双极控制（共7篇）
双极控制 篇1
0 引言
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
[1]王兆安,黄俊.电力电子技术[M].5版,北京:机械工业出版社,2000.
[2]洪乃刚.电力电子和电力拖动控制系统MATLAB的仿真[M].北京:机械工业出版社,2006.
[3]李红伟,谌海云,王洪诚.基于Vissim的H桥可逆直流调速系统的建模和仿真[J].电气应用,2008,27(18):46-49.
[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.
[5]马瑞卿,刘卫国,韩英桃.电流截止负反馈无刷直流电动机可逆调速系统[J].微电机,2005(1):41-44.
直流双极闭锁仿真对比研究 篇2
±800kV楚穗直流双极闭锁。故障前, 直流双极潮流为3720MW, 交流外送2850MW。故障后, 楚雄稳控装置迅速切除小湾电站3台机组 (共计容量1350MW) , 通过500kV和平变楚穗直流向云南交流系统转移功率2370MW, 云南交流外送断面外送功率增加2560MW, 达到5410MW (罗平外送3680MW, 砚山外送1730MW) 。
图1、图2给出了PMU记录的事故前后和平变以及云南外送断面的功率变化曲线。
2 仿真对比研究
仿真分析以故障时刻云南电网运行方式 (包括开机方式、负荷水平、主要潮流断面等) 为边界条件, 外网数据采用总调提供的当时其他省网数据。故障仿真时在BPA的稳定分析数据中模拟设置楚穗直流双极闭锁、小湾电厂切三机 (共1350MW) 的故障, 分别对潮流转移、动稳水平、频率变化、电压变化进行分析。参考对象是PMU各子站实测数据, 数据精度100帧/s。
2.1 故障前后主要断面潮流变化分析
2.1.1 云南主要送电断面潮流的转移
直流双极闭锁后, 楚雄稳控装置切除小湾3台机组1350MW, 剩余2370MW潮流向交流系统转移。通过BPA仿真, 云南省内电网各主要断面潮流转移情况与电网PMU装置记录情况可看出, 楚穗直流闭锁后扣除小湾切机量的过剩功率在云南交流系统的转移比例, 与电网PMU记录的实际转移比例基本相当, 仿真与实际基本一致。
从潮流的转移分布可以看出:楚穗直流闭锁后的过剩功率转移到云南500kV由西向东送电断面的分布情况。其中, 在和平-厂口、宝峰-七甸、墨江红河断面的转移比例分别为56.8%、29.3%、12.8%, 约有1.1%通过220kV系统转移。同时, 在厂口-曲靖、七甸-罗平、红河-砚山断面的转移比例分别是:35.6%、36.9%、22.8%, 约4.7%通过相关220kV系统转移 (详见图2-1) 。
以上仿真出的楚穗直流双极闭锁后的潮流转移在云南省内交流系统的转移比例, 与原分析的《±800kV楚穗直流投产对云南电网运行影响分析》报告的比例基本相当。对比见表1。
云南对粤送电500kV断面上, 故障前后潮流增量为2560MW, 其中楚穗直流过剩功率2370MW (其余为系统机组一次调频动作增加出力约190MW) 。500kV罗百双回线、罗马线、砚崇甲线潮流转移比例分别为35.4%、47.9%、24.9% (详见图4) 。其中, 500kV罗马线转移比例最大, 而原已重载运行的砚崇甲线的潮流进一步加重, 成为该断面的重载线路。
PMU记录的各主要断面线路潮流变化波形详见图1、3。
2.1.2 云南主要交流断面潮流分布及调控
直流闭锁故障后, 潮流的转移将导致省内由西向东交流断面, 特别是500kV厂口和平双线、宝峰七甸双线、红河墨江双线重载, 同时云南500kV外送断面各线潮流也相对较重。
楚穗直流双极闭锁后, 直流双极送出的功率3700MW扣除小湾切机量1337MW后, 过剩功率2363MW转移到交流系统, 加重云南省内由西向东送电断面以及云南对粤送电断面的潮流, 其中:
故障前:省内“和平-厂口、宝峰-七甸、墨江-红河”断面功率总量约有3940MW, 直流过剩功率 (2363MW) 的转移, 将使该断面潮流达到6300MW, 距该断面的稳定控制极限还有一定的空间;而500kV对粤送电断面则从事故前的2845MW增加到5210MW左右, 超过直流孤岛方式下500kV交流外送断面的稳定极限。再考虑事故后系统机组一次调频的作用, 云电送粤断面潮流将更重 (实际最大达到5410) 。
