系统特性参数（共7篇）
系统特性参数 篇1
随着科学技术的发展, 科技在经济发展中逐渐取得了主导地位, 人们进入了知识经济的时代。在工业生产领域科学技术的应用尤为突出, 例如在机床生产领域以数控技术为代表的现代自动化生产系统逐渐取代了人员手工操作, 不仅提高了生产效率保证了生产质量, 同时为其他领域逐渐实现自动系统运行提拱了技术经验支持。
1 数控机床交流伺服系统的历史及现状
1.1 永磁同步电机的发展
电动机在电流经过磁极后产生磁场, 转子在磁场中做切割磁感线的运动。但是普通的电源技术并不能使进行自由的启动。变频电源的出现能够使得中小功率的调速系统使用在同步电动机进而保证电动机运行正常。虽然变频电源出现解决了同步电动机的问题但是由于它与异步电动机不同在电网电压下不能自行起动, 静止的转子磁极在旋转磁场的作用下平均的扭矩为零这就导致在生产中不能充分的使用同步电动机。但是随着技术的发展, 高性能永磁材料, 电力电子技术, 计算机控制技术的出现将同步电动机经过技术改造转变成永磁同步电动机。加之高性能的变频电源的出现使得电动机运行逐渐同计算机连接, 计算机通过一定的系统将生产设备, 生产步骤进行组织安排实现自动化的控制程序。
1.2 数控机床交流伺服系统研究现状
永磁同步电动机虽然在工业生产中具有一定的技术性能优势但是同时由于自身特点使得例如耦合性, 时变性, 非线性使得永磁同步电动机在进行控制时不能随意的自由进行控制。很难获得较好的速度控制性能。随着时间的推移进入20世纪70年代矢量控制理论的出现解决上述问题, 该理论的提出使得交流电动机第一次在电机控制理论中得到证明。矢量控制理论是采用矢量变换的控制方法, 将交流电动机的磁通同转矩的控制进行解耦, 进而使得永磁同步电动机的控制方法同类与直流电动机的控制形式。通过控制方式转变永磁电动机的控制性能有了进一步的提高。将永磁电动机同交流电机的控制方法的结合实现电动机在生产中自由的起动大大的提高了电动机的速度控制性能和位置控制性能, 从而实现了在数控机床伺服系统中的广泛应用。提高了数控机床伺服系统的运行效率同时也大大的提高整个机床生产领域的工作效率。数控机床中交流伺服系统广泛采用 (电流环、速度环、位置环) 三环PID控制调节技术。但是由于传统的永磁同步电动机的控制技术采用的三环PID调节控制方式在数控机床应用实践还是发现了一些问题。例如, 调节器参数整定比较繁琐同时存在相应的误差, 这主要是由于传统的手工伺服需要进行系统的简化, 这其中就使得系统的参数发生变化导致系统出现误差。伺服系统的解耦控制同时需要精确的数学模型, 这就导致系统对于参数的依赖性较大容易, 一旦参数的选择不够正确或是偏差较大时那么整个系统运行状态就会大打折扣。
1.3 数控机床切削参数优化选择现状
数控机床切削技术的应用已经在机械零件的加工领域中取得重要的地位, 逐渐的取代了以手工控制为主体的传统的零件加工方式。数控机床控制下的切削系统需要进行参数的确定, 随着加工零件规格的不同必须要对系统的参数进行调整进而对加工机床进行调整。参数的确定是否合理关乎到机床生产的效率, 机床加工速度, 以及机床加工出产品的精度。但是由于受到技术经验的限制系统参数的设定往往需要借助规范手册或是经验公式。但是由于经验公式或是参考手册中提供的参数数据往往都是在特定的实验条件下确定这就使得参数的精确性受到一定的影响。同时现行使用的参数手册的制定主要是针对于普通的机床进行参数借鉴对于水平较高的数控机床来说进一步减弱了机床的精确水平。同时由于机床操作人员技术水平的影响也使得机床在参数设定方面存在一定的问题。这些因素都对数控伺服系统的参数设定产生影响。
2 交流伺服系统参数优化
2.1 伺服系统优化模型
传统的交流位置伺服系统的调节器参数整定在设计时把各环节传递函数简化成相应的典型环节, 通过频率特性和根轨迹法对调节器参数进行整定, 这使得参数的整定比较繁琐, 而且在一定程度上依赖工程师的经验, 存在一定的误差, 系统并没有在最佳的状态下工作。为了使得系统在最优或者是次最优的状态下工作, 专家学者们提出了最优PID参数自整定方法, 即建立性能指标函数, 把系统需要调节的PID参数看作是该性能指标函数的变量对指标函数进行寻优, 得到性能指标函数最小时的PID参数, 该结果就是最优的系统PID参数。最优PID参数自整定的关键是性能指标函数的选取和优化算法, 其直接影响到系统优化的结果。常见的目标函数包括ITAE、IST 2 E、GISE。
2.2 优化结果分析
目标函数的选取是伺服系统参数优化的关键, 选择不同的目标函数, 参数优化的结果也必将不同, 必须选择一个能够反映系统性能的目标函数, 该文采用的三种优化目标函数, 分别对系统进行优化, 并对优化结果做比较。首先应该对初值进行结果分析后才能进行下一步的数据筛选工作。目标函数初值的选择对于结果的影响较大因此从全局寻找最有的结果很难只能在局部选择最优结果。其次是将筛选的数据进行系统模型比对后才能确定参数的数值。利用广义误差平方积分为准则进行数据的筛选可以更加精确的确定数值, 保证系统运行的稳定, 数据误差值将会控制在一个较为合理的范围内。这就更加适合永磁同步电动机的运行。
3 结语
总之, 伺服系统的性能直接决定了数控机床的使用性能, 高性能数控伺服系统设计整定的前提是充分了解机械系统、切削过程的动态特性;切削参数的选择影响了数控机床的使用效率, 因此在参数的设定方面一定要注意数据的合理性, 保证系统在设定完成后能够以一个更好的状态运行, 保证数控机床生产的优越性。
摘要：科学技术的进步使得工业生产慢慢进入了智能化、现代化、科技化的生产状态模式中。特别是以计算机为领导的一系列的现代生产系统逐渐取代了独立的生产系统, 使得生产的各个环节能够形成统一的整体, 节约时间的同时大大的提高生产效率。文章通过数控伺服系统动态特性仿真方面的介绍, 以及相应的参数优化进展情况的介绍使人们能够进一步了解数控技术在目前机床生产领域中的重要作用, 同时将PID参数优化理论同数控伺服系统进行很好的结合, 保证动态切削系统运行更加的连贯, 提高自动化的效率。进而提高数控机床的加工效率。
关键词：数控伺服系统,动态铣削,参数优化,仿真
参考文献
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系统特性参数 篇2
1 分析方法及稳定判据[10]
