阻尼处理

阻尼处理（共6篇）

阻尼处理 篇1

0前言

附加阻尼结构是提高机械结构阻尼的主要结构形式之一。直接粘附的阻尼结构主要有自由阻尼结构和约束阻尼结构。自由阻尼结构是将一层具有大阻尼的材料直接粘附在需要作减振降噪处理的机器零件或结构件上, 此附加的阻尼材料就称作自由阻尼层, 结构件称为基本弹性层。当结构产生弯曲振动时, 阻尼层材料随基本层一起振动, 从而在阻尼层内部产生拉压变形, 阻尼材料将机械能转变为热能, 从而起到耗能的作用[1,2]。自由阻尼处理结构, 如图1所示。

对一固定的构件, 其基本层是固定的, 可以通过改变阻尼层的厚度来改变结构的阻尼系数, 同时阻尼层材料的弹性模量随着温度的变化而变化。因此在不同温度情况下确定阻尼层材料的弹性模量是实现自由阻尼处理结构最重要的一个步骤。

本研究主要探讨阻尼层对自由阻尼处理结构的影响。

1常规阻尼层材料弹性性能

阻尼层材料一般是橡胶类材料[3]。因此, 假设已知橡胶的阻尼材料的贮能模量的最大值为$\widehat{{\displaystyle E}}‚$在相应频率ω下, 耗能模量的最大值为E″ (ω) max, 相应的贮能模量为E′ (ω) 。由:

$E^{″}(\omega ){}_{\max }=\frac{n\text{π}\widehat{{\displaystyle E}}}{8}$ (1)

可得n。由:

(β′ω) n=1 (2)

可得β′。由:

$E^{\prime }(\omega )=\check{{\displaystyle E}}+\frac{1}{2}\widehat{{\displaystyle E}}$ (3)

可得$\check{{\displaystyle E}}$。

温频叠加原理:温频等效关系就是指低温对阻尼材料的影响与高频的影响相同, 而高温的影响又与低频影响等效, 将温度T和频率f综合为一个参数fR:

fR=fαT (4)

式中 fR—折算频率;f—为实际频率;αT—温频转换系数。

αT可由FERRY J D提出的经验公式求得:

$\log \alpha {}_{{\rm T}}=\frac{-12({\rm T}-{\rm T}{}_0)}{525+{\rm T}-{\rm T}{}_0}$ (5)

因此, 阻尼材料的模量和损耗因子可以表示为:

$E^{\prime }(\omega ,{\rm T})=\check{{\displaystyle E}}+\widehat{{\displaystyle E}}\left[1-\frac{1}{1+({\beta }^{\prime }\omega \alpha {}_{{\rm T}}){}^n}\right]$ (6)

$\beta (\omega ,{\rm T})=\frac{n\text{π}\widehat{{\displaystyle E}}({\beta }^{\prime }\omega \alpha {}_{{\rm T}}){}^n}{2E^{\prime }(\omega ,{\rm T})\left[1+({\beta }^{\prime }\omega \alpha {}_{{\rm T}}){}^n\right]{}^2}$ (7)

从以上的数据处理过程中可以得出材料在不同温度下的弹性模量和损耗因子。而基本层一般是钢、铝等材料的厚度不大的构件或薄壁零件, 一般其弹性模量随温度变化很小。

自由阻尼处理结构的损耗因子为:

$\eta =\beta \frac{eh(3+6h+4h{}^2)}{1+eh(5+6h+4h{}^2)}$ (8)

其中, $h=\frac{{\rm H}{}_2}{{\rm H}{}_1}‚e=\frac{E^{\prime }{}_2}{E{}_1}({\rm H}{}_1$—基本层厚度;H2—阻尼层厚度;E1—基本层材料的模量;E′2—阻尼层材料的模量) 。

因此, 可以在不同温度下通过改变阻尼层的厚度求得所要求的自由阻尼处理结构的损耗因子。但是, 通过上面的步骤求得的阻尼层有时候非常大, 不适合实际情况, 通过在阻尼层中敷设纤维材料的方法则可以改变阻尼层的弹性模量, 达到降低阻尼层厚度的要求。

在阻尼材料中沿基本层弯曲方向敷设纤维材料, 如图2所示。设阻尼层的纤维材料弹性模量为Ef, 基体材料的弹性模量为Em, 纤维的体积比为υf, 纤维材料均匀的辐射于阻尼层中。

阻尼层材料弹性模量的确定[4,5,6]如下:

纤维敷设方式, 如图3所示。设纤维方向为1轴, 垂直方向为2轴, 并假设垂直于1轴的截面 (平面) 承载后仍为平面。这样, 在1方向, 纤维、基体中的应变相同, 即:

εf1=εm1=ε1 (9)

纤维与基体的应力分别为:

$\begin{array}{l}\sigma {}_{f1}=E{}_f\epsilon {}_1\\ \sigma {}_{m1}=E{}_m\epsilon {}_1\end{array}$

(10)

该单元垂直于1轴的横截面积为A, 纤维与基体的横截面积分别为Af、Am, 于是有:

σ1A=σf1Af+σm1Am (11)

将式 (10) 代入式 (11) , 并考虑到σ1=E1ε1, 得:

$E{}_1=E{}_f\frac{A{}_f}{A}+E{}_m\frac{A{}_m}{A}$ (12)

令纤维和基体的体积比分别为υf、υm, 即:

$\begin{array}{l}\upsilon {}_f=\frac{A{}_f}{A}\\ \upsilon {}_m=\frac{A{}_m}{A}\end{array}$

(13)

这样, 沿纤维方向的表观弹性模量E1的表达式为:

E1=Efυf+Emυm (14)

若忽略复合材料中的空隙, 则可以认为:

υf+υm=1 (15)

所以阻尼层的弹性模量为:

E1=Efυf+Em (1-υf) (16)

而由于纤维材料阻尼损耗因子很小, 一般可以忽略不计, 因此可以认为在敷设的纤维材料所占体积比较小时, 近似地认为基体的损耗因子不变。

2数值分析

已知基本层结构为一简支钢梁, 弹性模量为E1=210 GPa, 厚度为H1=5 mm, 取材料聚氨脂为阻尼层, 贮能模量的最大值为$\widehat{{\displaystyle E}}=45.7$MPa, 其耗能模量的最大值为E″ (ω) max=7.93 MPa, 所对应得频率为ω=3 100 Hz, 对应频率ω下的贮能模量为E′ (ω) =33.044 MPa。取T0=20, 碳纤维材料的弹性模量为Ef=155 GPa。

