瞬态保护

瞬态保护（精选7篇）

瞬态保护 篇1

摘要：本文介绍了RS-485的总线节点的瞬态保护方法。

关键词：ESD,RS-485,总线节点,瞬态保护

电气过应力所致功能失灵带来的工业网络故障使网络节点保护变得非常有必要,特别是静电放电、电感开关和雷击所引起的电气瞬态的保护。因此,国际电工委员会(IEC)定义了三种瞬态抑制测试标准,旨在保证测试期间和测试后电路的正确运行。

本文简要介绍了这些测试,并建议使用工业RS-485线缆和低电容瞬态电压抑制器为您的网络保护提供一种最有效的方法。

瞬态抑制测试系列

我们将讨论三种IEC标准:

●静电放电(E S D)抗扰度(IEC61000-4-2);

●电气快速瞬态(EFT)抗扰度,或脉冲抗扰度(IEC61000-4-4);

●浪涌抗扰度(IEC61000-4-5。

ESD测试模拟了人体的静电放电对电子设备的影响。ESD发生器产生的测试脉冲为短历时(100ns以下)脉冲,并有一个约1ns的快速上升时间。尽管这种测试脉冲为低能量,但可以形成许多毁灭性的高电流,足以毁坏一个收发器的内部保护电路。一个最小ESD测试序列由20次放电、10个正极脉冲、10个负极脉冲,以及每个脉冲之间的一秒暂停间隔组成。

(注:电流和电压被标准化。若要了解绝对值,请参考实际标准。)

脉冲测试模拟了电感开关、继电器触点回跳等引起的日常开关瞬态。相比单测试脉冲的ESD测试,脉冲发生器会产生一个完整序列的测试脉冲(称作一个脉冲)。每个脉冲包括约15000个瞬态。一个完整测试序列的六个10s脉冲(相互之间的暂停间隔为10s)可在一分钟内产生数百万次脉冲。一次单脉冲持续时间很短(请参见图1b),因此能量较低,但这种对收发器完全无休止的瞬态轰击,会给其内部保护单元带来巨大的挑战。

浪涌测试是所有测试中最严格的测试,因为它模拟了雷电引起的开关瞬态。浪涌发生器产生的瞬态比ESD或脉冲瞬态长约1000倍。另外,发生器的低源阻抗允许高压下的高浪涌电流,从而代表高能量脉冲。由于其高能量成份,测试序列一般由五次正浪涌脉冲和五次负浪涌脉冲(一分钟或更短时间脉冲之间存在时间间隔)组成。

保护总线节点

选择低成本的CAT5工业RS-485线缆或平带(flat-band)线缆可以消除引入总线线路的主要瞬态能量。Belden 3107A(如图2)等线缆具有编织屏蔽作用,可以极大地降低耦合至信号导线中的噪声。更低的信号线噪声,意味着对下列保护电路的瞬态影响更小。

图2所示工业RS-485线缆是单双工及半双工数据链路的理想选择。它允许将一个信号对用作总线信号线,而另一个信号对用作接地线,从而降低瞬态电流返回通路的电感。其他一些好处还包括线缆的120Ω额定特性阻抗。这样便可保证阻抗匹配RS-485收发器开关特性和加蔽线的添加,从而允许线缆屏蔽的简单接地。请注意,应该仅在一个线缆末端接地,更好的选择是在最接近单接地参考总线接地基准的末端。

图3显示了一个具有瞬态电压抑制器二极管(TVS)保护的典型RS-485节点电路的简化示意图。最近的工艺技术进步,才实现了快速、低电容TVS二极管的制造。前几代TVS设计表现出来的数纳秒响应时间,对于ESD和脉冲瞬态的快速上升时间来说都太慢。另外,其电容负载超出了每TVS器件1000 nF,其在数据速率未降至极低水平的情况下,并不具备有效的多节点网络保护。

许多现代高精密抑制器设计都具有低至皮秒范围的响应时间,同时拥有约10 pF～100 pF的电容(具体取决于器件拓扑结构和额定功率),从而实现单总线节点保护。

在差动数据信号中,例如:RS-485等,一般要求三个瞬态抑制器来模拟有效的现实世界瞬态保护:两个TVS器件用于实现共模瞬态(出现在A线路及接地和B线路及接地之间)保护,第三个TVS用于抑制A线路和B线路之间的差动瞬态。

作为RS-485连接器的螺旋式接线柱,将传输线缆连接至收发器(XCVR)。三个瞬态电压抑制器二极管(TVS)用于消除A线路及接地和B线路及接地之间的共模瞬态,以及A和B之间的差动瞬态。

图4显示了双向瞬态电压抑制器的对称电压-电流(V-I)特性。在一些低至切断电压VWM的低电压下,瞬态抑制器带来了信号线的高阻抗,并且仅有数微安培的器件漏电流。这种状态下,数据链路必定能够正常运行。因此,选择TVS用于RS-485链路时,其切断电压必须高于最大总线电压,其中包括RS-485标准规定接地电位差(GPD)的±7V,其必然要求VWM≥12V。

在总线电位超出TVS击穿电压VBR的瞬态事件中,器件变为传导高电流到接地的低阻抗。但是,它的动态阻抗会引起器件的压降,其随上升电流成比例增加。这种电压常常表示为可以高达35V的钳位电压VC,其明显超出了收发器总线电位的最大额定值。

尽管高ESD额定值的收发器可以应对这种短期过应力,但一些较弱的组件会受益于浪涌额定电阻,其以串联方式切换至收发器总线终端(参见图3)。10Ω到20Ω典型取值的电阻器可降低钳位动作期间流向收发器的电流,从而最小化对其ESD单元的影响。

除这些危险的电压和电流电平以外,现实世界瞬态还带来大量的宽带噪声。例如,ESD脉冲的噪声有大约3 MHz～3 GHz的频谱。因此,除瞬态抑制外,我们还建议利用噪声滤波和高频布局方法来确保一个面对电磁干扰(EMI)时稳健的电路板设计。

这些建议将帮助您完成这种设计。在您的电路设计之初就要考虑的瞬态保护方案包括:

1)使用一个四层印刷电路板,其堆叠顺序为:总线信号层、接地层、电源层和控制信号层;

2)将接地层紧挨总线信号层放置,以建立阻抗跟踪控制,并为返回电流提供低电感通路;

3)将TVS二极管尽可能地靠近总线连接器放置,以防止瞬态渗入电路板电路;

4)将旁路电容器(10nF～100nF)尽可能地靠近电路板上的所有IC放置;

5)利用多个过孔(每个终端至少2个)将瞬态抑制器和旁路电容与接地层连接;

6)通过简单的R-C低通滤波器将EMI滤波器应用于收发器的单端侧。

请注意,因为高频电流沿最小电感通路传导,所以大多数上述建议都以转移通过低电感通路的高频噪声为目标。

结论

一些精密的瞬态抑制器二极管具备对RS-485网络中所有总线节点都进行高效保护的能力。尽管有效的瞬态保护会增加初始设计的成本,但其可以防止未来实地运行故障、网络停运以及可能出现的产品召回所带来的高昂费用。