因此, 考虑事故前云南省内断面以及外送通道断面的潮流水平, 以及直流闭锁后的潮流转移量, 事故后的控制重点为云电外送断面应满足控制极限要求, 即按此方式下云电送粤断面的控制极限要求, 调整省内机组出力即可。
2.2 故障过程中动稳水平分析
2.2.1 PMU记录数据动稳分析
对PMU记录的数据进行分析, 楚穗直流双极闭锁故障期间, 云南西部主要送电通道 (500kV大理和平线、德宏博尚线) 以及500kV云电送粤通道 (500kV罗马线、罗百线、砚崇甲线) 的阻尼水平如表2所示。
通过对PMU记录分析可以看出, 楚穗直流双极闭锁后, 电网动态稳定所表现出的主导模式为0.358Hz的振荡模式 (“云-贵-广”模式) , 阻尼水平均在6.3%以上, 满足电网动稳控制要求。同时, 故障后在各断面也反应出了两个相关模式, 频率分别为0.6Hz、0.7Hz左右 (“云-贵”模式和云南“滇西南-滇西北”模式) , 其阻尼水平均较大且幅值相对较小。由此可见, 直流双极闭锁后电网间存在的0.358Hz的振荡模式是影响电网动稳水平的主要模式。
PMU记录的各主要断面线路潮流变化波形详见图1、3。
2.2.2 BPA仿真动稳分析
通过BPA数据仿真, 楚穗直流双极闭锁后电网阻尼水平相对较高, 在西部500kV送出通道 (500kV大理和平线、德宏博尚线) , 以及云电对粤送电通道各线路上表现为频率0.39Hz的主导振荡模式 (云-贵-广) , 同时还存在频率为0.6Hz (云-贵) 、0.8Hz左右 (云南内部滇西南-滇西部) 的模式。
对500kV罗百线、罗马线、砚崇甲线、大理和平I回、德宏博尚I回线的仿真波形进行PRONY分析 (如表3) , 在云南交流送出断面上主要表现出了0.38Hz的区域振荡模式, 而0.8Hz的云南内部模式也有显现, 但其幅值相对很小;在滇西送出通道上0.38Hz的区域振荡模式占主导地位, 同时0.8Hz的云南内部模式也有一定的可观性。从仿真的结果看, 各模式振荡的阻尼水平相对较强, 满足电网动态稳定的控制要求。
通过对典型方式的频域分析, 0.38Hz、0.6Hz振荡模式分别为“云-贵-广”模式、“云-贵”模式, 而0.8Hz则为云南电网内部“滇西南-滇西部”地区间振荡模式
云南主网500kV德宏博尚单线、大理和平单线以及500kV对于送电断面线路潮流仿真波动情况如图7所示。
2.2.3 动稳分析小结
1) 楚穗直流双极闭锁后, 电网所表现出的主导振荡模式为频率值接近0.4 Hz的振荡模式 (即“云-贵-广”模式) , 该模式是楚穗直流闭锁成为影响南方电网西电东送以及电网动稳水平的主要约束性故障的主要因素。
2) 楚穗直流双极闭锁后动稳情况也反应出了电网固有存在的频率值在0.6 Hz左右的“云-贵”模式, 以及云南电网内部, 制约滇西水电送出的频率在0.7～0.8 Hz的滇西北对滇西南模式, 但后两个振荡模式的幅值相对较小且阻尼水平相对较高, 满足电网动稳控制要求。
3) 楚穗直流双极闭锁后, BPA仿真电网的存在的振荡模式与PMU记录基本一致, 但阻尼水平高于PMU记录。
2.3 系统频率变化分析
以PMU记录的500kV和平变母线频率为系统频率为参考 (图8) , 分析直流双极闭锁故障后电网的频率变化波形可以看出:故障前系统频率为49.99Hz, 故障后系统频率大幅波动, 并随着小湾机组的切除以及系统机组一次调频的作用, 故障过程中系统频率最高达到50.64Hz, 最低达到49.83Hz, 最后恢复频率在49.95Hz左右。
BPA程序仿真的500kV和平变500kV母线频率曲线如图9所示, 与PMU数据相比图线趋势大致相当, 大扰动波动过程相似, 均为经过5个波动趋于稳定 (近似同周期) , 仿真频率最高为50.16Hz, 最低为49.89Hz, 最终稳定在49.98Hz。可以看出在频率仿真的故障过程中, 动态频率水平相当 (稳定在49.95Hz附近) , 而暂态过程中频率幅值存在一定偏差, 由于频率仿真与全系统负荷、机组特性的相关度较大, 该偏差基本合理。
2.4 电网电压变化分析
1) 500kV和平变:
PMU数据显示和平变500kV母线电压故障前后升高约2kV (如图8所示) 。BPA仿真分析表明故障前后500kV和平变母线电压升高3kV (如图9所示) , 电压变化量与PMU数据基本一致。
2) 500kV罗平变:
PMU数据显示罗平变500kV母线电压故障前后降低约9kV (如图8所示) 。BPA仿真分析表明故障前后500kV罗平变母线电压降低9kV (如图9所示) , 电压变化量与PMU数据基本一致。
3) 500kV砚山变:
PMU数据显示砚山变500kV母线电压故障前后降低约15kV (如图8所示) 。BPA仿真分析表明故障前后500kV砚山变母线电压降低16kV (如图9所示) , 电压变化量与PMU数据基本一致。
以上分析表明, BPA仿真电压变化情况与实际PMU测量结果基本一致, 此外楚穗直流双极闭锁后, 功率的大幅转移导致系统电压的下降, 其中500kV交流系统东部地区电网下降幅度大于西部地区。
3 事故后运行分析
3.1 机组一次调频动作情况
直流闭锁故障期间, 系统频率在波动过程中最高达到50.64Hz, 最低达到49.83Hz, 达到系统机组一次调频动作定值。通过潮流转移分析可以看出, 楚穗直流双极闭锁故障过程中, 云南500kV对粤送电通道断面 (500kV罗百双回、罗马线、砚崇甲线) 潮流由事故前的2870MW, 增加到事故后的5410MW, 扣除直流过剩的转移量 (2363MW) , 省内机组一次调频作用增加出力约190MW。
分别调取故障时段云南电网PMU电厂各子站数据, 直流双极闭锁故障期间各电厂机组一次调频动作增加出力可以看出:对于机组负荷相对较满的电厂, 其一次调频动作后机组出力变化量相对较小。而大朝山电厂、景洪电厂机组一次调频动作后负荷变化不明显, 需要进一步调查一次调频动作不理想的原因。若考虑以上电厂以及系统各中小型水电机组的动作情况, 楚穗直流闭锁后, 机组一次调频动作量达到190MW的容量是相对合理的。
PMU记录的典型电厂机组有功曲线详见图10-13所示。
3.2 电网稳控装置动作情况分析
楚穗直流双极闭锁后, 楚雄站稳控装置切小湾3台机组共1337MW, 由于切机量足够, 没有向墨江发切机命令。同时墨江站稳控装置也接收到穗东站稳控装置发来的阀闭锁解除令。墨江稳控装置正确不动作。
楚穗直流闭锁故障期间, 系统频率在波动过程中最高达到50.64Hz, 最低达到49.83Hz, 最后恢复频率在49.95Hz左右, 均未达到电网高频切机、低频减载动作条件, 电网第三到防线正确未动作。
4 结束语
通过BPA仿真校核并与PMU实际记录对比, 楚穗直流双极闭锁后的仿真分析结论与实际基本一致。该结果进一步确定了电网仿真分析的必要性。
1) 楚穗直流双极闭锁后, 直流过剩功率在云南电网500kV由西向东送电通道的转移分布与实际基本一致 (该转移比例与前期的分析结论基本一致) 。
2) 楚穗直流双极闭锁后, 电网动态稳定表现的主要振荡模式与实际基本一致, 其中频率值为0.4Hz的“云-贵-广”模式可观性较强, 成为楚穗直流闭锁后影响电网运行安全的主导振荡模式。实际测的该模式阻尼比 (6.5%) 比仿真的阻尼比 (13%) 低, 这可能是由于BPA仿真所用的机组参数与实际有偏差所致。因此, 进一步推进发电机组励磁系统、调速系统参数实测及建模, 尽量使用发电机组实际参数是改善电网仿真分析的有效措施之一。此外仿真过程中可见的频率值为0.6Hz左右 (“云-贵”模式) 以及0.8Hz左右 (云南内部地区模式) 的模式, 也反应出了南方电网以及云南电网内部固有的振荡模式。通过仿真以及PMU记录分析, 各模式阻尼水平相对较高, 满足电网动稳控制要求。
3) 楚穗直流双极闭锁后, 典型节点的频率仿真计算与实际电网变电站的频率变化情况基本一致。
4) 楚穗直流双极闭锁后, 典型节点的电压仿真计算与实际电网变电站的电压变化情况基本一致。
综上所述, 楚穗直流双极闭锁后, 云南电网各电厂机组一次调频均有不同程度动作, 参与系统调频。事故后云南电网安稳装置正确切小湾3台机组, 其他装置正确不动作。根据事故前云南省内断面以及外送通道断面的潮流水平, 楚穗直流双极闭锁后, 直流系统转移到交流系统的功率未造成省内由西向东送电断面过载。
参考文献
[1]李玲芳, 朱涛等.±800kV楚穗直流投产对云南电网运行影响[Z].昆明:云南电力调度中心, 2010.
