直流式系统

直流式系统（精选8篇）

直流式系统 篇1

在太阳能低温利用方式中以太阳能热水利用最为广泛, 集热器则是太阳能热水系统中的核心部件, 它能将太阳辐射能转化为热能, 是一种比较特殊的热交换器。集热器的效率高低对整个系统的效率有着重要的影响。长久以来对集热器的测试一直存在费时、费力的问题。采用软件在计算机上对平板集热器进行模拟, 计算集热器效率。从热力学角度评价集热器的主要设计参数对其工作性能的影响。

常用的太阳能热水系统按介质流动形式主要分为封闭式和直流式。其中直流式太阳热水系统是由我国科学家率先提出的, 在国际上有着重要的影响。该系统是传热工质一次流过集热器加热后进入储水箱或用水点的非循环系统。直流式系统又分为热虹吸型和定温放水型。为了使热水温度达到用户的使用要求, 通常选用定温放水式。在出口处装有测温元件以保证出口热水温度。选用定温放水型直流式太阳热水系统中吸热板芯为翼管式的平板集热器为研究对象, 如图1、2所示。集中讨论了管之间的中心距和管径对于集热器的效率和出水量的影响。

1 性能分析的基本理论

1.1 非稳态下集热器的效率

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其中 (Mc) w为水的总热容, kJ/kg;Tfa为水初始温度, ℃;Tfb为水的最终温度, ℃;A为集热器的采光面积, m2;undefined为平均辐照度, W/m2, Δτ为时间间隔, s。

1.2 直流式太阳能热水系统的产水量

产水量=集热器加热冷水的次数×每次加热的水量 (2)

2 建立模型及条件

在家用条件下出水温定为50℃, 可用于盥洗、沐浴和洗涤用, 完全可以满足用户对水温的要求。初始冷水温度为10℃, 模拟的是定温放水型直流式系统, 当集热器内水温低于50℃时, 冷水停留在集热器中吸收太阳能被加热直至达到指定温度, 此时集热器处于闷晒状态;当水温达到50℃时, 水阀打开, 热水流入储水箱。集热器吸热板厚度1mm, 盖板到吸热板距离40mm, 玻璃盖板发射率为0.88, 集热器长度为1m, 宽度随管间距变化。环境温度为293K。

3 模拟结果及分析

首先给出5组不同的管中心距, 在非稳态条件下, 看不同的管中心距对集热器瞬时效率的影响。计算结果见表1。太阳辐射强度如图3所示。

由表1可知, 管径为20mm时, 随着管中心距减小, 集热器效率上升, 当管中心距为50mm时, 集热器效率最高, 每平米的出水量最多。经过对数据的比较分析, 在不同的太阳辐照度下, 不同管中心距对应的集热板温度的变化趋势是一样的, 因此, 仅以太阳辐照度为700的情况下为例, 如图4所示。

集热器的集热板吸收太阳辐射, 通过管翼把热量传递给管中流体使流体升温。由于管径相同, 管内流体所能接受管翼向其传导的热量相同, 根据传热学中的傅里叶定律, 管翼长度减小, 使得吸热板与管中流体的温差也降低。因为管翼长度小接受太阳能辐射少, 在相同的时间下管中流体相对于长管翼的集热器管中流体的温升较小, 所以相应吸热板温度比较低。这样就出现了图4所示的情况, 随着管中心距的减小, 吸热板温度降低, 单次出水用时较长, 总出水量少。而集热板温度又对平板集热器的热损有重要的影响, 集热板温度低, 热损小;相反, 吸热板温度高, 集热器热损增加, 这就导致出现了管翼长度大的集热器效率低的情况。

从表1还可以看出, 当管间距相同时, 管径大的集热器效率高, 每平米出水量大。同理, 也以太阳辐照度为700的情况下为例来说明这种现象。如图5所示, 管径小的集热器集热板温度高于管径大的集热器集热板温度, 并且单次出水用时明显较短。出现这种现象的原因是管径小, 使得管内流体质量小, 那么管翼能向里传递的热量减小, 当集热器的管翼长度相同, 吸收太阳辐射量相同。这样造成了管径小的集热器集热板温度较高, 热损增加, 使得集热器效率降低。并且在相同时间情况下, 质量小的流体温升大, 管内流体温度分布均匀。

4 结论

主要讨论了直流式定温放水系统中在非稳态条件下管中心距和管径对集热器效率的影响。经过以上对数据的分析可以看出, 仅从热力学角度来讲, 集热器在管径相同的情况下, 管中心距越小, 对提高集热器效率越有利, 每平米集热器出水量多, 更能够满足用户的需求。提供的5组数据中, 管中心距50mm被认为最佳。当采用最佳管中心距时, 管径大的集热器效率高于管径小的集热器效率。

摘要：对平板型太阳能集热器的直流工作方式的非稳态传热作了分析, 建立了数值传热模拟模型, 利用fluent6.0软件对其作了数值模拟分析, 探讨了直流式平板集热器在非稳态传热中的排管间距、管径的集热器结构优化参数。模拟结果表明, 集热器在管径相同的情况下, 管中心距越小, 集热器效率越高, 本研究提供的5组数据中, 管中心距50mm被认为最佳。当采用最佳管中心距时, 管径大的集热器效率高于管径小的集热器效率。

关键词：太阳能集热器,平板型,非稳态效率

直流式系统 篇2

在本研究中，TOAST分型构成比为：大动脉粥样硬化型(42.99%)最常见，小动脉闭塞型(21.95%)和心源性栓塞型(15.85%)，其他明确病因型(3.66%)最少;不明原因型占15.55%。OCSP分型构成比为腔隙性梗死型最常见，占36.54%，其次为部分前循环型(30.29%)和后循环型(19.71%)，而完全前循环型(13.46%)最少。

在OCSP分型中完全前循环型、部分前循环型、后循环型血清MBP水平升高，而腔隙性梗死型变化不明显;与腔隙性梗死型比较，完全前循环型、部分前循环型、后循环型有显著差异。且在完全前循环型、部分前循环型中血清MBP水平与NIHSS评分有较好的相关性。在TOAST分型中，心源性栓塞型、大动脉粥样硬化型、不明原因型的血清MBP含量升高，小动脉闭塞型变化不明显，与对照组比较，心源性栓塞、大动脉粥样硬化型差异有统计学意义。而心源性栓塞型NIHSS评分最高，其次为大动脉粥样硬化型，而小动脉闭塞型评分最低;与小动脉闭塞型比较，心源性栓塞型和大动脉粥样硬化型NIHSS评分差异有统计学意义。梗死面积越大，髓鞘破坏越重，神经功能缺损越重，NIHSS评分越高，预后越差。血清MBP水平可作为判断中枢神经系统损伤严重程度的特异性指标。