参考文献

[1]RS-485接口产品应用手册[R/OL].www.ti.com/rs485-ca2

[2]接口选择指南[R/OL].www.ti.com/interface-ca

[3]低电容瞬态电压抑制器详情1[R/OL].www.protekdevices.com

[4]低电容瞬态电压抑制器详情2[R/OL].www.semtech.com

[5]低电容瞬态电压抑制器详情3[R/OL].www.vishay.com/

[6]工业RS-485线缆详情[R/OL].www.Beldencable.com

转子的瞬态响应特性研究 篇2

大型汽轮发电机转子的断裂事故中很多是由于转子裂纹或内部缺陷所引起。因此大型汽轮发电机转子无论在设计阶段, 还是在服役期间都要考虑这类应力集中的影响, 既要考虑转子首次投入使用时发生一次脆断的可能性, 又要考虑在振动和疲劳应力作用下发生裂纹扩展至断裂的可能性。转子由于裂纹而引起应力的变化, 转子刚度不对称, 振动频率也发生变化。转子运行表明, 由于系统的复杂性, 已有的一些动力学特点并不为裂纹转子所独有。因此对转子瞬态动力学的研究及裂纹转子振动的研究有可能为其提供辅助的诊断手段[1]。

大型汽轮发电机组转子在起动时, 存在角加速度, 在转子内部引起惯性载荷, 在裂纹转子内部引起应力重新分布。转子承受随时间变化的载荷作用时, 其惯性力和变形存在对应关系。利用预应力法[2]分析转子在受到瞬态惯性载荷冲击时的响应特性, 以达到控制转子振动水平的目的。谐响应分析是确定转子在给定转速 (预应力状态) 下的共振频率, 并进一步观测峰值频率对应的应力等。谐响应分析是一种线性分析, 但在分析中可以包含非对称系统矩阵。谐响应分析的非线性局限性及载荷必须按正弦规律变化的要求, 可以通过瞬态动力学分析来拓展谐响应分析的范围。

1 转子的瞬态响应分析

考虑转动离心效应, 对应的转子动态平衡方程[2]为:

上式可变换为:

式中:[M]t为单元质量矩阵;[Mr]为单元惯性矩阵。转子受到惯性载荷作用时, 转子上对应存在预应力。通过设置预应力, 在模态分析的基础上, 进一步计算转子瞬态响应。

2 基于预应力的谐响应分析

有预应力的谐响应分析用于计算有预应力的转子的动力学响应, 可求得转子的临界转速。振动方程如下[3,4]:

在有限元求解过程中, 应考虑设置陀螺效应, 其他略。在此基础上, 运用谐响应分析方法进行耦合, 求出临界转速。

3 算例

例:某汽轮机转子模型长1.104 m, 轴的直径0.035 m;在轴长度方向0.335 m, 0.456 m, 0.577 m, 0.698 m, 0.819 m位置装有5个直径0.30 m, 厚0.05 m的圆盘;轴承位于转子0.20 m及0.954 m处 (以下计算中忽略油膜作用效应) 。横向裂纹位于第二个圆盘的左侧, 裂纹长0.003 m, 寛0.000 1 m, 深0.002 m。

3.1 瞬态响应分析

利用Ansys10.0软件, 进行了瞬态响应分析, 得到转子横向变形曲线。设转子开始时角速度ω=100 (弧度/秒) , 角加速度ε=10 (弧度/秒2) 。加速度变化如下:

转子中心瞬态横向位移曲线见图2。

3.2 谐响应分析

利用Ansys10.0软件, 在预应力 (ω=314, ε=10) 计算的基础上, 再利用谐响应方法计算了裂纹转子在起动时横向位移对频率的响应曲线 (参见图3) 。

3.3 转子裂纹处最大应力及临界转速

裂纹转子最大应力σmax (Mpa) 随起动速度的变化, 应力集中系数约为2.5。计算中仅设置惯性效应。转子裂纹处最大应力计算结果见表1、表2。

以上临界转速的计算, 仅考虑转子的正进动。

4 结论

(1) 利用预应力法分析转子的瞬态响应特性是可行的。在转子加速转动时, 转子上存在转动惯性载荷, 设置预应力对应, 再 (与模态振型相关) 计算瞬态响应。在起动惯性载荷突变时, 裂纹转子横向变形也随着变化。参考公式 (1) 、 (2) , 计算了裂纹转子中心瞬态横向位移响应曲线, 参见图2。

(2) 裂纹转子横向谐响应图 (图3) , 其2阶振动横向位移响应大, 是由于计算时选择的响应点位于轮盘2, 且轮盘2左侧轴上有裂纹。利用公式 (3) 并利用预应力法计算了裂纹转子临界转速的变化, 见表3。转子存在裂纹, 降低了转子的刚度, 与无裂纹转子比较, 裂纹转子临界转速下降。进一步计算可以表明:起动时, 转子的临界转速不变。

(3) 应力集中系数见表1、表2, 表明了裂纹转子在起动及匀速运行阶段裂纹处最大应力的变化情况。起动角加速度越大, 应力越大, 并影响到转子的强度。裂纹应力集中系数约为2.5 (计算略) 。匀速运行时, 应力较小。转子上裂纹位置不同, 应力变化也不同。

参考文献

[1]Gasch R.A survey of the dynamic behavior of a simple-ro tating shaft with a transverse crack[J].Sound and Vi bration, 1993, 160 (2) :313-332.

[2]姚学诗, 周传荣.基于应力法的转子不平衡响应研究[J].振动与冲击, 2005, 24 (4) :84-86.

[3]钟一锷, 何衍宗, 王正.转子动力学[M].北京:清华大学出版社, 1989.

喷雾流量瞬态特性的试验研究 篇3

随着经济的发展, 环保已成为人类文明进步中关注的首要问题, 农业信息化的发展使更多的设备代替了人力, 对农作物的喷药也由机器取代了劳动者, 减少了药物对人体的危害。但是, 如果没有根据种植面积和受损程度进行合理喷施, 会因农药的不合理使用而对周围环境造成污染。因此, 对农药流量瞬态特性的研究成为变量喷施的关键问题。

国外许多学者已进行了较多的研究[1,2,3,4], 这些成果为后来的进一步发展提供了较好的基础。为了实现喷雾量的精确控制, 以单片机为核心的变量喷雾控制系统得到广泛的研究[5,6,7]。近几年, PLC控制器因其精度高、稳定性好、故障率低等优势在自动化系统中得到广泛的应用, 本文主要在PLC控制下, 完成对喷雾流量的瞬态特性的研究。

1 系统设计

1.1 硬件组成

本试验中的硬件系统主要由控制部分、动力部分、调节部分和执行部分组成。其中, 控制部分采用S7-200 SMART型PLC控制器和SIEMENS SMART型触摸屏, 其间采用网线传输数据, 具有响应快、稳定性好等优点。