[2]李阳坡, 龙云, 王坚.南方电网发电机组一次调频性能评价方法分析与改进[Z].2010年南方电网技术论坛, 2010.
光催化双极膜的制备及应用 篇3
在描述重金属的文献中[2,3], 大部分的篇幅都是以描述其危害性为主题的。但是在双极膜的应用中, 重金属却发挥着极大的作用。使用重金属离子对阳极膜进行交联改性不仅可以大大改善双极膜的机械性能, 还可以提高双极膜界面的亲水性, 降低水分子的键合力, 从而促进双极膜水的解离, 降低其工作电压。
根据本多藤岛效应[4], 在紫外光照的条件下, 二氧化钛可以起到分解水的作用。二氧化钛的化学性质比较稳定且成本低、无毒, 是最有应用潜力的一种光催化剂。近年来, 纳米技术的出现为二氧化钛的应用领域增加了新的活力。纳米二氧化钛具有比一般的二氧化钛更明显的表面效应和量子效应, 并且在光作用下, 具有更强的氧化还原能力[5]。本研究以纳米二氧化钛改性双极膜, 改善了双极膜的光催化活性, 增加了水的渗透性和离子的迁移率。此外, 以天然高分子材料制成的双极膜不仅固定了半导体光催化剂, 性能的稳定性得到大大的提高。两者的配合不仅扩大了纳米二氧化钛的使用范围, 而且还解决了纳米二氧化钛等半导体材料直接用于降解时带来的回收困难, 以及其他膜材料容易造成二次污染等问题[6]。
乙醛酸和丁二酸作为重要的化工原料和化工试剂, 在很多行业和领域里都具有非常广泛的应用[7], 具有很高的生产价值。就拿乙醛酸来说, 乙醛酸的售价超过1.8万元/t, 而电解法生产乙醛酸的生产成本仅为0.89万元/t, 这足以说明乙醛酸的经济效益之高[8]。而使用比电解法成本、能耗更低双极膜制备生产的方法, 就能更大程度的提高乙醛酸的经济效益。
1 实验
1.1 仪器与药品
1.1.1 药品
聚乙烯醇, 壳聚糖, 分析纯, 国药集团化学试剂有限公司生产;羧甲基纤维素钠, 氯化铬, 分析纯, 天津市大茂化学试剂厂生产;纳米二氧化钛, 亲水性纳米粉末, 平均粒径5~10 nm, 阿拉丁试剂有限公司生产;无水乙醇, 分析纯, 浙江三鹰化学试剂有限公司生产;无水硫酸钠, 顺丁烯二酸、冰醋酸、氢氧化钠、戊二醛、盐酸、亚硫酸钠、氢溴酸、氯化钠、酚酞、甲基橙等, 以上均为分析纯。
1.1.2 仪器
可透光的自制两室电解槽;HZ-HG-502N电子天平, 福州恒之展电子有限公司生产;DF-101S集热式恒温加热磁力搅拌器, 巩义市予华仪器有限责任公司生产;KQ-50DE型超声波清洗仪, 昆山市超声波仪器公司生产;DF1720SB5A型直流稳压电源, 宁波中策电子有限公司生产;20W紫外灯 (主波长253.7 nm) , 江阴市光电仪器有限公司生产;CHI660C电化学工作站, 上海辰华仪器有限公司生产。
1.2 膜的制备
1.2.1 m CMC/Ti O2/m CS双极膜的制备
分别称取两份质量均为2 g的聚乙烯醇在90℃水浴的条件下, 搅拌溶解得到3.0%的聚乙烯醇水溶液, 静置过夜至无气泡。
准确称取3 g羧甲基纤维素钠, 加入适量蒸馏水, 搅拌均匀, 配置成3.0%的透明油状羧甲基纤维素钠溶液。接着与上述的聚乙烯醇溶液混合, 搅拌至均匀状态, 静置过夜至无气泡, 即得到透明黏稠的阳膜液。将阳膜液流延于平整洁净的培养皿中, 在常温下自然风干成膜。先用9.0%的Cr Cl3溶液浸泡30 min, 充分交联改性后, 用蒸馏水冲洗干净, 吸干培养皿表面多余水分, 在常温下自然风干, 便可得浅绿色的m CMC阳离子交换膜。
准确称取20 mg纳米二氧化钛置于100 m L烧杯中, 接着加入15 m L的无水乙醇溶液, 在室温下超声波30 min, 将其流延于m CMC阳离子交换膜层上, 在常温下自然风干。