在Lp-PLA2基因突变分析中，脑梗死组Val279Phe基因型和突变等位基因频率显著高于健康对照组，Lp-PLA2基因Val279Phe存在994位点G→T错义突变，这种变化导致成熟Lp-PLA2基因第279为氨基酸残基的非保守性Val→Phe替换，引起酶活性的显著下降;提示该突变可能是江苏省汉族人脑梗死的遗传学因素之一。而Ile198Thr基因型和突变等位基因频率与健康对照组无差异，定点

基因突变分析表明Tyr205、Tyr115和Leu116是Lp-PLA2链接到LDL颗粒的重要部位，Lp-PLA2与HDL和LDL牢固结合，这种调节可能调节血浆氧化磷脂浓度，并保护LDL不被氧化修饰和巨噬细胞的内摄作用。Ile198Thr突变临近Tyr205位点，其可能影响Lp-PLA2与LDL的连接，影响氧化磷脂降解;提示该突变与江苏省汉族人脑梗死无显著相关性。

直流式系统 篇3

2 0 0米自升式钻井船较常规海洋石油平台,电网容量有限,且电力负荷中存在大量的直流设备。它们的经济运行直接影响到整个电力系统的电能质量,并关系到系统的节能降耗。本文以直流钻机的应用为例,分析说明直流电动机在不同工况下的运行特点,选取最佳运行方式。为今后直流电机在有限容量电网中的经济运行提供技术参考。

直流电动钻机系统一般包括:泥浆泵、转盘、绞车和控制台等。钻机系统的突出特点是对电机的调速性能要求较高。直流电机结构复杂(有换向器)、成本高、需要较多的维护和保养,应用不如交流电机广泛。但是,直流电机具有良好的起动性能和调速性能,仍然广泛地应用于对起动和调速要求高的生产机械中,特别是在陆地及海上钻井平台系统中。

二、自升式钻井船直流钻机系统的应用

下面以海洋石油工程股份有限公司为中海油服承建的4艘L780船型200米自升式钻井船为例,介绍一下钻井船直流钻机系统:

1、传动系统

整个可控硅整流系统有5个可控硅柜、1个电磁刹车柜。采用A C-S C R-D C的电传动方式。绞车为三拖一、转盘为二拖一、泥浆泵为一拖一。但通过切换柜逻辑互锁关系控制通路来保证每组可控硅只对应控制一套设备。通过对可控硅元件的控制,将恒压,恒频交流电源整流成连续可调的直流电源,从而实现无级调速,满足传动要求。为了保护整个系统,在进线的母排上安装了电流互感器,并将检测到的数据传输到6 R A 7 0直流调速器上,这样确保了传动柜的结构紧凑,保护措施严密,安全性能高,工作效率高。具体请见图1。

2、控制柜

电磁刹车柜:

电磁刹车柜配备S i e m e n s/6 R A 7 0系列直流调速器一台,为电磁刹车装置提供调节的直流电源。电磁刹车在下钻、打钻时使用,原理是通过克服悬重力,使大钩以一定速度向下运动,达到下钻和打钻的目的。

切换柜:

柜内安装了16个直流接触器,可利用柜内设定的逻辑关系实现可控硅对直流电机的一对一控制。此外,还可用直流接触器改变直流电机电枢的电流方向,实现转盘及绞车的正反转功能。

3、高压泥浆泵

两台泥浆泵采用两套西门子S C R直流调速器驱动,其速度控制可通过现场总线在司钻控制台上由司钻进行速度调节和设定。在泥浆泵房装有泥浆泵现场控制台,可以实现本地操作(启动、停止、调速、测试等)。

泥浆泵采用全数字直流调速控制系统,在转速较低时可以持续运转,且能提供连续转矩,启动转矩高。在恒功率时有较大的调速范围,体积小、可靠性高。利用此系统驱动泥浆泵可方便的调节泥浆泵的排量,减少泥浆泵缸套的更换次数。

4、绞车控制

采用西门子S C R直流调速器驱动,其速度控制可通过现场总线在司钻控制台上由司钻进行速度调节和设定。

绞车采用全数字直流调速控制系统,在转速较低时可以持续运转,且能提供连续转矩,启动转矩高。在恒功率时有较大的调速范围,体积小、可靠性高。利用此系统驱动绞车可方便的调节绞车的速度或转矩。

5、转盘控制

采用两套西门子S C R直流调速器驱动,其速度控制可通过现场总线在司钻控制台上由司钻进行速度调节和设定。

全数字直流调速控制系统,在转速较低时可以持续运转,且能提供连续转矩,启动转矩高、扭矩限制等。在恒功率时有较大的调速范围,体积小、可靠性高。

三、探讨直流钻机的经济运行

首先,使柴油机尽可能运行在或者接近持续功率点,降低耗油率。

其次,尽量提高电网功率因数,降低电流,充分利用发电机组的容量,尽量减少发电机组使用台数,降低油耗,减少机械磨损。

再次,减少直流电机、发电机发热,提高电磁效率。

钻井船使用的直流电机均为串励电机,串励电机等效电路图如图2所示。

通过分析串励电机电磁特性可知:

直流钻机经济运行的方法就是降低直流电机所需的输出转矩,提高转速,降低电流,提高直流电压,从而降低系统发热,提高发电机与电动机的效率,提高发电机的功率因数,使柴油机能以较大的输出功率在低耗油区工作,并尽量减少发电机的运行台数,达到提高经济效益的目的。

在工程实际中可采取如下操作实现经济运行:

首先,在钻井过程中,根据需要选定一定的泥浆泵泵压和排量及转盘转速后,让泥浆泵在允许的较高泵冲下工作;选择尽量低的绞车档位,让驱动绞车电机在较高转速下运转。

其次,在起钻的过程中,根据井下复杂情况,选定一定的起钻速度后,应尽量选择绞车低速挡位,以达到电机低输出转矩,高转速的目的。

此外,中海油服选用直流钻机系统作为钻井船钻井系统还有一个考虑,即中海油服现有钻井操作单元(包括钻井船及钻机模块等),大部分都是直流系统。目前海洋石油处于快速发展阶段,人员及设备都处于满负荷运转状态。若是新建钻井船采用直流系统,可省下宝贵的人员培训时间及费用。现有直流钻井单元与新建直流钻井单元原理及设备都基本相同,现有直流钻井单元上的人员经过短时间熟悉后,即可熟练的投入到实际生产当中。此外,直流系统内功率相近的元器件如可控硅、直流接触器等也可互换,在某些特定时候可节约维修费用及成本。

