需要真空泵具有巨大的排气量。

仅1g水在压力P条件下成为蒸气时则容积为

式中V———水蒸气容积，（L/g）;T———操作状态的绝对温度，（K）;p———操作压力，（×133.32Pa）。各压力状态下，lg水变成水蒸气所占容积见表1。

例如：当P=533Pa(4mmHg）时，V=236L/g。如此大的排气量对实际装置既不经济又不能保证短的时间。

制冷系统的冷却盘管的表面温度t1应比相当于容器内操作压力p2的饱和温度t2低，即：相当于盘管表面温度的饱和压力必须保持低于操作压力。然而，如果操作压力降低，则粘性流向分子流转化，无论如何降低t1也不会使水蒸气的捕集率上升很多。试验表明，当p1/p2=0.55时水蒸气捕集率可达最大值，例如，操作压力p2为813.3Pa(6.1mmHg）时，p1=0.55×6.1=488Pa(3.36mmHg），则冷却盘管表面温度t1=3.7℃为适宜。即使t1再低于此温度对提高水蒸气捕集率也没什么意义。

制冷系统的冷却盘管多采用光滑管，少用翅片管。其传热系数k可采用200～3300kJ/m2h℃。盘管的传热面积

式中：F———传热面积，m2;Q———冷却传热量，kJ/h;k———传热系数，k J/m2h℃；△t———传热温度差，℃。

5 控制系统的设计

为了使真空预冷装置能正常运行，需设置真空计、温度指示调节计、压力计、电流计、电压计等控制仪器仪表，并把它们装在操作控制仪表盘上。按照预定的日程表及操作程序，可以完成多种模式的真空冷却作业。如采用微型计算机及定时器等控制技术则可实现全自动运行。

6 结论

几年的实践应用证明，真空预冷装置的使用，可大规模贮藏易腐特色果品，可显著提高果品的好果率和贮藏期，例如应用该技术，冬枣贮藏100天，保鲜脆果率可达90%以上。该算例适合于大中型真空预冷装置，对其它真空系统以及制冷装置的设计与计算有一定的参考之处。

参考文献

[1]GB150-1998,钢制压力容器[S].

[2]张翔.蔬菜保鲜与真空预冷.制冷,1992,12:40-45.

[3]果实蔬菜的真空冷却方法.国外流体机械,1992,14:6-28.

计算装置篇8

关键词：转向架,焊接件,疲劳,疲劳极限线图

0 引言

影响构件高周疲劳寿命的因素一般主要有结构形状、尺寸大小、材料性能、表面处理、残余应力和载荷谱[1]。轨道车辆转向架、转向架装部件都对疲劳寿命有较高的要求, 一般要求疲劳裂纹只出现在足够长的产品寿命周期之后, 不存在完全失效的风险[2]。本文通过轨道车辆行业转向架部件常用疲劳校核方法梳理和总结, 提出附属装置进行疲劳校核时容易出现的问题以及应对方法, 以期更为准确地进行转向架疲劳设计。

1 两种转向架装部件的疲劳校核方法

1.1 有限元法转向架疲劳校核的流程

转向架构架必须依照相关标准要求, 进行疲劳强度计算, 而我国主要通过ORE B12/RP17提供的Goodman疲劳极限图进行校核[3]。校核流程一般如图1虚线框以外的步骤, 即先根据经验确定所需的结构及材料, 再直接采用等幅疲劳载荷加载, 然后进行有限元软件模拟, 得出该构架的应力情况, 经过对疲劳应力的后处理, 最后将这些检验应力放入标准规定的Goodman等疲劳极限线图。

由于虚线框中的载荷选取、失效准则选取、许用疲劳极限的修正等多个因素对疲劳校核具有重要的影响, 因而需要在校核过程中加强考虑, 往往由于计算者对这些因素的考虑不同, 造成结果的巨大差别。附属装置多为焊接件, 和构架采用同样的计算方法, 因此也有同样的问题。

1.2 局部应力法校核

除构架以外, 转向架装部件也存在其他多种疲劳校核的方法, 在加以分析后, 也可对焊接件的疲劳校核予以参考。

如EN 13104 2009《铁路应用轮对和转向架动力车轴设计方法》就有明确的要求:

根据各段轴径的不同, 首先计算出各段的名义正应力和名义剪切应力σn、σt, 再由σn、σt确定检验应力, 根据该段的几何外形, 选取相应应力集中系数K, 以及根据疲劳测试结果确定安全系数, 最终的判别式为:

可以变形为:

这可以理解为以σ-1及K确定的椭圆型疲劳极限线图。

2 疲劳极限线图校核的几个影响因数

2.1 载荷及载荷谱

对于载荷谱, 构架在相应铁标有严格要求, 转向架附属装置焊接件也应按标准转换为恒幅载荷组合起来, 不但要形成最恶劣的受力工况, 也简化计算。

以转向架上的天线安装支架为例, 须考虑天线及支架的重量, 由于采用的是有限元的线性计算, 因此, 只需考虑其疲劳载荷采用8个工况即可;不须考虑自重的部件, 4个工况即可 (见表1) 。

注:1g=9.8 N/kg

2.2 疲劳失效评估准则的选择

疲劳失效评估, 一般采用应力幅和平均应力放入Goodman疲劳极限线图进行考量, 超出极限线图即为失效。

式 (3) 、式 (4) 中:

σmax为最大应力;σmin为最小应力;

σm为平均应力;σa为应力幅。

在采用Goodman疲劳极限线图校核时, 应注意应力幅与平均应力的计算方法各有不同, 大体分为直接法和投影法:

1) 直接法是将计算得出的各工况最大第一主应力作为σmax, 最小第三主应力作为σmin。

2) 投影法则是以各工况的最大第一主应力作为σmax, 将其他各工况的全应力转换为与σmax共线的正应力, 最小值即是σmin。

结合图2的二向应力圆理论[5]可以看出, 直接法的结果得出的应力幅及平均应力为:

投影法计算结果为:

由此, 可知:

直接法概括了可能出现的最大应力幅度范围, 但平均应力较投影法小。但是考虑到Goodman极限线图是在应力圆直径τmax远小于应力圆到圆心距离 (σx+σy) /2的情况下才能适用, 即切应力相对较小, 拉应力相对较大, 或者反之的情况, 才能转换为单轴应力。因而, 两种方法的平均应力差别并不大。

直接法应力是以标量形式考量, 不接近疲劳裂纹应力的实际情形。投影法则客观地描述了裂纹形核处的正应力交变状态。

两种方法中, 直接法偏安全, 投影法偏准确。而直接法比繁杂的投影法更为简单, 工程上多用直接法。

2.3 疲劳极限线图的选取

材料在进行疲劳试验的时候, 通常有旋弯、拉伸、扭转等三种加载方式, 拉伸和扭转又分对称加载和不对称加载。每种加载方式下, 试件的应力变化状态也各有不同, 如旋弯和拉伸加载的构件, 承受的疲劳应力是交变拉压应力, 扭转加载的构件, 承受的是两个相互垂直的交变剪切应力, 两种方法往往由于材料属性不一样, 得到的疲劳极限都不一样, 通常所用钢材的疲劳强度。如果构件承受的是旋弯和扭转的组合应力, 将难以转换为单轴应力状态进行评估, 因而Goodman疲劳极限线图不能满足评估的要求, 而Elliptical Quadrant Criterion[7]考虑了两种应力的不同影响, 可以满足要求:

式 (5) 中:

τ为最大剪应力;σ为最大正应力;

[σf]、[τf]为许用拉伸、剪切疲劳极限。

这与式 (2) 是一致的, 只是式 (2) 中的σ-1/τ-1=2, 由此得到的极限线图更为安全。

因此, 在进行附属装置疲劳校核的时候, 需要注意构件疲劳源的应力状态到底是受剪切, 还是受拉压, 或者是组合应力:

1) 能简化为单轴应力的构件, 可用Goodman拉应力图进行校核;

2) 主要承受剪切应力, 应采用Goodman剪切疲劳极限线图校核;

3) 如果存在无法忽略其剪切应力作用的情况, 应按照式 (5) 进行强度校核。

3 焊接件疲劳校核实例

某城轨转向架ATC天线支架的结构如图3, 其疲劳强度校核过程如下:

1) 根据材料参数和几何结构建立有限元模型。建立有限元模型时, 采用实体单元, 尽量细化焊缝等结构, 准确建立约束、加载等边界条件。

2) 按照DIN 13749, 该零件的安装位置加速度约为标准值的1.23倍, 建立疲劳载荷工况如下 (表2) 。

3) 根据计算得到的应力数据, 获得8个工况的σ1、σ3, 根据前面的论述可知, 可用σ1≥2τmax判断采用何种疲劳极限图。从结果来看, 符合椭圆疲劳极限图的应力值中, 最大的一组σ1 max=27.5 MPa, τmax=[ (σ1-σ3) /2]max=17 MPa, 显然不会超出疲劳极限。因此, 只需判断单轴应力是否在疲劳极限图内。

4) 由于构件采用16Mn DR, 因而疲劳极限线图直接采用TB/T2368附录D图D3。

5) 最终结果见图4, 个别节点超出了焊缝极限线, 经检查, 这些节点都在母材上。因此, 这个结构通过了疲劳校核。

4 结语

通常疲劳预测的准确度会存在一定的偏差, 但其获得的疲劳强度校核必定要具有有用的表征作用, 而其判断的依据也都应该有理论及经验作为支持。正确校核转向架附属装置的疲劳强度, 需要合理选取有限元分析的载荷及其组合, 在后处理中, 根据其疲劳源应力状态, 正确选取校核应力及校核准则, 再选取合适的疲劳极限线图进行校核, 只有这样, 才能较为准确地确定附属装置的抗疲劳能力。

参考文献

[1]姚卫星.结构疲劳寿命分析[M].北京:国防工业出版社, 2003.