准确称取3 g的壳聚糖, 用2.0%的乙酸水溶液溶解, 搅拌均匀, 便可得到3.0%淡黄色半透明油状壳聚糖乙酸溶液。与上述的聚乙烯醇溶液混合, 搅拌至均匀状态。在搅拌状态下, 缓慢滴加3 m L 0.25%的戊二醛, 然后加速搅拌2 h, 静置过夜至无气泡, 即可获得淡黄色的粘稠阴膜液。将阴膜液缓慢流延于已覆盖纳米二氧化钛的阳膜层, 在常温下自然风干, 便可得到所需的m CMC/Ti O2/m CS双极膜。
1.2.2 m CMC/m CS双极膜的制备
制备m CMC/m CS双极膜阳极膜层和阴极膜层的方法和材料与m CMC/Ti O2/m CS双极膜相同, 只不过未用纳米二氧化钛对双极膜中间层进行改性。
1.3 表征实验
1.3.1 双极膜的溶胀性能测定
准确配置浓度梯度为2 mol/L、4 mol/L、6 mol/L、8 mol/L、10 mol/L、12 mol/L的Na OH溶液, 使用干湿膜称质量法测定双极膜的溶胀度[10]。
1.3.2 双极膜的含水率性能测定
将改性起前后两种双极膜分别用蒸馏水浸渍24 h, 测定含水率[9]。
1.3.3 双极膜的交流阻抗性能测定
用CHI660C电化学工作站测试两类双极膜在不同频率 (0.1~10 000 Hz) 下体系的阻抗。以玻碳电极为工作电极, 铂丝电极为辅助电极, Ag/Ag Cl电极为参比电极, 电解液为1 mol/L KCl溶液。以不同频率时测得的Z'为横坐标 (实部, 表示欧姆阻抗) , Z″为纵坐标 (虚部, 表示容抗) 作图, 即可得到体系的交流阻抗谱[10]。
1.3.4 双极膜的J-V曲线测定
将待测的双极膜夹紧在可透光的自制两室电解槽中作为阴、阳两极室之间的隔膜, 阴阳两极室的电解液均为100 m L1 mol/L的Na2SO4溶液, 以石墨电极为两极室的电解电极 (表观面积为6 cm2) 。用直流稳压电源作为电解电源, 测定在双极膜作用下阴、阳两极之间的电压随电流密度的变化趋势。
1.3.5 双极膜的中间层水的解离性能测定
将待测的双极膜夹紧在可透光的自制两室电解槽中作为阴、阳两极室之间的隔膜, 阳极室电解液为100 m L 0.5 mol/L的Na2SO4溶液, 阴极室电解液为100 m L 1 mol/L的Na OH溶液, 两极室的电解电极均为石墨电极 (表观面积为6 cm2) 。以直流稳压电源作为电解电源, 在电流密度为10 m A·cm-2的状态下, 以甲基橙为指示剂, 用0.1 mol/L的HCl进行滴定, 每隔10 min测量一次阳极室中溶液p H值的变化。
1.4 m CMC/Ti O2/m CS双极膜成对电解乙醛酸和丁二酸
1.4.1 m CMC/Ti O2/m CS双极膜成对电解乙醛酸和丁二酸的机理
m CMC/Ti O2/m CS双极膜成对电解乙醛酸和丁二酸的机理图如1所示。
如图1所示, 以m CMC/Ti O2/m CS作为阳极室与阴极室之间的隔膜, m CMC为阳离子交换膜层, m CS为阴离子交换膜层, Ti O2为中间层, 阴极室电解液为0.5 mol/L Na Cl与顺丁烯二酸的混合液[11], 阳极室电解液为10%乙二醛和10%HBr的混合液[12], 电流密度20 m A·cm-2, 分别计算乙醛酸和丁二酸的产量。
在电解过程中, Br-在阳极失去电子被氧化为Br2, 接着与乙二醛反应, 将乙二醛间接氧化为乙醛酸, 而自身又被还原为Br-。在阴极2H+发生还原反应生成H2, 生成的H2与顺丁烯二酸发生加成反应生成丁二酸。
其反应机理表示如下:
阴极:
1.4.2 乙醛酸的测定
阳极电解液包括未反应的乙二醛、反应产物乙醛酸、副产物草酸。乙二醛的定量用坎尼查罗反应法;乙醛酸的定量用醛总量减乙二醛的量, 其中醛总量用亚硫酸钠法测定;草酸的含量用高锰酸钾法测定[13]。