参考文献

[1]李先允.电力电子技术.中国电力出版社.2006-09

直流式系统 篇4

DC / DC变化器将直流电压转变为另一个固定电压或可调电压,根据有无电气隔离分为Buck、 Boost、Buck-Boost等非隔离型电路和正激、反激、推挽和半桥等隔离型电路[1]。

光伏发电系统中光伏组件最大功率点电压为20V ~ 50V,直流母线的电压一般设计为200V或者400V,DC / DC变换器的升压能力要满足电压匹配的要求; 非隔离型的Boost变换器增益因受实际参数限制而不能满足直流母线式光伏发电系统的升压要求[2]。非隔离型变换器通过采用多级变换、输出串联和耦合电感等技术可以获得高电压增益[3],但不能电气隔离的特点导致安全性较低。

因此从电气隔离和高电压增益方面考虑,直流母线式光伏发电系统电路需要采用隔离型的DC / DC变换器拓扑。正、反激变换器具有电路和驱动简单的优点,但效率低使其不适用于低压大电流的光伏发电系统中; 半桥与推挽型隔离变换器相比,不存在偏磁问题,变压器结构简单,本文中采用的是隔离型的半桥变换器。

半桥变换器的电路拓扑有电压馈入和电流馈入两种形式,本文选择电流馈入型半桥变换器作为光伏发电系统的前级变换器,重点对其进行分析和研究。

1电流馈入型半桥变换器(CFHB)电路运行特性分析

为简化分析,假定电路中的开关管和二极管均是理想器件; 电感L1和L2的电感值相等且足够大, 使得稳定时电感电流基本保持为0. 5 Iin; 理想变压器T与漏感Lr的串联组合等效为变压器,理想变压器的原、副边的匝数比为1: K 。

图1为电流馈入型半桥变换器在稳态 工作时的主要波形图。图2是开关周期TS内电流馈入型半 桥变换器 的等效电 路。 设占空比D > 50 % ,对电流馈入型半桥变换器的工作过程进行具体分析。

模态一[t0~ t1]: S1和S2同时导通,电感L1和L2两端的电压为输入的直流电压Uin,电感电流iL1和iL2处于线性上升阶段,上升的斜率分别为Uin/ L1和Uin/ L2,能量以磁场的形式储存在电感中。 在这个过程中,变压器并不传递能量。输出端电容的放电给负载提供能量。

模态二[t1~ t2]: S1导通,S2关断。电感L1的电流继续线性上升并储存能量。由于开关管S2关断,电感L2将上一个阶段中储存的能量通过变压器和整流二极管释放出来,电感L2两端的电压变为Uin- Uo/ K ,式中Uo为输出端电压。

模态三[t2~ t3]: 同模态一相同,S1和S2同时导通,电感L1的电流继续以相同的斜率线性上升,电感L1保持储存能量。电感L2停止释放电能, 电感电流开始以Uin/ L2的斜率上升并储存能量。

模态四[t3~ t4]: 在t3时刻,S1关断,S2保持导通。电感L2继续储存能量,电感L2电流的上升斜率为Uin/ L2。电感L1将储存的能量通过变压器和整流二极管给输出端提供给电容和负载。L1两端的电压为Uin- Uo/ K 。

为简化分析,文中已经假设电感L1和L2电感值足够大,忽略工作周期内由于电感充放电引起的电流脉动,电感电流满足IL1= IL2≈ Iin/2 。开关占空比为D ,整个工作周期为Ts,稳态电路中,电感L1和L2储能与释能相等,即满足:

将ton= DTs和toff= (1 - D) Ts带入式( 1) 有:

解式( 2) 可以得到稳态时电流馈入型半桥变换器的电压增益比为:

由式( 3) 可以看出,电流馈入型半桥变换器的电压增益是由变压器的变比和占空比共同决定的。由于开关 管S1和S2的占空比 必须大于50 % ,因此电流馈入型半桥变换器的电压增益一定大于2k,即变换器适用于变比大于2k的应用场合。与普通的Boost变换器相比,电流馈入型半桥变换器的电压增益是普通非隔离型Boost变换器的k倍,k越大,则电流馈入型半桥变换器相对于普通Boost变换器的升压能力越强; 电流馈入型半桥变换器在实现高电压增益的基础上,还实现了电气隔离,这对于有电气隔离要求的场合有非常重要的应用意义。

2软开关技术

开关器件在动作过程中开关管的电压和电流的重叠会产生很大的功率损耗; 同时由于电压和电流变化速度比较快,电压和电流波形的过冲会形成噪声。开关管的工作频率越高,产生的损耗和噪声就越大。为解决上述问题,可以实现电路的高频化和小型化的软开关的概念应运而生。

软开关电路一般分为两类: 一种是通过增加辅助网络实现软开关; 另外一种是通过对开关管控制电路的合理设计来实现软开关[4]。通过增加辅助网络实现软开关的电路因为需要增加额外的器件,电路结构复杂、成本高,同时对电路软开关的控制较为困难; 控制型软开关技术则是通过对开关管的驱动信号进行适当的控制来实现开关管的软开关[5]。

文献[4]指出了控制型软开关的四种常见的PWM控制策略: 不对称互补脉冲PWM控制,不对称脉冲PWM控制,脉冲移位PWM控制以及移相脉冲PWM控制。图3是上述4种控制型软开关的PWM控制策略。

文献[6]利用电感和电容器件的谐振实现了电流馈入型半桥变换器的软开关,但是由于电路采用的变频控制( PFM) ,实现变换器的优化设计较为困难,影响了该方法的使用。为了对电路进行频率恒定的脉冲宽度调制即PWM控制,在调节开关管占空比过程中会导致开关管开通时间的不对称,因此文献[7]通过采用不对称互补脉冲控制实现了电流馈入型半桥变换器的软开关。

3半桥变换器仿真分析

使用MATLAB仿真软件分别对传统的电流馈入型半桥变换器和基于控制型软开关的改进型电流馈入型半桥变换器进行仿真分析。

对两种变换器采用相同的仿真参数,输入电压值为40V,占空比D = 70% ,开关频率50k Hz。传统的电流馈入型半桥变换器开关管S1和S2的触发脉冲相差180°。图4是传统半桥变换器的输入电流iin、电感L1的电流iL1和电感L2的电流iL2。从图中可以看出,当输入电感足够大时,输入电感电流基本上为输入电流的一半,与前部分章节中对变换器的理想化假设分析一致。

图5是传统的电流馈入型半桥变换器流过开关管S1的电压uS1、电流iS1和开关信号D的仿真波形。从图中可以看出,传统的电流馈入型半桥变换器工作于硬开关状态,电压存在着很大的关断电压尖峰。

