动态运行特性

动态运行特性（共7篇）

动态运行特性 篇1

微型电网是将一定区域内的负载与微型电源整合成可控制的系统以提供电力给用户。微型电网技术主要包括微汽轮机、燃料电池、风力机、太阳能光电、储能技术等, 其特点包括即插即用、规模可变、余热发电、可在孤立和并联运行间平稳转换。此外, 微型电网应能提供设备即插即用的功能, 即系统内模块可任意变动位置而不需调整任何监测参数与保护设定阈值。微型电网孤立运行时, 因可再生能源机组系统内大都含有变频器, 除传统的过电流保护方式和保护协调观念需要调整外, 分散式电源控制、电力潮流控制以及系统扰动下的卸载控制等, 均需作相应的调整[1,2]。

本文主要研究一个与城市供电并联的微型电网在功率调节系统四象限运行条件下的动态特性, 通过数学模型构建微型电网系统的系统结构模型、系统组件模型, 然后利用MATLAB的Sim Power Systems模块对各模型进行动态特性模拟, 所得结果可作为功率调节系统设计与应用的重要参考[3]。

1 微型电网系统的数学模型

1.1 状态空间表示法

状态空间法是利用一组首阶微分方程构建系统组件及整个系统的动态模型, 此法可将组件模块化后进一步加以连接, 如此可使研究的系统结构具有弹性且多元化。 利用状态空间法, 系统组件可表示为[4,5]:

式中, [x]是n维状态参数矩阵, [u]是m维输入矩阵, [A]、[B ]分别为nxn维系数矩阵和nxm维控制矩阵, p是微分算子。

1.2 微型电网系统结构

假设与城市供电系统并联的微型电网由一套容量为68k W的微型汽轮机系统, 一套容量为32k W的太阳能发电系统, 一套容量为98k W的功率调节系统, 静态负载以及其他组件构成。其中微型汽轮机系统由微型汽轮机、永磁式发电机、转换器和控制机构组成;太阳能系统由太阳能光板、转换器和控制机构组成;功率调节系统由蓄电池、转换器和控制机构组成。在一定程度上, 各系统中的转换器和控制机构都是相似的。两组静态负载功率均为27.5k W, 外加一组选择性负载, 功率为19k W。图1为系统组件功率潮流, 图中各组件的实功与虚功关系可表示为:

功率调节系统的四象限运行动态特性为:

式中, PMG, QMG为微型电网的实功率与虚功率, PMGT1, QMGT1为MPS的实功率与虚功率, PPV1, QPV1为PVPS的实功率与虚功率, PPCS, QPCS为PCS的实功率与虚功率, PL1, PL2, PL3, QL1, QL2, QL3为SL的实功率与虚功率。

2 系统组件的数学模型

2.1 太阳光电系统模型

太阳能光电系统由许多太阳能电池经过串联或并联组成, 太阳能电池由多个P-N结半导体组成, 将光能转化成电能。如图2所示, 用一个电流源表示太阳能模块的等效电路, 其中电流源Iph为太阳能板经光照后产生的电流, Rs和RSH为材料内部的等效串联和并联电阻, Ipv, Vpv表示光电板输出的电流和电压, RL为外加负载。一般情况下, 为简化分析将Rs和RSH忽略不计, 太阳能电池输出电流、电压的关系为[6,7]:

式中, Ipv, Isc分别为太阳能电池输出电流和短路电流, Voc, Vmp, Imp分别为太阳能电池开路电压, 最大功率处的电压及电流, Ett, Est为太阳能日照强度和参考强度, α, β为太阳能电池温度系数和电压温度系数, Ta为环境温度[8]。

对于大部分微电网系统, 风力发电与太阳能发电系统均具适和最大功率点追踪的控制策略。根据典型太阳能电池P-V曲线, 最大功率追踪根据功率与电压的变化斜率来调整电压以追踪最大功率点。当d P/d Vp>0时, 电压Vp增加, 当d P/d Vp<0时, 电压Vp减少。图3为据此准则设计最大功率追踪控制器结构。

2.2 功率调节系统模型

本文使用的功率调节系统搭建在一个低压转换平台上, 通过弹性与高模组化的电力电子结构提供较宽的频带特性。通过功率调节系统的宽频特性强化和提高智能电网的性能、品质及可靠度。本功率调节系统根据系统需求调节控制实功率和虚功率。在市网停电条件下, 设定系统孤岛运行模式或关闭系统, 继续为负载供电。当市电恢复供电后, 功率调节系统重新并联, 允许无缝连接到市电。而图4为一个功率调节系统实功率与虚功率控制策略示意图, 包括转换器、直流连接界面、市电与耦合单元以及需量控制器。在此控制模式下, Pref, Qref为设定值, 通过这两个设定值, 可使功率调节系统达到四象运行。微型电网在固定功率模式下, Pref, Qref可由式 (2) , (3) 求得。

2.3 微汽轮机模型

微型汽轮机模型与汽轮机模型相似, 模块结构包括汽轮机和控制系统。控制系统包括速度控制、温度控制、加速度控制和燃料控制系统。通过改变汽轮机速度控制参数, 并控制原动机稳定运转, 使汽轮机在设定参数下运行。温度控制可预防原动机超温, 当温度过高时温度控制传输信号至燃料系统降低燃料输入。加速度控制是当原动机启动或加速到额定转速时, 传送控制信号至燃料系统使转速不会持续上升, 燃料控制系统主要控制输送至汽轮机燃料的多少。

汽轮机等效模型包括温度控制、速度控制、加速度控制以及燃料控制等四个主要控制系统。根据转速误差, 通过比较速度控制信号、加速度控制信号及温度控制信号, 选择最小值作为燃料控制信号, 最后通过燃料控制系统控制输入燃料量。汽轮机一方面输出, 另一方面产生废热, 并通过温度控制系统得到温度控制信号。

2.4 永磁发电机模型

永磁发电机常用于交流发电系统, 如微汽轮机、风力发电机等。永磁体发电机原理与同步发电机原理相似, 不同之处在于使用永磁体代替同步发电机的激励系统, 并具有消除碳刷或滑环的好处。永磁体发电机动态方程可表示为:

式中Vd, Vq为d轴和q轴电压, id, iq为d轴和q轴电流, Ld, Lq为d轴和q轴漏电感, R为定子侧电阻, ωr为转子角速度, λ为永磁体磁通量, P为极。

3 动态特性模拟

3.1 Sim Power Systems模块

与市电并联的微型电网Sim Power Systems模块结构如图5所示, Zone1的Sim Power Systems模块如图6所示。

3.2 模拟顺序

图7为模拟时序图, 0秒时所有系统组件均连接到系统, 此时PCS在第Ⅰ象限运行, 实功率为正, 虚功率也为正。10~15秒时PCS运行在第Ⅳ象限, 实功率为正, 虚功率为负。15~25秒时PCS运行在第Ⅲ象限, 实功率为负, 虚功率为负。25~30秒时PCS运行在第Ⅱ象限, 实功率为负, 虚功率也为正。