(1) 阻尼层厚度不变时

取阻尼层厚度为H2=10 mm, 温度升高时对损耗因子的影响, 如图4所示。

从图4中可以看出温度变化对自由阻尼处理结构的损耗因子影响显著, 在厚度不变的情况下, 特定的材料在特定的温度下会产生最明显的效果。因此, 根据环境温度变化选取合适的阻尼材料就变得非常重要。

(2) 阻尼层的厚度变化时

取阻尼层厚度为H2=10 mm或10.05 mm, 厚度对损耗因子的影响, 如图5所示。

从图5中可以看出不同厚度的阻尼材料对损耗因子的影响情况, 厚度越大, 结构损耗因子也越大。

(3) 敷设纤维材料时

敷设纤维材料对损耗因子的影响, 如图6所示。

从图6中可以看出, 在阻尼层中敷设纤维材料可以显著提高自由阻尼结构的损耗因子。当要求的阻尼损耗因子较大时, 可以通过增加阻尼层的厚度和敷设纤维材料的方法获得理想的结果。但有时候阻尼层材料太厚, 而通过敷设纤维材料的方法就可以大幅度地减小阻尼层的厚度。

3结束语

本研究通过对含碳纤维材料的聚氨脂的自由阻尼处理梁的耗散特性进行数值计算, 揭示了碳纤维材料含量以及阻尼层厚度对自由阻尼结构处理梁的损耗因子的影响。

分析结果表明:埋入碳纤维材料之后, 阻尼层的损耗因子得到明显的提高;将碳纤维材料埋入阻尼层结构可以在损耗因子不变的情况下减少阻尼层厚度或者在厚度不变的情况下提高结构的损耗因子。这为提高自由阻尼处理结构的阻尼层提供了一种有效方法。

参考文献

[1]戴德沛.阻尼技术的工程应用[M].北京:清华大学出版社, 1991.

[2]孙庆鸿, 张启军.振动与噪声的阻尼控制[M].北京:机械工业出版社, 1993.

[3]FERRY J D.Viscoelastic Properties of Polymers[M].2nded.New York:John Wiley&Sons Inc., 1980.

[4]杨庆生.智能复合材料的热力学特性[J].固体力学学报, 1996, 17 (4) :339-342.

[5]张少宾, 庄茁.复合材料与粘弹性力学[M].北京:机械工业出版社, 2005.

[6]MEAD D J.The measurement of the loss factors of beamsand plates with constrained and unconstrained damping lay-ers[J].A Critical Assessment Journal of Sound and Vi-bration, 2007, 300 (3) :744-762.

阻尼处理 篇2

大家都知道在电厂水的预处理中, 加药管道中有两个设备不可缺少, 就是背压阀和阻尼器, 但是可能会有一些人不知道为什么一定要有这两个设备的存在, 本文就主要针对这个问题做解答, 使大家对这两个设备更全面的了解。

1 火力电厂水处理中预处理原理

天然水中含有泥砂、粘土、腐殖质等悬浮物和胶体, 在对原水进行深度处理之前, 必须将它们去除。悬浮颗粒的直径大于0.1μm, 而胶体的粒径处于0.001-0.1μm之间。尺寸较大的杂质可以依靠自然沉降除去, 而尺寸较小的悬浮物和胶体在停留时间有限的水处理构建物中无法依靠重力沉降下来。处于长期悬浮的稳定状态, 可通过混凝处理使它们聚集成大颗粒而除去。因此在火力电厂水处理中, 最初的处理是预处理, 即混凝处理, 原理是:利用混凝剂形成带正电的胶体与水中带负电的胶体发生电中和作用, 使水中的有机物和胶体凝聚成大颗粒而下沉, 从而使水中的悬浮物、胶体物、有机物、微生物、铁、锰、等杂质除去或是含量降低到一定的程度。一般会在水中加入混凝剂, 本文主要是针对混凝剂加入管道中的背压阀与阻尼器的作用的讨论。阻尼器的位置设在加药泵的出口门之后, 然后加入一个压力表, 用于反应阻尼器的出口压力, 再加入背压阀, 用来调剂出口压力。

2 脉动阻尼器及背压阀的原理和作用

阻尼器的原理及作用:阻尼器是消除管路内往复泵引起的脉动和水锤现象的一个常用装置。它利用腔体内气体的可压缩性, 存储和释放液体, 达到减小管路中压力和流量波动的目的。其工作原理是在泵的排出冲程, 脉冲缓冲器内气体被压缩, 脉冲缓冲器内的液体量增加, 这就把泵排出的一部分液体存入了脉冲缓冲器, 削减了流量峰值;在泵的吸入冲程, 脉冲缓冲器内空气膨胀, 脉冲缓冲器内液体流出, 补充管路流量, 增加管路流量谷值, 从而减小了管路的流量脉动。可起到稳定流体压力和流量、消除管道振动、保护下游仪表和设备、增加泵容积效率、避免过流量的产生、减小惯性损失、提高泵的吸入性能、避免水锤对系统的危害、降低流速波动的峰值、保护管路系统不受压力波动的冲击、减少气穴现象等作用。为计量泵创造良好的工作环境并改善泵的工作性能;和背压阀配合使用, 减少背压阀磨损。