研究电力系统元件对系统稳定特别是小干扰稳定性问题,可以采用时域分析方法,也可以采用频域分析方法。通过研究原动机调速系统主要参数对系统提供的附加阻尼系数及其对分界频率(boundary frequency)的影响,可以获取待研究对象对系统影响的性质及大小。
2 汽轮机调速系统的模型及简化
典型的汽轮机调节器模型如图1所示,该模型有3种基本调节方式,即阀位控制、负荷回路控制及调节压力控制。
汽轮机调速系统的PID环节中,比例放大倍数一般在0.1~2之间,积分时间常数一般大于20 s,微分环节一般退出运行,图1模型可简化成一带纯延时的比例环节来表达。
典型的液压执行机构模型如图2所示。图中,vELO为油动机过速开启系数;vELC为油动机过速关闭系数;τC为油动机关闭时间常数;τO为油动机开启时间常数。
该模型将调门开度指令PGV作为反馈信号构成闭环调节,其中液压转换PID模块中KP起主要作用,积分、微分作用较小,随着工艺的提高,汽轮机调速系统液压部分的迟滞等非线性环节不突出,该环节可以简化为带延时的一阶惯性环节来表达。
大机组基本为一次中间再热式汽轮机,其模型框图如图3所示。图中,FHP为高压缸功率比例;FIP为中压缸功率比例;FLP为低压缸功率比例;τCH、τRH、τCO为蒸汽容积时间常数。
理论及实测表明,τRH远大于τCH,对于动态稳定所关心频率范围(通常为0.1~2.0 Hz)的低频振荡,将其简化为一个只考虑高压汽室容积时间常数的环节。简化模型的传递函数可用式(1)表示:
其中,KA为放大倍数,τg为液压系统时间常数,τCH为高压汽室容积时间常数。
根据文献[7]可以得到调速系统的阻尼系数为
求解式(2),可以计算得到DG=0对应的频率fd,称之为分界频率。
3 调速系统主要参数系统稳定的影响研究
3.1 KA频率特性及对系统阻尼的影响
放大倍数KA等于转速不等率的倒数,以下分析汽轮机调速系统在不同放大倍数下的频率特性及其对阻尼系数和分界频率的影响。
取经典参数τg=τCH=0.2 s不变,放大倍数KA分别为16.7、22.2、33.3。计算得到该3组不同放大倍数下的相频曲线如图4所示(图中,曲线1、2、3分别表示KA为16.7、22.2、33.3时的曲线;后同)。
由图可见,KA的变化不影响调速系统的相频特性,单独改变KA,不会对分界频率产生影响。当KA分别取33.3、22.2、16.7这3组参数时,调速系统的分界频率均为fd=0.8 Hz(每0.1 Hz取1点),图5为汽轮机调速系统提供的附加阻尼特性(标幺值)曲线。
结果表明,附加阻尼系数(DG)的过零点是相同的,在正阻尼区域(DG>0)放大倍数越大,正的附加阻尼越大,给系统提供的正阻尼越大;负阻尼区域(DG<0),放大倍数越大,附加阻尼的绝对值越大,给系统带来的负阻尼也越多。放大倍数只改变系统阻尼的大小,不改变系统分界频率。
3.2 τg及τCH频率特性及对系统阻尼的影响
本节考虑了3组不同τg配置下的频率响应特性。取KA=22.2、τCH=0.2 s不变,τg分别为0.02 s、0.2 s、1 s,该3组参数下调速系统频率特性见图6。
随着振荡频率的增大,调速系统相位滞后加大,当参数τg由小到大变化时,系统的滞后角度具有相同的变化趋势,具有单调性。但不同参数同一振荡频率下调速系统的滞后特性有较大的差异。
不同参数下调速系统的阻尼特性曲线如图7所示。这3组参数对应的分界频率分别为0.36 Hz、0.80 Hz、2.50 Hz。
τg的变化将显著影响调速系统的幅频及相频特性以及阻尼特性。随着τg的变大,系统的分界频率逐步降低。当振荡频率低于分界频率时,调速系统提供正阻尼;当振荡频率高于分界频率时,系统提供负阻尼。不同的τg配置对分界频率的影响比较大。
在物理意义上,τCH是指汽轮机高压蒸汽管道容积时间常数,简化模型中,仅考虑了一个高压缸做功的情况。τCH的大小直接关系着高压缸出力的变化。与τCH相关的传递函数模型为1/(1+τCHs),该模型与1/(1+τgs)具有相同的形式,τCH对系统阻尼的影响分析与τg对系统的影响相同,不同的是2个参数的取值范围有差异。
当振荡频率在分界频率附近时,附加阻尼系数DG很小,此时调速系统提供的附加阻尼接近于0,对系统的影响较小。
3.3 非线性环节对系统阻尼的影响
汽轮机调速系统的非线性环节主要有死区、纯延时、限幅等。它们对调速系统的频率特性及阻尼特性均有影响,以纯延时环节的影响为大。
纯延时环节可以用式(4)表示:
其中,τ为延时时间常数,根据计算得知,对于频率1.0 Hz左右的振荡,纯延时环节引起的相位滞后为72°,该环节对分界频率有很大的影响,考虑原动机调速系统对电力系统稳定的影响时,纯延时环节是不能忽视的。
4 小干扰分析和时域仿真计算[11,12,13]
仿真工具为电力系统仿真计算软件PSD-BPA,在IEEE 90系统框架上进行时域仿真以及小干扰分析,故障类型为1号发电机对应线路侧三相瞬时短路故障。研究的3机系统的故障类型相同,采用相同的原动机调速系统模型参数,计算中采用了六绕组发电机模型、数字式电液调速系统及自并励励磁系统,励磁系统及调速系统采用实测参数,发电机参数部分采用设计值。
在图8模型基础上研究原动机调速系统主要参数对阻尼特性的影响,篇幅所限,只列出不同放大倍数下的小干扰计算结果和时域仿真曲线。频域计算采用BPA-SSAP小干扰程序计算特征值及特性向量,时域仿真分析包含不考虑调速系统和考虑2组不同放大倍数下调速系统在故障下的发电机功角(1号发电机为参考机)及有功功率振荡曲线,KA分别取33.3、16.7。一个n机系统对应有n-1个机电振荡模式;对于3机系统,相应地有2个机电振荡模式,这2个模式的特征值计算结果如表1和表2所示。
表1中,放大倍数KA=16.7时,相比于无调速系统,阻尼比分别降低0.014 0和0.011 8;KA=33.3时,阻尼比分别降低0.027 3和0.023 0,调速系统给系统提供的是负阻尼,随着放大倍数的增大,提供的负阻尼越多。表2中,放大倍数KA=16.7时,相比于无调速系统,阻尼比分别提高了0.006 5和0.0047;KA=33.3时,阻尼比分别提高0.012 1和0.007 6,调速系统给系统提供的是正阻尼,随着放大倍数的增大,提供的正阻尼越多。
对应地,时域仿真中发电机2的功角摇摆曲线如图9、10所示(图中,曲线1、2、3分别表示无调速、KA=16.7、KA=33.3这3种情况下的仿真曲线)。