1.4.3 丁二酸的测定
操作步骤为:
(1) 将电解液浓缩, 后将浓缩液在冰水浴中冷却, 减压抽滤, 用少量冰水洗涤晶体数次。
(2) 将晶体与恒温干燥箱中干燥, 温度控制在80℃[14], 冷却并称量。
2 结果与讨论
2.1 双极膜的溶胀性能分析
图2为m CMC/Ti O2/m CS双极膜在不同浓度的Na OH溶液中的溶胀度。
在m CMC/Ti O2/m CS双极膜中, 由于该膜中的具有一些亲水性很好的基团, 所以该膜对水具备较强的吸附能力使膜具有溶胀性。实验表明, m CMC/Ti O2/m CS双极膜可在于碱溶液中稳定存在, 当[OH-]小于5 mol/L时, 溶胀度随着[OH-]的增大先增大后减小, 当[OH-]大于6 mol/L时, 膜的溶胀度趋于稳定。
2.2 双极膜的含水率性能分析
表1为m CMC/m CS双极膜和m CMC/Ti O2/m CS双极膜的含水率。
从表1可以看出m CMC/Ti O2/m CS双极膜的含水率高于m CMC/m CS双极膜。由于纳米二氧化钛具有良好的亲水性能, 能将吸引更多的水分保留在双极膜中间层, 进而增加双极膜的含水率。
2.3 m CMC/Ti O2/m CS双极膜交流抗阻测定
图3是不同双极膜的交流阻抗谱, 高频半圆实轴的交点为双极膜的阻抗。
如图3所示, 双极膜的膜阻抗从小到大的顺序是:m CMC/Ti O2/m CS BPM (UV) <m CMC/m CS BPM (no UV) <m CMC/Ti O2/m CS BPM (no UV) 。因为半导体材料只有在特定的下才能表现出低电阻的特性, 所以在中间层加入纳米二氧化钛后膜阻抗不会减少反而增大, 但在紫外光照射条件下, 中间层中的纳米二氧化钛就能起到光催化作用, 促进了中间层水的解离, 从而有效地降低了双极膜的膜阻抗。
2.4 双极膜的J-V曲线分析
在一定的电流密度梯度下电解槽中工作电压的变化趋势如图4所示。
如图4所示, 电压随电流密度增大而增大。电解槽工作电压从小到大的顺序是:m CMC/Ti O2/m CS (UV) <m CMC/m CS<m CMC/Ti O2/m CS (no UV) 。Ti O2具有良好的亲水性能, 膜外的水可以及时补充入中间层中, 可有效地抑止中间层耗尽区的生成, 从而扩大了双极膜的工作电流密度, 提高了电槽的工作能力。此外, 从实验结果表明, 在紫外光照射下, 电流密度为120 m A·cm-2时, m CMC/Ti O2/m CS双极膜的槽电压小于5 V。
2.5 双极膜中间层水解离
双极膜中间层中的水分子经离解后可生成的H+和OH-, 并分别由阳膜、阴膜中的离子转移到双极膜表面, 最后分别扩散到阴极室和阳极室中。
Ti O2是被广泛研究的光催化剂。使用Ti O2修饰双极膜的中间层时, 当Ti O2受到紫外光照射, 光生空穴和光生电子就变成强的氧化剂和还原剂, 有利于弱化双电层水中的OH…H键, 从而加速了电场下双电层中水的解离。
以m CMC/Ti O2/m CS双极膜作为隔膜时, 阳极室中氢氧离子的浓度随时间的变化趋势如图5所示。
从图5中可以看出, 随着时间的延长, 阳极室内OH-不断增大, 原来呈中性的阳极电解液碱性逐渐增大。实验结果表明, 在紫外光的照射下, 以m CMC/Ti O2/m CS双极膜为隔膜的电解槽阳极室中的OH-浓度 (--) 大于无光照时m CMC/Ti O2/m CS双极膜电解槽阳极室中的OH-浓度 (-▲-) 。
2.6 乙醛酸和丁二酸的合成分析
在一定的电流密度下, 阳极室中乙醛酸的浓度随温度变化的曲线图如图6所示。
