同步试验（通用6篇）
同步试验 篇1
摘要：交流电机同步控制系统有多种方案,采用新的思路,并运用电轴系统,控制试验台多轴系统同步,不仅满足了机车试验台同步,高速化的需求,更重要的是使试验台更好地模拟了实际运行中的各种工况,具有一定的实际运用价值。
关键词：多轴电气同步,电轴,试验台
1 引言
机车车辆试验台是对现代机车车辆进行科学试验的大型试验装置,它可以模拟再现机车车辆在铁路线上运行的各种工况环境,测试机车车辆的各种性能参数。经过实践,证实了机车滚动试验台试验与线路运行试验相比具有如下优点:
(1)同时进行多项性能试验,周期短,成本低;
(2)缩短机车车辆的研发时间,节约研究经费;
(3)具有良好的重复性,不受气候条件影响;
(4)排除各种干扰,进行单因素分析;
(5)进行线路上无法进行的试验,如超高速运行、蛇行失稳、各种人为设置的极端条件(如减振器失效)下运行试验等;
(6)检测方便,可检测在线路运行中无法检测的运行信号如车体振动的绝对位移等。
试验台系统如图1所示,为了使各轨道滚轮的转速相同,需对试验台四个轴进行同步控制。同步控制有两种方式:一种是机械上的同步,即机械同步;另一种是对电路的控制实现同步,即电气同步。电气同步实现方案较多,如直流多单元分电源同步、交流电机变频调速同步等,在综合考虑试验台实际运行工况、同步精度要求以及节约资金等方面因素,最后选定电轴同步系统。
2 电轴同步系统的工作原理
电轴同步方案如图2所示,M1及M2为两台主拖动电动机(或简称主机),分别拖动两个工作机构,负载转矩为Tl和T2。M1及M2通常为型号、功率与机械特性均相同的异步电动机,也可以是直流电动机和其他类型的动力机械。
为了使轴1与轴2同步旋转,在每根轴上设有辅助电动机(或简称辅机)BMl及BM2,它们是绕线异步电动机,功率与机械特性相同。当主拖动电动机带动BMl及BM2旋转时,转向可以顺着或逆着辅助电动机定子磁场的旋转方向。
设两电轴电机转子电势之间的失调角等于θ12,两者之间的电势△E2≠0,在转子电路产生一个平衡电流,它滞后于△E2一个角度ψ2(复数表达式),即:
式中:E2N为转子不动时的电势模;R2、Z2、X2为转子每相的电阻、阻抗及电抗;S为转差率。
经变换后,可以求出滞后的电轴电机中的电流的有功分量。
设φ不变,则转矩正比于电流有功分量
M1为即慢的一台电机所产生的力矩。
从上面转矩的公式可以看出,在一定的失调角下,工作转差率愈高,则电轴电机所产生的转矩愈大,因此一般情况下,为了产生较大的平衡转矩并保证系统的同步可靠性,实际上电轴电机的转子是逆着磁场旋转的,利用上述公式作图,即以转差率不变,失调角为横座标,M/Mm为纵坐标,如图3所示。从图3可以看出,对系统起平衡作用的转矩为:
显然,在一定范围内转差率愈高,平衡转矩愈大。当失调角超过90°后,转矩逐步递减,若此时外负载继续增大,由于平衡转矩不能适应逐步增大的外负载,必然引起失调角增大;平衡转矩继续减少,系统将失步解体。为保证系统在稳定区运行,实际系统失调角不得大于30°,超过此值要加以保护,同时要求转差率最好在2>S>1范围之内,基于以上原因,起动前一定要整步,使两电轴电机失调角在接近于零的状态下再启动。
3 系统的稳定性
在由四点拖动的生产机械中,有四套机组,如果假定其为一刚体,则θ12=θ34这样四台电轴实际上只有两个自由度了,如图4所示为四台电轴的转角与失调角。
令x=θ14=θ1-θ4;y=θ23=θ2-θ3于是得到:
式中:
因为:
及d23=d14(在本拖动系统中是如此)
所以Kg=K′g,Kn=K′n。
当x,y很小时(小偏差情况),则想x,y两个方程近于独立,不再存在联立关系。
根据实际具体数据,取△t0=0.005s,设
所以
由以上结果,充分证明了系统的过渡过程是减幅震荡,最后x(t)和y(t)分别趋近稳态解0.164和0.087弧度。
4 电轴电机的起动
电轴电机起动前必须先进行整步。系统在上一次停车时,两轴的惯性不可能完全一致,以及两轴刹车时间和制动力矩不一致等原因,造成两轴的位置不一致。使得辅机转子不是停在同一位置上,而是彼此错开一定失调角θ。如θ不大,M1虽为负值,M2为正值,但经过一连串振荡之后,θ将减小到使两轴位置基本上一致。但若θ较大时,电轴电机通入三相电,在转子电路中将流过很大的起动电流,可能会导致系统的失步。造成失步的原因在于,电轴电机的转矩对失调角的曲线对于横坐标不对称,如图5所示。