3.3 模拟结果

图7为系统四象限参数运行模拟的时序图, 图7 (a) 和图7 (c) 为具有相同功率输出的两条汇流排, 差别在于69k V汇流排提供了较多的实功率给变压器。图7 (g) 为微型电网实功率在-90k W和30k W之间的变化情况, 其值等于微电源、功率调节系统、以及负载功率的总和。图7 (e) 为在设定从输出变成输入时功率调节系统的实功率。图7 (i) 和图7 (k) 的实功率均为常数, 这是因为这些组件的实功率并未受到功率调节系统即系统输出功率变动的影响。图7 (b) 和图7 (d) 为具有相同虚功率输出的两条汇流排, 差别在于69k V汇流排提供了较多的虚功率给变压器。图7 (h) 为微型电网虚功率在-50k VAR与50k VAR之间的变化情况, 其值等于微电源、功率调节系统、以及负载功率的总和。图7 (f) 为在设定从输出变成输入时功率调节系统的虚功率。图7 (j) 和图7 (l) 的虚功率几乎为常数, 这是因为这些组件的虚功率并未受到功率调节系统即系统输出功率变动的影响。

4 结论

本文探讨了一个与市电并联的微型电网系统在功率调节系统四象限运行情况下的动态特性。研究结果表明该功率调节系统能在不影响其他系统组件的情况下进行四象限输出控制;此微电网系统也能稳定运行, 各种微型电源运行形态与预计完全符合, 为功率调节系统设计与应用提供重要参考。

参考文献

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[2]S.Krishnamurthy, T.M.Jahns, and R.H.Lasseter, The operation of diesel gensets in a CERTS microgrid, IEEE Power Engineering Society General Meeting Conversion and Delivery of Electrical Energy in the 21st Century, 2008

[3]I.J.Balaguer, Q.Lei, S.Yang, U.Supatti, F.Z.Peng, Control for Grid-Connected and Intentional Islanding Operations of Distributed Power Generation, IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2011, 58 (1) :147-157

[4]周念成, 闫立伟, 王强钢.光伏发电在微电网中接入及动态特性研究[J].电力系统保护与控制, 2010, 38 (14) :119-127

[5]张超, 王章权, 蒋燕君, 等.无差拍控制在光伏并网发电系统中的应用[J].电力电子技术, 2007, 41 (7) :3-5

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[8]L.Fangrui, D.Shanxu, L.Fei, L.Bangyin, K.Yong.A Variable Step Size INC MPPT Method for PV Systems[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2008, (55) :2622-28

动态运行特性 篇2

This paper proposes a double-fed induction machine (DFIM) with a flywheel energy storage system called the multi-functional flexible power conditioner (FPC) . It consists of a DFIM with very large rotating inertia and a voltage-source pulse width modulation (PWM) rectifier-inverter used as an AC exciter[1,2,3]. FPC incorporates the flywheel energy storage technology and synchronous condenser to perform multi-functions, including energy storage, active and reactive power generation when used in power system[4,5,6].

The DFIM is widely used in wind energy generation system, hydropower energy generation and pump station. The attractiveness of the DFIM stems primarily from its ability to handle large speed variations around the synchronous speed, and the excitation converter between the rotor winding and the grid handles only a fraction of the total power to achieve the full control of the system. So the application of DFIM makes big sense for FPC to be used in power systems. The control method and application technology of DFIM proposed in literature are also suitable for FPC[7,8,9,10,11,12,13,14,15].

A 10 kW prototype of FPC is developed, the figure and the corresponding parameters of the prototype are given in Appendix A. With these parameters, a detailed simulation model for FPC is built up. It consists of DFIM and voltage-source PWM rectifier-inverter. The excitation control system of the prototype, which is proposed in Reference [1], is modeled in detail. They are all simulated in some operating states, such as subsynchronous, supersynchronous, phase modulation and so on. The prototype is also experimented in these proposed operating states. It is concluded that the FPC is an effective way to compensate the unbalanced power and enhance the system stability.

1Modeling of the FPC’s Prototype

As shown in Reference [4], the DFIM mathematical model is obtained by following equations in the direct (d) and quadrature (q) axis reference frame, which is rotating at synchronous speed (ω1=2πf1) .

1) Stator flux and rotor flux

$\{\begin{array}{l}\phi {}_{\text{s}d}=L{}_{\text{s}}i{}_{\text{s}d}-L{}_{\text{m}}i{}_{\text{r}d}\\ \phi {}_{\text{s}q}=L{}_{\text{s}}i{}_{\text{s}q}-L{}_{\text{m}}i{}_{\text{r}q}\\ \phi {}_{\text{r}d}=L{}_{\text{r}}i{}_{\text{r}d}-L{}_{\text{m}}i{}_{\text{s}d}\\ \phi {}_{\text{r}q}=L{}_{\text{r}}i{}_{\text{r}q}-L{}_{\text{m}}i{}_{\text{s}q}\end{array}(1)$

where: φ is the flux linkage; L is the reactance; i is the current; Subscripts s, r, m indicate the stator, rotor and mutual quantities respectively; Subscripts d and q indicate the direct and quadrature axis components under the rotation synchronizing reference frame.

2) Stator voltage and rotor voltage

$\{\begin{array}{l}u{}_{\text{s}d}=-R{}_{\text{s}}i{}_{\text{s}d}-\text{D}\phi {}_{\text{s}d}+\omega {}_1\phi {}_{\text{s}q}\\ u{}_{\text{s}q}=-R{}_{\text{s}}i{}_{\text{s}q}-\text{D}\phi {}_{\text{s}q}-\omega {}_1\phi {}_{\text{s}d}\\ u{}_{\text{r}d}=R{}_{\text{r}}i{}_{\text{r}d}+\text{D}\phi {}_{\text{r}d}-\omega {}_{\text{s}}\phi {}_{\text{r}q}\\ u{}_{\text{r}q}=R{}_{\text{r}}i{}_{\text{r}q}+\text{D}\phi {}_{\text{r}q}+\omega {}_{\text{s}}\phi {}_{\text{r}d}\end{array}(2)$

where: u is the voltage; R is the resistance; ω1 and ωr are the synchronous and rotor electrical angular speed respectively, ωs=ω1-ωr;D is the operator d/dt.