在相同电流密度20 m A·cm-2条件下, 考察在不同温度下, 阴阳极生产乙醛酸和丁二酸的产率。实验结果表明, 乙醛酸浓度随着电解温度的升高而降低。且由于加入了具有光催化作用的中间层Ti O2, 其加速了电场下中间层电层水的解离, 进而有助于阳极乙二醛的氧化。
如图6所示, 有紫外灯照射的乙醛酸浓度 (--) 高于无紫外灯照射的乙醛酸浓度 (-▲-) 。
在一定的电流密度下, 阴极室中丁二酸的浓度随温度变化的曲线图如图7所示。
如图7所示, 丁二酸产率随温度的升高而增大。同时由于Ti O2加速了水的解离, 产生更多的H+进入阴极室, 补充了顺丁烯二酸还原生成丁二酸是消耗的H+, 使得在紫外灯照射条件下丁二酸产率 (--) 高于无紫外灯照射下丁二酸产率 (-▲-) 。
实验结果表明, 利用m CMC/Ti O2/m CS双极膜成对合成乙醛酸和丁二酸技术是可行的, 由于在原有双极膜的基础上加入了具有光催化的Ti O2, 在紫外光照射的情况下, 乙醛酸和丁二酸的产量都明显提高。此外, 通过比较在不同温度下, 乙醛酸和丁二酸产量, 电解温度应控制在40~50℃的情况下, 可以获得较高产量的乙醛酸和丁二酸。
3 结论
实验表明, 具有三明治结构的m CMC/Ti O2/m CS双极膜在紫外光照射下显示出良好的光催化解离水的效果, 能够有效地抑止了双极膜中间层耗尽区的生成, 提高氢氧根离子的渗透率, 减小膜阻抗, 从而得到降低双极膜的工作电压的效果, 提高了电解槽的工作能力。但在无紫外光照的情况下, m CMC/Ti O2/m CS双极膜的性能却不如未经改性的m CMC/m CS双极膜, 说明纳米二氧化钛在一定程度上会增大双极膜的膜阻抗。
双极型集成电路可靠性技术 篇4
1 影响双极型集成电路可靠性的主要因素
1.1 双极型集成电路内部芯片感热力的形成
由于在双极型集成电路的作业行为中, 芯片自身的受热力度与受热范围都不尽相同, 同范围内的双极型集成电路承受外力的力度存在一定程度的差异。这样由于膨胀与收缩的比例不协调, 造成了芯片自身在电流环绕状态下的内热力, 影响双极型集成电路接头的牢固性与稳定性, 从而对双极型集成电路芯片的质量产生消极影响。
1.2 双极型集成电路铝膜残余应力的影响
残余应力对双极型集成电路结构的刚度会产生阻碍影响, 而当电流传输达到一定程度即S点时, 会直接促进双极型集成电路的铝膜材料产生局部形变, 影响双极型集成电路工作的良好开展。从残余应力对受压构件的影响来说, 在内应力与外压力不对等的情况下, 会使得铝膜的分截面积产生形变, 同时也可能改变有效横截面积的分布状态, 从而对双极型集成电路自身的稳定性产生威胁。
2 双极型集成电路可靠性技术的应用探讨
2.1 留出热载子流的余量
在双极型集成电路的应用过程中, 一定要突出具体双极型集成电路方法的应用重点, 而其中一个非常关键的要点, 便是要留出适当的热载子流余量在双极型集成电路作业中, 从而来保证整体电路的可靠性。由于在不同材料、零部件以及设备的制造与修理过程中, 经常会存在对材料自身进行原地“挖补”或者“堵孔”的情况。那么为了在该种作业要求下良好完成双极型集成电路作业, 其关键便是对铝条之间距离的掌握, 从而实现整体双极型集成电路的质量优化。如果在高速传递电流的要求下开展作业, 其模式是“环形的对接电路”, 即在双极型集成电路中无法形成存在余量的自由收缩空间, 即要控制好双极型集成电路内部形成的热载子流, 并控制好电流感应力的大小程度。那么可以事先将电路做成“凸型”的状态, 适当流出存有余量的热载子流, 这样在进行环形双极型集成电路时做到恰到好处的“无缝对接”, 以此来减少双极型集成电路对热载子流传递的阻碍。
2.2 选择科学的双极型集成电路范围