背压阀原理和作用:计量泵等容积泵在低系统压力下工作时, 都会出现过量输送。为防止类似问题, 必须在计量泵的进出口至少0.7Bar的背压。通过在计量泵出口管道中安装背压阀就能达到目的。背压阀是通过弹簧的弹力来工作的。当系统压力比设定压力小时, 膜片在弹簧弹力的作用下堵塞管路;当系统压力比设定压力大时, 膜片压缩弹簧, 管路接通, 液体通过背压阀。其作用是可以调节出口压力, 克服原水管道的压力将混凝剂顺利的加入原水管中。背压阀的使用:在出口管路中, 背压阀应和脉动阻尼器同时使用, 用脉动阻尼器吸收泵和背压阀之间的流量峰值。没有脉动阻尼器时, 背压阀将随着每次泵冲程的进行而快速打开和关闭。有脉动阻尼器时, 背压阀将在半开和半关的位置上振荡, 因而脉动阻尼器可以减少背压阀的磨损速度。对于大流量的计量泵, 且出口管路长而细, 背压阀的安装位置应靠近加注点, 以减小虹吸的趋势。当输送含有悬浮状固体的介质, 在背压阀入口端应安装带管堵的三通 (或四通) , 使管路在不拆卸的情况下能够进行清洗。背压阀只是一种管路元件, 只有与其它管路元件 (如脉动阻尼器、安全阀、止回阀、截止阀) 配合使用才能发挥最大效用。因此, 本文中讨论的是背压阀和阻尼器一起使用的情况。那么, 我们可不可以不用背压阀和阻尼器呢?可不可以直接通过泵的压力加药呢?下面就是我们讨论的, 要知道这个答案我们就通过实验完成;此实验的原理是同一台加药泵在冲程一定的情况下, 加大泵的出力频率, 加药量应该呈线性关系。

3 阻尼器和背压阀对加药效果影响的具体实验步骤

实验概述:通过一个已标注体积的溶药桶, 将溶药桶下部连接至实验用加药泵入口, 配置与实际浓度相符的混凝剂浓度, (此实验用5%聚合氯化铝) , 通过加药泵泵加药, 记录加药泵在500到1300频率及60冲程下打出50升PAC溶液所用的时间, (实验中的频率、冲程、加药量都可以根据不同情况修改) 计算加药泵的出力, 并记录;此管路为无背压阀和阻尼器的管路;实验数据如下:

从上述数据中我们可以看出在管道无阻尼器和背压阀的情况下, 泵的加药量并不随着加药泵频率的增加而增加, 而是到达一定的频率后, 加药量随之下降, 这主要是因为伴随这加药量的增大, 取水管的流量相应的也要增大, 而管道的压力也就会增大, 泵的出力就会变小, 要克服取水管的压力变得比较困难, 从而影响加药量, 使我们预处理的效果变差。如果取水浊度在雨季发生加到变化, 依靠次加药很难达到预处理的预期效果。

现在我们给管道加入阻尼器和背压阀, 实验数据如下:

从上面的数据及趋势图中, 可以清楚的看到, 在管道中加入背压阀及阻尼器后, 加药量伴随着泵的频率呈线性关系;这样对于调节加药量就很好控制。

4 结论

通过此实验, 我们的出结论, 阻尼器和背压阀在水的预处理加药管道中不可缺少, 其作用不但是调节加药泵的脉冲作用及调节出口压力, 对泵的出力也有着比较大的影响, 加入阻尼器和背压阀后, 加药量和泵的频率呈线性, 也就是说在取水浊度变化时, 可以根据这个线性关系调节加药量, 即调节加药泵的加药频率, 从而改善水的预处理效果。虽然加入背压阀及阻尼器会增加一定的成本, 但是对于水质的调节改善效果是直接的, 可以保证更合理的加药量, 更好的池水浊度, 保证水的后续处理。因此, 在水的预处理加药管道中必须有背压阀和阻尼器。

参考文献

[1]刘晓平, B.Yang.含粘性阻尼器的机械结构系统根轨迹分岔问[C]//第一届国际机械工程学术会议论文集.2000.

调谐液柱阻尼器的阻尼性能研究 篇3

1 调谐液柱阻尼器运动方程

调谐气压液柱阻尼器TLCD的构造如图1所示,管柱的截面可以为方形,圆形或其他形状。B和H为液柱(一段水平管道和两段斜向管道)的长度,其对应的截面面积为AB和AH。阻尼器直接固定在结构的楼层或屋面上。

在某高层结构第i层放置一调谐液柱阻尼器,用以控制结构的水平位移,阻尼器管道中的理想液体运动方程可由广义Bernoulli方程建立[2],

式中为TLCD中液体运动的绝对加速度,ρ为液体的密度,g=9.81 m/s2为重力加速度,x为液面高度,p为液面压强。

2 非线性阻尼

该阻尼器利用U/V型管状容器中液体振荡过程产生的阻尼来减小结构的振动。运动的液体产生沿程水头损失(能量损失),这种损失是TLCGD耗散能量的主要部分,用压强损失表达则为

式中为液体沿管壁的相对速度,λ为与雷诺数有关的沿程阻尼系数。

阻尼力为

引入水头损失系数δL=λ/(2Leff)[1/m]代入公式(1),液体的运动方程改写为

为地震波的水平分量,为i层楼板的平动加速度。阻尼器的自振频率为。

为了在频域范围内分析结构-TLCD系统动力响应,需将式(4)进行等效线性化处理,将TLCGD的非线性阻尼力用等效线性阻尼力代替,则运动方程转化为线性形式。

3 等效阻尼线性化

式(4)中非线性阻尼等效为粘性阻尼,其等效原则为:等效粘性阻尼在循环一周内消耗的能量等于要简化的非粘性阻尼在同一周期内消耗的能量。

假定在简谐激励下,液体的稳态响应为u(t)=Umax cos(ωAt),则在微位移du内由等效阻尼力做的微功为,它在一个振动周期内T内消耗的能量为

在简谐响应下,TLCGD非线性阻尼力可表示为

因此,在一个振动周期T内消耗的能量为

令E1=E2得到阻尼器等价线性阻尼比ζA=(4/3π)UmaxδL,Wmax式中为TLCD振动幅值。所以等效阻尼线性化后液体运动方程简化为

一般来说,等价线性阻尼比ζA通过对阻尼器优化设计得到,因此δL可由优化ζA来决定。图2为线性阻尼力,(ζA=0.045,ωA=2π0.09)和非线性阻尼力,(δL=1.325)与液体相对速度的关系,δL由试验测定的液体最大位移umax=80.00 mm得来。

4 Simulink仿真

用Simulink[3]软件包对该系统进行建模、仿真和分析,图3为使用MATLAB下的Simulink模块建立的仿真模型。

框图中,elcentrosn是输入的地震波,Ca模块中的参数用于输出结构某层的加速度,wy-Scope和jsd-Scope模块分别用于生成结构的位移和加速度的反应曲线。