频域小干扰计算结果与时域分析结论吻合。多机系统研究还表明,调速系统对电力系统动态稳定的影响与机组对某个振荡模式的相关程度有关。
5 结论
系统特性参数 篇3
柴油机排放性能的提高离不开燃料供给与调节系统的良好匹配[1,2]。当前满足欧-Ⅲ排放标准的主要技术有四气门、电控高压喷射、燃烧室涡流优化、增压中冷、废气再循环 (EGR) 、可变截面涡轮增压 (VGT) 、后处理 (选择性催化还原 (SCR) 、稀燃NOx催化器 (LNC) 、柴油颗粒催化器 (DPF) ) 等, 其中电控燃油高压喷射技术是满足欧-Ⅲ排放的必要技术手段[3], 而电控单体泵供油系统以其良好的可靠性及喷油量和喷油定时的灵活可控特性在实现国-Ⅲ排放的同时, 具有达到国-Ⅳ排放标准的潜力。
本文针对某型国-Ⅲ排放标准柴油机, 以排放达国-Ⅳ标准为目标, 对供油系统结构参数设计进行仿真及试验研究。借助一维性能仿真软件对供油系统的结构匹配进行了研究, 提出了合理的供油系统匹配方案, 并基于此方案进行了试验, 研究了供油系统各结构参数对排放特性的影响, 并得出供油系统凸轮型线、单体泵柱塞直径及喷油器喷孔直径的最佳匹配方案和改进效果。
1 排放升级对供油系统的要求
1.1 原机排放性能试验数据分析
针对某型国-Ⅲ柴油机排放升级达国-Ⅳ的要求, 对该型发动机进行了稳态试验工况和ELR下的排放试验。试验结果如表1所示[4]。
从表1试验结果可看出, 原机排放性能满足国-Ⅲ排放标准, 其中CO和HC排放远低于国-Ⅳ排放标准限值, 但其他排放物则高于国-Ⅳ标准限值, 因此排放升级考虑的主要指标是NOx和PM排放。本文提出了缸内降低PM生成, 缸外通过SCR后处理装置降低NOx的技术方案, 以达到国-Ⅳ排放标准。在缸内主要通过匹配供油系统及优化燃烧过程来降低PM排放。
1.2 供油系统参数指标要求
表2为该型柴油机主要性能参数。由表2可知, 原机供油系统喷油压力较低和喷油持续期过长是造成PM排放较高的主要因素。喷油压力较低使得燃油雾化性能较差, 而喷油持续期较长则造成柴油机后燃严重, 因此供油系统性能参数应符合:优化凸轮型线, 增大柱塞直径和减小喷孔直径, 提高喷油压力和燃油雾化质量。一般达到国-Ⅳ (或欧-Ⅳ) 排放的柴油机最高喷油压力在160MPa以上;同时喷油压力的提高可以缩短喷油持续期和缸内燃烧持续期。
1.3 试验设备
排放测试试验在1132Z单缸模拟增压试验台上进行, 主要试验装置包括: (1) 1132Z单缸增压柴油机, 柴油机缸径为132mm, 行程为145mm, 压比为14, 标定工况增压比为2.47; (2) 交流电力测功机 (凯迈机电) , 标定功率160kW, 搭载西门子变频器; (3) CMF发动机瞬时油耗仪 (上海同圆仪器设备公司) , 响应时间<0.1s, 测量误差<0.12%; (4) MPM-4颗粒物分析仪 (MAHA公司) , 量程0~1000mg/m3, 精度±0.01mg/m3; (5) MEXA-720NOx分析仪 (HORIBA公司) , 量程0~3000×10-6, 测量精度±1×10-6。
2 供油系统仿真分析
2.1 电控单体泵系统方案
电控单体泵系统主要由供油凸轮、电控单体泵、高压油管及喷油器等组成。其中, 影响供油系统性能的主要参数包括柱塞直径、喷孔直径及供油凸轮型线等[5,6]。因此对供油凸轮型线的优选是供油系统匹配工作的主要内容。原机切线凸轮型线与优化降速凸轮型线对比如图1所示。
由图1可知, 原机供油凸轮型线为切线凸轮 (即凸轮速度随凸轮转角的增加而单调上升) 。切线凸轮型线的优点是易设计加工, 因此在泵-管-嘴系统兴起之时得到了广泛地应用[7];但是随着对供油系统性能的要求不断提高, 该类型凸轮型线已不能满足需求。优化供油凸轮型线为降速凸轮[8] (部分工作段随凸轮轴转角增加而凸轮速度降低) , 其降速特性使得最高喷油压力不随负荷的增加而升高, 并能在中、低负荷依然保持较高的喷油压力。
根据以上情况, 针对不同凸轮型线, 提出了表3所示的匹配组合方案 (喷孔数均为8) , 目的是在保证原机功率的情况下 (循环供油量基本一致) 观察供油系统喷油压力及喷油持续期变化趋势。
2.2 不同方案仿真计算与匹配分析
仿真模型中的结构参数由实物测取, 为保证建模准确性, 通过原机标定工况试验数据进行标定。各方案仿真计算结果如表4所示。
计算结果表明:柱塞直径10mm的单体泵匹配两种凸轮型线时, 选用优化降速凸轮型线能够在保证喷油压力的情况下有效缩短喷油持续期 (约5°CA) ;采用原机10mm单体泵匹配两种凸轮型线并未提高喷油压力至160MPa, 而匹配11mm柱塞直径及0.20mm喷孔直径时喷油压力达到目标值。因此需要在试验中进行不同柱塞直径单体泵及喷孔直径的匹配工作。
3 试验结果与分析
3.1 不同凸轮型线试验结果与分析
NOx排放采用机外后处理解决, 因此缸内燃烧过程主要关注PM排放情况。以凸轮型线作为单一研究对象进行研究, 统一采用10mm柱塞直径单体泵和0.21mm喷孔直径进行试验。图2为标定工况喷油压力曲线。
图3为匹配不同凸轮型线时外特性排放试验结果。结果表明匹配优化降速凸轮型线后, 发动机外特性PM排放得到明显改善, 平均降低60%以上, 这是因为采用优化降速凸轮型线时, 喷油压力上升较快, 平均喷油压力较高, 喷油持续期缩短, 从而减少后燃现象, 实现PM排放降低。
图4为不同凸轮型线时标定工况下瞬时放热率曲线。如图4所示, 优化降速凸轮型线前期瞬时放热速率较高。与原机切线凸轮型线相比, 采用优化降速凸轮型线后, 单体泵供油速率得到提升, 使得单位时间内喷入缸内的燃油量增加, 因此放热率较高。前期放热速率的增加会使得缸内温度上升, 从而造成了NOx排放增加。原机切线凸轮型线后期放热速率较高, 意味着后燃现象严重, 因此使PM排放增加。
综上可知, 采用优化降速凸轮型线, 可实现在保证原机功率不变的情况下降低PM排放。
3.2 不同柱塞直径试验结果与分析
由于试验结果显示在匹配优化降速凸轮型线后, 发动机的PM排放得到了明显的降低, 因此试验将采用优化降速凸轮型线, 匹配不同柱塞直径 (10、11mm) 的单体泵。为保证试验条件一致, 喷油器喷孔直径统一为0.20mm。图5为喷油压力曲线。如图5所示, 在采用0.20mm喷孔直径喷油器时, 匹配11mm柱塞直径单体泵喷油压力得到了明显提高, 可达163MPa。