1.2 系统控制流程

为了不浪费农药、减少对环境的污染, 在试验过程中主要用自来水来代替药液。

系统启动后, 泵运行并将水箱中的水输送到平衡阀, 再由平衡阀调节其输出液体的压力后, 将水再输送到数字流量阀, 由数字流量阀调节通过喷头的输出流量后完成喷雾。该系统喷头输出液体的流量主要靠数字流量阀开口度大小实现调节;喷头位置安装有流量传感器和压力传感器, 用于反馈实际输出液体的流量和压力, 以此来检测并校正输出精度。数字流量阀开口度的大小通过步进电机的脉冲实现变化, 并由PLC程序完成对步进电机的输出控制。触摸屏作为人机交互部分, 可视化和可触摸的界面可以很方便地完成PLC控制任务操作, 并能直观显示反馈的输出流量和压力数值。其主要控制流程如图1所示。

在触摸屏中设定了不同的流量调节范围, 通过人工操作触摸屏实现整个系统的启动及PLC控制程序的运行。工作时, 可通过选用不同的流量变化范围, 调节比例流量阀开口度完成喷头流量的输出;由流量传感器和压力传感器将喷出液体的流量数据和压力数据反馈到触摸屏的显示模块, 并在不同的时间点上保存相应的数据。具体的触摸屏界面如图2所示。

系统中共用了4个喷头, 对不同的喷头可选择不同的流量变化范围, 以实现不同的输出。其中, 在程序设计中, 通过调节数字流量阀开口度, 使得每2s流量变化0.5L/min。

2 喷头的选用及布置

2.1 数字流量阀的结构与工作原理

流量阀主要靠节流口的开口度大小改变流量, 不同形式的节流口对输出流量的损失和精度起决定性的作用。常见的节流口结构形式有针阀式、偏心槽式、三角槽式、旋转槽式和缝隙式[8]。通过综合比较, 本系统选用了缝隙式型节流口阀, 主要由步进电动机、滚珠丝杠、阀芯、阀套、连杆和零位移传感器组成, 如图3所示。

1.步进电动机2.滚珠丝杠3.阀芯4.阀套5.连杆6.零位移传感器

步进电动机接收到PLC输出点动作, 即转过△θ的角度, 滚珠丝杠随即将△θ转换为轴向位移△x, 并直接驱动阀芯开口度大小。阀套上开有2个节流口, 当阀芯左移时先开启右边的节流口, 移动一段距离后打开左节流口, 此时两节流口同时通流使得开口增大;步进电动机利用转过的步数控制开口度, 从而实现输出流量的控制。

2.2 喷头的选用

作为喷雾系统执行元件, 喷头的灵敏性和精确度直接决定整个系统的性能[9,10]。由于喷头输出的流量需要流量阀开口大小实现控制, 而且流量阀开口度流量特性并非线性, 存在回程误差[11]。所以, 在阀门增大和减小情况下确定开口度与喷雾流量之间的关系, 可为PLC控制器提供控制依据。试验中分别配置N11053型喷头和N6014型喷头, 在采样频率为10Hz、滤波系数为1的条件下, 记录流量增大和减小过程的开口度;为消除测量误差, 重复此过程3次并取平均值, 测量并记录数据。将实际开口度除以阀门全开时的开口度, 并分别在开口度增大和减小两种情况下, 得到数字流量阀开口度与喷雾流量关系曲线, 如图4所示。

由图4分析可知:N11053配置下开口度在0~38%变化时, 对应的流量调节范围为0~5L/min达到流量饱和;N6014配置下对应的流量调节范围为0~3.8L/min达到流量饱和。综上分析, 本试验选用N11053型喷头配置流量调节阀。

2.3 喷头的布置

液体流过不同结构的管道, 会导致损失的能量和压力也不相同, 为了尽量降低由喷杆导致的压力和能量损失, 本文采用了图5所示的布置样式[12]。

3 流量影响因子的理论分析

液体流过流量阀和喷头时, 由于结构和流通面积的原因, 会造成压力和流量损失, 在阀芯和阀座间的能量损失H为[13]

其中, H为单位质量流体经流量阀的能量损失;g为重力加速度;p1、p2为入口、出口压力;ρ为液体密度。

在流量阀开口度和液体密度不变的条件下, 单位质量液体流经流量阀的能量损失为

其中, ξ为流量阀阻力系数;q为流量;A为面积。由式 (1) 和式 (2) 可得流量方程式为

由式 (3) 可知, 在A和△p/ρ不变时, 流量q随阻力系数ξ不同而变化。在测定稳定流量时, 主要考虑阻力系数对实际流量的影响。

4 喷雾流量瞬态特性试验

当喷雾流量改变时, 系统的延时[14]和摩擦等因素将影响喷雾的均匀性, 并产生脉动冲击。因此, 研究喷雾流量的瞬态特性, 可以掌握流量达到稳定值的响应特性和稳定性。

4.1 定量喷雾精度试验

研究稳定流量下实际喷雾量的差异, 可为喷雾流量的瞬态特性奠定基础。参照图4的曲线, 设定了0.5、2、3.5、4.5L/min 4个流量数值, 用水代替农药, 按照调大和调小流量的方向分别测量10次。每设定好目标流量, 待其稳定后进行采集并取平均, 得到表1所示的数据。由表1可看出:流量变化越大, 达到稳定值所需的时间越多, 本试验中最多用时1.31s;实际输出的流量均小于设定的稳定流量值, 而且设定的稳定流量值越大, 损失的流量值也越大, 说明能量损失的越多。本试验中与理论流量值差别最大为0.044L/min。

4.2 变量喷雾流量的瞬态特性

在定量喷雾试验的基础上测量喷雾动态变化的瞬态特性, 选取了测量流量的范围为:0.5~2.5L/min和2.5~4.5L/min两个变化范围, 每个范围分为5个流量阶段, 待初始值达到稳定状态后, 分别在增大和减小的情况下进行测定瞬间流量;每0.2s记录该点的流量值, 一次试验记录10s, 在直角坐标系内内将所测量的值用平滑曲线连接起来, 并和实际值进行对比, 结果如图6所示。

由图6可看出:该系统在喷雾流量增大和减小两种情况下均未出现超调现象, 流量波动也较小;当流量增大和减小变化0.5L/min时, 实际达到稳定状态所需的时间最多均为0.6s;随着输出流量的增大, 实际的测量值与基准值差距增大, 最大达0.049L/min, 响应速度较快, 可实现稳定输出。

5 结论

在触摸屏上设定了不同的流量调节范围, 利用PLC控制器实现对数字流量阀的开口度进行精确控制。根据流量可调范围大小选定了相应的喷头, 对喷出液体的流量和压力数据进行反馈, 在不同的时间点测定相应的数据。

通过流量增大和减小两个过程, 对定量和变量下的响应精度分别进行测定:定量下, 达到稳定状态所需的时间最多为1.31s, 流量差别最大为0.044L/min;变量下, 变化0.5L/min并且达到稳定状态所需的时间最多为0.6s, 流量差别最大为0.049L/min。

摘要：选用SIEMENS SMART型PLC控制器和触摸屏, 实现对喷雾流量系统的控制和参数检测。通过检测喷头的可调比、开口度-流量关系, 选定了N11053型喷头。利用设定的4个流量数值, 分别在流量增大和减小的两个过程中, 测定达到稳定值所用的时间和流量最大差值分别为1.31s和0.044 L/min。选取了0.5~2.5L/min和2.5~4.5L/min两个流量变化范围, 对其响应性能分别进行测定, 每变化0.5L/min并且达到稳定状态所需的时间最多为0.6s, 流量差别最大为0.049L/min。