3) Electromagnetic torque and rotor swing equation

$\begin{array}{l}{\rm T}{}_{\text{e}}=n{}_{\text{p}}L{}_{\text{m}}(i{}_{\text{s}q}i{}_{\text{r}d}-i{}_{\text{s}d}i{}_{\text{r}q})(3)\\ {\rm T}{}_{\text{m}}-{\rm T}{}_{\text{e}}=-{\rm T}{}_{\text{e}}=\frac{J}{n{}_{\text{p}}}\frac{\text{d}\omega {}_{\text{r}}}{\text{d}t}+\frac{D{}_{\text{a}}}{n{}_{\text{p}}}\omega {}_{\text{r}}(4)\end{array}$

where: Te is electromagnetic torque; Tm is the mechanical torque, which equals to 0; Da represents the damping torque coefficient which is proportional to the rotor angular speed; np and J are the number of pole-pairs and the rotor inertia respectively.

4) Stator power

$\{\begin{array}{l}{\rm P}{}_{\text{s}}=u{}_{\text{s}d}i{}_{\text{s}d}+u{}_{\text{s}q}i{}_{\text{s}q}\\ Q{}_{\text{s}}=u{}_{\text{s}q}i{}_{\text{s}d}-u{}_{\text{s}d}i{}_{\text{s}q}\end{array}(5)$

where: Ps and Qs are stator active and reactive power respectively.

By neglecting Rs and the derivatives of stator and rotor flux, the steady state equations are deduced with φsm and Usm representing the magnitude of the stator flux and voltage respectively:

$\begin{array}{l}\{\begin{array}{l}\phi {}_{\text{s}d}=\phi {}_{\text{s}\text{m}}\\ \phi {}_{\text{s}q}=0\end{array}(6)\\ \{\begin{array}{l}u{}_{\text{s}d}=0\\ u{}_{\text{s}q}=-\omega {}_1\phi {}_{\text{s}d}=-U{}_{\text{s}\text{m}}\end{array}(7)\end{array}$

The relationship of the stator power, the rotor current and the voltage are given by following equations:

$\begin{array}{l}\{\begin{array}{l}{\rm P}{}_{\text{s}}=-U{}_{\text{s}\text{m}}i{}_{\text{s}q}\\ Q{}_{\text{s}}=-U{}_{\text{s}\text{m}}i{}_{\text{s}d}\end{array}(8)\\ \{\begin{array}{l}i{}_{\text{r}d}=\frac{-\phi {}_{\text{s}\text{m}}+L{}_{\text{s}}i{}_{\text{s}d}}{L{}_{\text{m}}}\\ i{}_{\text{r}q}=\frac{L{}_{\text{s}}i{}_{\text{s}q}}{L{}_{\text{m}}}\end{array}(9)\end{array}$

$\{\begin{array}{l}u{}_{\text{r}d}=(R{}_{\text{r}}+b\text{D})i{}_{\text{r}d}-b\omega {}_{\text{s}}i{}_{\text{r}q}=u{}_{\text{r}d}´+\text{Δ}u{}_{\text{r}d}\\ u{}_{\text{r}q}=(R{}_{\text{r}}+b\text{D})i{}_{\text{r}q}-a\omega {}_{\text{s}}\phi {}_{\text{r}\text{m}}+b\omega {}_{\text{s}}i{}_{\text{r}d}=u{}_{\text{r}q}´+\text{Δ}u{}_{\text{r}q}\end{array}(10)$

where:$a=\frac{L{}_{\text{m}}}{L{}_{\text{s}}}$; b=Lr$1-\frac{L{}_{\text{m}}^2}{L{}_{\text{s}}L{}_{\text{r}}}$; Δurd=-bωsirq; Δurq=-aωsφsm+bωsird.

In this way, the control system is designed, which adopts decoupled excitation control for active and reactive power. Because a small amount of power flow exists between the rotor windings and the grid, the active and reactive power flow is compensated by Pref and Qref. Besides, delivering more or less reactive power to the grid will increase or decrease the terminal voltage. So the reactive power control can be replaced by the terminal voltage control.

The proposed control assumes that Equations (6) and (7) are always satisfied. It means that the terminal voltage is constant. However, the terminal voltage isn’t constant in practical cases. Equations (6) and (7) are no longer satisfied for the reason that the stator flux derivative cannot be completely neglected. This will worsen the control performance and possibly result in an unstable control system. The improved control is used in prototype, as proposed in Reference [1].

For these parameters of prototype, a detailed simulation model for FPC is built up, as shown in Fig.1. It consist of the DFIM and the voltage-source PWM rectifier-inverter.

2Simulation of FPC’s Prototype

Various operation states of FPC are defined in Reference [6]. The proposed model is simulated in some operating states, including subsynchronous, supersynchronous, phase modulation and so on. The grid voltage is 380 V.

2.1Subsynchronous

The FPC operates in subsynchronous state in the following manner. Initially, the active power exchange is 4 kW. Then, it is switched to -4 kW. Later, it is switched back to 4 kW. Fig.2～

Fig.5 are the simulation results of FPC’s prototype in subsynchronous state.

During the whole subsynchronous process, by P changing, Isq and Irq change correspondingly, and by Q changing, Isd and Ird change correspondingly, as shown in Figs.2, 3 and 4.

In subsynchronous, the speed of FPC is slow to synchronous speed, as shown in Fig.5.

2.2Supersynchronous

The FPC operates in supersynchronous state in the following manner. Initially, the active power exchange is -4 kW. Then, it is switched to 4 kW. Later, it is switched back to -4 kW. Fig.6～

Fig.9 are the simulation results of FPC’s prototype in supersynchronous state.

During the whole supersynchronous process, by P changing, Isq and Irq change correspondingly, and by Q changing, Isd and Ird change correspondingly, as shown in Figs.6, 7 and 8.

In supersynchronous state, the speed of FPC is fast to synchronous speed, as shown in Fig.9.

2.3Phase Modulation

The FPC operates in phase modulation state in the following manner. Initially, the reactive power exchange is 2 kvar. Then, it is switched to -2 kvar. Later, it is switched back to 2 kvar. Fig.10～

Fig.13 are the simulation results of FPC’s prototype in phase modulation.

During the whole phase modulation process, by P changing, Isq and Irq change correspondingly, and by Q changing, Isd and Ird change correspondingly, as shown in Figs.10, 11 and 12.

In phase modulation state, the speed of FPC almost keeps up the initial speed, as shown in Fig.13.

From Fig.2～Fig.13, it can be concluded that the FPC has satisfactory characteristics in power regulation and dynamic response.

3Experiment of FPC’s Prototype

The FPC’s 10 kW prototype is developed, and the corresponding parameters of the prototype are given in Appendix A.

The FPC’s 10 kW prototype is experimented in these proposed operating states, including phase modulation, subsynchronous and supersynchronous.

3.1Subsynchronous

The subsynchronous operation state is as same as the proposed simulation. Initially, the active power exchange is 4 kW. Then, it is switched to -4 kW. Later, it is switched back to 4 kW.