图6为不同柱塞直径单体泵排放试验结果。如图6所示, 采用0.20mm喷孔直径、11mm单体泵时喷油压力达160MPa以上, 且PM排放得到明显改善 (外特性工况PM降幅超50%) 。这是由于采用较大柱塞直径单体泵时, 喷油压力明显提高, 燃油雾化特性得到改善, 喷油持续期缩短, 从而使PM排放降低;同时, 由于缸内燃烧温度较高, NOx生成量增加。
3.3 不同喷孔直径试验结果与分析
基于前节试验结果, 本节集中研究11mm柱塞直径单体泵、优化降速凸轮型线下不同喷孔直径 (0.20mm和0.21mm) 对排放性能的影响。图7为标定工况的喷油压力曲线。图8为匹配不同喷孔直径时, 外特性及1600r/min负荷特性下排放试验结果。与0.21mm相比, 采用喷孔直径0.20mm喷油器时, 虽然喷油压力得到一定程度的提高 (压力提高15.6MPa, 增幅10%) , 但PM排放并没得到改善。这是由于采用0.20mm喷孔直径时, 喷油持续期较长, 虽然喷孔直径的缩小使喷油压力增大, 可改善燃油雾化效果, 但却相应增长喷油持续期, 使得燃烧持续期增长, PM氧化时间缩短, 综合作用下, 发动机PM排放并没有得到改善, 图8 (a) 中NOx排放较低也证明了这一点。
综上所述, 匹配优化降速供油凸轮轴、11mm柱塞直径单体泵及0.21mm喷孔直径时, 发动机可获得最佳PM排放性能。图9为供油系统采用最佳匹配方案时的外特性排放试验结果。由图9可知, 发动机PM排放得到了明显的改善。在1300r/min时, PM排放的下降幅度达53%;同时, 其外特性工况下PM排放的下降幅度达80%以上。由此可见, 采用最佳供油系统匹配方案可以实现该型发动机排放升级的目标。
4 结论
(1) 凸轮型线对供油系统性能有重要影响, 试验结果表明:在采用优化降速凸轮型线后, 发动机的PM排放明显降低;与原机切线凸轮相比, 采用优化降速凸轮能够有效提升供油系统工作性能。
(2) 增加单体泵柱塞直径在提高喷油压力、增大供油量的同时, 能够改善燃油雾化特性并缩短喷油持续期, 有效降低PM排放。当采用优化降速凸轮型线、0.20mm喷孔直径时, 与匹配10mm柱塞直径的单体泵相比, 匹配11mm柱塞直径的单体泵时喷油压力提高20MPa, 压力增幅达14%。
(3) 采用较大喷孔直径 (0.21mm) 虽然导致喷油压力降低, 但能取得较好排放性能。与0.21mm喷孔直径相比, 用小喷孔直径喷油器 (0.20mm) 虽然能提高喷油压力 (实现目标值160MPa) 并提高燃油雾化质量, 但却相应地增长了喷油持续期, 使得燃烧持续期增长, 发动机PM排放性能并未得到改善。由此可见, 对供油系统性能优化从而改善发动机排放性能影响是一项多参数匹配过程, 需要综合考虑各参数间的耦合关系, 最终实现供油系统参数最佳配置。
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系统特性参数 篇4
文章[1]阐述了应用Excel VBA和Auto CAD之间数据交换和传输等优势保证工作质量、提高绘图工作效率方法,并以水轮机辅助设计为应用实例进行说明。水轮机调速器基本任务是根据系统负荷需要调节机组的有功功率并维持机组的额定转速,这就要求调速器对机组的调节实现“快、准、稳”3个基本目标[2]。调速器静态试验是机组在无水且导叶和接力器装配完毕并能灵活动作后机组的一个重要试验,是计算和衡量调速器静态参数的重要手段。
文章[3]对调速器静特性试验规定如下:用稳定的频率信号源输入额定频率信号,以开度给定将导叶接力器调整是50%行程附近。然后升高或降低频率使接力器全关或全开,调整频率信号,使之按照一个方向逐次升高和降低,在导叶接力器每次变化稳定后,记录该次信号 频率值、相应的接力器行程。分别绘制频率升高和降低的调速器静特性曲线。每条曲线在接力器行程5%～95%的范围内,测点不少于12点,如测点1/4不在曲线上,或1/4测点反向,则此次试验无效。试验连续三次,试验结果取其平均值。投入人工死区并置不同整定值,据此试验结果绘制曲线,求出实测人工死区值,并校核其刻度值。
从文章[3]对调速器静特性试验的规定可以看出,静特性试验中可以计算参数为:永态转差系数、转速死区、开机和关机线性方程(常数项系数a、一次项系数b)、开机和关机线性误差等参数。目前大部分新建水电站使用的均为双套冗余的微机调速控制系统,因此试验数据复杂、繁多,参数计算和曲线绘制的工作量很大。基于此本文将阐述应用Excel VBA的二次开发对机组控制系统静特性试验数据的处理方法,以便于在试验中快速准确的评价调速器的性能和本次试验数据的可信度。
1程序设计思路
文章[1]简单阐述了Excel 宏的应用基本常识和VBA编辑器、窗体、对话框等的基础知识,Excel数据存储格式、坐标的点定义、绘图命令。本文仍采用类似思路进行坐标点的绘制,保留以前设计思路的灵活性。因为在CAD中任意一点平面坐标均用两点表示即为:X/Y,其中将横坐标定义为开度(%),纵坐标定义为频率(Hz)。开度在5%～95%变化,其最大变化幅值90%,机组频率在51.5～48.5 Hz(bp=6%为例),变化幅值只有3 Hz,如果采用其绝对值进行绘图,那么比例明显不协调,因此为了使曲线美观协调,在绘图对话框中设置两个Textbox分别表示开度和频率的放大倍数,根据需要和审美观念可以任意改变其放大倍数。定位Excel每个Cells中的数据需要行数和列数,数值循环起始/终止列两个Textbox定位数据行数,“导叶开度 % X”和“机组频率 Hz Y”分别定位数据列数,将这些数值赋值给动态数据进行绘图。
在绘图对话框中分别设置静特性曲线绘制、格栅绘制、坐标轴标注和清除数字重置4个CommandButton,其中静特性曲线绘制命令的功能是绘制两条静特性曲线,格栅绘制命令的功能是静特性曲线纵横坐标轴的绘制,坐标标注命令的功能是将纵横坐标轴标注数据及坐标轴的含义。添加6个Textbox分别设置坐标轴标注字体的大小、静特性曲线线宽和格栅线宽。在UserForm中添加一个3页page,将其Caption属性设置为静特性曲线绘制、静特性线性系数计算、死区计算和误差分析,如图1、4、5、6所示。
2静特性曲线的绘制