水喷雾场瞬态蒸汽浓度分布研究 篇4

细水雾技术在消防灭火、除尘增湿、降温降燥等诸多领域应用广泛, 其水动力学特性、热特性与蒸发特性是国内外研究的重点和热点。而雾滴生存环境中的水蒸汽浓度直接影响了雾滴的蒸发速率, 并间接对雾滴的运动和传热过程产生影响, 因此是一个关键参数。假设有雾滴的区域称为喷雾区域或雾区, 受水蒸汽扩散影响的区域称为扩散区域。由于传质作用的影响, 喷雾过程中水蒸汽不断由喷雾区域进入扩散区域, 雾场及其扩散区域的湿度不断变化又影响到雾滴的蒸发作用, 因此整个过程是很复杂的。

国内外对雾滴的蒸发与运动进行了大量研究, S.Sazhin等[1,2]研究了雾滴蒸发的瞬态导热过程, 但没有讨论环境湿度变化对雾滴蒸发速率的影响;B.Abramzon等[3]研究了有热辐射吸收条件下的油料液滴对流蒸发, 对于液滴生存环境的蒸汽浓度也只是作了定值处理, 与实际不符;P Boulet等[4]在研究水喷雾遮蔽强辐射时提出了轴向蒸汽浓度的计算方法, 使得热辐射透射率的计算精度得以提高, 但将水平蒸汽浓度分布处理为定值。国内袁江涛[5]、冉景煜[6]等学者计算了有限空间内的雾滴蒸发, 虽然考虑了空间内蒸汽浓度的变化, 但采用的是整体的浓度变化, 未考虑空间内的浓度分布。

综上所述, 当前对于压力喷雾水平蒸汽浓度分布缺乏研究成果, 本文通过数学建模对此进行了数值研究, 揭示了固定高度上雾滴蒸发速率随时间的变化规律及蒸汽的水平浓度分布, 对研究雾滴的运动与蒸发具有实际的指导意义。

1 数学模型

雾滴蒸发过程中涉及到诸多传热过程, 包括热传导、热对流、紊流热扩散、辐射热吸收、蒸发换热等, 计算起来相当复杂。但本文的研究重点是湿度的变化规律, 因此设雾滴与环境的温度相同, 同时不考虑辐射源的照射;实际的气液两相流中, 雾滴与空气是同时运动又有相对运动的, 但为了简化计算, 本文假设气相是静止的, 只存在分子运动, 即允许水蒸汽做自由扩散, 而无宏观运动;当选定在距喷嘴某个高度上作为计算域时, 由于雾滴是在整个运动轨迹上产生粒径变化, 因此在该高度上的雾滴粒径保持不变, 本文假定服从对数正太分布;设定本文中所有计算都处于标准大气压力1.01e+5 Pa, 环境温度300 K, 而且雾滴温度与环境温度相同, 因此相对湿度、绝对湿度、蒸汽浓度等概念意义是等同的。

基于以上假设, 对于雾状水幕用作热遮蔽的过程可近似为一维瞬态的水蒸汽—空气扩散过程, 因此传质方程可表示为:

其中:ρvap表示空气中水蒸汽的密度分量;Q表示蒸发源项;DWA表示水蒸汽—空气的二元质扩散系数。

根据文献[3,7]单个雾滴的蒸发速率可表示为:

其中:Sh*为修正的Sherwood数 (Sh0) , 表示为Sh*=2+ (Sh0-2) /FM;

Sherwood数Sh0表示为:

式 (3) 中, Reg=2VrRdρA/μW-v为雾滴运动的Reynolds数;Scg=μ/ (ρDWA) 为雾滴运动的Schmidt数;若Reg≤1, 则f (Reg) =1;若1

式 (2) 中, BM为Spalding传质数:

式 (4) 中, 表示雾滴表面水蒸汽浓度;表示雾滴表面的蒸汽压, a和b是和工质有关的常数, 可用经验公式计算;Mg和Mp分别表示空气和雾滴的摩尔质量;Yp, ∞表示雾滴生存环境的水蒸汽浓度, 正是本文的研究对象。

将式 (2) 在单位控制体内积分, 可得蒸发源项为:

n (r) 表示服从对数正态分布的雾滴粒径:

r0、σ0分别表示平均粒径和标准偏差, Nd表示单位体积内的雾滴数密度:

fv表示雾滴的体积分数。

2 湿度分布计算与分析

2.1 粒径模型假设对计算结果的影响

水雾是粒子多分散系, 但在众多的研究计算中为了节省计算时间或简化计算过程往往将其当作单分散系处理[8,9]。本文将水雾的概率密度函数做离散处理, 在粒径步长内按单分散系计算, 通过减小粒径步长使其接近实际的水雾粒径分布, 如图1所示。水雾厚度0.5 m, 对水雾两侧的蒸汽扩散范围都设为2.5 m。在雾滴体积分数相同条件下采用单分散系和多分散系两种模式计算, 分别在100 s和1 000 s时截取相对湿度计算结果。图2显示, 按单分散系计算的相对湿度小于按多分散系计算的相对湿度, 说明单分散系假设对于计算实际问题是有一定误差的, 因此只要条件允许应尽量按多分散系计算。

2.2 湿度空间分布及蒸发速率的变化

图3描述了水蒸汽不同时刻的扩散分布, 计算参数为:Vr=4m/s, r0=120μm, σ=2, hr=0.2, 雾滴体积分数fv=1×10-7。在喷雾的初始阶段, 由于质扩散系数的限制, 水蒸汽不能对扩散区域产生影响。t=10 s时雾区内的相对湿度只增加了0.015, 而且基本没有湿度梯度;t=100 s时, 雾区内的相对湿度最大增加了0.15, 但只在喷雾区边界处形成了一定的湿度梯度;随着时间增长, 雾区内部湿度梯度增大, 而且水蒸气逐步扩散到雾区之外;t=10 000 s时, 雾区湿度已接近饱和, 湿度增加不明显, 由于所取边界及质扩散系数的双重限制, 扩散区域湿度增加显著, 而且趋于形成线性的湿度梯度分布。

图4的计算参数同图3。当水蒸汽的产生率大于扩散率时必然导致雾场内部湿度增大, 而湿度增大又必然导致蒸发速率的下降。对照图3, 由图4可见, 随着时间延长, 蒸发速率不断下降, 并最终趋于0;而在空间分布上, 雾场边界上的蒸发率大于中心区域。

2.3 湿度时间分布

分别取扩散区域中心、喷雾区域边界和喷雾区域中心三个点, 计算其相对湿度按时间的变化规律。计算参数为:Vr=4m/s, r0=120μm, σ=2, hr=0.4, 雾滴体积分数分别取为fv=1×10-6和fv=1×10-7, 计算时长为2 000 s。如图5所示, 相对湿度随时间增大, 但增大的速率随时间变小;喷雾区边界处的湿度小于中心处的湿度, 其变化规律与中心相同;喷雾中心的湿度最大, 并逐渐趋于饱和;雾滴体积分数为fv=1×10-6时, 雾场中心只需要约100 s达到饱和;而fv=1×10-7时, 在2 000 s时, 雾场中心相对湿度约为0.95。