The experimental results of FPC’s prototype in subsynchronous state are shown in Fig.B1～Fig.B3 in Appendix B.

The results show that the range of active power exchange from 4 kW to -4 kW is 100 ms and the range of reactive power exchange from -4 kW to 4 kW is 100 ms.

The experimental results of the prototype in the supersynchronous mode are same as that of the proposed simulation.

3.2Supersynchronous

The supersynchronous operation is as same as the proposed simulation. Initially, the active power exchange is -4 kW. Then, it is switched to 4 kW. Later, it is switched back to -4 kW.

The experimental results of FPC’s prototype in supersynchronous state are shown in Fig.B4～Fig.B6 in Appendix B.

The results show that the range of active power exchange from -4 kW to 4 kW is 70 ms and the range of reactive power exchange from 4 kW to -4 kW is 70 ms.

The experimental results of the prototype in the supersynchronous mode are same as that of the proposed simulation.

3.3Phase Modulation

The phase modulation operation state is as same as the proposed simulation. Initially, the reactive power exchange is 2 kvar. Then, it is switched to -2 kvar. Later, it is switched back to 2 kvar.

The experimental results of FPC’s prototype in phase modulation state are shown in Fig.B7 in Appendix B.

The results show that the range of reactive power exchange from 2 kvar to -2 kvar is 60 ms and the range of reactive power exchange from -2 kvar to 2 kvar is 50 ms.

From the experimental results, it can be concluded that the proposed simulation results are verified and the decoupling control of FPC model machine is very well realized.

4Conclusions

In this paper, the FPC’s 10 kW prototype is developed and experimented in these operating states, including phase modulation, subsynchronous, supersynchronous and so on. For these parameters of the prototype, a detailed simulation model for FPC is built up and simulated in same operating states. From the experimental and simulation results, it can be concluded that the FPC has satisfactory characteristics in power regulation and dynamic response. The decoupling control of FPC’s prototype is very well realized and FPC is an effective way to compensate the unbalanced power and enhance the system stability.

Appendices in this paper are available online at website of Automation of Electric Power Systems (http: //www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx) .

电梯机械系统的动态特性研究 篇3

随着高层建筑的涌现, 电梯在人们的日常生活中发挥着越来越重要的作用。其中高速电梯的迅猛发展对电梯动态性能提出了越来越高的要求。如何提高乘坐电梯的舒适性, 是每一个电梯乘坐者及电梯生产商关心的问题。提高电梯的舒适性, 首要的任务便是对系统动态特性的优化, 而灵敏度分析则是动态优化的前提准备。

二、电梯机械系统动力学模型的建立

电梯传动方式属曳引式传动, 根据电梯的传动原理, 可将曳引比为1∶1的电梯简化为图1所示的7自由度力学模型。其中φ1、φ2-曳引轮和张紧轮的角位移, m1-平衡重质量, m2、I1、r1-曳引轮、导向轮及传动部分的等效质量、转动惯量及曳引轮绳槽半径, m3-电梯轿架及附件质量, m4-轿厢及电梯载荷质量, m5、I2、r2-张紧轮质量、转动惯量及绳槽半径, k0、c0-承重梁及减震垫的刚度、阻尼, k1、c1、k2、c2-曳引轮两侧曳引绳及绳头组合的等效刚度和阻尼, k3、c3、k5、c5-张紧轮两侧张紧绳及绳头组合的等效刚度和阻尼, k4、c4-超载橡胶的刚度和阻尼, km-曳引机系统的等效刚度。

三、电梯系统振动微分方程的建立

系统的广义坐标分别为各质点的位移xi以及曳引轮和张紧轮的转角φ1、φ2, 可用向量表示为X=[X1, X2, X3, X4, X5, φ1, φ2]T

根据拉格朗日第二类方程推导系统的振动微分方程组, 系统的振动方程可通过动能T、位能 (势能) V、能量散失函数D来表示。即

Qi为系统的外部激振力 (干扰力) 。得到系统运动微分方程:

式中:[M]、[C]、[K]分别表示系统的质量、刚度和阻尼矩阵;[Q]表示激励阵[1]。

根据某电梯厂提供的电梯参数, 如表1所示。

运用广义特征值法可以求出电梯的固有频率, 如表2所示。

四、电梯参数灵敏度分析

在电梯的工程减振问题中, 如果曳引电动机的转动频率与电梯系统的某一阶固有频率一致或接近的话, 电梯将会发生共振现象。因此, 研究电梯的结构参数对固有频率的灵敏度是改变固有频率以避开曳引电动机旋转频率的前提基础。电梯结构参数灵敏度定义为:电梯参数的变化引起电梯振动的固有频率的变化, 参数在某一定值附近的小范围内变化时, 固有频率变化的大小与参数变化的大小的比值称为灵敏度。在工程实践中, 可以假设参数与频率都是连续可微的, 因此灵敏度就可以用偏导数aω/as来表示。其中ω为电梯振动的固有频率, s为电梯参数。

因为刚度系数在小范围内变化, 可假设质量矩阵与刚度矩阵的变化不大, 从而特征向量可认为近似不变。如果设ANi为该定点处对应的系统矩阵在i阶固有频率ωi下的正则化了的特征向量, 则有:

令Bi=K-ωi2·M代入式 (3) 和 (4) 式得:

对式 (5) 两边对s求偏导数得:

由于ANi为正则化了的特征向量, 则有:

对于简单的多自由度系统, 振动理论已经证明了质量矩阵与刚度矩阵都是对称矩阵, 从而有系统矩阵Bi也是对称矩阵, 所以有:

代入式 (6) 可得:ANiT·a Bi/as·ANi=0 (9) 将Bi代入并展开得:

式 (10) 即为各个刚度系数对固有频率灵敏度的计算公式。电梯在运行过程中, 其质量矩阵可近似认为是不变的, 钢丝绳的刚度是随电梯运行到不同位置而发生变化, 电梯结构参数中刚度参数对电梯系统的动态特性影响比较大, 故本文主要研究电梯刚度参数对固有频率的灵敏度问题。根据刚度矩阵和质量矩阵和灵敏度计算公式, 可以计算得出以下各刚度参数的灵敏度值, 如表3。

通过动态响应曲线看出无论电梯的载荷与位置如何变化, 除了第四阶固有频率外, 其余各阶的加速度变化都比较小, 这是由于第四阶固有频率与曳引机的转动频率 (15.5Hz) 相近。电梯轿厢对电梯的第四阶固有频率值的变化比较敏感。下面以第四阶固有频率为例, 对各参数进行灵敏度的分析。

运用matlab语言编程计算, 画出第四阶固有频率的灵敏度曲线, 如图2所示。

运用matlab软件求解电梯的固有频率并且重点分析电梯刚度参数对第四阶固有频率的灵敏度。在以上计算的基础上, 得到以下几条结论:

1.从数值上分析, 固有频率相对于k1、k2、k3、k5、ks的参数灵敏度较大。

2.随着刚度的增加, k0、k4、ks这三个参数对于电梯垂直振动模型的固有频率的影响趋于不变, 且近似为0。

3.参数k1、k3、k5在低值段所对应的灵敏度值快速增加, 而在高值段灵敏度值在缓慢地下降。

4.参数k2、ks所对应的灵敏度值有下降的趋势并趋于稳定。

5.大多数参数低值时所对应的灵敏度值要高于高值时的灵敏度值。

由以上的分析可以看出, 要调节第四阶固有频率的值, 就必须特别重视k1、k2、k3、k5、ks在低值段时的变化。

五、结语

由于电梯的第四阶固有频率接近曳引电机的转动频率, 因此, 研究第四阶固有频率对电梯各个隔振环节刚度的灵敏度变化是电梯减振的必要理论依据。通过调整灵敏度比较高的刚度参数来改变电梯固有频率, 使之避开曳引电动机转动频率是电梯减振的一条有效途径。

参考文献

N2流注放电过程动态特性 篇4

研究在大气压下的N2流注放电过程对于研究相关技术具有非常重要的意义,例如绝缘、等离子体化学和提纯等技术。虽然流体动力学模型在气体流注放电的研究中得到广泛应用[1,2,3],但是,采用流体动力学模型进行求解非常耗时。为了提高求解PDE方程的收敛速度,采用有限元方法(FEM)对其进行求解是一种解决问题的有效途径。同时,通过建立N2短间隙流注放电模型,应用有限元方法对N2正向流注的动力学特性进行分析研究,求出其放电过程正向流注等离子体空间粒子产生、倍增、消失和分布等表征参数,为优化电极设计、控制利用放电现象提供理论依据和分析方法。

1 模型与数值方法

计算模型采用平行板电极结构(如图1所示),极间距5 mm,极-板间充满氮气。其中负极板接地,正极板接25 kV。柱坐标系(r,z)的起点位于阴极。轴线z指向阳极。

anode- 阳极;photon-光子;electron-电子; positive-正离子;ion-离子;cathode-阴极

N2气体间隙流注放电包括含有分子电离、粒子的漂移和扩散以及光致电离等过程的连续方程和泊松方程[4,5],具体表述如下:

undefined, (1)

undefined, (2)

ᐁ2φ=-qe(ni-ne)/ε0 (3)

式中,

undefined

式中,电子电流密度表示{jer,jez}和正离子电流密度表示{jir,jiz},undefined表示电场强度,φ表示电位。ne、undefinede、De、ni、undefinedi和Di分别表示电子和正离子的密度、漂移速度和扩散速度。ve为undefinede的模值,α表示汤逊电离系数,qe表示电子电荷,ε0表示真空介电常数。S表示的是粒子产生和消失机理,例如光致电离过程以及复合过程等。在电负性气体中,应考虑负离子连续方程。

在二维仿真模型中,方程(1)、(2)、(3)描述正向流注的发展过程。其中,漂移速度和汤逊电离系数都是E/p的函数,具体参数如下[6]:

undefined

式中,μe表示电子迁移率,μi表示正离子迁移率,DL和DT分别表示横向和纵向扩散速度。由于电子扩散速度远大于正离子扩散速度,因此正离子扩散速度忽略不计。

主要目的是研究正向流注粒子密度分布与流注发展之间的相互关系,以及空间电场分布和电子漂移速度等动力学特性。因此,在计算中,不考虑方程(1)、(2)中的光致电离S项,使用初始预电离代替光致电离对流注发展的影响,初始预电离密度为106cm-3,这有利于直接研究流注空间粒子分布、空间场强分布与流注发展之间的相互关系。

应用有限元方法对电子和正离子连续方程以及泊松方程进行耦合迭代求解[7]。

为了使流注能够快速形成,在阴极附近放置半球状等离子体,其峰值为5×1012 cm-3,且初始半球状等离子体服从高斯分布。具体方程如下[8]:

undefined

式中,z0=5 mm,δr=0.21 mm 和δz=0.27 mm。

连续方程边界条件如下:

undefined

泊松方程边界条件如下:

undefined

其中,R表示求解域的半径。

2 仿真结果及分析

在仿真中,初始电荷服从高斯分布,峰值为5×1012 cm-3,轴向半径和径向半径分别为0.27 mm 和0.21 mm。间隙中初始预电离密度为106 cm-3,压强为0.1 MPa,间隙间距为5 mm,间隙电压为25 kV, 场强为50 kV/cm。电极结构以及正向流注的发展过程如图1所示。仿真流注发展各时刻电子密度和正离子密度分布,如图2、图3所示。表示轴向电荷密度分布见图4,从中可见电子的漂移速度大于正离子的漂移速度,正向流注头部电子密度大于正离子密度。表示轴向电子漂移速度见图5,从中可见电极间隙各点的轴向电场强度在不同时刻的分布。电场强度最大值总是出现在流注头部。随着流注的发展,其头部电场强度不断增强,约从58 kV/cm增加到110 kV/cm,而流注通道中电场趋近于10~20 kV/cm。表示空间场强分布见图6,从中可见在外加电压为25 kV,峰值粒子密度为5×1012 cm-3,预电离密度为106 cm-3情况下,电子轴向漂移速度范围约为(0.2~4.2)×105 m/s,且在不同时刻不同位置的电子漂移速度也不相同。

仿真结果可见,在阴极附近放置初始等离子体时, 电子在电场力作用下向阳极漂移运动,由于电子的漂移速度大于正离子的漂移速度,滞留空间电荷畸变空间电场,使流注的头和尾部区域电离剧烈,导致更多的电子和正离子产生;这些空间电荷继续畸变空间电场,使流注等离子体通道向前发展,直至流注贯通整个电极间隙。

3 结论a. 所采用的流注流体模型及求解方法能够完整地仿真流注发展的微观过程,得到N2放电过程的流注形状、空间粒子分布、空间电场分布和电子漂移速度等微观参量。

b. 仿真结果表明,随着N2流注放电过程的发展,其头部电子密度、电场强度、电子漂移速度显著增加,而滞留在通道的空间电荷大大畸变空间电场,进一步促进了流注的发展,直至整个电极间隙形成等离子体通道。

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浅议轮式作业井架动态特性 篇5

目前我国陆上石油修井作业所用的设备主要有履带式通井机、轮式作业机、修井机等, 其中轮式作业机具有越野性好、搬迁运移便捷、作业效率高、经济实用等优点, 是通井机发展的主要方向。