当θ较大,二轴的负载极不均衡,BD2辅机相当于堵转,BD1可能会单独旋转起来,也可造成电轴系统失步。由此可见,采用三相整步方式,即起动时辅机定子接到三相电网,而两台主机不接电源时,可能达不到整步的目的。为了避免整步开始瞬间出现过大的电流和强烈的振荡,通常多半采用两相整步或单相整步,两相整步如图6(左),线路为最佳,它的过程快而平滑,失调角与整步力矩是一个很规则的正弦曲线。单相整步线路,就是把电轴电机的两相并联后与第三相串联如图6(右),两相接线的相电势小于三相接线的一半,单相接线则为三相的
5 结论
机车滚动试验台是一项复杂的综合性的大型工程项目。该试验台已投入运用,为代替机车试运产生了良好的效益。具有辅机电轴系统,由于转子能逆着磁场旋转、对负载的平衡能力较强,有利于提高系统低速起动过程中的平衡转矩。主机的机械特性较硬、振荡衰减很快,有较好的动态稳定性。值得指出的是本设计防止了机车运转中出现个别轮对因粘着破坏的打滑,使同步力矩急增的情况。
参考文献
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同步试验 篇2
1 工程概况
该高速公路项目地处豫西北太行山区与豫西平原结合部, 所在区划属暖温带大陆性气候, 半湿润地区, 年平均气温14.6℃, 最冷月平均气温0.3℃, 最热月平均气温27.5℃, 极端最高气温44.2℃, 极端最低气温-18.2℃;在海拔较高的山岭区顶部, 冬季气温可能会更低。因此, 为了防治道路路面产生早期破坏, 本设计在面层和基层之间设置了“两油一料”下封层, 并对下封层的相关性能进行了研究。
2 室内试验结果及分析
参考各下封层的特点结合本工程的实际情况, 本工程采用透层+1.5cm的同步碎石[3～4], 撒铺方式及碎石粒径对工程质量的影响如下。
2.1“两油一料”和“一油一料”同步碎石下封层性能对比
(1) 材料。
(1) SBS改性沥青。
两油一料:上层撒布量为0.40～0.6kg/m2, 而下层撒布量为1.0～1.2kg/m2。
一油一料:撒布量为0.6～1.0kg/m2。
(2) 碎石:坚硬、清洁、干燥、无风化、无杂质的石灰岩, 粉尘含量不超过1%, 公程粒径为1 0 m m～1 5 m m。
(2) 试验结果对比。
对于“两油一料”及“一油一料”撒布方式分别进行剪切试验及抗拉强度试验, 试验数据及对比图分别如表1、图1。
试验研究结果对比表1及图1可看出“两油一料”和“一油一料”相比抗剪切强度和抗拉拔强度分别可约提高12%、52%。说明采用两油一料的撒布方式可以提高同步碎石封层的力学性能。
2.2 不同粒径碎石性能对比
(1) 材料:SBS改性沥青、10mm～15mm的粒径的碎石、6mm～10mm的粒径的碎石[5]。
(2) 试验结果对比。
对于10mm～15mm及6mm～10mm的粒径的碎石, 采用“两油一料”撒布方式分别进行剪切试验及抗拉强度试验, 试验数据及对比图分别如表2、图2。
试验研究结果对比表1及图1可看出10 m m～15 m m及6 mm～10 m m的粒径的碎石相比抗剪切强度和抗拉拔强度分别可约提高25%、87.5%。说明采用10 m m～15mm粒径的碎石可以大幅度提高同步碎石封层的力学性能。
3 结语
通过本文试验研究, 结合依托工程的实际情况, 得到以下结论。
(1) 提出了“两油一料”的撒布方式, 通过试验验证“两油一料”比“一油一料”抗剪切强度、抗拉拔强度都大幅度提高。
(2) 对不同粒径的碎石进行剪切及拉拔试验, 确定同步碎石粒径采用10mm～15mm, 撒布量为6.0m3/km2, 碎石覆盖率为60%～70%。
参考文献
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同步试验 篇3
目前国内对同步注浆浆液的研究工作集中于各种浆液材料配比的室内试验、注浆物理模型和沉降控制数值模拟分析等方面。矫伟刚等[4]通过稠度试验分析了不同材料比例下双液浆的流动性能,发现膨润土对浆液稠度存在影响,粉煤灰对浆液稠度影响不明显;徐建平等[5]通过稠度试验和胶砂流动度试验分析了快硬高性能浆液的流动性,发现添加一定比例减水剂和早强剂后浆液的流动度适宜值为210 mm,膨润土的加入在一定程度上会降低快硬同步注浆材料的流动性,并加快流动性经时损失;周少东等[6]通过稠度试验和胶砂流动度试验分析了浆液中添加专用外加剂HMA的流动性能,发现该注浆材料工作性能好,初始流动度可达210 mm,流动度经时损失极小,能有效防止管片上浮,稠度为10cm左右。然而,鉴于隧道穿越地层以及工程施工需要的不同,浆体材料配比的试验方法存在较大差异。对于不同浆液流动性试验方法对流动性各异的浆液的区分度,以及浆液经时变化中流动性指标的合理选择的试验及分析仍有待完善,影响对浆液工作性能的准确评价。