2.4 各种因素对湿度分布的影响

图6 (a) ~图6 (d) 显示的是雾滴与空气的相对速度、雾滴体积分数、平均粒径及环境相对湿度对计算域相对湿度分布的影响。图6 (a) - (c) 说明, 喷雾时雾滴与空气间的相对速度越大, 雾滴体积分数越大, 则产生的水蒸汽浓度越高。结合式 (2) 、 (3) 、 (4) 可知, 相对速度越大则Reynolds数、Sherwood数越大, 相应的单个雾滴的蒸发速率越大, 故而相对湿度会更大, 如图6 (a) 所示;而雾滴的数密度与雾滴体积分数成正比, 由式 (5) 、 (6) 、 (7) 可知增大喷水量也可使相对湿度增大, 如图6 (b) 所示;在相同雾滴体积分数的雾场条件下, 对于服从对数正态分布的水雾, 若均值粒径减小则数密度增大, 雾滴总的蒸发表面积增大, 则水蒸汽浓度越大, 如图6 (c) 所示。图6 (d) 显示, 环境湿度越大, 则雾场的相对湿度越高, 但由蒸发产生的相对湿度增量越小。由于环境湿度直接决定了Splading传质数BM, 由式 (4) 可知, 环境湿度越大BM越小, 则单位体积内的雾滴蒸发速率越小, 使得相对湿度增量减小。

3 总结

本文通过建立一维雾场的瞬态浓度分布模型, 比较了雾滴单分散系和多分散系假设的计算结果, 揭示了在喷雾过程中雾场及扩散区域空气相对湿度随时间、空间的变化规律, 并分析了影响雾场相对湿度分布的各种因素, 所得结论如下。

(1) 实际雾场是粒子多分散系, 对其进行单分散系假设可以简化计算, 但使得计算精度降低。因此, 只要条件允许应尽量按多分散系计算。

(2) 由于雾滴的蒸发, 雾场相对湿度不断增大, 并趋于饱和;蒸发速率随着相对湿度的增大逐渐降低, 并趋于0;水蒸汽不断由喷雾区域向外扩散, 使得扩散区域的相对湿度增大, 随着时间的增长, 在固定的扩散区域内, 形成线性梯度的湿度分布。

(3) 对于雾场区域或扩散区域的单个位置, 相对湿度随时间增大, 但增速降低;雾滴体积分数为fv=1×10-6时, 雾场中心只需要约100 s达到饱和;而fv=1×10-7时, 在2 000 s时, 雾场中心相对湿度约为0.95。

(4) 雾滴与空气的相对速度、雾滴体积分数、平均粒径及环境相对湿度对于雾场及扩散区域的相对湿度有着显著的影响。

(5) 将雾场的湿度分布用于实际的喷雾热遮蔽、雾滴运动与蒸发等计算将是以后的研究重点。

摘要：考虑到喷雾形成的雾场中, 雾滴生存环境的湿度对雾滴的动力学特性、热特性与蒸发特性有着重要的影响, 因此对雾场湿度的动态变化进行研究是一项关键的工作。综合考虑变化的蒸发源项与蒸汽扩散之间的相互作用, 建立了一维瞬态的湿度控制方程;采用多分散系模型, 分析了喷雾区域及其水蒸汽的扩散区域内相对湿度随时间、空间的变化规律;并讨论了雾滴与空气的相对速度、雾滴体积分数、平均粒径及环境相对湿度等因素对于雾场及扩散区域的相对湿度分布的影响。

关键词：雾滴,蒸发,相对湿度分布,多分散系

参考文献

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发动机热-结构瞬态方法分析 篇5

关键词：发动机,热-结构,瞬态

发动机工作时气缸内混合气温度可达到2200~2800K, 压力可达到3000~6000k Pa。高温高压能造成缸体、缸垫、缸盖等零件发生剧烈变形。若冷却不充分, 容易造成机体过热, 效率下降, 燃烧不充分等现象。若温度变化过快, 也会造成发动机工作粗暴, 使用寿命下降, 零件变形, 工作效率下降。因此, 研究发动机进行热-结构耦合对发动机的设计和改进有着重要的实际意义。本文将应用ANSYS软件模拟计算发动机的工作, 采用瞬态研究方法研究发动机气缸垫的受热及受力情况。

1 稳态和瞬态热分析比较

稳态分析通常用于研究稳定的热载荷对系统或部件结构的影响。一般, 在瞬态分析之前先进行稳态分析, 明确温度等初始分析[1,2]。瞬态分析用于研究随时间变化的温度场及其他参数。通常对温度场的计算采用瞬态分析, 并将其作为热载荷进行应力分析。瞬态分析过程随着时间不断变化。因此, 对温度场、流场、结构进行瞬态分析时, 需要设定初始条件。初始条件可以使用稳态或瞬态条件。通常, 将稳态分析结果作为瞬态分析的初始条件。

2 发动机模型建立

使用Solid Works软件建立发动机的缸盖、缸体、气缸垫、螺栓和垫圈等五个部分的几何模型, 模型整体装配如图1所示, 缸垫模型则如图2所示。

3 网格划分

进行热分析时, 网格划分需要达到足够密才能确保计算精度。特别是瞬态热-力非线性耦合分析, 对模型网格划分有很高的要求。模型网格划分大部分采用六面体, 无法生成六面体时使用四面体。划分后节点55万, 单元19万。

4 边界条件

自由表面边界条件:发动机暴露在大气中的各个表面定义为自由表面, 自由表面换热量少, 使用ANSYS软件中标准换热系数, 周围环境设定为22℃。

冷却表面边界条件:发动机中与冷却水接触表面定义为冷却表面。其最佳工作温度范围是80~90℃。介质温度确定为80℃。换热系数确定为2.6×10-3W/ (mm2·℃) 。

燃烧室表面边界条件:气体爆发燃烧时产生热量作用在燃烧室表面, 介质温度确定为329℃, 换热系数确定为2.907×10-3W/ (mm2·℃) 。

研究发动机的瞬态工作情况就是研究发动机在正常工作状态下的情况, 需考虑发动机的工作时间。这里, 发动机的工作周期为5ms, 所以只研究发动机在5ms之内的变化情况。输入压力值见表1。

5 结果分析

5.1 热结果分析

气缸垫温度分布如图5所示, 热通量分布如图6所示。分析可知, 三层缸垫温度分布情况不同, 下层缸垫两缸筒间连接部位出现温度最大值, 冷却水口温度变化明显, 缸垫圈内环部分向外温度梯度逐渐减小。最大热通量出现在缸垫内圈, 活塞上下运动产生的热量主要作用在缸垫内圈上, 再由内圈向外部逐渐扩散。温度变化和热通量情况均符合实际情况。

5.2 力结果分析

气缸垫应力分布如图7所示, 气缸垫接触压力分布如图8所示。发动机正常工作时, 气缸垫要受到螺栓预紧力的作用, 从而气缸垫压缩。另外, 气缸垫还要受到爆发气体作用, 从而气缸垫受力回弹。可见, 气缸垫上、下板变化情况不同。分析可知, 气缸垫应力基本保持1000MPa左右。根据应力云图分析, 气缸垫凸起边缘受力变化明显, 螺栓孔附近受力变大。在气缸垫外面凸起的部分所受压力小于缸口周围, 以保证气缸垫受力平衡。分析接触压力, 气缸垫与缸体、缸盖间接触压力约几十到几百兆帕, 远大于油压和水压, 可有效保证气缸垫的密封作用。

参考文献

[1]何俊, 赖玉活.基于ANSYS Workbench的数控车床主轴系统热-结构耦合分析[J].组合机床与自动化加工技术, 2011, (1) :20-23.