轮式作业机井架是油井进行修井作业时起下井的支架, 它在修井作业中, 特别是刚开始起钻和下钻时的突然刹车均会产生较大的冲击, 使井架承受较大的额外动载荷并产生剧烈振动。并且, 由于转盘的周期性激励, 井架也会产生不同形式和不同程度的共振。从而导致井架结构的破坏, 无法顺利进行修井作业1。

本文通过ANSYS建立井架的三维模型并进行受力分析来确定井架的承载力, 对其进行静力分析及静强度校核, 得出一些有工程实用价值的结果。并通过对不同条件下的井架进行井架的应力、变形、受压稳定性, 对井架进行优化设计。从而为井架的设计安全提供理论指导, 减少事故的发生。

1 井架结构动态承载能力测评技术

井架结构动态承载能力测评技术是一项挖掘结构设备潜力、节约生产成本并确保生产安全, 经济效益、社会效益十分明显的工程实用技术, 它也是一门多学科综合交叉的工程科学, 有不少理论问题和技术难点值得研究, 在石油生产部门中具有良好的发展前景, 因而合理的预报出井架的实际承载能力, 以成为石油井架安全评定理论研究的主要内容。主要方法有:实验室井架模型动态研究测试、实测频率为基础的动态判断及目前应用最多的计算机仿真模型计算。

2 动态分析

2.1 动态分析的基本概念

动态分析用来确定惯性 (质量效应) 和阻尼器重要作用时结构或构件的动力学特性。动态分析通常指下列几种物理现象:振动、冲击、交变作用力、地震载荷、随机振动等。按照运动方程的求解形式的不同, 在A N S Y S中动态分析主要有3中形式:模态分析、瞬时动态分析、谐波响应分析2。

模态分析可以确定一个结构或机构的固有频率和振型。模态分析是用来确定结构的振动特性的一种技术, 这些振动特性包括:固有频率、振型、振型参与系数 (即在特定方向上某个振型在多大程度上参与了振动) 等。模态分析假定结构是线性的。任何非线性特性 (如塑性单元) 即使定义了也将被忽略。模态提取是用来描述特征值和特征向量计算的术语, 在ANSYS中模态提取的方法有6种:Subspace (子空间) 法、Block Lanczos法、Power Dynamics法、Reduced (缩减) 法、Unsymmetric (不对称) 法和Damped (阻尼) 法。使用何种模态提取方法取决于模块的大小和具体的应用场合。

瞬时动态分析是确定随时间变化荷载 (例如爆炸) 作用下结构响应的技术。瞬时动态分析可以应用在:承受冲击荷载的结构、承受随时间变化载荷的结构、承受撞击和颠簸的家庭和办公设备。ANSYS允许的瞬时动态分析包括各种类型的非线性, 如大变形、接触、塑性等。求解瞬时动态方程的结主要有两种方法:模态叠加法和直接积分法。

2.2 动态分析的应用价值

有限元法是一种解决工程问题的数值计算方法, 随着近几十年来电子计算机的飞速发展得到广泛的应用, 它的应用范围已从杆、梁类结构扩展到弹性力学平面问题、空间问题、板壳问题;由静力平衡问题扩展到动力问题、波动问题和稳定问题。分析的对象从弹性材料扩展到粘弹性、塑性、粘塑性及复合材料等;从固体力学扩展到流体力学、传热学、电磁场、建筑声学与噪音、地质力学及连续介质力学等各领域。在工程实际中的作用从分析与校核扩展到优化设计, 并与计算机辅助设计、计算机辅助生产等技术相结合。出现了许多大型商业有限元通用软件, 并且功能日趋强大且使用方便, 使有限元法的应用更加简单和普及3。

3 总结

本文通过采用大型通用有限元结构分析软件ANSYS, 综合考虑井架作业时的主要几种工况, 完成了对轮式作业机井架的静应力分析和结构的优化, 并在此基础上进行了动态特性分析, 得出了以下一些有工程参考价值的结论。

(1) 井架的最大位移在井架的顶部, 从上到下逐渐减小。

(2) 优化前井架的最大应力分布在井架大腿底部与地面固接处, 优化后井架上体正面横梁和中部的连接处应力也较大, 在设计时应考虑增加这部分的壁厚。

(3) 轮式作业机井架的模态分析结果表明:低阶振型反应了井架的整体振动形式, 在外界转盘激扰频率为1.7H z与3.61Hz的情况下, 应尽量的避免井架低阶的振动, 否则井架将会整体失稳。

(4) 对瞬时动态分析结果, 轮式作业机井架承载动态的冲击载荷变形前倾趋势明显, 同时伴有纵向位移, 左右方向不明显。对井架底部的固定约束, 上部井架结构前倾变形剧烈, 下部虽然各方向都有变形, 但只是微小的位移变形。而且从总体变形来看, 其主要承载结构为井架的前两根立柱。

(5) 井架的谐波响应分析结果与模态分析结果相同, 证明了从在井架的模态分析结果做出的防范措施的正确性。

参考文献

[1]尹永静, 杨汉立编著.石油修井机.石油工业出版社, 2003年10月.[1]尹永静, 杨汉立编著.石油修井机.石油工业出版社, 2003年10月.

[2]郭登明, 艾薇, 杨玫等.轮式通井机的现状与发展趋势.钻采工艺, 2003;26 (1) :53～56.[2]郭登明, 艾薇, 杨玫等.轮式通井机的现状与发展趋势.钻采工艺, 2003;26 (1) :53～56.

谈直流锅炉特点及动态特性浅析 篇6

1 直流锅炉的特点

直流锅炉的汽水通道的给水从受热面一端进入, 在给水泵压头的作用下, 从另一端排出。在流动过程中吸收热量, 给水变成饱和蒸汽, 再变成过热蒸汽。在这一过程中, 加热、蒸发、过热三个热交换过程顺序发生, 被加热的工质一次通过受热面, 全部蒸发完毕。它具有如下特点:

1.1加热区、蒸发区和过热区之间没有固定的分界线, 任何一种扰动都会使假想的分界线前移或后移, 导致主要被调参数变化。例如:当燃料量增加时, 蒸发区和过热区界线向前移动, 而当给水流量增加时, 蒸发区和过热区的界线向后移动。这些变化都会使分离器出口的蒸汽焓值、蒸汽量、汽压、汽温变化。

1.2直流锅炉没有汽包, 锅炉水容积小, 蓄热能力低, 在受到外界扰动时, 自行保持负荷及参数的能力差, 对扰动敏感。

1.3直流锅炉在运行中, 稳态时燃烧率和给水量必须保持一定比例, 瞬态时也必须限制在一定范围内。在稳态时, 燃烧率和给水量比值的任何偏离都会使汽温发生变化。一般对于高压直流锅炉来讲, 燃烧率和给水量比例变化1%, 将使过热汽温变化10℃。因此, 直流锅炉调节汽温的主要手段是保持燃烧率和给水量之比恒定。