调速器静特性曲线表示导叶开度和机组频率之间的关系曲线,近似一条直线,因此可以用一元线性回归方程分析计算其参数。
通过改变不同开度放大倍数或者频率放大倍数进行绘图,比较开度和频率在图中的协调性和静特性曲线美观性,同时通过改变线颜色和线型区分开机或关机方向特性曲线,标注文字的大小可以任意调整使其与静特性曲线保持协调。静特性曲线中正上方的数字如“2～100”表示开度放大是2,频率放大倍数是100。为了保持图幅的整洁、简单明了,坐标轴只在最大值处标有相应数据,其他等幅递减。
从上图1可以看出开度和频率放大倍数都为1时,即采用开度和频率绝对值绘制的静特性曲线图是不协调、不美观,因此需要改变放大倍数已达到协调美观的要求。从图3可以看出,静特性曲线图布局最为协调和美观。除图2外,其他X/Y坐标轴字体和X/Y坐标标注字体大小分别设置为10,格栅线宽设置为0.1,静特性曲线线宽设置10。从绘图结果来看字体大小和线宽设置是合适的。图2字体设置为5,从图中可以看出字体偏小,静特性曲线和字体不协调。
3调速器参数计算
回归分析是数理统计中应用较为广泛的重要内容,也是分析试验数据的一种较为科学的方法。调速器静特性试验数据包括:开度、频率。文章[3]规定在5%～95%测点不应少于12点。调速器静特性开度和频率数据几乎为直线分布,因此采用一元线性回归方程进行分析计算。
3.1回归方程计算
文章[4]详细地介绍了一元线性回归方程的计算模型、参数估计计算、误差估计计算、置信区间估计和各种计算例题等内容。假设对于某一区间x的每个值均有Y～N(a+bx,δ2)其中a,b及δ2是不依赖于x的位置参数,即设Y关于x的回归函数为Y=a+bx+ε,ε～N(0,δ2), 。因变量Y由两部分组成,一部分是x的线性函数a+bx,另一部分是ε～N(0,δ2)是试验随即误差,是人们不可控制的[4]。函数Y=a+bx+ε的联合密度函数为:
用最大似然估计法估计未知参数a、b,置∑
式中:
在调速器静特性计算中令y是机组的频率,x为接力器开度,因此可以求得函数Y=a+bx+ε的回归方程,系数a、b分别保留四位有效数字和六位有效数字。调速器在某一次静特性试验中参数如表1所示。
单击对话框上“静特性计算线性系数”,计算结果和对话框如图4。
通过计算开机方向:a=51.499 1,b=-0.030 041,线性回归方程为Y=51.499 1-0.030 041x+ε;关机方向:a=51.505 5,b=-0.030 001,线性回归方程为Y=51.499 1-0.0300 01 x+ε。
3.2误差和可信度分析
导叶开度和机组频率由于调速器加工误差和信号源误差,不可能是一条标准的直线,只是一条近似直线,采用一元线性回归方程进行试验数据的处理时一定会有误差,因此误差的大小决定了试验数据的可信度和试验方法的有效性。计算线性回归方程的误差显得尤为重要。试验数据的残差平方和为:
其中
通过开方可以求出σ,文章[5]给出了相对误差的定义即:
求出所有试验点上的相对偏差,则其中最大的正、负相对偏差的绝对值之和,即为静特性曲线的线性度误差。
原始参数如表1,单击图5对话框“误差分析计算”按钮即可求出调速器静特性参数计算中开向和关向误差值,分别保留四位有效数字。通过计算开向δ=0.690 0%,关向误差δ=0.518 7%。
为了便于观察和衡量系数a、b值的可信度,本文又给出了系数a、b的95%置信区间并进行了假设回归方程的显著性分析。
在处理实际问题时,假设Y=a+bx,不但要用专业知识和实践来判断,而且还要根据得来的数据进行假设检验判断。这就是说求得的方程是否具有实用价值,一般使用t分布法进行检验[6]。假设 :b=0; :b≠0。通过推导H0的拒绝域:
如果假设H0:b=0被拒绝时,认为回归效果是显著的,反之就认为回归效果不显著,计算结果如图6。从计算结果分析采用线性回归方程是有效的,并且误差在允许范围内。
当回归效果显著时,常需要对系数b做区间估计,通过推导可得b的置信水平为1-∝的置信区间为:
取其置信水平为95%的置信区间分别计算开机和关机方向系数b的置信区间,原始数据如表1,单击图6“可信度分析”,通过计算开机方向的置信区间为(-0.029 893,-0.030 189);关机方向的置信区间(-0.029 911,-0.030 091),根据一元线性回归方程计算开机方向b=-0.030 041、关机方向b=-0.030 001,因此可以看出计算结果是可信的。
3.3永态转差系数计算
调节系统的静特性有两种情况:一种为无差调节,即机组出力不论为何值,调节系统均能保持机组额定转速,静态无差为零,如图7(a);一种为有差调节,即机组出力大时,调节系统保持较低的机组转速,静态无差不为零,如图7(b)。
永态转差系数定义为静特性曲线斜率的负数,即:
调速器静特性试验中每个测点均未已知,因此可以方便地求出调速器静特性的永态转差系数。每组数据有12个以上的测点,在计算中选取每组参数的平均值
3.4转速死区计算
转速死区是衡量调速器的一个重要指标,调速器转速死区过大对机组稳定都不利。影响转速死区的主要因素有机械加工精度、安装公差等,不因人为而改变,是调速器固有的特性,人为只能减小死区的大小,不能消除这种误差。
文章[5]给出了转速死区的计算方法和计算工程,参考文章[5]进行调速器死区计算,其中选取计算值和相应实测值的差值最大值作为转速死区值,将转速死区分别用百分数和赫兹数表示,如图5。单击“调速器死区计算”可得计算结果0.012 013 Hz和0.024 00%。
4结语
调速器静特性试验数据较为繁多,如果采用不当的计算方法和方式,不但影响试验效果的及时性,而且还影响结算结果的准确性。文中采用的计算方法均为处理试验数据并经实践检验的经典方法,极大地提高了计算结果的可信度。通过对Excel VBA和Auto CAD的二次开发,实现了处理数据的及时性,将绘图与计算融为一体极大地方便了现场试验人员对数据的处理,并为试验人员提供了分析试验数据可信程度的方法。采用上述方法将对调速器静特性试验及数据的处理提供重要的参考作用。
参考文献
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[4]盛骤,谢式千.藩承毅概率论与数理统计[M].北京:高等教育出版社,2008.
[5]DL/T496-2001,水轮机电液调节系统及装置调整试验导则[S].