图6和图7分别是改进型的电流馈入型半桥变换器开关管S1的电压uS1、电流iS1和开关信号D的仿真波形和S2的电压uS2、电流iS2和开关信号D的仿真波形。从图中可以看出,与传统的电流馈入型半桥变换器相比,采用控制型软开关的改进型电流馈入型半桥变换器可以工作于软开关状态,开关管S1和S2都实现了零电流关断,从而从根本上消除了由于开关管关断引起的关断电压尖峰,大大降低变换器的能量损耗,因此本文提出将可以实现电气隔离、高电压增益和高效率的改进型电流馈入型半桥变换器作为光伏发电系统的前级DC /DC变换器。

4结束语

直流式系统 篇5

在太阳能低温利用方式中以太阳能热水系统利用最为广泛,集热器则是太阳能热水系统中的核心部件,它将太阳辐射能转化为热能,是一种比较特殊的热交换器。其中平板集热器由于结构简单,生产成本低,易于与建筑物结合等优点,受到人们的青睐。其构造如图1所示。通常可用集热器效率对集热器的工作性能进行评价。但是在非稳态下,由于管翼温度随时间变化,集热器效率很难通过理论计算得到,而通过实验来测试集热器的性能也存在测试时间长测试成本高等缺点。为了解决这些问题,本文采用Fluent软件在计算机上建立模型对平板集热器进行非稳态模拟[1],基于有限体积法对控制方程进行离散。该软件具有模拟真实条件的能力,可灵活建立模型,根据条件改变各种参数,计算集热器效率,评价集热器的主要设计参数对其工作性能的影响,为实际生产提供借鉴。

L-管中心距;D-管径

直流式太阳热水系统是由我国科学家率先提出的,在国际上有着重要的影响[2]。该系统中传热工质一次流过集热器经加热后进入储水箱或用水点,如图2所示。为了使热水温度达到用户的使用要求,通常选用定温放水式,即出口处装有测温元件以保证出口热水温度。本文选用定温放水型直流式太阳热水系统中吸热板芯为翼管式的平板集热器为研究对象,如图1所示。论证管中心距L和管径D对于集热器的效率和出水量的影响。

1 基本理论

1.1 控制方程

控制方程需求解连续方程、动量方程、能量方程和辐射方程。对于具有散射、吸收、发射性质的介质,在位置$\overrightarrow{r}$,沿$\overrightarrow{f}$方向的辐射传播方程[3]为

$\begin{array}{l}\nabla (S(\overrightarrow{r},\overrightarrow{f})\overrightarrow{f})+(\alpha +\beta {}_{\text{f}})S(\overrightarrow{r},\overrightarrow{r})=\alpha n{}^2\frac{\sigma {\rm T}{}^4}{\pi }\\ +\frac{\beta {}_{\text{f}}}{4\pi }{\displaystyle {\int }_0^{4\pi }S}(\overrightarrow{r},\overrightarrow{f})\Phi (\overrightarrow{f},\overrightarrow{f})\text{d}\Omega (1)\end{array}$

式中$\overrightarrow{r}$——位置向量;

$\overrightarrow{f}$——方向向量;

$\overrightarrow{f}$′——散射方向;

f——沿程长度(行程长度);

α——吸收系数;

n——折射系数;

βf——散射系数;

σ——斯蒂芬-玻耳兹曼常量,

其值为5.67×10-8W/(m2·℃4);

S——辐射强度,W/m2;

T——当地温度,℃

Φ——相位函数;

Ω——空间立体角。

1.2 非稳态效率

非稳态效率和平均日效率实际上是统一的, 它们是以不同的形式反映热水器的工作性能[4]。本文主要讨论了在非稳态条件下集热器的平均效率[5],见式(2)

$\eta =\frac{({\rm M}c){}_{\text{w}}({\rm T}{}_{\text{f}\text{a}}-{\rm T}{}_{\text{f}\text{b}})}{A\frac{{\displaystyle \sum _{i=1}^{n}S}{}_n}{n}\text{Δ}\tau }(2)$

式中 (Mc)w——水的总热容,kJ/℃;

Tfa——水初始温度,℃;

Tfb——水的终了温度,℃;

A——集热器的采光面积,m2;

$\frac{{\displaystyle \sum _{i=1}^{n}S}{}_n}{n}$——平均辐照度,W/m2;

Δτ——出产相应水量的精确用时,s。

1.3 直流式太阳能热水系统集热器的产水量

$\begin{array}{l}\text{每}\text{平}\text{方}\text{米}\text{产}\text{水}\text{量}=\\ \frac{\text{集}\text{热}\text{器}\text{加}\text{热}\text{冷}\text{水}\text{的}\text{次}\text{数}\times \text{每}\text{次}\text{加}\text{热}\text{的}\text{水}\text{量}}{\text{集}\text{热}\text{器}\text{采}\text{光}\text{面}\text{积}}(3)\end{array}$

2 物理模型及条件

太阳辐射透过玻璃盖板垂直射到金属集热板上使集热板温度上升,集热板将太阳能转化为热能,与排管进行非稳态传热,由管道中流体将热量带走。同时顶部盖板因为与外界环境存在温差,发生非稳态热损,这两个传热过程相互耦合,所建立模型更接近真实工况。以某一天太阳辐照强度为输入条件,模拟了集热器从8∶30开始启动,此时玻璃盖板、吸热板以及两板之间的空气均与环境温度一致,连续运行至15∶30结束,共七小时的运行工况,太阳辐射强度[5]随时间变化如图3所示。

在家用条件下将产水温度设定为50℃,可用于盥洗、沐浴和洗涤用,完全可以满足用户对水温的要求[6]。初始冷水温度为10℃,当集热器内水温低于50℃时,冷水停留在集热器中吸收太阳能,被加热至指定温度,此时集热器处于闷晒状态;当水温达到50℃时,阀门打开,热水流入储水箱。建立一水平放置的平板集热器模型,长度为1 m,宽度随 管间距变化。共有8根排管,吸热板厚度1 mm,排管和吸热板材质相同。单层玻璃盖板,发射率为0.88,为便于分析,假设玻璃盖板的厚度较小,可不考虑其厚度方向的温差,设其处于同一温度。盖板到吸热板距离40 mm,底部和边壁绝热,环境温度为20℃。

在模拟过程中采用了Boussinesq假设,该假设可在小温差下的自然对流中减少计算量,加速计算收敛[7]。

玻璃板物性参数:吸收率0.1,透过率0.9,发射率0.88,密度2 220 kg/m3,比热容830 J/(kg·℃)。

吸热板和排管物性参数:吸收率0.92,发射率0.17,密度8 978 kg/m3,比热容381 J/(kg·℃)。

3 模拟结果及分析

在非稳态条件下,分别比较了D相同L不同和L相同D不同这两种情况对集热器效率的影响,计算结果见表1和表2。表中列出了一天中集热器共加热冷水次数也即出水次数,出产相应水量的精确用时,由式(2)和式(3)可得到每平米集热器的出水量和集热器的效率,用于评价集热器的工作性能。图4和图5列出了两种情况效率变化趋势图。