2 直流锅炉的动态特性

直流锅炉是一个多输入多输出的复杂控制对象, 锅炉的燃烧率、给水流量、汽轮机调节汽门开度的变化都会直接影响主汽压力和主汽温度的稳定。下面给出这几个扰动下直流锅炉的动态特性。

2.1 燃烧率扰动

正常运行时, 进入炉膛的燃料量与风量必须成适当的比例, 该比例称为锅炉的燃烧率。由于燃料是由一次风吹进炉膛的, 所以燃烧率可用燃料量口代替。燃烧率扰动时, 主蒸汽压力P、主蒸汽流量D和过热汽温θ的过渡过程可用曲线表示。

其它条件保持不变, 仅燃料量B阶跃增加时, 蒸发量在短暂延迟后先上升后下降, 最后稳定与给水量保持平衡。因为在扰动开始时炉内热负荷变化, 加热段逐步缩短, 蒸发段蒸发出更多的饱和蒸汽, 使蒸汽流量D增大。当蒸发段和加热段变化到与燃料量相适应时, 过热蒸汽流量D重新与给水量相等, 蒸汽流量D趋于稳定。

燃料量增加, 加热段和蒸发段缩短, 过热段加长, 必然引起过热汽温升高。但在过渡过程的初始阶段, 由于燃料量传输和燃烧延迟, 以及过热器管壁金属储热所起的延缓作用, 过热汽温经过一段时间延迟后才逐渐上升。当燃料燃烧的发热量与蒸汽带走的热量平衡时.过热汽温最终趋于稳定。

主蒸汽压力在短暂延迟后逐渐上升, 最后稳定在较高水平。最初的上升是由于蒸发量的增大, 后来压力上升是因汽温升高、蒸汽容积增大而汽轮机调节阀门开度不变所致。

2.2 给水流量扰动

给水流量形扰动时, 各参数过渡过程可用曲线表示。其它条件保持不变, 给水流量W阶跃增加时, 由于受热面热负荷未变化, 故开始时锅炉的加热段和蒸发段都要伸长, 从而推出部分蒸汽, 使蒸汽流量增加, 最终等于给水流量。主蒸汽压力开始时由于给水压力的提高和蒸汽流量增加而提高, 但后来由于过热汽温和容积流量的下降而有所下降。实际蒸汽的容积流量比扰动前增加不多, 所以主汽压力保持在比初始值稍高的水平。随着蒸汽流量的逐渐增大和过热段的减小, 过热汽温逐渐降低。但在汽温降低时金属放出蓄热, 对气温变化速度有一定的减缓作用。

当给水流量扰动时, 蒸发量、汽温和汽压的变化都存在延迟。这是因为自扰动开始, 给水从入口流动到加热段末段需要一定的时间, 因而蒸发量产生迟延, 蒸发量迟延又引起汽压和汽温的迟延。

2.3 负荷扰动

外界负荷需求变化一般是通过汽轮机调节汽门开度的变化来反映的, 在调节汽门开度的扰动下, 主蒸汽压力、主蒸汽流量、过热汽温的过渡过程曲线可用图表示。

保持其它条件不变, 当汽轮机调节汽门阶跃开大时, 蒸汽流量立即增加, 过热器出口压力P开始有较大的下降趋势, 随着汽压下降、饱和温度下降, 金属释放蓄热, 产生附加蒸发量, 抑制汽压下降。随后, 蒸汽流量因汽压降低而逐渐减少, 最终与给水量相等, 保持平衡, 同时汽压降低速度也趋缓, 最后达到稳定值。

调节汽门开大减小了汽轮机侧的流动阻力, 主蒸汽压力稳定在较扰动前低的水平上。若燃料量和给水流量未变, 过热蒸汽的焓值未变, 过热汽温随压力下降会略有下降。

从上述的分析可以看出: (1) 单独改变燃烧率或给水流量, 动态过程中汽温、汽压、蒸汽流量都有显著变化, 尤其是汽温的变化更加突出。因此, 变负荷过程中, 给水量必须与燃料量保持适当比例协调动作。 (2) 负荷扰动时, 汽压的变化没有迟延, 且变化幅度较大, 这是因为直流锅炉没有汽包, 蓄热能力小的缘故。 (3) 过热汽温对燃料量和给水量扰动都有很大迟延, 为了稳定汽温, 必须有提前反应燃料量和给水量扰动的汽温信号。一般选择汽水分离器出口蒸汽温度作为中间点温度, 以此作为燃水比校正依据。燃水比例变化后, 中间点汽温变化的迟延比过热蒸汽温度变化的迟延要小很多, 这对于稳定过热汽温, 提高锅炉调节过程品质非常重要。

摘要：本文分别介绍了直流锅炉的特点, 以及直流锅炉的动态特性, 为直流锅炉的进一步研究工作奠定基础。

双向气动快速开关阀动态特性分析 篇7

目前对高速阀门的研究多以电磁阀[1,2]为对象,然而,一些易燃易爆介质场合(如军工用高压氧气阀门)无法使用电磁阀,此外电磁阀存在大流量和高频响之间的矛盾。使用气动阀进行远距离集中控制或就地控制可解决此类问题,同时还能解决大口径阀门目前存在的能耗较高的问题。

现有蝶阀采用的是弹簧复位拔叉式传动机构[3],各方面性能均满足使用要求,但因其采用单作用结构,会存在回复弹簧变形问题,并且响应速度很大程度上受气缸性能的影响[4,5]。为此,本文采用ADAMS仿真技术[6,7,8,9]与实验测试相结合的方法[10,11],以自主研发的双向冲击气缸为动力,设计了一种快速开关阀,它不存在回复弹簧变形的问题。

1 双向气动快速开关阀动力学仿真基础

1.1 双向气动快速开关阀动力学方程

双向气动快速开关阀系统的动力学方程可用非自由质点坐标系表示,用拉格朗日乘子算法处理位置约束和运动约束后得到运动微分方程。

对于刚体,采用笛卡儿坐标和欧拉角作为广义坐标,即qi=(xi,yi,zi,ψi,θi,φi)T,对于双向快速开关阀动力学系统,有q=(q1T,q2T,…,qnT)T,其动力学微分方程为

式中,T为系统动能;q为系统广义坐标系统;为广义速度列阵;Q为广义力列阵;ρ为对应于完整约束的拉氏乘子列阵;u为对应于非完整约束的拉氏乘子列阵;φq(q,t)为完整约束方程;为非完整约束方程。