5 数值计算

某47层建筑高度为199 m,平面尺寸为65 m×65 m,结构质量为41 788 t,前三个频率为0.099 6、0.224 7和0.362 9Hz[4]。把该结构看成单自由度体系,在顶层设置一220 t调谐液柱阻尼器,该阻尼器β=30°,AH/BH=3,当线性阻尼比ζA为0.08时液体最大位移为Umax 5.44 m,结构的最大位移为2.57 m,见表1。如果把TLCD的运动方程用非线性阻尼表示,那水头损失系数δL=3πζA/4Umax为0.034 6 m-1。该结构在El-Centro波作用下通过Simulink仿真得到:考虑非线性阻尼振动控制的效果比考虑线性阻尼要好。

6 结论

通过以上分析,可以得出以下结论:

1)液体在U型水柱中的运动阻尼是非线性的,通过能量等效原则,得到等价线性阻尼比。

2)通过Simulink仿真对两者阻尼进行比较,得出带有非线性阻尼的TLCD高层建筑的减震效果略优于带有等价线性阻尼的TLCD。

参考文献

[1]Sakai F,Takaeda S,Tamaki T.Tuned liquid column damper-new type device for suppression of building vibration.Proc.Int.Conf.on High-rise Buildings,Nanjing,China,1989,926-931

[2]Ziegler F.Mechanics of Solids and Fluids,corr.Repr.2nd ed.Springer,New York,1998

[3]MATLAB,User Guide,Control Toolbox.MathWorks Inc.,Version6.5.1,2002

阻尼处理 篇4

互联电网动态稳定性问题成为制约大型互联电力系统输送能力的重要因素, 传统的电力系统稳定器 (PSS) 采用本地测量信号, 对区域振荡阻尼的提升并不明显。相量测控单元 (PMU) 和广域测量系统 (WAMS) 技术能全面测量和快速传输电网运行状态变量, 这些信息构成广域控制的反馈信号使得阻尼控制器能更有效地抑制低频振荡。目前广域附加阻尼控制器 (WADC) , 如PSS、FACTS附加阻尼控制器、直流调制控制器等, 采用广域测量信号抑制系统低频振荡在理论研究上和工程实践中都取得了较大的进展。广域测量信号的引入使得电力系统成为一个实际运行的时滞系统, 时滞对于系统稳定具有重要的影响, 在时滞较大时, 控制效果将会急剧恶化甚至会引起系统失稳。文献[1]指出, 即使是很小的时滞 (如25 ms) 也可能使得在不考虑时滞的电力系统中性能优越的控制器失效;文献[2]将改进的细菌觅食优化算法 (BFO) 应用于广域阻尼控制器和STATCOM控制器的协调设计, 增强电力系统稳定性, 减小通信时滞的不利影响;文献[3]应用线性矩阵不等式 (LMI) 设计了时滞全状态反馈鲁棒控制器;文献[4]研究了计及时滞影响的电力系统稳定器 (PSS) 的H∞控制, 所设计的控制器具有较好的时滞不敏感性, 对外部扰动能保持电力系统动态稳定;文献[5]基于智能寻优算法设计了输出反馈控制器, 文献[6]针对广域阻尼控制设计了基于多项式拟合的预测方法补偿滞后的远方反馈信号;文献[7]应用特征值方法分析了延迟对闭环系统区间模式阻尼的影响规律, 设计了补偿环节。因此已有的研究工作成果很多, 且也有部分在实际工程中得到应用, 但目前工作更多地是从控制理论角度出发开展研究工作, 考虑电力系统自身特性, 从电力系统振荡机理出发设计控制器, 是值得进一步研究的工作。本文从电力系统阻尼机理出发研究计及时滞特性的WADC控制器设计。

阻尼转矩分析方法[8,9,10,11] (DTA) 与已有方法相比, 从机理出发, 建立在发电机转子运动所获得的阻尼转矩物理概念上的, 电力系统物理意义清晰, 能从本质上分析控制器抑制系统振荡的机理, 并能有效配置控制器以抑制区域振荡。目前已成功推广到复杂多机电力系统[11], 本文将DTA扩展至时滞电力系统, 推导了时滞WADC的DTA模型, 并将之与电力系统整合, 研究时滞WADC对系统阻尼的影响机理, 在此基础上, 推导了时滞WADC的广域反馈信号选择和控制器配置方法, 并通过算例阐述了WADC的配置优化过程, 证明了基于DTA的考虑时滞影响的WADC的配置方法的正确性。该方法机理清晰, 计算简单, 能适应大规模系统应用需要。

1 时滞WADC的DTA模型

时滞WADC基本结构同传统阻尼控制器一致, 输入反馈信息y, 通过控制传递函数G (s) , 输出信号u至电力系统, 进而影响整个系统的模态。时滞WADC的特点在于输入反馈信息y不仅包括本地信息, 还包括WAMS系统传递的信息, 该信息具有时滞特性。

假设系统共n个状态变量, 共s个节点, 共N台发电机, 系统开环动态方程为

其中:X为系统状态变量 (包含发电机、控制器本体状态变量, 但不包含研究的附加控制器变量, 比如针对SVC附加阻尼器, 包含SVC本体状态变量, 不包含SVC时滞WADC状态变量) ;V为系统电压代数变量;u为系统控制信号。

针对WADC的反馈信号y, 由于是广域信号, 可能是单个广域信号, 也可能是多个广域信号的组合, 不失一般性, 假设为L个信号的组合, 则输出信号表示为

其中:L为组合信号个数;yi为控制器具体的第i个反馈信号;ai为信号组合权重;τi为信号时滞, 可以是固定时滞, 也可以是时变时滞。

如果yi是状态信号 (如发电机功角、转速) , 则可直接表示为状态变量函数, Ci为1×n维行向量

如果iy是代数信号 (如功率、电压) , 则可表示为状态变量和电压的函数:

pxi为1×n维行向量, pvi为1×2s维行向量。根据系统方程 (1) 中的第二式, 开环运行时电压可以用状态变量表示:

综合方程 (4) 、方程 (5) , 将iy表示成状态变量的函数:

综合方程 (2) 、方程 (3) 、方程 (6) , 广域控制器的广域输入信号可表示为

对式 (7) 进行频域变换:

WADC传递函数为

系统方程 (1) 在频域内转化为

其中:Asys=A-BD-1C;E=Ex-BD-1Ey。

方程 (8) ~方程 (10) 构成了全系统动态方程, 将方程 (10) 按功角、角速度排列展开得

其中:δ为发电机功角;ω为发电机角速度;Z为系统其他状态变量。

广域附加控制器产生的阻尼通道为

基于方程 (12) , 得到WADC对第p个模态的DTA指标为 (具体推导过程参见文献[11])

其中:Mjj为第j台发电机惯性常数;Spj为第p个模态对第j台发电机阻尼转矩的灵敏度系数;γi (λp) 为反馈量yi重构系数。指标DI表征了WADC对模态影响能力指标, 清晰表达了阻尼控制器对模态提供阻尼的机理。

WADC考虑时滞特性进行控制器设计, 必须计及时滞对控制器阻尼特性的影响, 因此定义广域时滞特性表征指标

该指标表征了时滞特性对阻尼能力的影响, 指标值较小表示时滞特性对阻尼影响较小, 在设计控制器时可以忽略时滞特性的影响;指标值较大表示时滞特性对阻尼影响较大, 在设计控制器时必须考虑时滞特性的影响, 针对具体问题具体分析。

2 时滞WADC设计

WADC抑制低频振荡, 设计涉及到两方面的内容:一为广域输入信号的选择, 二为控制器参数的整定。

针对广域输入信号, 如方程 (2) 所示, 是多广域信号的组合, 并且不同广域信号有不同的时滞特性。采用不同的广域信号组合和不同的时滞特性都对应不同的DI指标。由于DI指标表征WADC对模态的影响能力, 指标大即表示采用该类型广域信号组合时, 对模态阻尼的灵敏度大, 对应的对模态的抑制效果好。因此针对广域输入信号组合的选择, 可以用DI指标作为选择的标准。综合以上因素, WADC设计应最大化控制器对模态阻尼的影响, 输入信号选择的优化函数为

对于广域信号确定后的参数整定问题, 可将相位补偿法扩展应用到多机系统中WADC的相位整定。相位补偿法是针对单机无穷大电力系统提出的, 因为单机系统只有一条前向通道需要补偿。针对WADC方程 (13) 表示WADC通过N个通道向模态提供阻尼, 基于DI指标, 将N条通道整合, 可以得到如图1所示的单向通道。令:DIp=K p∠φp。

阻尼控制器一般是由放大环节和调相环节组成, 传递函数如方程 (16) 所示, k为放大系数, sG (s) 为调相环节:

WADC设计时, 为了最大限度提高所关注模态的阻尼, 一般将传递函数相位完全补偿DTA相位。如设WADC抑制第p个模态, 如相位满足条件:

则方程 (9) 变为

即WADC放大系数k的变化直接影响模态的实部 (阻尼) 而对虚部没有影响 (频率) , 能最大化系统阻尼, 即能获得最优参数配置。

3 算例

以两区四机系统为例, 如图2所示, 基本参数见文献[10], 该系统有1个区域振荡模态 (特征值为:0.0023+3.2043i, 阻尼比为-0.72%, 频率为0.51Hz) 。计划安装SVC附加阻尼控制器 (SVCPSS) 以抑制该模态。

设计SVCPSS首先进行广域信号的选择;算例中考虑4种反馈信号, -y1表示反馈信号为G1~G3的角速度差信号, -y2表示反馈信号为G1~G3的功角差信号, -y3表示反馈信号为G1~G3的有功差信号, -y4表示反馈信号为B7~B9的节点有功差信号, 信号的时滞特性按0.01 s、0.1 s、0.2 s进行分析。按照方程 (13) 计算每一个控制器的DI指标, 按照方程 (15) 计算每一个控制器的TD指标, 具体结果如表1所示。

从表1可以得到以下结论:1) SVCPSS采用合适的广域信号, 在满足系统自身稳定性的基础上, 对设计模态都有一定的抑制效果, 在算例中, 相比较而言, 抑制效果最好的是G1-G3的有功差信号, 抑制效果最差的是G1-G3的角速度差信号, 和反馈信号的可观性物理机理是相吻合的;2) SVCPSS抑制模态的效果受时滞大小的影响, 算例中, 在时滞小于0.01 s时, 对角度的误差影响在4%以内, 可以近似忽略;而在时滞大于0.1 s时, 对角度的误差影响已经达到了43%, 必须考虑时滞对控制器参数的影响, 并且时滞对模态阻尼的影响强度大小和时滞大小成正比关系, 这一结论和时滞影响的常规理解是一致的;3) SVCPSS抑制模态的效果, 时滞大小对幅值影响很小, 算例中最大影响控制在0.5%以内, 也就是说时滞对阻尼控制器的放大倍数影响很小, 在设计阻尼控制器放大倍数时可以忽略时滞的影响;4) SVCPSS抑制模态的效果, 在时滞较大时对角度影响很大, 算例中时滞为0.2 s时, 最小影响强度达24%, 最大影响强度高达65%, 也就是说时滞对阻尼控制器的角度设计影响很大, 在设计阻尼控制器角度时, 如果角度较大, 必须考虑时滞的影响。

基于表1, SVCPSS选取-y3作为反馈信号, 考虑时滞影响时, 按照方程 (17) 分别设计控制器参数, 结果如表2所示。

从表2可以得到以下结论:1) SVCPSS采用广域信号-y3, 在满足系统自身稳定性基础上, 基于合理设计参数, 能够明显的提升模态阻尼, 从算例中可以发现, 在每一种时滞方程中, 都能将模态阻尼从-0.72%提升到9%以上;2) SVCPSS采用广域信号-y3, 提升模态阻尼的同时, 对频率影响不大, 频率基本保持在0.5 Hz左右;3) SVCPSS抑制模态的效果, 如果放大倍数保持一致, 在不同时滞时, 则对阻尼比的影响并不大, 算例中发现在放大倍数都为4时, 阻尼比基本保持在9%左右;4) SVCPSS抑制模态的效果, 与参数设计密切相关, 可以发现在时滞为0.2 s时参数设计与时滞为0.01 s时已经完全不同, 因此广域阻尼控制器设计成功的关键在于角度参数的设计, 而DI指标提供了设计的途径。