由表1和图4可知,管径D为20 mm时,随着管中心距L减小,集热器效率升高,当管中心距L为50 mm时,集热器效率最高,每平米的出水量也最多。经过对数据的对比分析,在不同的太阳辐照度下,不同管中心距对应的集热板温度的变化趋势是一样的,因此我们仅以太阳辐照度为700 W/m2,单次出水的情况下为例,见图6。图6列举了本文提供数据中,其最大和最小管中心距的集热器管中流体达到任意相同温度(如27℃)时其内部温度分布的情况。

图6以颜色的深浅不同代表温度的高低,可以看出当管中流体温度相同时,板中心距小的集热器集热板温度明显低于管中心距大的集热器板温。

集热器的集热板吸收太阳辐射,通过管翼把热量传递给管中流体使其升温。由于管径相同,管内流体初始终止温度差相同,则流体吸收的热量相同。管中心距小的集热器较管中心距大的集热器管翼吸收的太阳辐射量少,除去向管中流体传递的热量,管翼本身所剩余的热量较少,相应集热板温度也较管中心距大的集热器低。如平板集热器顶部热损(由于假设边壁和底部绝热,忽略边壁和底部热损)公式(4)和公式(5)所示,可以看出集热板温度对平板集热器的热损有重要的影响,集热板温度低,热损小;吸热板温度高,集热器热损增加,可以得出结论管翼长度大的集热器效率低;相反,管翼长度小的集热器效率高。在这种情况下,为了得到更高的效率,无限减小管翼的长度时,此时集热器的形式成为扁盒式。

平板集热器热损公式

U=Ut+Ua+Ub (4)

式中 U——平板集热器总热损;

Ut——集热器顶部热损;

Ua和Ub——边壁和底部热损。

$\begin{array}{l}U{}_{\text{t}}=\left\{\frac{{\rm N}}{\frac{c}{{\rm T}{}_{\text{p}}}\left[\frac{{\rm T}{}_{\text{p}}-{\rm T}{}_{\text{a}}}{({\rm N}+f)}\right]{}^e}+\frac{1}{h{}_{\text{w}}}\right\}{}^{-1}+\\ \frac{\sigma ({\rm T}{}_{\text{p}}+{\rm T}{}_{\text{a}})({\rm T}{}_{\text{p}}^2+{\rm T}{}_{\text{a}}^2)}{(\epsilon {}_{\text{p}}+0.0059{\rm N}h{}_{\text{w}}){}^{-1}+\frac{2{\rm N}+f-1+0.133\epsilon {}_{\text{p}}}{\epsilon {}_{\text{g}}}-{\rm N}}(5)\end{array}$

式中 Ut——顶部热损;

N——盖板数目;

c——集热器倾角影响系数,常数;

Tp——集热板平均温度,通过数值模拟得出,℃;

Ta——环境温,℃;

hw——风与盖板的对流换热系数,W/m2·℃;

εg——玻璃发射率;

εp——平板发射率;

f——常数,f=f(εg,hw,N)。

从表2和图5可以看到,当管中心距L=50 mm时,管径D大的集热器效率高,每平米出水量大。同样,在这里我们也以太阳辐照度为700 W/m2单次出水的情况下为例来说明,如图7。图7列举了本文提供数据中最大最小管径的集热器其管内流体达到任意相同温度(如27℃)时,集热器内部温度分布的情况。

图7以颜色的深浅不同代表温度的高低,可以看出当管中流体温度相同时,管径小的集热器盖板与集热板之间空气层的温度明显高于大管径的集热器空气层温度。

出现这种现象的原因是小管径管中流体质量小,升至相同的温度较大管径集热器所需的热量少,由于集热器管中心距相同,认为管翼吸收的太阳辐射量相同,那么小管径集热器管翼向管中流体传递的热量小,剩余的热量就传向了板间的空气层,导致空气层温度升高,与环境温差增大,热量通过玻璃盖板散失到环境中。使得小管径集热器热损增大,效率降低。相反,随着管径增大,效率升高,其极限形式为扁盒式集热器。

4 结论

本文主要运用Fluent商业软件在计算机上模拟了直流式定温放水系统中翼管式平板集热器的温度场和速度场。讨论了非稳态条件下管中心距和管径对集热器效率和每平方米出水量的影响。经过对数据和集热器内部温度场速度场的分析可以得出以下结论:

(1)在本文所提供的数据中,集热器在管径相同的情况下,管中心距越小,对提高集热器效率越有利,每平米集热器出水量多,更能够满足用户的需求,得到最佳管中心距为50 mm。

(2)当采用最佳管中心距时,管径大的集热器效率要高于管径小的集热器效率,相应每平方米出水量较多。

以上讨论的两种情况,其极限形式均为扁盒式集热器,表明扁盒式集热器是直流式太阳能系统中最好的选择。

摘要：由于非稳态传热问题通过理论计算得到解析解较困难,本文运用数值模拟方法研究定温放水型直流式系统中平板型太阳能集热器的工作状况,讨论了集热器的管径和管中心距在非稳态传热条件下对集热器的效率和每平方米产水量的影响。可得到结论扁盒式集热器具有较高效率;相同条件下,管径越大集热器效率越高。该结果有利于优化直流式平板集热器的设计参数。

关键词：直流式系统,平板型太阳能集热器,非稳态传热

参考文献

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[8]刘伟胜.平板型太阳集热器热性能评价方法的研究.太阳能学报,1989,10(4):387-393.