本文依托南京宁高城际轨道二期禄口新城南站—铜山站区间盾构隧道工程,对盾构壁后同步注浆材料进行研究,分析关于浆液流动性的不同试验方法的差异,以及不同材料比例对浆液流动性的影响,提出浆液在不同龄期的流动性评价方法,对于指导盾构同步注浆材料配比设计、进度管理以及同步注浆施工质量控制具有重要意义。
1 试验材料及试验方法
1.1 试验材料
水泥:海螺普通硅酸盐水泥P.O 42.5;粉煤灰:Ⅱ级;细砂:河沙,细度模数1.9;膨润土:钠基膨润土。
1.2 试验设备
采用JJ-6水泥胶砂搅拌机充分拌合浆液,采用砂浆稠度仪[7]、孔道压浆浆液流动度测试仪[8]、水泥胶砂流动度测定仪[9]量测浆液的流动性指标。
1.3 试验方案
本工程采用快硬型单液活性浆液(以水泥、粉煤灰、膨润土、细砂与水混合配制),根据既有工程经验及研究成果,影响浆液工作性能的参数指标一般有粉灰比、胶砂比、水胶比和膨水比,其中胶凝材料为水泥、粉煤灰和膨润土[10]。为了讨论各种材料含量对浆液工作性能的影响,试验方案采用均匀设计安排试验[11]。试验安排如表1所示。
2 试验结果分析
2.1 浆液流动性指标适用范围
根据砂浆稠度试验方法得出浆液初始稠度大部分在11~12 cm,随着材料用量的变化,浆液的稠度变化却不明显,无法判断浆液流动性能的差别,试验结果如表2所示。因此需要通过孔道压浆流动度试验来区分出浆液流动性能的差别。
由表2可知,得到初始稠度数据的标准差为0.224,而孔道压浆流动度数据的标准差为35.963。显然,通过孔道压浆流动度试验结果的离散性大于稠度试验,反映了浆液稠度在11~12 cm左右时,稠度不能充分的区别浆液在不同材料掺入比例下的流动性指标。当浆液稠度不大时,稠度仪的落锥在自由下落时主要受到浆液材料的摩擦力和黏结力。当浆液稠度增大时,浆液中自由水增多,材料粘结阻力减小,对落锥的摩擦力减小,并且两者均逐渐趋于一个较小的定值,同时自由水对落锥还有一定的浮托作用,因此浆液稠度较大时,运用稠度仪所测稠度不能很好的区分浆液的流动性的差异。孔道压浆流动度试验原理为测量规定体积浆液在重力作用下,从一定直径通道滴落的时间,避免了落锥所受浮力作用而带来的测量误差。若浆液从容器中流出的时间短,即代表浆液具有良好的流动性。反之,时间越长,流动性越差。然而,根据试验结果,孔道压浆流动度试验只适用于稠度在11 cm以上的浆液,若稠度低于11 cm,浆液滴落将不再连续,或者轻微敲击仪器侧壁才能流动,甚至不流动,无法准确的测出浆液的流动性。
为了弥补孔道压浆流动度试验的不足,对稠度在11 cm以下的浆液进行胶砂流动度试验,即测量一定浆液在震动后扩散展开的距离来表征浆液的流动性,试验结果见表3。
从表3中的试验数据对比可以发现,胶砂流动度可以测量稠度在11 cm以下的浆液的流动性,而此时通过孔道压浆流动度试验所测对应的浆液时,浆液流动性差,浆液流出不连续,甚至不流动。同时也可以发现浆液在不连续流出状态下对应的胶砂流动度试验结果也存在着区别。例如第7组和第8组试验,两组浆液稠度分别为10.6 cm和10.5 cm,孔道压浆流动度试验结果均为不连续流动,而对应的胶砂流动度试验结果却分别为252 mm和超界。因此,胶砂流动度试验在稠度及压浆流动度试验结果区分度均较低时,能够对稠度较低的浆液进行有效区分。由此可见当浆液流动度可以用胶砂流动度试验测出扩展范围时,此时浆液的流动性能已经减弱,浆液不能连续流动或者不能自由扩散。
对孔道压浆、胶砂流动度试验次数进行统计,统计结果如图1所示。
根据图1,随着时间的推移,孔道压浆流动度试验对浆液流动性的评判效果逐渐减弱,而胶砂流动度试验对浆液流动性的评判效果逐渐增强,并且两种试验基本形成互补效果,即孔道压浆流动度试验不能测出浆液流动性指标时,可以用胶砂流动度试验来进一步评判。
注:表中DC为Discontinuous简写,表示浆液不连续流动;表中KDC为Knock Discontinuous简写,表示浆液敲击后不连续流动;表中NF为No-Flow简写,表示浆液不流动;表中EX为Exceed简写,表示浆液超出测量边界。
2.2 材料用量对浆液初始流动性的影响
通过单因素分析,控制表1中某三个变量不变,剩余的变量在范围内变动,分析该变量与浆液稠度的关系,试验结果如图2~图5所示。
根据图2~图5所示,浆液稠度随着粉灰比、胶砂比、水胶比的增加而增大,随着膨水比的增加而减小。如图2,随着粉灰比的增加,浆液稠度增加的幅度较小,粉煤灰对浆液稠度的影响程度低于水胶比和胶砂比。
如图3,胶砂比较小时,由于胶凝材料相对含量较小,凝胶物质在砂粒间的包裹层变薄,砂粒之间的摩擦阻力增大,因此浆液的流动性较低;随着胶砂比不断增大,砂粒间摩擦阻力逐渐减小,浆液流动性变大。如图4,当水胶比增大时,浆液中自由水增加,流动性随之增大,导致浆液稠度增大。