地下管道瞬态瑞雷波信号响应分析 篇6

瑞雷波测试分析技术已在工程地质勘察中得到了广泛应用,目前主要针对成层地质条件进行地层与波速划分[1]。但对于类似地下管道等局部异常地质结构尚缺乏瑞雷波测试分析的理论基础,实际工程中,测试人员常习惯采用单道振动映像法测试地下管道,并认为是纵波反射。瑞雷波是一种与传播方向逆进的椭圆极化波,由于其振动的复杂性,人们还难以直观分析其遇到类似地下管道结构的信号特征,这限制了该方法在实际工程中的应用。与纵波相比,瑞雷波具有能量强的显著特点,探讨地下管道等局部地质结构瑞雷波响应的信号特征[2],具有重要的理论意义和实际应用价值。

本文借助ANSYS /LS-DYNA有限元分析软件模拟了瑞雷波遇到地下管道的动力响应特征。成功解决了有限元数值模拟中模型尺寸的确定、震源模型的选择、网格尺寸的划分、边界条件设置和数据格式的转储等问题。通过一系列不同工况条件下的有限元模型计算,并结合工程实例,总结了管道参数对瑞雷波信号响应的影响规律。

1瑞雷波的理论基础

根据瑞雷波的物理场论分析[3],考虑介质特性对波的影响且只研究波的传播问题,在均匀、各向同性的理想弹性介质中,瑞雷波的波动方程为:

其中:

式中: B为任意常数; u为沿自由表面的水平振动位移; w为地层深度方向的垂直振动位移; VR为瑞雷波波速; VP为纵波波速; VS为横波波速; ω 为圆频率。

由此可见,瑞雷波的质点位移由水平方向振动u和垂直方向振动w所组成,且质点的垂直位移比水平位移相位超前 π/2,振幅大小也不同。所以, 瑞雷波是介质质点沿椭圆轨道运动的极化波。

2有限元模型的建立与参数选择

2.1有限元弹性动力学基础

有限元数值模拟瑞雷波探测地下管道的过程, 应用ANSYS的瞬态动力学模块和LS-DYNA程序包中的显式动力学方法。瞬态动力学分析是一种计算承受随时间变化荷载作用结构的动力学响应数值模拟方法。分析求解的基本方程如下[4]:

式中:

式中: u ( x,y,t) 和w ( x,y,t) 的方程由 ( 1) 式表示; M为质量矩阵; C为阻尼矩阵; K为刚度矩阵; F ( t) 为载荷向量矩阵; U为节点位移向量矩阵。

在求解时,当任意给定时间t,可以将方程看

作一系列 考虑了阻 尼力(C∂U/∂T)和惯性力 (M∂2U/∂t2)的静力学平衡方程。所以,有限元程序就可以利用Newmark时间积分方法对其在离散的时间点上求解上述方程。

2.2几何模型尺寸的确定

由于瑞雷波勘测结果反映的是沿测线所在剖面的地层结构信息,只需模拟半无限均匀空间的平面应变问题,因此选择二维模型。

在野外进行瑞雷波勘探时,边界是无穷远的, 但有限元建模时的模型尺寸不可能无穷大。模型尺寸的选择,既不能过大,使计算数据量超出计算机要求; 又不能太小,出现边界反射波,降低信噪比。所以,根据弹性介质的参数、瑞雷波波动方程和传播特性[5],假设炮点位于坐标原点 ( 如图1所示) ,可以推导出震源距离边界的最小长度,即模型最小几何尺寸为:

其中: L为震源距边界的最小尺寸; of为偏移距; t为采样间隔; n为采样点数; csp为道间距; x为采集道数 。

2.3震源模型选择

施加载荷时,需要选择一种激震力来模拟激发瑞雷波的冲击震源 ( 即锤击震源) 。锤击产生的波由多种地震子波组成,故选择震源形式时,最好选择一个时间脉冲函数子波,其频谱要高于中心频率,且要迅速减少。雷克子波满足上述要求,模拟结果精度很高,且波形与野外实测波形非常接近。 其具体形式为:

式中: A为激振力最大振幅,用来调整激振力大小; f为中心频率,用以变换频带宽度。经试算,t0取为0. 01s,f = 10Hz的波形如图2所示。

2.4网格尺寸的划分

有限元模拟时,在设置的参数及积分步长满足稳定性的前提下,网格尺寸和震源频谱特性是导致高频振荡误差产生的主要因素。所谓高频振荡[6], 是指在波的传播过程中,介质质点速度及加速度波形围绕某一基线上、下波动,且这一波动频率必须位于波形频谱的 “ 主瓣 ” 之外 。 所以,网格划分对模拟得到的瑞雷波的频散分析精度影响较大,会产生 “ 假 ” 的频散现象 。 同时,网格尺寸对占用磁盘空间 、 计算收敛性都起着重要作用 。

网格单元尺寸由波长 Δx决定: Δx < λT/π , λT为周期T的谐波在连续介质中的波长。在地下管道标准模型基础上改变网格尺寸,模拟结果对比分析得出, 计算时间充足、计算机内存允许的情况下,几何模型较小时,网格尺寸取值为波长的1 /10; 几何模型较大时,网格尺寸取波长的1 /5即可满足模拟的精度要求,即网格尺寸对频散分析的结果没有干扰。

2.5ANSYS边界条件的设置

根据刘晶波等[7]的研究成果,ANSYS有限元软件采用在边界上设置COMBIN14单元,形成粘弹性边界条件,有效吸收边界反射波。二维模型的粘弹性边界设置原理如图3所示。

图中 “i”为边界节点,在其上施加固定约束; “j”为加载节点,在其上施加纵向和切向约束; KBN、KBT分别为弹簧的法向与切向刚度; CBN、CBT分别为弹簧的法向与切向阻尼系数,上述各参量按以下公式取值[8]:

式中: R为震源至人工边界点的距离; αT与 αN分别为切向与法向粘弹性人工边界参数,αT取值范围为 ( 0. 35,0. 65) ,αN取值范围为 ( 0. 8,1. 2) ; μ 为介质的泊松比; E为弹性模量; ρ 为密度。

现分别将波速为500m/s、1000m/s、1500m/s、 2000m / s的地质体模型的边界设置成粘弹性边界, 并将原截断边界模 型尺寸分别缩 小为原尺寸 的25% 、40% 、50% 、60% 、80% 。将设置为粘弹性边界的模型模拟结果与原尺寸模型的模拟结果进行对比,埋深误差统计如图4所示。