直流式系统 篇6

在电力拖动系统中,调节电压的直流调速是应用最广泛的一种调速方法,利用电力MOSFET等一些全控型器件组成的晶体管脉冲调宽型开关放大器[1]已逐步发展成熟,用途越来越广。本文主要研究了直流电机双极式控制直流PWM-M可逆调速系统的原理和控制方法,以及其在Matlab/Simulink中建模与仿真。

1 H型主电路在Matlab/Simulink的建模与仿真

1.1 H型主电路原理介绍

直流PWM-M调速系统[2]的主电路组成如图1所示,主电路由4个电力场效应晶体管VT1~VT4和四个续流二极管VD1~VD4成H型连接组成。当VT1和VT4导通时,有正向电流通过电动机M,电动机正转;当VT2和VT3导通时,有反向电流通过电动机M,电动机反转。VT1~VT4驱动信号的调制原理如图2所示,在三角波与控制信号Uct相交时,分别产生驱动信号Ub1、Ub4和Ub2、Ub3。

图1直流PWM-M调速系统主电路

图2直流PWM调制波形图

1.2 H型主电路的仿真模型

图1直流PWM-M系统主电路在Matlab/Simulink中的仿真模型如图3所示。图3中H型变流器调用多功能桥,其参数设为2相桥臂,abc在交流输出端,开关器件为电力MOSFET。当多功能桥模块参数设abc在交流输出端时,原本是用于逆变,现在用于直流PWM变流时,其驱动信号发生电路需另外设计。设计的驱动信号发生电路如图4所示,图中输入端In1接脉宽调制(PWM)信号,输出端Out1输出4路MOSFET的驱动信号。脉宽调制由两个PWM发生器模块进行,其中上方的PWM发生器产生VT1和VT2的驱动信号,下方的PWM发生器产生VT3和VT4的驱动信号,为了使PWM发生器输出的驱动信号顺序与多功能桥的驱动顺序一致,模型中加入一个选择器模块,调整了脉冲序列。因为MOSFET有导通和关断时间,为了避免上下桥臂的两个管子同时导通和关断,造成桥臂的直通现象,需要有“死时”限制,这里采取的办法是将下方的PWM发生器输入的控制信号为设为Uct+0.001,即将Uct略为抬高,使下方的PWM发生器信号变窄一些,这样上下两个管子就不会同时导通和关断。该PWM驱动信号发生电路经过打包后即成图3中的PWM分支电路模块。

在主电路模块中控制信号通过互动开关与PWM分支电路模块连接,因此双击互动开关模块就可以选择控制信号Uct和-Uct,控制电动机正转与反转[3,4]。

1.3 仿真模型使用模块参数设置

图3中伺服电动机参数设置为:UN=110V,IN=2.9A,nN=2400r/min,电枢电阻Ra的值为3.4Ω,电枢电感La的值为60.4m H,转动惯量0.014kg·m2,励磁电压110V,励磁电流0.5A。仿真该系统在额定负载时的工作情况。另外可根据伺服电动机参数计算得电动机励磁电阻Rf=220Ω,Laf=0.797H,Lf=0,将电动机参数输入电动机模型对话框,并通过计算公式(1)和(2)可以得到转矩常数Ce和额定负载转矩TL:

另外,在直流PWM模型中控制信号ua的取值方位为0~1,ua也就是双极性PWM的调制度,当取ua=0.8时,PWM变流器的直流电源电压。

1.4 仿真结果及其分析

在Matlab/Simulink中搭建好模型后并进行仿真可得到如图5所示的直流电机PWM-M调速系统的仿真波形。从波形中可以看出变流器输出电压呈良好的矩形波,如果不设一定的“死时”,由于上下桥臂管子的换流重叠现象,使输出电压呈梯形。图5中的Ud1为输出电压的平均值,输出电压略高于110V。图5中n为伺服电动机的转速响应,转速上升平稳,这是PWM调制的特点,图5中ia为电动机起动过程中的电流曲线,起动电流最大值为30A,约为稳定电流的10倍。

2 双极性控制直流PWM-M可逆调速系统在Matlab Simulink的建模与仿真

2.1 双极性控制直流PWM-M可逆调速系统的工作原理

为了实现转速和电流两种负反馈分别起作用,在系统中设置了两个调节器:转速调节器ASR和电流调节器ACR,二者之间实行串级联接,如图6所示。即把转速调节器ASR的输出当作电流调节器ACR的输入,再用电流调节器ACR的输出去控制PWM调制器。从闭环结构上看,电流调节环在里面,叫做内环;转速调节器在外面,叫做外环。这样就形成了转速、电流双闭环调速系统。为了获得良好的静、动态性能,双闭环调速系统的两个调节器都采用PI调节器。

图6直流PWM-M可逆调速系统仿真模型

2.2 仿真模型使用模块参数设置

双极式控制直流PWM-M可逆调速系统的仿真模型如图6所示,模型在直流PWM-M系统主电路模型基础上增加了转速调节器ASR和电流调节器ACR[5],分别如图7和图8所示。ASR和ACR都采用带输出限幅的PI调节器。调节器参数取值见表1,模型的其他设置与H型主电路仿真相同,仿真算法采用ode23tb。

2.3 仿真结果及其分析

双极式控制直流PWM可逆系统的仿真结果如图9及图10所示。图9为系统从正转起动至反转运行过程中转速对给定Un*的仿真波形。在仿真中取电流的过载倍数=3,因此电动机的正转起动和制动时,反转起动过程中始终保持者最大电流12A左右。在正反转速达到额定值2400r/min后,电流下降到4A左右。图10为电流调节器ACR的输出信号Uct的仿真波形,Uct的波动反映了电流调节器的调节作用,Uct的变化使变流器的脉宽随之调整,输出电压值也随着变化,使电流保持不变。

3 结束语

本文在分析H型主电路原理的基础上,研究了增加经典的速度、电流双闭环PI控制方法,并在Matlab/Simulink进行了建模与仿真。仿真结果表明:波形符合理论分析,系统运行平稳,具有较好的静态和动态特性。

参考文献

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[4]翟百臣,赵岩,李洪文,等.PWM功率放大器在直流伺服系统中的应用[J].电光与控制,2008,27(18):60-63.

直流式系统 篇7

直流式太阳能热水系统，是在自然循环式和强制循环式系统的基础上发展起来的。直流式太阳热水系统中水通过集热器被加热到预定的温度上限时，集热器出口的温度传感器将温度信号传给控制器，控制器通过调节集热器入口的电磁阀开度来控制流入集热器的水流量，达到控制集热器出口水温的目的。直流式系统的优点：与强制循环系统相比，直流式系统无需设置补给水泵，由于直流式系统的补水是由自来水补给，自来水具有一定的压力，可以为系统提供驱动力;系统的贮水箱可以放在室内，既减轻了屋顶的负重荷载，又大大减少了系统的热损失[1];由于直流式属于一次加热式，故可避免出现冷水和热水的惨混，比起自然循环式系统，可以较早的得到所需温度的热水。直流式系统的缺点：安装1套较复杂的控制系统，初投资有所增加。

2 加热过程分析

直流式系统的加热过程是由启动时的闷晒阶段和达到出水温度时的连续放水阶段组成。闷晒阶段集热器中水的温度从Tf,i逐渐升至Tf,o，此时进入连续放水阶段，开始连续放水，成为变流量的连续流动。下面对这2种运行情况的加热过程进行理论及模拟分析。

2.1 闷晒阶段传热过程分析

加热过程将集热管中的介质从初始温度Tf,i加热到出水温度Tf,o，该过程可视为非稳态传热，管中介质的平均温度Tf,m仅随时间t而变化。建立该过程平板集热器的能量平衡方程(1)ㄢ