系统特性参数 篇5
装备制造业是一个国家综合国力和国防实力的重要体现, 它对推进经济结构战略性调整、产业升级、扩大国内需求、实现经济可持续发展的战略至关重要[1]。机械结合面静态性能对机械装备的动态特性、抗振性、运动响应敏捷性等性能有重要影响。研究表明, [2,3]机床整机刚度的50%取决于结合面刚度, 因此, 掌握影响结合面基本特性参数的因素, 对进行机械装备自主创新设计开发人员来说是必不可少的难题。本论文针对机械结合面静态特性参数理论, 对影响结合面静态特性基本参数的因素进行详细总结和归纳, 并通过对影响因素是否存在连续变化的情况, 提出两种处理方法。
1 结合面静态特性基础特性参数影响因素分析
机械结合面静态特性基础特性参数影响因素颇多, 部分影响因素由于非线性的缘故, 到现在都还没有建立完整的阐述体系。对影响结合面静态特性基础特性的影响因素进行分析, 是研究结合面静态特性的基础, 然而基于此建立正确的模型, 并得到一些试验参数数据便是研究结合面静态特性影响因素的目的。根据影响结合面静态特性的重要性, 可以大致其分为与结构有关的因素、与工况有关的因素和反映结合面固有特性的因素等。
1.1 结构类型因素
结合面的结构影响因素是影响结合面静态特性基础特性参数因素的组成一部分, 一般如结合面的结构类型与尺寸、结合面功能、结合面形状误差等这一系列的结构因素都对机床整机结构静态特性的影响很大, 对其结合面功能选择以及主要结构部件进行性能分析, 从而找出结构上的薄弱环节, 并在此基础上进行机床结构的优化设计, 是提高整机结构静态性能的关键因素。
1.2 结合面固有特性因素
实际机械结构的接触面中, 由于粗糙度和波度的存在使得结合面间的接触并不是整个面的完全接触, 而是在若干微小平面上的接触, 正是因为这些微小接触才使得因结合面面压、材料、加工方法以及表面粗糙度、结合面的介质情况的不同, 就使得机械结构在力学性质上不再具有连续性, 同时也使得整个机械结构的性能存在不确定性, 正因这一问题的存在就直接影响了工业生产中产品的精度和生产效率。
1.3 工况相关因素
当两个粗糙表面受到载荷作用时, 在加载初始阶段, 由于法向载荷较小, 两接触表面接触峰点产生弹性变形, 结合面法向刚度表现为线性特性;随着载荷的不断增大, 两接触表面间的变形经历了线性弹性、弹塑性共存、塑性三种变形, 这种连续变化使结合面接触刚度与载荷间表现出由线性向非线性变化。正是因为这种由载荷所引起的非线性原因, 因此从工况的角度分析结合面问题, 是很有必要的。
2 处理方法
结合面的基础静态特性的研究的根本目的就是为了能够在工程中应用。在工程中应用的时候, 就更应该考虑这些影响结合面静态特性的影响因子。
2.1 与结构设计有关的影响因素在设计预测时予以处理
随着计算机技术和数值解析方法的发展, 可以利用有限元程序对复杂的大型零件进行结构解析计算, 甚至对组合件、部件以及整台机床的结构特性也可以进行计算。因此在对影响结合面静态特性进行处理的时候, 可以利用计算机获得最佳的设计预测效果并进行相应的处理。
2.2 反映结合面固有特性的因素以及结合面静态基础特性参数数据来体现
由于结合面的影响因素众多, 结合形式多种多样, 因此在分析时不可能考虑到所有的影响因素。一般在处理结合面固有特性的影响因素时候都是通过直观基础特性参数数据来显示, 给人直观地表示。
3 发展与趋势
结合面的静态特性的研究较多, 到现在可以认为有些许成就, 但是当前的研究在系统性、普遍性、实用性等方面还存在不足。研究不足及未来的发展趋势主要表现在:
(1) 结合面准确的模型待建立。结合面静态特性的影响因素众多, 当前国内外集中研究和建立的结合面模型也只是针对部分的影响因素而建立的模型, 虽然有部分学者考虑了几种因素但是由于结合面属于柔性结合部以及它的非线性, 使得在研究和分析的时候对模型过于简化, 使得有时候模型建模不准确, 影响了实验结果了, 因此将来需要在研究各类影响因素基础上建立高精度的结合面综合模型。
(2) 面向不同类型的机械结构的研究进展缓慢:当前的机械只要存在着靠某种形式连接起来的机械零部件就会存在着结合面, 正是由于结合面的普遍存在, 国内外研究人员在考虑结合面的静态特性的影响因素时候, 往往只是相对于某种特殊或普遍的机械结构而已, 并没有广泛地普及性, 由此, 在根于结合面的普遍性, 探索普遍适用的各类机械结构结合面的模型及控制方法更能满足产业需求。
摘要：机械零部件之间的静态接触性能对装备的静动态、振动、运动响应等性能有着重要影响。通过对该领域相关文献的分析和归纳, 总结出影响机械结合面静态特性基础参数的影响因素和针对各类影响因素的处理方法, 为机械动力学的建模和计算提供系统的研究思路。
关键词：静态特性,接触刚度,工况
参考文献
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[2]PEN Y.BEARDS C.F.Identification of effective linear joints using coupling and joint identification techniques[J].ASME, Journal of Vibration and Acoustics, 1998, 120 (2) :331-338.
系统特性参数 篇6
在城市高架桥工程和立交枢纽工程建设中, 受道路线形限制, 同时追求结构美观, 主桥通往匝道的分岔连接处常选用异形变宽多室箱形结构。这种异形桥梁结构一般由直线和曲线梁组成, 根据路线走向以各种方式相结合。异形桥梁的受力比普通的曲线桥更复杂。一方面是由于异型梁桥桥面宽度变化大, 不利于模型的方便建立;另一方面, 不同桥式之间相互搭配, 结构形式多变, 动力响应很复杂。
近些年, 对于非规则桥梁的抗震研究有所增加, 但主要研究对象是曲线桥梁, 对于异形桥段大多集中在上部箱梁的受力分析, 尚没有抗震分析的研究。赖国政等[3]在基于梁格法及板壳有限元法的立交桥空间分析中详细介绍了梁格法在复杂桥梁分析的方法与计算。陈太聪等[5]在复杂立交系统的有限元建模与抗震分析中以广州市广园东路禺东西立交系统为例, 介绍复杂立交系统的模型设计、动力特性及三地震水准下的结构反应时程分析, 据此提出具一般性的立交抗震设计建议。
本文就针对城市立交工程中异形桥梁的动力特性分析计算模型的建立进行了探讨。研究合理计算模型的选取, 计算了其动力特性, 并对匝道桥的联数对主线桥的动力分析影响程度进行了研究。
1 现有抗震规范关于计算模型的讨论
目前桥梁抗震规范对于桥跨结构计算模型的建立均有提及。最新的《公路工程抗震设计细则》 (JTG/T B02-01-2008) 、《城市桥梁抗震设计规范》 (CJJ 166-2011) 对非规则桥梁的建模原则进行了探讨, 主要规定如下:由于非规则桥梁动力特性的复杂性, 采用简化计算方法不能正确地把握其动力响应特性, 要求采用杆系有限元建立动力空间计算模型。计算模型应考虑后继结构和边界条件的影响, 可以在所取计算模型的末端再加上一联梁桥或桥台模拟。