如图5,膨润土具有对水的吸附能力较强,在黏土矿物表面形成结合水,浆液内部颗粒间的胶结作用增强。当含水量一定时,膨水比越大,膨润土吸收的水分越多,浆液中的自由水越少,导致浆液流动性降低,稠度减小。
2.3 浆液流动性经时变化
由于注浆浆液中含有胶凝材料,随着时间的推移,浆液胶凝材料逐渐固化,自由水蒸发,浆液流动性逐渐降低,因此在盾构施工过程中必须掌握浆液流动性的经时变化规律,控制浆液凝固时间,以防浆液固化后发生堵管。通过室内试验可以得到浆液在一定时间内的流动性变化趋势,当浆液流动性指标可以通过胶砂流动度试验测出其扩展值时,稠度试验将不再继续量测浆液稠度。试验结果如图6所示。
根据图6,随着时间推移,浆液稠度降低速率存在差异。其中,除第14组浆液试样外,其他10组试样稠度值减小的趋势均较快。第3、12、15、16组试样在拌制后2 h,稠度值低于11 cm,此时浆液不具良好的流动性,宜通过胶砂流动度试验测量浆液震动扩展距离,量化分析浆液流动性。第14组试样稠度值下降速率较低,同时根据试验测得的压浆流动度和胶砂流动度,试样在拌制后4 h仍能自由流动,拌制5 h候才能测得震动扩展距离,时变曲线较缓。根据表1,第14组试样各材料用量比例均较大(粉灰比4.0、胶砂比0.65、水胶比0.9、膨水比0.3),较大的粉灰比、胶砂比、水胶比使得浆液拥有良好的流动性;虽然膨水比的增加会降低浆液的流动性,但当浆液的含水量超过膨润土的吸水量极限时,浆液中剩余的自由水仍能使浆液保持较好的流动性。若考虑施工过程中,浆液久置后仍具有良好的流动性,不发生堵管,则第14组试样是可采用的同步注浆浆液。
对第14组试样在不同的试验方法下随着时间推移所得到的数据进行统计,统计结果如图7所示。
根据图7,第14组浆液在初期两个小时流动性基本保持不变,在2 h后,流动性损失加快。浆液在1 h和2 h时对应的稠度值变化较小,而孔道压浆流动度在这两个对应阶段却有所区分;5 h时,孔道压浆流动度无法测出流动性指标,而胶砂流动度测出扩展值为280 mm,此时稠度值为10.7 cm。
3 小结
(1)判断浆液流动性需要通过不同的试验方法进行确定,通过将稠度试验、孔道压浆流动度和胶砂流动度试验相结合,可以确定浆液流动性指标是否满足工程需要。
(2)稠度仪试验量程为0~14.5 cm,当稠度值在11 cm以上时,稠度不能区分浆液流动性差异;而孔道压浆流动度可以区分稠度值在11 cm以上的浆液的流动性。胶砂流动度试验能测出浆液震动扩展范围则表示浆液流动性不佳,对稠度值在10~11cm之间的浆液区分度较好。通过试验分析,浆液稠度控制在10~12 cm较为合理,此时孔道压浆流动度可以自由流出。孔道压浆流动度和胶砂流动度试验能通过互补形式能充分评判浆液的流动性能。
(3)粉煤灰对注浆材料的流动性影响小于水胶比和胶砂比。减少膨水比或增加水胶比或增加胶砂比都能提高浆液的流动性。反之则会降低浆液的流动性。值得注意的是,为了使浆液流动性满足施工需求,浆液的材料比例需要控制一定范围内。
(4)浆液流动性随着时间的推移逐渐变差,时变曲线较缓的注浆浆液适用于注浆施工。
摘要：浆液流动性指标试验方法对不同性质浆液的适用性存在差异,多种流动性指标与试验方法的组合运用能够准确、合理地反映浆液的经时变化。通过稠度试验、孔道压浆流动度试验和胶砂流动度试验,对常规快硬型单液活性浆液的流动性指标进行了对比试验量测,探讨了不同的试验方法对浆液流动性的适用性和合理性,分析了浆液流动性的经时变化,提出了浆液流动性指标的控制范围,为盾构同步注浆施工提供参考。
关键词：同步注浆,流动性,对比试验,经时变化
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同步试验 篇4
抽水蓄能电站在电网中一般承担着调峰、填谷、调频、调相及事故备用等任务, 快速、安全地与电力系统同步并列是抽水蓄能机组应满足的基本要求。抽水蓄能机组具有发电和抽水两个旋转方向, 运行工况多且转换频繁, 因此机组同步并列操作较为频繁。机组同步控制系统性能关系着机组和电网的安全稳定运行, 尤其是大型抽水蓄能机组, 这对机组同步控制系统的安全性和可靠性提出了更高的要求。本文将对大型抽水蓄能机组同步控制设计和试验时需要注意的问题进行讨论。
1 转速、电压调节回路安全性
抽水蓄能机组一般采用以自动准同步方式为主用、手动准同步为备用的同步并列方式。机组同步控制涉及的运行工况和设备较多, 控制回路复杂, 为提高转速、电压调节回路的安全性, 防止调节信号误送至其它机组, 应注意以下几个问题。