式中，(mcp)f为介质的热容，kg·J/K;Ac为集热器的集热面积，m2;I为投射到集热器盖板上的辐照强度，W;(τα)e为集热器的透过率—吸收率乘积;UL为集热器的热损系数，W/m2;Tf为介质的温度，K;Ta为环境温度，Kㄢ

集热器的瞬时效率可由式(2)[2]计算得出：

式中，F'为集热器的效率因子，本文取0.928。

2.2 连续出水阶段传热过程分析

当闷晒阶段的介质温度达到出水温度Tf,o时，开启阀门，开始连续放水，通过控制集热管入口介质的质量流率的大小，就能得到不同出水温度的热水。加热过程可认为是等热流密度条件的对流换热过程，集热管中不同截面的介质的平均温度Tf,m沿着管长而改变。

该过程集热器的能量平衡方程为(3)ㄢ

式中，Tf,o为集热管介质的出口温度，K;Tf,i为集热管介质的入口温度，K;FR为集热器热迁移因子;m·为集热管入口处的质量流率，kg/s;cp为集热管中介质的定压比热，J/K。

该过程的集热器的平均效率可由式(4)计算得出：

式中，Qu为集热器的有用能量收益。

以图2集热管内介质流动的控制容积为研究对象，在等表面热流密度qs''情况下，由文献《传热和传质基本原理》[3]可得出沿管长不同截面流体介质的平均温度的表达式。

式中，P为集热管横截面圆周的周长，m。

3 数值模拟过程与结果分析

3.1 模型的建立

利用fluent前处理软件gambit建立见图3的管板式平板集热器的物理模型，由于集热器结构的对称性，选取1根集热管及左右各1/2管间距W长的吸热板来代替整个集热器的模拟，不仅简化了物理模型，而且使得fluent模拟过程加速收敛。本文中所用模型的几何尺寸：管间距W为100 mm;集热管内径Di为13 mm、外径Do为15 mm;盖板至吸热板间距H为20 mm;集热管长L为2 000 mm;吸热板厚度为0.5 mm。集热器的倾角为60°。

3.2 模拟条件的设置

3.2.1 闷晒阶段

边界条件的设置：模型的左右边壁定义为symmetry(对称)边界条件;其余所有的壁面均定义为wall边界条件。本文模拟了在800 W/m2的太阳辐射量，风引起的表面对流换热系数为10 W/m2·K[6]下的集热器加热工况，模型的前后表面及底表面均为绝热壁面;其余壁面均按fluent软件的默认条件设置。

初始条件的设置：吸热板及其集热管的初始温度为323 K;集热管中的介质水的初始温度为298 K;方腔内空气及环境的初始温度为303 K。

求解器的设置：模拟过程为非稳态传热;辐射模型选用DO辐射模型;根据文献[5]方腔内空气的密度设置时采用boussinesq假设;压力-速度耦合方程用PISO算法;动量和能量方程用QUICK格式;DO辐射方程用二阶迎风格式;时间步长定为1 s。设置温度监视器对模拟过程集热管中介质水的平均温度时刻监视，每隔4个时间步长保存1次实验数据。

3.2.2 连续出水阶段

边界条件的设置：集热管的入口定义为massflow-inlet边界条件;出口定义为outflow边界条件，其余边界条件的设置同闷晒阶段。

初始条件的设置：集热管入口的介质水初始温度为298 K;其它设置同闷晒阶段。

求解器的设置：模拟过程为稳态传热;设置温度监视器对模拟过程集热管中出口截面的介质水的平均温度时刻监视。本模拟过程的集热管入口质量流率m·选取5个值(0.001 kg、0.002 kg、0.003 kg、0.004 kg、0.005 kg)分别进行5组模拟。

4 模拟结果

4.1 闷晒阶段

假设UL为不随温度而变化的常量，集热器的底部热损失和侧面边框热损失忽略不计，集热器的热损失可认为仅由顶部热损失组成，由集热器的顶部热损的经验计算公式(6)[6]可计算出Ut:

式中，Ut为顶部热损系数，W/m2;N为透明盖板数目;Tp为集热板平均温度，K;hw为风与盖板的对流换热系数，W/m2·K;εg为玻璃发射率;εp为平板发射率;f=(1.0-0.04hw+5.0×10-4hw2)×(1=0.058N)。

将本文实验中各参数的数值代入(6)，通过计算得出Ut=UL=5.198 W/m2。从模拟结果中提取不同时刻集热管中水的平均温度Tf,m、管内表面的平均温度Ts及瑞利数Ra列于表1。

通过公式(2)可得出不同时刻集热器的瞬时效率的变化趋势(见图4)。

结合表1和图4，随着闷晒的不断进行，管内介质水的平均温度Tf,m不断升高，水的密度ρ不断减小，单位体积的热容量ρcp降低，管内介质的携热能力减弱，从管壁取走的能量减少，集热器的有用能量收益减少，集热器的效率降低;随着管内介质和管壁的平均温差不断降低，瑞利数Ra=[gβ(Ts-Tf,m)Di3]/va减小，管内壁的自然对流换热能力减弱，集热器的有用能量收益减少，集热器效率降低。

当瑞利数Ra较小时，换热以热传导为主，随着瑞利数Ra的增加，当瑞利数Ra=5×104时，热传导和自然对流共同起作用[7]。

4.2 连续出水阶段

从软件模拟结果中提取不同质量流率m·对应的集热器的有用能量收益Qu、集热管介质水的出口温度Tf,o，通过公式(4)计算出集热器的平均效率η，由公式(7)[8]计算出集热器的热迁移因子FR，上述结果见表2。

由表2可看出，控制集热管入口质量流率m·，可得到不同出水温度。质量流率较小时，出水温度高，单位时间集热器的出水量小，集热器的热效率低;质量流率较大时，出水温度低，单位时间集热器的出水量大，集热器的热效率高。

由式(5)可计算出不同质量流率m·对应集热器的出水温度Tf,o，但该式中的qs''为未知量，无法通过理论计算得出，可通过表2中的模拟数据Qu的值计算出集热器的出水温度Tf,o，将计算结果及模拟结果绘制于图5，通过该图，可以看出模拟结果和理论计算结果相差很小。

5 结语

本文首先对直流式太阳能热水系统做了简单的介绍，与传统的自然循环和强制循环相比，直流式系统在实际应用中具有明显的优势，是太阳能低温热利用的首选方案;然后对直流式系统中的关键部件—平板集热器的不同加热工况做了分析;接下来对本文的数值模拟实验过程进行了详细的介绍;最后对模拟结果进行了分析，通过模拟与理论计算的对比，得出了运用数值模拟软件可以代替实际的实验过程，尤其对于成本高，干扰条件多、理论求解困难的实验过程，可以取得比较满意的结果。

摘要：直流式太阳能平板集热系统的运行过程可认为是由启动时的闷晒阶段和达到出水温度时的连续放水阶段组成。运用fluent数值模拟软件建立管板式平板集热器的物理模型,对该过程进行数值模拟,并将模拟结果与理论计算进行了对比分析,得出了平板集热器效率的变化趋势。

关键词：直流式系统,数值模拟,瞬时效率

参考文献

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[7]李世武,熊莉芳.封闭方腔自然对流换热的研究[J].工业加热,2007,3(3):10-13.