SVCPSS选取-y3作为反馈信号, 在时滞为0.1秒时, 分别对PSS选取基本参数[0.2025, 0.4809]和选取计及时滞影响的参数[0.2401, 0.4057]进行了仿真验证, 仿真结果如图3所示, 说明在考虑时滞后设计的参数明显优于不计时滞的参数, 也验证了本方法的正确性和可行性。

4 结语

本论文将阻尼转矩分析法扩展至时滞电力系统, 推导了WADC的DTA模型, 并基于全系统DTA模型研究采用了时滞广域测量信号的WADC对系统阻尼的影响机理;在此基础上, 从广域时滞信号的选择和控制器参数整定两个方面, 推导了考虑时滞影响时WADC的配置方法, 最后通过算例阐述了WADC的配置优化过程, 并得到了时滞特性对控制器角度影响要明显大于控制器放大倍数的重要结论, 也证明了基于DTA的考虑时滞影响的WADC的配置方法的正确性。

摘要：阻尼转矩分析方法 (DTA) 是建立在发电机转子运动所获得的阻尼转矩这一概念, 物理意义清晰。将阻尼转矩分析法扩展至时滞电力系统, 推导了广域阻尼控制器 (WADC) 考虑时滞时的DTA模型。基于全系统DTA模型研究了时滞WADC对系统阻尼的影响机理, 提出了时滞特性表征指标。在此基础上, 从广域时滞信号的选择和控制器参数整定两个方面, 推导了考虑时滞影响时WADC的配置方法。通过算例阐述了WADC的配置优化过程, 并得到了时滞特性对WADC角度影响强度要明显大于放大倍数影响的结论, 也证明了基于DTA的计及时滞的广域阻尼控制器的配置方法的正确性和可行性。

关键词：小干扰稳定,阻尼转矩法,广域阻尼控制,时滞

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阻尼处理 篇5

常用的阻尼处理形式有两种[3,4],即自由阻尼处理和约束阻尼处理,所使用的阻尼材料分别为自由阻尼材料和约束阻尼材料[5]。约束阻尼处理是在基板上粘贴一层约束阻尼材料,然后在约束阻尼材料上粘贴一层高模量的普通弹性材料层作为约束层。其典型结构见图1。当约束阻尼结构发生振动时,中间的黏弹性阻尼材料发生剪切变形,从而将振动能转变为热能耗散掉,起到减振降噪作用。

约束阻尼带是约束阻尼材料的一种,它由自黏性阻尼材料作为阻尼层和普通弹性材料作为约束层共同构成,适用于薄壁结构的振动和噪声控制。约束阻尼带具有压敏黏性,无需另用胶黏剂,使用方便,尤其适合于阻尼减振的现场处理。本工作测试比较了国内新研约束阻尼带(牌号XZ-6020,以天然橡胶基压敏胶为阻尼层,铝箔为约束层)和国外约束阻尼带(压敏聚合物为阻尼层,铝箔为约束层)的性能。

1 实验

1.1 实验材料

新研约束阻尼带XZ-6020;国外约束阻尼带;按照试验需求裁切为相应的尺寸;剥离强度试验用基板材料,2024铝合金板材,尺寸为125mm×50mm×1.5mm;阻尼性能试验用基梁材料,2024铝合金板材,尺寸为50mm×10mm×1.5mm。

1.2 试样制备

1.2.1 剥离强度试样

首先清洁铝合金工作表面;然后将裁切好的约束阻尼带粘贴到铝合金板的工作面上,最后用2kg重的压辊在自重下以300mm/min的速度在试样上来回滚压3次,保证试样与铝板之间没有气泡存在。

1.2.2 阻尼性能试样

阻尼性能试验试样采用和剥离性能试验试样相同的制样方法。在约束阻尼带多层粘贴时,需要先进行约束阻尼带约束层——铝箔的表面清洁,然后再粘贴复合下一层。

1.3 性能测试

1.3.1 粘接性能测试

约束阻尼带剥离强度的测试用Instron 3366电子拉力试验机,参照ASTM D3330—2002和GB 2792—1998进行,剥离速度300mm/min,试样宽度20mm,剥离强度的结果用阻尼带从试验板上剥开20～80mm之间的平均载荷与宽度的比值来表示。试样粘好后,在23℃±2℃,50%相对湿度的环境下放置40min后才能开始试验。

1.3.2 阻尼性能测试

约束阻尼带的阻尼性能测试采用DMA Q800动态黏弹谱仪,参照ASTM D4065—1995和HB 7655—1999进行。试验采用三点弯曲模式,在低温下先保温15min,然后开始试验。升温速度2℃/min,测试频率10Hz。

2 结果与讨论

对约束阻尼带而言,剥离强度和损耗因子是两个主要的性能指标,因此分别对两种约束阻尼带的剥离强度和损耗因子进行了测试。

2.1 粘接性能

国内新研约束阻尼带和国外约束阻尼带对铝合金的剥离强度测试结果见表1。

从表1可以看出,新研约束阻尼带的剥离强度比国外约束阻尼带大,但是新研约束阻尼带的破坏形式为混合破坏,而国外约束阻尼带为界面破坏。对自黏性的约束阻尼材料来说,理想的状态是约束阻尼带在基体材料上剥离后,不在基体上有残留物,因此,新研约束阻尼带需要在粘接性能上作进一步的改善,提高阻尼材料的内聚强度,在保持较高剥离强度的同时,使破坏形式为界面破坏。

2.2 阻尼性能

损耗因子(tanδ)是阻尼材料性能重要、基本的阻尼功能量度,是材料设计者和使用者共同关心的一个指标;温度是影响阻尼材料性能的一个主要因素,阻尼材料的损耗因子随温度变化明显,阻尼材料最大损耗因子对应的温度和阻尼功能温域,决定了约束阻尼材料的适用范围,它是指导使用者选材的重要指标。因此,约束阻尼带的最大损耗因子及其对应的温度和阻尼功能温域是衡量其阻尼性能优劣的重要指标。