(1) 自动准同步方式和手动准同步方式下, 转速和电压调节出口应有相应的投切控制, 防止回路故障时两种准同步方式转速或电压调节出口出现相互干扰。
(2) 同步控制转速调节回路涉及本机组调速器、其它机组调速器和静止变频器 (SFC) , 机组在不同工况下同步时, 转速调节信号发送侧 (即同步控制装置) 和接收侧 (即相关调速器或SFC) 应分别有防止误发送和误接收的控制措施, 以免转速调节回路异常时, 转速调节信号送至非同步控制过程中的调速设备。若此时机组处于正常运行状态, 则会导致机组有功功率变动, 还可能造成不同调速设备之间出现直流串电现象。
(3) 机组各种工况同步控制电压调节回路一般只涉及本机组励磁系统, 电压调节信号接收侧 (即励磁系统) 应有防止误接收的控制措施, 以免机组运行时电压调节回路异常导致机端电压异常。
2 同步点和同步电压选择
抽水蓄能机组具有发电和抽水两个旋转方向, 机组同步点理论上可设在高压侧, 也可设在低压侧。综合考虑电站一次回路接线整体设计、工程投资、设备布置等因素, 我国目前在运的大型抽水蓄能机组大多采用以发电电动机出口断路器作为同步点来实现机组与电力系统的并列, 少数机组采用主变高压侧断路器作为机组同步点。
(1) 采用发电电动机出口断路器作为同步点时, 大型抽水蓄能机组发电电动机中性点一般为非直接接地方式, 机组同步电压宜采用线电压, 当发电电动机中性点电压偏移时, 可减小机组同步并列时电压差引起的冲击电流。
(2) 采用主变高压侧断路器作为机组同步点时, 机组抽水方向SFC拖动方式启动时应有限制主变压器分流的技术措施。由于主变压器中性点一般为直接接地方式, 因此机组同步电压采用线电压或相电压均可。
3 同步用电压互感器二次接线
根据设计规范, 每台机组宜设置一套自动准同步装置, 所以在简化同步电压回路切换的接线方面, 机组同步用电压互感器二次绕组无需采用V相 (即B相) 接地方式。无论机组同步点在高压侧还是低压侧, 机组或主变压器中性点直接接地还是非直接接地, 机组同步用电压互感器二次绕组宜采用星形接线中性点接地方式, 中性点接地线中不应串接有断开可能的设备, 且接地点宜采用等电位接地网, 防止不同电压互感器之间存在地电位差, 影响机组同步控制的安全性和可靠性。同步电压采用相电压时, 所有同步用电压互感器二次绕组的相线和中性线均应引入同步控制系统, 保证机组同步控制的安全性和可靠性。引入自动准同步装置和同步校验装置的同步电压宜采用不同的电压互感器, 防止单一电压源有异常时发生机组非同步并列, 从而提高机组同步控制的安全性。
抽水蓄能机组涉及发电和抽水两个方向的同步并列, 同步电压回路涉及换相问题, 为保证换相的可靠性, 防止换相错误导致机组非同步并列, 宜采用机组换相隔离开关原始位置接点信号来控制电压换相, 不宜采用扩展接点。
4 合闸回路安全性
抽水蓄能机组同步断路器合闸一般有两种情况:一是机组发电 (调相) 工况、抽水 (调相) 工况启动过程中由机组同步控制系统来合闸;二是机组拖动机工况、线路充电和黑启动工况启动时, 由计算机监控系统来发令合闸。
为保证合闸回路的安全性, 防止误合同步断路器, 同步控制系统合闸回路应有安全闭锁技术措施, 一般采用合闸令 (自动准同步装置合闸令或手动准同步手动合闸令) 信号与同步校验装置合闸使能信号进行串联。计算机监控系统发送的合闸令在软件程序上应有安全闭锁防止误发令, 在硬布线合闸回路上宜采用冗余接点串联的方式, 且冗余的合闸令应取自不同的计算机监控系统控制卡件。
同步断路器合闸回路宜具有断路器防跳跃功能, 防止异常情况下发生断路器连续分合。同步断路器合闸回路可设置合闸功能压板, 在计算机监控系统或同步控制系统检修维护时断开合闸压板, 防止误合同步断路器。
5 控制回路过电压抑制
机组同步控制回路一般采用直流电源, 回路中有继电器元件, 继电器线圈失磁瞬间在线圈两端会产生较高的反向电压, 对控制回路安全性和直流电源可靠性有一定影响。一般采取在继电器 (合闸继电器除外) 线圈两端反向并联一个续流二极管 (或二极管与电阻串联) 来抑制可能产生的过电压, 续流二极管和电阻的参数根据电路情况合理选择, 续流二极管宜选用快速恢复二极管或肖特基二极管。
同步控制合闸回路中的合闸继电器宜选用快速返回继电器, 且不宜在继电器线圈两端反向并联续流二极管, 防止合闸脉冲信号过宽。同步控制直流电源宜采用隔离电源, 电源宜取自控制柜直流供电小母线, 不应从其它负荷接引, 这样既降低外部电源对同步控制电源的干扰, 特别是瞬态干扰, 也可减少同步电源对外部电源的干扰。
6 同步并列时停拖动装置 (拖动机或SFC)