由图4可知,当模型缩小不小于原尺寸的60% 时,不同波速介质模型的结果误差均小于5% ,可以满足模拟精度要求,同时可显著提高计算效率, 故模型缩小至原尺寸的60% 较为合适。

某一检波点的动位移时程曲线如图5所示,曲线较为平滑,可见粘弹性边界条件有效吸收了边界反射波。

2.6LS-DYNA数值模拟方法

LS-DYNA程序包的显式算法特别适合于分析各种非线性结构瞬态动力学问题。其模拟地球动力学系统时,经常要用一个有限域来表示地下空间或大块岩体。对这类问题,为避免边界反射波对求解域的影响,可以对有限域表面施加无反射边界条件来模拟无限大空间。

无反射边界条件通过边界表面节点组元施加, 可选择设置膨胀波和剪切波被吸收选项。提取与ANSYS模拟相同检波点的时程曲线,如图6所示。 与ANSYS模拟的时程曲线相比,边界反射波抑制效果比较理想,也能满足信噪比要求,而且建模更加简捷,运算量更小。

综合上述分析,最终建立的理想模型为: 震源位于坐标中点,X轴为自由表面,沿Y轴负方向为VP= 1000m / s的均匀地层,地层密度 ρ = 2300kg / m3, 弹性模量E = 1. 64 × 109Pa,泊松比 μ = 0. 32,管道直径为3m,埋深为5m。结构层选取PLANE162单元,根据 ( 5) 式得模型最小尺寸为150m。模拟得到的瑞雷波传播过程中某一时间的切片效果图,如图7所示。

图7反映了瑞雷波场的时—空传播特征,从波传播特征动态效果图可以看出,模拟得到的是一种地滚波,沿介质和大气层接触的自由表面传播,在水平方向上衰减很慢,振幅随深度急剧衰减,在管道处有反射和散射现象,主要能量大部分集中在浅层。这些波的传播特征与瑞雷波完全一致,证明本文有限元模拟方法的正确性和可行性。

3模拟数据格式转换

在上述研究的基础上,根据瑞雷波勘测野外工作方法,建立了两套数据采集系统模型: 模型一为单点激发,偏移距6m,采集道数为24道,道间距1m ( 即网格大小为1m × 1m) ,采样间隔t = 2ms, 采样点数n = 2048个; 模型二为炮点和检波器保持不变的偏移距 ( 3m) ,沿一条测线以1m的步距向前移动24次,其他参数不变。由于模型二较为复杂且计算量巨大,笔者借助国家超级计算机天津中心的 “天河一号”完成相关计算。具体数值模拟模型分别如图8、图9所示。

图8、图9中节点的垂直位移,相当于实际探测中24个检波器的地震记录数据。本文采用专业面波数据处理软件对模拟得到的瑞雷波地下管道勘测数据进行解释。地震数据处理软件识别的标准地震数据采 用SEG协会 《SEG-D Rev2,SEG Field Tape Standards》[9]行业标准的SEG-Y格式进行储存和管理。

在研究了SEG-Y数据格式的文件头和数据体结构形式后,首先利用MATLAB软件[10]编写数据格式转储程序,把文本文档 ( * . txt) 格式的各道模拟地震数据集合转换为SEG-Y格式的文件; 然后用专业面波处理软件对管道数值模拟地震数据进行分析,其结果见图10和图11,图中箭头所指区域均为瑞雷波遇到管道的反射信号。

图10中,模型一的模拟结果产生了反射信号, 但其地震道波形不规则,可通过解释F-V频散分析得到的频散曲线,来判断管道的敷设信息; 图11中,模型二的模拟结果产生了明显、规则的弧形反射信号带,可通过这种地震道波形特征判断管道敷设信息。

4地下管道的瑞雷波频散分析

在均匀半无限弹性介质中,瑞雷波不存在频散现象,即瑞雷波波速不随深度变化。然而,在实际非均匀地下介质结构中,瑞雷波的传播速度与介质物理力学性质密切相关,其存在频散,其与频率的关系曲线称为瑞雷波的频散曲线[11]。

大量工程实践发现,频散曲线上出现的突变或 “ 之 ” 字型折曲是由地层分界面或地下异常体 ( 如管道 、 地下空洞) 等引起的[3]。 结合频散曲线的速度 — 深度剖面V R -H转换 、 层速度求取,可判读管道的埋深和管径大小 。 图12即为模拟分析得到的频散曲线: 在5m深度处,首次出现 “ 之 ” 字型折曲,其为遇到地下管道管顶的信号响应; 在大约9m处,频散曲线又出现突变,说明其为管底的信号响应 。 所有地下管道的数值模拟结果的频散曲线中,在地下管道埋深处都会出现 “ 之 ” 字型折曲, 说明这确实是判断管道敷设信息的信号频散响应特征 。

5管径大小和管道形状对瑞雷波反射弧形信号的影响规律

数值模拟研究已经证实,瑞雷波法勘查地下管道时,多道瑞雷波地震道波形集合中会出现弧形反射信号带。为了研究管径大小和管道形状与弧形反射带形状之间的关系,本文建立了直径分别为1m、 4m、8m的三个圆形管道和一个边长为4m的方形管道的有限元模型,埋深均为5m,其他参数相同, 模拟得到瑞雷波反射波形如图13所示。

从图13可看到: 在相同管道形状和激震主频条件下,管径越大,弧型反射信号带的弧度越大 ( 即弧形越平缓) ; 而管道形状对弧形反射带的形状基本没有影响,方形管道信号与圆形管道相比,强度有所提高,弧形较平缓。管道范围内的地震道, 在管顶弧形反射信号带下发生明显的 “S形” 折曲,由有 “S形” 折曲地震道道数可判断管径大小; 直径1m的管道没有反射信号产生,主要是道间距相对于管道过大的原因。

6工程实例分析

结合上述理论分析成果,在天津滨海新区某顶管施工路径线两侧各10m条带状范围内地下障碍物和管道综合物探勘探工程中,采用瑞雷波法成功发现多条不同形式地下管道的弧形反射带。综合探地雷达测试技术、孔中磁测技术和钻孔取样的探测结果,最终验证了瑞雷波法确定的管道水平位置和埋深满足精度要求。现对各实测信号响应波形图进行逐一分析。

实测结果1: 图14是埋深1. 5m左右的圆形混凝土污水管道波形图,在43 ~ 55道之间,地震道集合中有明显的弧形反射带,且反射弧比较尖锐 ( 弧度小) ,信号响应特征明显。

实测结果2: 图15为一条埋深2m左右的方形排水管道波形图,在135 ~ 143道之间,图中弧形反射比较平缓,受周围地层紊乱信号影响,对该弧形反射信号识别有一定难度,但结合数值结果中的 “S” 形折曲的特征信号,成功发现了 管道反射信号。

实测结果3: 图16是埋深大约为5m的圆形天然气管道的波形图,在69 ~ 77道之间,因埋深较大,弧形反射较为平缓,信号响应较前两个更加不易识别,但也有明显的 “S”形折曲波形。