2.2.1 最大损耗因子及其对应温度

针对国内新研和国外两种约束阻尼带,分别测试了约束阻尼材料为单层、双层和三层粘贴时的性能,测试结果分别见图2、图3、图4和表2。

从图2、图3、图4和表2可以看出,新研约束阻尼带单层使用时约束阻尼结构的最大损耗因子为0.112,低于国外约束阻尼带单层使用时的0.143。但是随着粘贴层数的增多,使用新研约束阻尼带的约束阻尼结构最大损耗因子逐渐接近并超过使用国外约束阻尼带的约束阻尼结构最大损耗因子,新研约束阻尼带三层时损耗因子最大可以达到0.428。从最大损耗因子对应的温度看,粘贴不同层数新研约束阻尼带的约束阻尼结构最大损耗因子对应的温度分别为-25,-28,-31℃,而粘贴不同层数国外约束阻尼带的约束阻尼结构最大损耗因子对应的温度分别为-2,-6,-9℃,新研约束阻尼带的最佳工作温度比国外约束阻尼带的最佳工作温度低22℃,也就是说新研约束阻尼带的低温性能优于国外约束阻尼带。

2.2.2 阻尼功能温域

温度是影响约束阻尼带使用性能的重要因素,最大损耗因子对应的温度决定了约束阻尼带的最佳工作温度,而阻尼功能温域决定约束阻尼带的工作温度范围。阻尼功能温域是指阻尼材料能够起到阻尼减振降噪作用的温度范围。约束阻尼带的阻尼功能温域一般是选择损耗因子大于某个特征损耗因子的温度范围。本工作选择0.05为特征损耗因子。粘贴不同层数的国内新研和国外约束阻尼带的性能对比见图5、图6和表3。

Note:choose 0.05 as the characteristic loss factor

从图5、图6和表3可以看出,无论是新研还是国外约束阻尼带,单层粘贴时,约束阻尼结构的损耗因子较小,阻尼功能温域较窄;随着粘贴层数的增多,约束阻尼结构的最大损耗因子均逐渐增大,阻尼功能温域均向低温和高温方向扩大。但是,新研约束阻尼带的最高工作温度始终较小,三层粘贴时最高工作温度为3℃,最低工作温度可达-47℃,宽度为50℃;而国外约束阻尼带三层粘贴时最高工作温度可达77℃,最低工作温度可达-32℃,宽度达109℃。可见,多层粘贴约束阻尼带有利于增加约束阻尼带的使用温度范围,部分弥补约束阻尼带性能的不足;但是新研材料由于高温段性能较差,使用温度范围始终较窄;而国外约束阻尼带虽然低温性能不如新研约束阻尼带,但是粘贴层数增多时,低温性能得以改善,与单层粘贴时的-15℃相比,三层粘贴时最低使用温度达到了-32℃,增加了17℃。

3 结论

(1)新研约束阻尼带剥离强度较大,但破坏形式为混合破坏,剥离后在基体上有残留胶,剥离性能有待进一步改善。

(2)约束阻尼带粘贴层数的增加可以部分弥补其性能的不足。随着约束阻尼带粘贴层数的增多,最大损耗因子增加,最大损耗因子对应的温度逐渐向低温移动。

(3)新研约束阻尼带工作温度从-47℃到3℃,阻尼功能温域宽度为50℃;而国外约束阻尼带阻尼功能温域涵盖了低温和高温区域,工作温度从-32℃到77℃,阻尼功能温域宽度达109℃。

参考文献

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阻尼处理 篇6

关键词：泡沫金属,内耗,宏观孔

0引言

材料的阻尼性能是指材料在机械振动过程中在周期性加载和波传播条件下消耗应变能的一个量度,材料的阻尼性能可以降低噪声 和减小振 动从而将 机械能转 变为热能[1]。 泡沫金属材料是以金属材料为基体、包含大量孔洞的轻质材料[1,2]。在最近20年里,泡沫金属材料得到了快速的发展并且日益成为新型的工程材料而得以广泛应用。轻质量的泡沫金属材料拥有众多优异性能,如冲击能量吸收性能、空气和水的渗透性 能、声吸收性 能、低的热导 率和电绝 缘性能等[3]。泡沫金属材料在工程领域中的日益应用,要求人们对该类材料的阻尼行为有全面深入的研究。最近几年以来,具有宏观孔的泡沫金属由于其优良的功能性能而引起了研究者的极大关注,泡沫工业纯铝和泡沫锌铝共析合金就是此类材料的一个很好的例子[4,5]。根据文献资料,以往对金属基复合材料的研究中,基体的选择大多是低阻尼的材料,增强物的大小为微观尺度,很少报道有关含宏观孔开孔泡沫金属材料阻尼行为方面的研究工作,人们对含宏观孔开孔泡沫金属材料的阻尼特征与其结构相关性方面的了解还很少。本实验在多功能内耗仪上采用受迫振动连续变温的方式在较宽温度范围、低频率和低应变振幅条件下测量了泡沫金属材料的阻尼行为,详细研究了含有宏观孔开孔泡沫金属材料的内耗与孔隙率、孔径和测量频率的依赖性问题。试验结果表明泡沫金属材料的内耗随着孔隙率的增加而增加、随着孔径的减小而增大并且内耗与频率有着明显的依赖性。最后,根据内耗测量讨论了泡沫金属材料中可能的阻尼机制。

1实验

运用空气加压渗流法工艺制备泡沫金属材料样品,金属基体为工业纯铝和锌铝共析合金。先将氯化 钠 (工业用食 盐)颗粒经过烘干、筛分后,压结在一个模具里放入井式电阻炉内预热(430 ℃),然后将坩埚内过热的金属液体加入装有食盐颗粒的模具内,并且使模具内保持一定的压力(2~5个大气压)。在渗流法工艺完成后,水洗除盐即可得到开孔泡沫金属材料样品,在泡沫金属材料样品的截面上孔的分布比较均匀(见图1)。工业纯铝中铝的含量为99.7%,锌铝共析合金中铝的名义质量分数是27%。宏观孔直径为0.5 mm和1.4mm,孔隙率高达69%(宏观孔孔隙率的计算采用称重法获得)。材料的阻尼性能利用内耗技术来表征,在多功能内耗仪(MFIFA-6)上采用受迫振动方法测量内耗的品质因子倒数Q-1[6],多功能内耗仪的基本组成为:1个倒扭摆、1个温度程序控制器和1个光电转换器。整个测量过程由1台计算机和1个8087芯片控制,测量的数据实时地显示在计算机屏幕上。实验频率变化范围为0.01~30 Hz,温度变化范围为25~400 ℃,振幅变化范围为(4~30)×10-6,内耗测量的精度为1×10-4。