令,把式(1)降为一阶代数微分方程组一般形式,即

式中,λ 为约束反力及作用力列阵;F为系统动力学微分方程及用户定义的微分方程组;Φ 为描述约束的代数方程组;G为描述系统速度的方程组。

定义系统的状态矢量y = (qT,uT,λT)T,式(2)可写成单一矩阵方程,即

1.2 双向气动快速开关阀仿真算法

双向气动快速开关阀仿真算法采用Gear预估-校正算法,其核心在于对系统状态矢量值进行预测,通过分解系统雅可比矩阵进行求解,反复迭代,若预估结果与校正的差值小于规定误差限,则接受该解,否则重新估计、校正直到满足收敛条件。

2 双向气动快速开关阀结构设计

双向气动快速开关阀设计特点为:启闭时间一致,响应快,流量大,因此快速开关阀由双向冲击气缸、蝶阀和动力转换装置三部分组成。

如图1所示,双向冲击气缸作为执行机构为开关阀提供快速稳定的冲击力与回程力。内置换向阀的双向冲击气缸主要参数见表1。

1.后端盖2.后端盖进气口3.后蓄能腔4.通气管5.后中盖6.无杆腔7.有杆腔8.活塞杆9.前中盖10.前蓄能腔11.前端盖12.前导气管13.前中盖喷口14.后导气管15.蓄能腔进气口

图2所示为垂直板式硬密封蝶阀,阀门型号为D641-10P,阀板通径为300 mm,阀轴直径为50mm,阀板厚度为30mm,密封填料摩擦力矩为140N·m,阀座密封表面层堆焊耐高温耐腐蚀合金材料,密封圈由不锈钢片与柔性石墨片相间层叠组成。

图3所示为气动快速开关阀的动力转换装置,阀轴上端部通过花键水平固定开槽连接件,并通过活塞杆上的固定滑块将气缸冲击力转化为阀门的旋摆运动,依靠传动机构保证密封。由于双向冲击气缸冲击动能过大,并且该快速开关阀不使用弹簧力回复,因此在阀门开启过程中如不采取有效措施,双向冲击气缸就会对快速开关阀的其他部件造成破坏,故在动力转换装置的末端引进一个气动缓冲器。活塞杆在气动缓冲器的作用下减速至零,完成阀门的开启过程,同时消除过大的动能对装置造成的冲击损伤。缓冲器主要参数见表2。

1.气动缓冲器2.阀轴3.滑块4.螺母5.活塞杆6.气缸

3 双向气动快速开关阀实验测试与仿真分析

在使用ADAMS对快速开关阀进行仿真前,需要获取仿真所需双向冲击气缸的参数性能,即冲击气缸位移与速度之间的关系。 为此,采用实验测试的方法,通过Hotshot mega高速相机捕捉气缸位移-速度函数,如图4所示,图中,p为工作气源压力。

在0.7MPa工作气源压力下,将0.06s内双向冲击气缸活塞杆的运动情况以速度函数的形式输入到ADAMS中。

通过ADAMS对双向气动快速开关阀进行动力学仿真,将蝶阀(图5)的固定约束阀体省略,简化为阀轴,双向冲击气缸仅作为驱动设备,简化为活塞杆。 通过ADAMS提供的四种约束将开关阀构件组成一个机构系统,见图6。

快速开关阀为垂直板式结构,阀板两边受到的水流冲击力相等,相当于在无水流冲击下进行仿真。选取阀轴顶端垂直于动力转换装置的边缘点和滑块顶端圆面中心点为观察点。气动快速开关阀未安装缓冲装置时的动力仿真结果如图7所示。活塞杆的速度、位移曲线表明活塞杆在阀门开启过程中一直加速,在0.01s和0.015s时加速度发生突变,这与动力转换装置的结构有关,活塞杆最大速度达7m/s,最大位移为140mm;阀门在0.005s之后角速度快速上升,在0.03s达到角速度最高值78.5rad/s,并在0.034s时开始下降,阀门开启运动比较平缓;阀轴轴向速度始终不为零,由伯努利方程可知,阀轴转速过快,受到向上的升力。

使用PNJ011-双气室单杆插孔元件来模拟气动缓冲器,在活塞杆的作用下,通过缸体左侧缓冲腔内的气垫来吸收动能,从而达到缓冲的目的。安装缓冲器时需注意,安装位置离活塞杆太近会导致阀门不能完全开启,若太远则缓冲效果不明显,阀轴的部分残余冲击力会直接作用在密封面上,对其造成破坏。 所以缓冲器安装位置应计算准确,以保证当开关阀开度最大时,阀板的旋转速度为零并保持不动。阀门运动过程中缓冲器活塞杆应满足

式中,ps为缓冲器内部压力;S为缓冲器截面积;F为活塞杆对缓冲器的作用力;ds为缓冲器内部长度;Lx为缓冲器安装位置距动力转换装置左边顶点的距离;l为阀门有效转矩的力臂;M为阀轴有效转矩。

缓冲器安装在活塞杆轨迹线的末端,因缓冲器内部长度为30mm,所以双向冲击气缸的活塞杆在位移L为110~140mm范围内的速度取值范围为6.39~7m/s。缓冲器在运动过程中速度随着双向冲击气缸活塞杆速度的减小而减小,因为ds>L >0,所以存在一点使得Lx=L,此时,Lx即缓冲器安装的位置。 图8所示缓冲器的位移、速度、压力曲线表明,缓冲器活塞杆速度降为0时,位移最大值为20.5mm,缓冲时间为5ms,即气动缓冲装置的安装位置为活塞杆端部距动力转换装置初始顶点20.5mm处。由缓冲腔压力曲线可知,在开启过程中,内部压力逐渐增大至最大值2.48MPa。经计算,在内部缓冲压力取最大值时,缓冲器对双向冲击气缸活塞杆的反作用力远小于硬密封蝶阀的操作力矩与气源压力之和,即缓冲结束后双向冲击气缸不会回弹。

气动快速开关阀关闭时间不仅与双向冲击气缸节流孔设计、弹簧垫片缓冲设计有关,而且与气源回程压力和气动缓冲器的反作用力有关。由活塞杆位移曲线可知,123.5mm位移处所对应的时间为0.033s,因此可计算出双向快速开关阀开启时间为0.038s。由图9所示的阀门角度变化曲线可知,阀门关闭时间为0.036s,与阀门开启时间基本一致。

4 结论

(1)本文以自主研发的双向冲击气缸为执行机构,根据流量、响应速度、可靠性的要求,设计出内置气动缓冲装置的双向快速开关阀。

(2)在0.7MPa气源压力驱动下,双向气动快速开关阀启闭时间一致,耗时仅为0.038s。

(3)气动缓冲装置的安装位置为活塞杆端部距动力转换装置初始顶点20.5mm处,最大内腔压力达2.48MPa,且缓冲结束后不会导致双向冲击气缸回弹,有效避免了因冲击过快导致的阀板撞击阀座而引起的部件破坏。

(4)阀轴在开关启闭过程中转速过快,受到向上的升力,因此产生轴向175μm的位移,设计阀门时需注意。

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