直流液压式高原抽油机移位装置 篇8

一、原始的推土机拖动高原抽油机存在的问题

1、由于涉及到作业队、采油队、矿调度、特车大队调度、特车小队等相关单位的协调, 使得简单的高原抽油机移位影响时间长, 工期长、效率低;

2、推土机拖动高原抽油机, 存在操作不平稳等潜在安全问题, 施工风险大、且复位不准确;

3、使用推土机拖动每次发生特车成本:每次作业让位和复位按一个台班计算, 作业一次发生特车劳务费用3980元。

二、直流液压式高原抽油机移位装置

针对以上问题, 在实践的基础上, 经过现场的研究, 我们设计了《直流液压式高原抽油机移位装置》。

1、装置的组成部分以及主要部件的工作原理

(1) 组成部分

《直流液压式高原抽油机移位装置》由蓄电池、泵机组 (电机和柱塞泵) 、综合阀、压力表、安全阀、手动换向阀、双作用液压缸、底座等部分组成。

(2) 工作原理

(1) 泵体的工作原理:

工作时电机直接带动偏心压轴作往复运动, 使油从高低压配流阀各自吸油口吸入, 从各自出油口排出, 再通过高压管路, 低压管路分别进入综合阀。

(2) 综合阀的工作原理:

液压油通过高低压管路从油泵分别进入高低压溢流阀, 再通过高低压单向阀进入压力表口和卸载阀处连通, 当低压压力超过4MPa时, 高压油将液控阀 (安全阀) 打开, 使低压油流回油箱。液压油通过综合阀后输送给三位四通手动换向阀, 通过换向阀后直接输送给双作用缸。换向阀为三位四通手动操作转向阀, 上面两出油口用高压软管和快速接头与双作用缸连接。

(3) 双作用液压缸的工作原理

双作用缸底座通过膨胀螺栓与地面连接, 液压缸通过连接销与底座连接, 液压缸柱塞通过螺母与抽油机连接。液压缸进、出油口连有快速接头。当变量柱塞泵的高压油通过高压胶管进入液压缸时, 高压油推动液压缸柱塞伸出, 缩回, 液压缸柱塞通过连接螺母推动抽油机往复运动。

2、主要部件的注意事项及技术参数

(1) 电动变量柱塞泵的注意事项及技术参数

(1) 泵站工作液夏季用GB2537-81HU-30汽轮机油, 冬季用HU-20汽轮机油, 加油时应用180-200目铜丝布过滤, 半年更换一次, 并清洗油箱, 液面深应达到油标中心以上。

(2) 电机启动应在卸载阀打开情况下进行。泵体正常工作温度以-20-55℃为宜, 温度高时应进行冷却, 低温使用也容易发生故障, 可通过外加温下泵体空转, 逐步升高温度, 温度过低不准使用 (以零下10℃为限) 。

(2) 手动换向阀的注意事项

操作换向阀时一般操作力不超过100kN, 并应操作准确, 因换向阀与连接方向不限, 因此换向阀使用时应先熟悉换向位置, 注意换向时应先打开卸载阀。

(3) 双作用液压缸的技术参数

最大移动距离1200mm;最大负荷20T

3、《直流电动液压式皮带机移位装置》设计安全适用性计算

高原抽油机最大重30T, 查表显示钢与水泥滑动摩擦系数0.18, 钢与水泥静摩擦0.3, 钢与水泥滚动摩擦系数0.05。

(1) 皮带抽油机最大静摩擦力fs=us N=us N=0.3x300000=90000KG

其中N——垂直力, fs——静摩擦力, us——静摩擦系数。

(2) 皮带抽油机最大滑动摩擦力fk=uk N=Uk N=0.18x300000=54000KG

其中N——垂直力, fk——动摩擦力, uk——动摩擦系数

皮带抽油机前端可装两个滚轮, 这样皮带抽油机的移动阻力大大减小。

销轴2, D=35mm, 泵站工作压力P=63Mpa, 液压缸直径D=64mm

(3) 许用剪切力F=Qb×2 (ΠD2/4) =139000000×2×3.14×0.0175×0.0175=267331KG

液压缸最大推力F=63000000X3.14X0.032X0.032=202567KG

由此可以看出, 该设计完全能够满足现场工作需要。

4、装置安装使用图及实施效果

(1) 安装使用图如下:

(2) 现场实施效果

该装置于2009年2月14日下午, 在T82-6x11等四口油井上试验成功。试验压力16兆帕, 拖动时间5分钟 (不包括安装时间) , 经过现场18口井使用检验, 移位一次平均约5分钟即完成。

三、经济效益

1、制作一台直流液压式高原抽油机移位装置总费用为2.6万元。

2、我矿现有高原抽油机132台, 单井日产量平均4吨, 2009年作业134井次, 每次开井时间影响8小时来计算, 年可创造经济效益:134x4x8/24吨x2000元/吨=35.7万元。

3、这项装置每次可以节约成本0.398万元。按照2009年我矿高原抽油机措施、维护作业78井次计算, 可以创造直接经济效益:134x0.398=53.3万元。

2010年直接创造经济效益:35.7万元+53.3万元-2万元=89万元

结论

通过直流电动式高原抽油机移位装置的应用, 只需要两名操作人员, 五分钟时间抽油机就安全平稳移动到位。这项装置完全可以替代推土机拖动抽油机实现前后移位, 操作方便、安装、拆卸灵活好用, 为采油矿油井作业前、开井前做好准备工作创造了充分有利条件。

摘要：高原油井作业时, 受到井场大小、作业机品种的限制, 只能雇用推土机完成高原抽油移机工作, 费用非常昂贵, 同时具体操作复杂、时间长短不定、给抢开作业井、提高油井时率造成一定的影响。通过现场调查研究, 在保障高原抽油机迅速、及时、安全、低费用前提下, 精心设计了《直流液压式高原抽油机移位装置》, 通过反复试验和现场实际应用, 在油井作业现场移机技术上获得很大的成功。