综合上述三种管道的信号响应特征,与数值模拟得到的信号规律相符: 瑞雷波遇管道有弧形反射信号出现,且信号弧度与管道埋深和管道形状有关,综合弧形反射带和 “S”形折曲的信号响应特征,能够较为准确地找出目标管道,并判断其敷设信息。可见,本文前述数值模拟理论成果在实际工程中具有一定的适用性。

7结论

本文应用有限元法实现了瑞雷波勘测地下管道的数值模拟,提出了截断边界模型尺寸公式,震源选择雷克子波,给定了网格划分依据,分别采用粘弹性边界条件和吸收边界条件来抑制边界反射波干扰。通过MATLAB编程,把模拟的地震数据转储为地震数据处理软件识别的SEG-Y格式,进而生成了瑞雷波地震波形,提取了频散曲线,用工程实例证明了该数值方法的可行性。

通过有限元数值模拟和实际勘察工程的对比分析,发现瑞雷波遇地下管道等局部地质结构时有弧形反射特征响应信号产生,并得出以下结论。

( 1) 当目标管线埋深不变时,瑞雷波遇管道的弧形反射信号带的弧度随管径的增加而增大。

( 2) 当管径大小和形状不变时,弧形反射信号带的弧度随管道埋深增加而增大。

( 3) 实测地震波形图中,由于地层环境复杂, 干扰信号较多,为提高信噪比,需要选择合适的采集窗口 ( 即选取合适的偏移距) 。

( 4) 为了提高分辨率,应适当提高震源主频和缩小道间距。

( 5) 后处理过程中,选取相应带宽滤波,以消除地层杂波影响,使弧形反射信号更加明显。

特快速瞬态过电压特性研究 篇7

1 VFTO特性

GIS中开关操作产生的特快速瞬态过电压幅值一般低于2.0p.u, 有的超过2.5p.u, 隔离开关、断路器操作均会产生VFTO, 前者幅值较高。由于GIS的结构复杂, 在同一时刻不同节点的电压幅值不同, 甚至相差很大。隔离开关操作产生的特快速瞬态过电压幅值可能比设备耐受标准雷电冲击电压要低, 但其陡度很高, 在实际中还是应该避免。

在隔离开关断口击穿的过程中, 火花导电通道会在几个纳秒建立起来, 在均匀或稍不均匀电场中, 通道形成冲击波的上升时间由式 (1) 给出:

2 模型搭建及仿真

某1000KV特高压变电站, 高压配电装置采用GIS, 出线端布置并联电抗器和线路终端设备。利用电磁暂态程序 (EMTP) 进行仿真计算, 要确定系统的计算模型及相应参数。本算例等效计算电路如图1所示, 相邻元件的间距已在图中标注。

利用EMTP/ATPDraw搭建模型, 需考虑断路器、隔离开关等的对地电容, 设定步长为1E-9s。仿真结果如图2-5所示。由仿真波形可以看出, 母线端部BUS1电压幅值最高, 最高可达3.06p.u。因此, 本文重点研究母线端部电压的抑制措施。

3 VFTO抑制措施

3.1 隔离开关并联电阻

目前, 超、特高压采用在隔离开关、断路器口并联合闸电阻的方法限制操作过电压[2,3,4]。在开关操作的过程中先串入电阻, 阻尼作用使行波上升时间下降、幅值降低。由于DS运动速度相对较慢, 且不具有自灭弧功能, 极易发生引电弧重燃, 实际运行的GIS也多采用并联合闸电阻, 原理如图6所示:合闸时动触点与弧形电极接触, 通过电阻器接入电路, 此时S2闭合接入, 当动触点与静触点接触后, 电阻器短路, S1短接。

图7为母线端部BUS1处VFTO幅值与并联电阻关系, 由图可知, 随着并联电阻的增大, VFTO的幅值呈现递减的趋势, 当并联电阻Rb取500时, 母线端部VFTO值己经降到1.45p.u., 当超过500, VFTO降幅不大。考虑到电阻发热及吸收能量限制, 取500为并联电阻最佳值。

3.2 安装R-C过电压吸收器

R-C过电压吸收器曾广泛应用于真空断路器重燃过电压的抑制[5,6,7,8], 采用电阻与电容串联的形式。电阻R决定过电压的衰减速度, 一般取值50-400;电容C为吸收电容, 对于不同负荷, 取值0.01-0.2F, 将R-C过电压吸收器并联在隔离开关处, 选取R、C取值计算母线端部VFTO幅值。选取75, 0.02F, 为1.31p.u, 陡度为22.6MV/S, 比无R-C过电压吸收器的37.2 MV/s下降了39.4%。通过对过电压的频谱分析可知, VFTO的最高频率降低, 频谱变窄, 这主要是因为电容吸收了过电压的高频分量, 最后在电阻上产生热能被消耗。

3.3 安装铁氧体磁环

将铁氧体磁环套在GIS隔离开关导杆上, 能够改变导电杆局部的高频电路参数, 增加行波能量的损耗, 阻尼行波的传播, 从而抑制VFTO[9,10]。正常工频电流条件下, 铁氧体磁环几乎无磁滞祸流损耗。当隔离开关操作时, 由于铁氧体磁环的高频特性, 相当于在开断口和空载母线间串入了一个阻抗。在高频作用下, 如变压器原理, 铁氧体磁环所套的母线相当于变压器的原边, 磁环内的损耗相当于变压器的副边损耗。铁氧体磁环的作用可等效成电阻电感, 共同对VFTO的上升陡度及幅值产生影响。

选取80, 0.02H, 幅值为1.1 p.u, 陡度为15.4 MV/S, 高频分量大大的减少, 采用铁氧体环能够很好的抑制VFTO。

4 结论

本文结合1000KV GIS利用EMTP/ATPDraw进行建模仿真, 研究了特快速瞬态过电压 (VFTO) 的特性, 并提出了三种抑制措施, 由仿真结果可以看出以下几点。 (1) 当采用并联合闸电阻时, VFTO的幅值随着并联电阻值的增大而减小, 当超过500时, 其幅值降幅不大, 考虑到其发热, 取500为最佳; (2) 当采用R-C过电压吸收器时, 对电压幅值影响不大, 陡度方面有所提高; (3) 采用安装铁氧体磁环可以发现, 对幅值及陡度方面都有良好的效果。

摘要：为确保特高压输电工程的安全可靠, 结合1000KVGIS利用EMTP仿真软件进行建模仿真, 分析了特快速瞬态过电压的特性, 并提出了隔离开关并联合闸电阻、安装R-C过电压吸收器、安装铁氧体磁环等抑制措施, 结果表明:隔离开关并联合闸电阻时电阻值的选取要恰当, 随着电阻值得增加, 特快速瞬态过电压 (VFTO) 幅值明显降低, 当超过一定数值以后, 降幅不明显。采用R-C过电压吸收器时在降低幅值方面没有太大改变, 但其在降低过电压陡度方面效果显著;由于铁氧体磁环的高频特性, 在VFTO幅值和陡度方面都有很好的抑制效果。

关键词：VFTO,并联电阻,R-C过电压吸收器,铁氧体磁环

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