机组抽水方向同步并列时, 应及时闭锁SFC系统 (SFC拖动方式) 或分断拖动机出口断路器 (BTB拖动方式) , 尽可能减小双电源供电时间, 同时也应保证机组可正常顺利并网。
为尽可能减小机组同步并列时双电源供电时间, 一般采取同步断路器合闸位置、同步控制合闸继电器动作、同步控制合闸令、计算机监控系统输出停拖动装置等信号并联的方式去停拖动装置, 也可通过同步导前时间与停拖动装置的时间配合来实现减小双电源供电时间, 甚至消除双电源供电。减小双电源供电时间的同时, 为保证机组顺利并网, 同步控制合闸令停拖动装置回路宜采用合闸令 (自动合闸令或手动合闸令) 与同步校验装置合闸使能信号串联的方式。
7 同步装置参数设置
(1) 机组自动准同步装置、同步校验装置的接线和参数设置宜禁用所有无压合闸模式, 防止同步电压回路异常时发生机组非同步并列。
(2) 同步校验装置同步参数值裕度宜设置稍大, 以提高机组同步并列的可靠性。根据机组和电网实际情况, 最大值可按发电电动机最大允许冲击电流进行整定计算。
(3) 自动准同步装置合闸脉冲宽度应与导前时间配合, 脉冲宽度既要保证能正常合闸, 也要保证只能合闸一次, 防止异常情况下发生同步断路器跳跃。
(4) 自动准同步装置转速调节参数应与调速器和SFC系统相关同步调节参数相匹配, 在假同步试验时对自动准同步装置转速调节参数、调速器相关同步参数、SFC系统相关参数进行综合优化, 以实现快速且稳定的转速调节。
(5) 自动准同步装置电压调节参数应与励磁系统相关调节参数相匹配, 在假同步试验时对自动准同步装置电压调节参数、励磁系统相关参数进行综合优化, 以实现快速且稳定的电压调节。
8 导前时间测量
在机组真实同步并列试验前所测的导前时间, 应在机组真实与电力系统同步并列试验时, 录制同步过程中同步电压 (或滑差电压) 、机端三相电流、自动准同步装置合闸信号、同步断路器合闸位置信号 (或同步断路器分闸位置信号) 波形图和时序图, 根据合闸冲击电流起始点计算复核导前时间, 必要时对导前时间进行修正。机组真实同步并列时应核算合闸冲击电流是否满足要求。
9 假同步试验注意事项
(1) 试验前应检查确认机组换相隔离开关在分闸位置并用机械锁锁上, 从物理上和电气上在机组与电力系统之间形成有效断开点, 防止试验期间发生机组非同步并列。
(2) 接入调速器、计算机监控系统的发电电动机出口断路器位置信号应拆除。在水轮机工况下进行试验时, 临时修改调速器导叶开度限制值为略高于空载开度, 防止出现机组转速剧烈波动甚至发生过速。水泵工况下试验时, 临时修改调速器导叶开度限制值为零, 同时投入导叶检修锁定, 防止出现导叶意外开启。
(3) 接入励磁系统的发电电动机出口断路器位置信号应拆除, 防止机端电压出现大幅波动。
(4) 在水泵工况下进行试验时, 同步控制系统停SFC的控制信号接线端子和接入SFC系统的发电电动机出口断路器位置信号接线端子应拆除, 防止断路器合闸时SFC停止, 电气轴解列, 试验被迫中断。
(5) 在水泵工况下进行试验时, 应控制试验时间, 防止超出SFC连续负载允许时间, 造成试验被迫中断。
1 0 结束语
综上所述, 大型抽水蓄能机组运行工况多, 同步控制过程涉及的设备也较多, 同步控制设计复杂, 完善的系统设计和试验是保证机组安全、快速同步并列的基础和前提, 应予以重视。本文讨论了大型抽水蓄能机组同步控制系统设计阶段和试验阶段应注意的若干问题, 对于提高机组同步控制的安全性和可靠性, 保障机组和电力系统安全稳定具有重要意义, 对大型抽水蓄能机组同步控制的设计和试验具有一定的指导意义。
参考文献
同步试验 篇5
关键词：同步间歇指令通气,压力支持通气,自主呼吸试验
自主呼吸试验(spontaneous breathing trials,SBT)是机械通气的重要环节,关系到脱机的成功与否,一直以来备受关注。目前SBT常用的模式有同步间歇指令通气(SIMV)、压力支持通气(PSV)、持续正压通气(CPAP)和“T”管试验等模式,但目前使用何种模式是最恰当的尚无定论[1]。最恰当的模式应该是简单易懂、同步性能好、应用广泛、患者最舒适以及对患者的不良影响最小。为此,笔者通过临床研究,探讨使用目前最常用的脱机模式进行SBT对机体呼吸循环以及血糖等的影响是否存在差异,从而找出对机体不良影响最小的脱机模式,为临床选择合适脱机模式提供重要临床依据。
1 资料与方法
1.1 入选标准
选取2010年1月~2011年6月汕头大学医学院第一附属医院综合ICU收治的内、外科各种原因所致的呼吸衰竭并需要进行机械通气抢救治疗的危重患者作为研究对象。入选标准:机械通气≥48 h,年龄18周岁以上,而无恶性肿瘤、内分泌系统疾病或长期使用激素治疗,有恢复可能的病例。