[2]Jaap Schijve.Fatigue of Structures and Materials Second Edition with CD-Rom[D]Germany:Springer Science+Business Media, B.V., 2009.

[3]TB/T 2368-2005.动力转向架构架强度试验方法[S].北京:中华人民共和国铁道部, 2005.

[4]肖守讷.动力转向架构架强度试验方法[J].西南交通大学学报, 2013, 48 (2) :199, 204

[5]刘鸿文.材料力学Ⅰ第4版[M].北京:高等教育出版社, 2004.

[6]项彬.铁路常用材料Goodman疲劳极限线图的绘制与应用[J].北京:中国铁道科学, 2002, 23 (4) :76.

[7]Gough, H.J.and Pollard, H.V., The strength of metals under combined alternating stresses[M].Proc.Inst.Mech.Engrs, Vol.131 (1935) :3-103.

计算装置篇9

关键词：空调自动开机,机房空调,来电自动开机

0 引言

计算机机房停电后,机房空调不能自动启动而引发的各类故障时有发生。特别是在夏天的夜晚,停电频繁,故障率高。为此,我们探索了一个机房空调自动启动的简便方法。在这里以我院机房所用的格力KFR-72LW/E(7253)R-N5空调(供电电源:380V三相四线制)为例,介绍一下具体加装方法,供大家参考。

1 基本电路及工作原理

1.1 主要材料

时间继电器两只。型号:ST3P(线包电压220V);导线若干。

1.2 电气原理

如图1所示。

1.3 时间继电器的作用与参数设置

1.3.1 KT1的作用有三个。

(1)设置一个时间差,使空调控制电路先行通电并稳定下来,来电自动开机装置再加电工作。要求时间为3～5s。(2)保护空调压缩机。虽然现在大多数空调都有来电延时保护电路,但也有例外。这个继电器兼有这个功能。要求时间为3～5min。(3)模拟人工,接通开机按钮。我们选择3s。

1.3.2 KT2的作用模拟人工,断开开机按钮。

要求时间为0.5～2s。

试验证明,设为0.1s时空调不能启动;设为0.3s时空调偶尔不能启动。建议设为0.5～2s。我们选择0.5s。

1.4 工作原理

交流电来电时,KT1通电,3min延时后吸合。KT1-2闭合,经过KT2的常闭触点KT2-1把空调电源开关按钮短接,类似人工按下开关。同时,KT1-1闭合,KT2通电,0.5s延时后吸合,常闭触点KT2-1断开,被短接的回路开路,类似人工松开手指,空调启动,进入自动运行状态。

2 优缺点分析

2.1 电子电路的优缺点

空调的来电自动开机功能也可以用电子电路实现。我们曾经成功对美的KFR_LW_K2SDY空调进行了改造,如图2所示:

其优点是:元件少,成本低。

缺点是:(1)需要用大量时间研究空调的电路结构。(2)因空调电路的差异,使可靠性无法得到保障。(3)因电容充放电过程平缓,无法适应靠后沿触发启动的空调。

电器的电源触发方式一般分两种:前沿触发和后沿触发。如图3所示:

在实际工作中判别触发类型很简单:按下开关按钮持续一定时间,比如1s或2s。按下去就启动的,为前沿触发型。按下去没反应,松手时启动的,为后沿触发型。

格力KFR-72LW/E(7253)R-N5空调为后沿触发型,无法用简单的电子电路实施自动开机。

2.2 继电器电路的优缺点

本文介绍的自动开机电路由时间继电器构成,其优点为:(1)不需要用大量时间研究空调的电路结构。(2)与电源的触发类型无关,与空调的电路差异无关,适用范围广泛。(3)参数不需特别调整,实际应用稳定可靠。

但也有一定缺点,表现为:(1)材料成本相对较高,目前的市场价格大约100元左右,比电子器件贵。(2)工作时有2～3瓦的功耗。但这些缺点,应该是可以接受的。

该机改造投入使用一年多来,只有一次没有自动开启,原因是KT2设置时间太短(0.3s)。其余时间运行良好。

参考文献

[1]周希章.实用电工手册[M].北京:金盾出版社,2005.

[2]宋守信.电工手册[K].北京:中国电力出版社,2002.

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