另外, 《公路工程抗震设计细则》 (JTG/T B02-01-2008) 还规定:对于具有不规则的几何形状 (如包含大量的曲线、斜桥和直线桥梁) 的大型桥梁工程, 直接利用总体空间计算模型进行抗震分析非常复杂。为了简化计算, 可以分成两步进行结构的地震反应分析:
首先建立总体空间模型, 利用总体空间模型进行E1地震作用下的反应谱振型分析法分析。总体空间模型应包括立交工程中的所有桥梁结构及其联接方式;在总体空间模型计算的基础上, 建立局部计算模型, 利用局部计算模型和确定的地震最不利输入方向进行时程分析。局部模型应考虑邻联结构和边界条件的影响。
常见的空间计算模型有杆系模型、板壳模型及梁格模型。对于大多数规则桥梁来说, 桥梁结构抗震分析模型通常以单根梁模型为主。该方法模型简单, 同时能较好的保证分析结构的精度。而立交异形结构具有独特的地震反应特性, 在地震力激励下还能否使用单根梁模型简化, 是一个值得考虑的问题。本文拟通过杆系模型与梁格法建立的模型对比, 总结出相应的规律。
2 工程概述
以某大桥中主线桥与立交工程过渡段异形桥段为研究对象, 该桥段为小跨度 (20m) 钢筋混凝土曲线弯梁桥SG、SH匝道和连接此两个匝道及主线桥的异形箱梁桥。两匝道大体上呈对称状分布。主线引桥标准段桥宽24m。该桥段与SG、SH匝道连接处桥宽11.65m, 与引桥连接处桥宽30.88m, 采用单箱七室截面;与主桥连接处桥宽32.1m, 采用单箱九室截面。主线引桥下部结构采用双柱墩。匝道墩为独柱墩。根据安评报告, 该工程处于2类场地, 基本烈度为8度 (0.3g) 。主线桥平面布置见图1。
3 城市立交桥梁动力特性分析
应用大型有限元软件MIDAS建立该立交工程异形段的空间模型, 除上部结构分别利用杆系单元和梁格模型模拟外, 桥墩、承台、及桩基础均采用梁单元模拟, 支座采用主从自由度约束模拟。桩土相互作用利用m法输入节点的土弹簧刚度。根据该桥结构特点, 并考察匝道对主线地震反应的影响程度, 分别建立了四个标系模型:模型A:主线桥, 不接匝道桥;模型B:主线桥+一联匝道桥;模型C:主线桥+两联匝道桥;模型D:主线桥+三联匝道桥。以及四个梁格模型:模型a:主线桥, 不接匝道桥;模型b:主线桥+一联匝道桥;模型c:主线桥+两联匝道桥;模型d:主线桥+三联匝道桥。如图2所示。
3.1 不同模型之间动力特性比较
结合上述计算模型, 在MIDAS程序中采用采用Rize法进行模态分析, 求解其动力特性, 图3～图6分别给出了不同模型下的前十阶特征值曲线。
通过上图对比杆系模型和梁格模型的特征值分析结果可以看出:结构低阶模态频率相差不是很大。其中, 梁格模型均比杆系模型的结果要偏小。可见对于变宽桥而言, 杆系模型的截面刚度比实际要偏大。高阶模态的自振频率相差较大, 但振型参与质量很小。对于桥梁抗震而言, 影响动力特性的因素主要在于质量分布和刚度分布, 且振型参与质量大多集中在低阶模态, 虽然异形桥梁的桥面宽度变化较大, 但利用单根梁模型已经能准确求出其主振型的自振特性了。另外, 从图6还可以看出, 随着匝道桥的联数增加, 二条曲线接近重合。
3.2边界条件对动力特性的影响
为了更准确地对比边界条件的影响, 以梁格模型为例, 连接不同联数匝道桥模型的前十阶自振频率如表1所示。
注:模型a、b、c、d同前所示。
由表1可以看出:匝道桥对主线桥自振频率的影响还是很大的。不同模型的计算结果差别随所取匝道的联数的增加而减少, 同时, 由于曲线匝道桥的支座约束方向不同, 低阶频率的变化为先增大后减小。
另外, 主振型出现的序列发生改变 (振型图由于篇幅原因在此省略) 。模型a、b的主振型分别为第1、2模态, 模型c、d的主振型分别为第3、4模态。
4结论
(1) 通过对比单根梁模型和梁格模型的特征值分析结果可以看出:对低阶频率和振型而言, 单根梁模型和梁格模型相差不大, 对于该立交异形桥梁的动力特征分析建立单根梁模型即可。
(2) 梁格模型的自振频率比单根梁模型的结果偏小, 单根梁模型的截面刚度比梁格模型的偏大。
(3) 匝道桥对立交异形桥梁主线桥的动力特性影响明显, 按照规范仅取一联梁桥进行后继结构和边界条件模拟与实际有较大差异。另外, 由于边界条件的影响, 主振型出现的序列也发生了改变。
参考文献
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[5]赖国政, 吕容涛.基于梁格法及板壳有限元法的立交桥空间分析[J].武汉工程大学学报.2008.30 (1) :37-40.
系统特性参数 篇7
对于LF和EAF而言，二次短网是指在变压器二次出口与钢包内(或电炉内)钢水间的电路，一般由变压器二次出口侧的铜管、软连接及电极横臂组成。二次短网特性参数指的是二次短网短路时所具有的电阻和感抗，它决定了冶炼时用电效率的高低、也决定着为获得最大有功功率和最大电弧功率所需的电流设定点。二次短网特性参数、变压器铭牌参数及冶炼时的操作设定决定冶炼过程的用电效率和升温速度。本文简要分析二次短网特性参数对于冶炼特性的影响并介绍二次短网特性参数的计算;同时，介绍由北京金自天正智能控制股份有限公司(冶金自动化研究设计院)所开发的智能电极调节器[1]。本文所有的分析与计算建立在如下假定的前提条件下:电弧是具有纯电阻特性的电导体。
1 二次短网特性分析
对于LF和EAF，其二次短网(每相)可以用图1的等效电路[2]来表示。
E0,R0,XL0,Rarc和I—分别表示二次侧相电压、短路阻抗、短路感抗、弧阻抗及弧流。
依据此等效电路，存在如下基本关系
式中，E0,I为E0,I的矢量值。于是，视在功率PS、有功功率PU、弧功率Parc、无功功率PQ、功率因数cosφ和弧长Larc与I的关系如下
上述式中，k为经验系数，对于LF而言，一般在1.0左右，对于EAF而言，一般在0.1～1.0。
根据式(2)和式(4)，得到
式(7)就是PU和PQ的关系，显然这是一个圆形轨迹图。对于不同的二次电压及不同的二次短网短路参数，可以做成二次功率圆图(见图2)和冶炼特性参数与设定电流间的关系图(见图3)。
上部图中(1)～(5)分别表示视在功率PS、无功功率PQ、有功功率PU、弧功率Parc和短网短路电阻功率Pro;下部图中(1)～(5)分别表示热效率[3]Parc/PU、功率因数cosφ、弧长Larc、弧压Varc、及弧阻Rarc。
图2和图3画面由Visual C++开发得到，通过选择不同的电压挡及改变短路阻抗和短路感抗，进而研究每个特性参数的变化规律。图2中表示的是在不同二次电压挡位及一定的二次短网特性参数下，有功功率和弧功率与无功功率间的关系(同时也标示了功率因数曲线)，由图2可见，PU和PQ的关系曲线为圆形轨迹(黑色曲线)，而Parc和PQ的关系曲线则不是圆形轨迹(灰色曲线)。图3表示的是在不同的二次电压挡位及一定的二次短网特性参数下，冶炼特性参数随二次设定电流变化的关系;图3中热效率定义为Parc/PU，电效率(功率因数)定义为PU/PS,Tap1～Tap13表示电压挡位(1～13挡)，ZR0表示二次短网短路阻抗、ZL0表示二次短网短路感抗。图2和图3依据的变压器铭牌参数如表1所示。
通过改变二次电压及二次短网短路参数可以明显看出他们对冶炼特性参数(PU,Parc,PU/PS,Parc/PU,Larc,cosφ和短路电流Imax等)的影响。限于篇幅，本文不阐明详细的分析过程，只给出分析结论如下:
K+为正方向换挡;K-为反方向换挡
(1)ZL0越大，Imax越小、cosφ越低、PU和Parc越低、PU/PS越低;但如果cosφ太大，容易造成断弧，因此ZL0要大小合适，不是越小越好。
(2)ZR0越小，Parc/PU越大，所以ZR0越小越好。
(3)当二次设定电流在由小变大的过程中，PU和Parc逐渐增大，但当电流超过某个值(对于PU和Parc，这个值是不同的)后，随着设定电流的增大，PU和Parc反而迅速减小。
(4)当cosφ=0.707时，获得最大有功功率PU，而当cosφ>0.707(具体多少由短网特性参数决定)时，获得最大弧功率Parc。但需要注意的是，在不同的电压挡下，取决于短路阻抗和短路感抗的大小，当达到最大有功功率或最大弧功率时，这时的视在功率有可能大于变压器的容许范围，这是在实际选择设定功率优化点时需要注意的问题。最理想的情况是，要依据实际的短网特性参数、变压器铭牌参数、造渣厚度及升温速度要求，选择合适的电压挡及设定电流。
(5)短路电流主要由短网短路感抗大小决定。
2 二次短网特性参数计算
由上面的分析可知，二次短网特性参数在LF和EAF冶炼操作过程中对于二次电流设定点的选择具有关键的作用，所以，得到实际的短网短路感抗和阻抗就显得非常重要。一般短网承建厂商会给出二次短网的设计参数，但有时设计参数可能与实际参数有较大的出入，因此，在进行电极控制器的调试和冶炼操作时，要以实际的短网特性参数为依据。
一方面，要得到二次短网特性参数就需要进行短路冲击试验、并需要专门的检测仪表进行检测，但现场不具备这样的条件;另一方面，短路冲击试验对设备和冶炼都是不利的，所有这些因素造成现场一般都不进行这方面的专门测试。
本文介绍在不需要专门的检测仪表的情况下，利用实际检测的电参数完成二次短网特性参数的计算，依据的基本原理如图4所示。
|Z|—总电抗值;φ—电压与电流的相角。
2.1 二次短网短路感抗的计算
式中，V为二次电压有效值(每相)。
对于一个电极控制系统，如果能采集或计算得到每相的V,I和cosφ，就可以通过式(8)计算得到每相的二次短网短路感抗。对于下面介绍的智能电极调节器系统而言，由于采用了高速数据采集技术以及具备数据处理和计算功能，因此，可以实时得到每相的V,I和cosφ，也就是说，可以计算得到每相的二次短网短路感抗。不过在实际处理时，最好在电弧较稳定时进行计算，另外，需要对多组数据做统计处理，这样得到的结果才更科学、更有效。
2.2 二次短网短路阻抗的计算
由于电弧是个纯阻抗的复杂电导体，其弧阻与弧长及弧流间的定量关系非常复杂，目前还没有检索到这方面相关的报道资料，所以，为了进行短路阻抗的计算，需要排除掉电弧阻抗的影响，因此，需要进行短路测试。具体做法是:
(1)先选择最低的电压挡，假定为Vmin，依据前面介绍，假定计算得到的短路感抗为XL0，则短路电流为,Imax<Vmin/XL0。然后进行短路测试，设定电流为Vmin/XL0(此前提下通电过程中没有电弧);
(2)设置电极升降控制方式为恒电流PID模式，且电流死区范围为:Vmin/XL0-5 000～Vmin/XL0+5 000(A)，这样可以避免因设定电流过大、实际电流无法达到此设定值，从而导致电极一直往钢水里插的现象。
根据测试过程中得到的电参数(V,I和cosφ)，完成短路阻抗的计算:
3 智能电极调节器参数计算
北京金自天正智能控制股份有限公司(冶金自动化研究设计院)开发的智能电极调节器的主要功能是完成电极升降的优化控制，其控制策略包括常规PID方法、智能PID方法及神经元网络方法，这方面的内容本文不作介绍。智能电极调节器除了其主要的电极升降控制功能外，也有一些辅助功能，其中就包括二次短网短路参数计算及功率设定参数计算。
3.1 二次短网短路参数计算
如前所述，得到冶炼过程中的电参数是计算二次短网特性参数的基础。智能电极调节器系统配备了高速数据采集卡(数据采集画面如图5所示，图中，纵轴坐标为采集卡转换后的标准电压值，横轴坐标为时间，交流工频为60 Hz)，同时开发了数据处理与数据计算功能模块。
智能电极调节器中的数据处理采用高速数据采集卡实现，主要数据处理方式为:采集速度设置为5 000数据点/通道、数据收发接口设置为DMA;而数据计算包括许多参数的计算，限于篇幅，这里只介绍V,I和cosφ的计算。
在每个周波内通过对采集到的100个(n=0～99)离散点做均方根计算，从而得到二次电压和电流的有效值，而cosφ则通过电流和电压离散点的乘积累加方式实现，计算公式如下:
式中，vn,in为采集的电压、电流瞬时值(1个周波内的离散点)。
3.2 功率设定参数计算
根据计算出的二次短网短路参数和变压器铭牌参数，智能电极调节器自动计算优化的功率设定点(二次电流)[4,5]，计算中主要考虑如下因素:(1)变压器最大允许电流;(2)变压器最大视在功率;(3)最大功率因数(保持弧稳定，对于LF一般不要超过0.94);(4)最大二次电压;(5)最小二次电压;(6)升温速度;(7)渣层厚度。其中(1)～(5)的限制因素如图6中的阴影部分所示。
根据优化的功率设定点及计算的弧长等参数，最终给出功率设定参数表作为冶炼时操作设定的依据，功率设定参数表如表2所示。
限于篇幅本表仅以13挡电压中的2个挡位为例作说明。
4 结束语
通过本文的分析，可以得到如下结论:
(1)二次短网特性参数在LF和EAF冶炼过程中具有关键的作用;(2)短网感抗决定着取得最大有功功率及最大弧功率时的设定点大小，也是决定短路电流大小的主要原因;(3)短路感抗决定电效率的高低，短路感抗越高，电效率越低，但不是短路感抗越低越好;(4)短路阻抗决定着热效率的高低，短网阻抗越小，热效率越高，短路阻抗越小越好;(5)在一定电压挡位下，取得最大有功功率时的功率因数为0.707，但实际应用时要考虑到此时的视在功率及设定电流不能超过变压器的容许范围，也就是说，对于实际可以取得的最大有功功率，其对应的功率因数不是0.707(一般要比此值大许多，比如对于LF为0.9)，这样才能最大发挥变压器容量的作用，这是功率设定时需要注意的问题;(6)在一定电压挡位下，取得最大弧功率时的功率因数大于0.707，但实际应用时也要考虑到此时的视在功率及设定电流不能超过变压器的容许范围;(7)弧流越小则热效率越高、功率因数越大，热效率越高，但过小的弧流容易断弧;(8)选择优化的功率设定点时需要考虑到二次短网特性参数、变压器铭牌参数及冶炼操作时的造渣厚度。
摘要：对于LF或EAF而言,二次短网特性参数(短路阻抗和短路感抗)具有至关重要的作用,它决定着冶炼时用电效率的高低、也决定着为获得最大有功功率和最大电弧功率所需的电流设定点。二次短网特性参数、变压器铭牌参数及冶炼时的操作设定决定了冶炼过程的用电效率和升温速度。本文简要分析二次短网特性参数对于冶炼特性的影响以及如何进行二次短网特性参数的计算,同时介绍由北京金自天正智能控制股份有限公司开发的智能电极调节器。
关键词：二次短网,短路阻抗和短路感抗,有功功率,无功功率,智能电极调节器
参考文献
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