2结果及讨论

由图2(孔径1.4mm,孔隙率69%,升温速率8 ℃/min) 可见,在升温测试泡沫铝的温度-内耗曲线上,温度低于100 ℃时,不同频率的内耗基本相等。在100~250 ℃时,随温度的升高,内耗很快增加。在250~300 ℃时,随温度升高内耗减小。在300~400 ℃时,内耗随温度升高迅速增加,测试频率越低,内耗增加越快。在温度-相对动力学模量图上可以看出,相对动力学模量几乎与频率无关,随测试温度的升高,相对动力学模量几乎呈线性方式下降。在图2温度-内耗谱上, 出现了1个明显的内耗峰,研究表明该内耗峰的机制为位错的亚结构与晶界的交互作用[7]。

由图3(孔径1.0mm,孔隙率65%,升温速率4 ℃/min) 可见,在温度-内耗曲线上,出现了2个明显的内耗峰,依据已有的研究结果可知,低温内耗峰为铝/铝晶界峰,高温内耗峰为相变峰[8,9]。温度低于50 ℃时,内耗与频率几乎无关。在50~280 ℃随温度的升高,内耗迅速增加,测试频率越低,内耗增加越快。但当温度高于280 ℃低于320 ℃时,随温度的升高,内耗值反而减小,温度高于320 ℃ 时,内耗又迅 速增加。在温度-相对动力学模量图上可以看出,温度低于100 ℃,相对动力学模量几乎与频率无关(即温度-相对动力学模量谱上0.5Hz、1.0Hz、3.0Hz的曲线没有分开),随测试温度的升高,相对动力学模量呈线性方式下降,频率越低,下降越快。但当温度高于280 ℃低于320 ℃时,相对动力学模量随温度升高有所升高。高于320 ℃时又开始下降,但下降比较缓慢。

由图4(频率1.0Hz,孔隙率69%)和图5(频率1.0Hz, 孔径1.4mm)可以看出,与致密工业纯铝的内耗相比较,发现引入宏观孔可以使材料的阻尼性能提高2~4倍。在相同孔隙率的情况下,孔径越小,内耗越大;在相同孔径情况下, 孔隙率越高,内耗越大。

由图6(频率0.5 Hz,升温速率4 ℃/min)可见,与致密的锌铝共析合金内耗相比,含宏观孔泡沫锌铝共析合金的内耗提高了2~4倍,说明宏观孔的引入大大改善了锌铝共析合金的阻尼。在相同孔径1.0mm时,泡沫锌铝共析合金的内耗随着孔隙率的增加而增加;在相同孔隙率65%时,温度低于125 ℃时,孔径1.0mm泡沫锌铝共析合金的内耗比孔径0.5mm的大,但当温度在125~300 ℃时,孔径0.5mm泡沫锌铝共析合金内耗比孔径1.0mm的大,温度高于300 ℃,不同孔径泡沫锌铝共析合金的内耗差别很小。

依据内耗-温度谱和模量-温度谱,结合泡沫金属材料的制样过程,对泡沫铝和泡沫锌铝共析合金的阻尼机制分析如下:

(1)泡沫金属材料中孔洞对阻尼性能的贡献产生于孔洞周围的应力集中和模式转换,当外加应力作用于泡沫金属材料上时,孔洞边缘的应力状态从正应力转换为剪切应力,相应的剪切应变引起粘滞性流动,这种粘滞性流动通过分子振动或位错的运动而将能量耗散为热能。在受迫振动内耗测试中虽然外加切应力很小,但由于孔洞的本征弹性模量近乎为零,因而也能在孔洞边缘诱发很大的多轴应力,使金属基体中的原子进行重排,从而在原子之间产生粘性滑动,导致能量耗散[7]。

(2)泡沫金属材料可以认为是由金属基体和宏观孔所组成的两相复合材料。由于金属基体和宏观孔在弹性模量上存在着很大的差异从而在泡沫金属材料样品的空气加压渗流法制备过程中产生了较大的不均匀应力场,在外加周期性载荷作用下样品内部接近于宏观孔的基体将产生不均匀的应力分布,泡沫金属材料中的应变强烈地滞后于应力,在应力与应变之间引起较大的位相差,因而在孔洞/金属基体界面处部分机械能转化为热能,于是在泡沫金属材料的基体中形成了高密度的位错和复杂的位错组态,位错的运动及位错与晶界的交互作用产生了与频率有关的内耗(见图4-图6)。

(3)由于泡沫金属材料中存在着大量的不均匀的孔洞缺陷,在内耗测试的正弦交变应力作用下,造成材料内部的应力与应变分布不均匀,从而使孔洞发 生不均匀 的膨胀或 畸变,使外加应变能耗散为热能。从微观的角度来分析,样品在多功能内耗仪上进行内耗测试时,由于外加周期性的扭转应力的作用,样品中的每个点将做横向的微小运动,因而晶粒在切向应力作用下发生了横向变形。即使在内耗测试中外加的周期性切应力很小,它也能在宏观孔周围诱导较大的多轴应力,于是引起了原子的重排和粘性流,通过原子、分子的运动或位错的迁移将粘性流转变为热能,根据热力学分析可知热能的产生或位错的运动和产生均有利于材料的阻尼。 在泡沫金属材料中,宏观孔周围不均匀的应力分布、应力集中和应力模式转换引起宏观孔膨胀(或收缩)和畸变,相应地产生了膨胀能和畸变能,此部分能量的消耗与宏观孔的大小和体积分数密切相关(见图4-图6)。

3结论