1.2 SBT方法
入选患者分为两组,PSV组[设PS≤8 cm H2O(1 cm H2O=0.098 k Pa),Fi O2≤40%,PEEP≤5 cm H2O]和SIMV组(设RRSIMV≤6次/min,VT 8~10 m L/kg,Fi O2≤40%,PEEP≤5 cm H2O)。入选时进行APACHEⅡ评分。当患者病情好转,导致呼吸衰竭的病因祛除或得到有效控制,达到脱机标准时[2],分别以以上2种不同脱机模式进行SBT。在SBT过程严密观察、记录生命体征、主诉,如有不耐受的表现[2],随时给予重新回到原来的通气条件,以确保患者的安全。如能耐受,2 h后根据患者意识、气道保护能力等情况决定是否拔管。在SBT开始前、开始后2、24 h分别记录生命体征、主诉,取动脉血进行血气分析和检测末梢血糖,记录所有检测数据。
1.3 病例资料
研究期间共有32例患者入选,PSV脱机成功组18例,男15例,女3例,原发病为特重型颅脑外伤并多脏器功能障碍综合征(MODS)5例,多发伤并急性呼吸窘迫综合征(ARDS)5例,重症肺炎并ARDS 5例,肺结核并大咯血1例,肠系膜血管栓塞并肠坏死、MODS各1例。SIMV脱机成功组14例,男9例,女5例,慢性阻塞性肺疾病急性发作(AE-COPD)并2型呼衰3例,特重型颅脑外伤并MODS 2例,重症肺炎并ARDS 2例,高血压性脑出血3例,多发伤并ARDS、药物中毒、脑干梗死、重症急性胰腺炎各1例。所用呼吸机为Drager evita 4或Drager sevina,两组患者临床情况比较差异无统计学意义(P>0.05),具有可比性。两组各有1例死亡。其他见表1。
1.4 统计学方法
所得数据使用SPSS 17.0统计软件进行处理。计量资料据以均数±标准差表示,比较采用t检验。P<0.05为差异有统计学意义。
2 结果
2.1 SIMV组SBT前后各指标的变化
SIMV组SBT前后心率(HR)、平均动脉压(MBP)、末梢血糖(Glu)和呼吸频率(RR)的比较见表2。
2.2 PSV组脱机前后各指标的变化
PSV组SBT前后HR、MBP、Glu和RR的比较见表3。
注:P1表示SBT后2 h与SBT前的比较;P2表示SBT后24 h与SBT前的比较;1 mm Hg=0.133 k Pa
注:P1表示SBT后2 h与SBT前的比较;P2表示SBT后24 h与SBT前的比较
3 讨论
机械通气是抢救各种呼吸衰竭危重患者的重要手段之一,能否脱机成功是抢救成功与否的重要标志之一。而脱机失败的原因是复杂而多因素的,其病理生理的改变也没被完全了解。可能有患者自身的因素,有脱机时机的因素,也可能有跟患者所使用的脱机模式的因素[3,4]。近来国内外对脱机模式的关注加大。秦英智等[5]报道SIMV-PSV模式要优于PSV模式。而韩曙光[6]报道在SIMV、PSV和BIPAP三种模式中,PSV是最舒适的模式。但不同模式对机体呼吸、心率、血糖等的影响是否不同并无阐述。
Chatila等[7]报道内科ICU和CCU患者在脱机过程有6%的患者出现心肌缺血改变,心肌缺血缺氧是脱机失败的重要原因之一,这可能与患者自身的心脏功能状态有关,但其只阐述心肌缺血缺氧在脱机成功与失败间的关系,尚未阐明心肌缺血缺氧与脱机模式的关系。但从本研究初步结果显示,使用PSV模式或SIMV模式进行SBT,对机体的心率、平均动脉压的影响无显著差异。
机体的应激反应可以表现在呼吸循环以及血糖等方面。国外有学者认为SBT过程引起机体的应激反应可能对脱机结果起到重要的作用,并通过直接检测血中胰岛素、皮质醇以及血糖的水平,发现三者在使用“T”管吸氧组,SBT前后有明显变化,最后得出“T”管吸氧相对PSV模式或CPAP模式对机体的应激反应要大[8]。但Calzia等[9]报道心脏术后患者使用SIMV+PSV和BIPAP+PSV两种脱机模式对机体的应激反应并无差异。也有报道SIMV、PSV和BIPAP三种脱机模式中PSV模式是最舒适的一种模式[5]。但从本研究初步结果显示,使用PSV模式或SIMV模式进行脱机试验,对机体的血糖影响无差异。
从本研究结果看,使用SIMV模式或PSV模式进行SBT,对机体的影响无差异,可能与本组例数偏少,选用的模式不够全面等有关。对本研究的结论尚有待进一步深入的研究。
参考文献
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[5]秦英智,徐磊,魏肃.压力支持通气与同步间歇指令通气压力支持水平两种脱机方式的比较[J].中国危重病急救医学,1998,10(2):83-85.
[6]韩曙光.常用脱机模式的舒适度比较[J].齐齐哈尔医学院学报,2005,26(4):380-381.
[7]Chatila W,Ami S,Guaglianone D,et al.Cardiac ischemia duringweaning from mechanical ventilation[J].Chest,1996,109:1577-1583.
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同步试验 篇6
采用阜新市清源污水处理厂污泥浓缩池污泥和前面A2O工艺所产污泥及厌氧池发酵底泥作为接种污泥, 其中三种污泥以3:1:1比例投加到反硝化池中, 新取污泥和硝化污泥以2:1比例投加到硝化池中, 污泥浓度越为3000mg/L左右。改良型A2/O工艺工艺参数如下:总水力停留时间24h, 厌氧池、缺氧池、好氧池、硝化池的名义水力停留时间分别为:6, 7.5, 2.5, 8.0;进水流量为5L/h, 两污泥回流比为75%, 硝化池上清液回流比为300%左右;MLSS在3500mg/L左右, 好氧段DO为4~5mg/L, 系统泥龄约为15d;硝化池DO为3~4mg/L, 不排泥;控制反应器内温度在20~25℃。图1为改良型A2/O工艺示意图。
2 试验结果
污泥在系统中形成了良好的循环, 为系统的整体脱氮除磷除碳效果的实现奠定了基础, 为检测反硝化除磷过程随时间的变化情况, 从沉淀池中取污泥1.2L, 均分成4份放入4个1L烧杯中, 在4个烧杯中用乙酸钠为C源, 各烧杯的药物投加量 (N、P微量元素) 相同。然后各烧杯加入自来水至刻度。厌氧段与好氧/缺氧段时间都是2h, 各烧杯投加0.5ml营养液。烧杯试验参数见表1。
UNIT:mg/L
试验结果见图2。
3 结果讨论
图2 a、b、c、d分别为PO43--P、NO3--N、NO2--N、COD在厌氧/好氧/缺氧段浓度变化曲线。由图2a可以看出, 4个烧杯的PO43--P浓度变化的总趋势是一致的, 即有明显的厌氧释磷、好氧/缺氧吸磷现象。1#~4#烧杯的厌氧释磷量接近, 分别为11.06、11.14、10.96和13.57mg/L, 吸磷量分别为15.85、14.22、13.16、9.95mg/L, 可见, 除了4#烧杯其余3个烧杯的吸磷量都大于释磷量, 参照图2b中2#、3#烧杯中NO3--N浓度变化曲线可知, 系统在以氧和NO3--N为电子受体时进行了有效的吸磷。当缺氧开始的NO2--N浓度为22.35mg/L时, 在缺氧开始15min内出现释磷现象, 说明22.35mg/L的NO2--N对聚磷菌产生了抑制作用, 但这种抑制作用只持续15min, 然后PO43--P浓度出现持续下降, 参照图2c中4#烧杯的NO2--N变化曲线可知, NO2--N也可以作为聚磷菌的有效电子受体, 但从图2a好氧/缺氧段可见, 以氧和硝酸盐为电子受体的吸磷效率要强于NO2--N为电子受体的情况。
结合图2d, 1#~4#烧杯的COD去除率分别为54.36%、38.47%、42.98%和9.71%, 4个烧杯的COD去除率都不高, 参照图2a中显示的4个烧杯的厌氧释磷量也不高, 说明乙酸钠作为单独碳源的, 系统不适应, 其原因可能是:原来系统的污泥是以猪场废水为C源的条件下运行的, 污泥适应了混合碳源的情况, 这种混合碳源包括多种乙酸、丙酸、丁酸、乙醇等, 当换成单一C源时, 系统中那些已经适应了丙酸、丁酸、乙醇等C源的聚磷菌暂时还无法使用乙酸钠为C源[1], 所以导致在厌氧阶段COD去除效果不好。由图2b、c中1#烧杯的NO3--N、NO2--N浓度分别在好氧开始30min和好氧开始阶段大幅度增加, 在好氧开始60min时, 1#烧杯的NO3--N、NO2--N浓度分别为4.25mg/L和19.65mg/L, 随着好氧反应的进行, 二者的浓度进一步增加, 结合图2a可知, 较高的NO2--N浓度对好氧吸磷也产生一定的影响, 使最终的厌氧/好氧时的PO43--P去除率只有57.5%。
综上, 对厌氧池污泥的烧杯试验证实, 系统中存在同步脱氮除磷现象即反硝化除磷, 说明改良型A2/O可以以连续流方式启动和运行可以驯化并富集反硝化聚磷菌[2]。并由试验可得氧和NO3--N为电子受体时的同步脱氮除磷效率要高于NO2--N为电子受体时的情况, 系统最终磷处理效果受进水的C源影响很大。
参考文献
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[2]郝晓地, 汪慧珍, 钱易等.欧洲城市污水处理新概念一可持续生物除磷脱氮工艺 (上) [J].给水排水, 2002, 28 (6) :6-11.