选择科学的双极型集成电路范围作为提高双极型集成电路可靠性的重要步骤, 应该明确对双极型集成电路范围灵活运用与科学衡量的思想与理念。为了在双极型集成电路作业中尽可能的缩小键合丝的磨损程度、受热程度与受热范围, 要根据双极型集成电路内部键合丝自身的物理性质与具体变形状态, 采取不同规格的双极型集成电路巡回方式。比如在必要情况下通过采取直径相对较小的键合丝来进行双极型集成电路的可靠设计, 或者将电流的频率调低来进行低电流双极型集成电路, 都能够合理并科学的控制双极型集成电路范围, 从而达到有效控制键合丝受热范围的目的, 来保证双极型集成电路的应用质量。
2.3 运用电流“减应区”法
该方法作为减轻双极型集成电路膜层抗应力的方法之一, 其是近几年被广泛普及并加入在相关理论研究成果中。在该种极力推行的实践方法下, 灵活并熟练运用电流“减应区”法:其原理与预留传输电流法类似, 对双极型集成电路中的部分电线进行分组式调节与测试, 但是其不同点便是电流“减应区”法会在高速作业后对膜层进行均匀的冷却。这样通过均匀的冷却之后, 使得膜层自身的抗应力得到释放, 使得膜层抗应力的伸缩性与活动的空间更为自由, 从而减少双极型集成电路作业中的误差, 保证双极型集成电路应用的可靠性与质量。
2.4 利用间断式双极型集成电路法
为了在双极型集成电路作业下有效减少双极型集成电路的外在干扰力, 间断式双极型集成电路法也是学生需要了解并掌握的基本方法之一。间断式双极型集成电路法是在加热的基础上, 利用时间差的计算来对内置芯片进行间隔式双极型集成电路, 保证双极型集成电路元器件的加热程度与反应性能在可控范围之内, 从而达到减小内置芯片受到高压作业下温度上升影响芯片流速的目的。
3 结论
综上所述, 要想全面提高双极型集成电路可靠性工艺的有效性、持久性与耐用性, 其根本便需要科学控制双极型集成电路的各个指标, 比如热载子流效应、辐射效应以及静电效应等, 以此来有效提高双极型集成电路在实践应用中的可靠性与稳定性。通过以上相关分析, 在日后双极型集成电路的应用过程中, 要充分把握好整体电路组的可靠性, 准确确定双极型集成电路的热载子流力以及迁移力, 从而来保护双极型集成电路在更为均衡与可靠的环境下完成电流作业。
摘要：为了更为准确的探究双极型集成电路的相关技术, 本文的立足于影响双极型集成电路的主要因素基础上, 对的当前国内外广泛应用的双极型集成电路运用的相关可靠性技术进行展开讨论。从而在设计方法、具体工艺以及元器件的诸多视角下来提出双极型集成电路的技术应对措施, 从而来达到有效提高双极型集成电路在实践应用中的可靠性与实用性。
关键词：双极型,集成电路,可靠性,技术应用
参考文献
[1]王林, 赵宇军, 等人.军用双极型数字集成电路的可靠性保证[J].电子产品可靠性与环境试验, 2014 (06) :29-31.
[2]张德胜, 顾瑛, 等人.双极型集成电路表面质量的监测技术和系统[J].电子产品可靠性与环境试验, 2014 (06) :53-59.
[3]王林.双极型半导体集成电路的可靠性设计[J].电子产品可靠性与环境试验, 2014 (05) :32-37+60.
双极控制 篇5
关键词：特高压直流,双极相继故障,直流再启动,交互影响,安全稳定
0 引言
特高压直流输电工程具有点对点、远距离、大容量送电能力, 主要定位于中国西南大型水电基地、西北及华北大型煤电基地和大型可再生能源基地的超远距离、超大容量外送。截至2014年6月底, 国家电网公司已累计运行4回特高压直流输电工程。其中, 除天中直流输电工程用于西北—华中的煤电和风电送电通道外, 锦苏、复奉和宾金直流输电工程均为西南—华东的水电送电通道。随着中国《大气污染防治行动计划》的颁布, 国家电网公司即将新建4回特高压直流工程。
由于特高压直流输电线路具有距离长、地理跨度大、沿线气候和地形复杂的特点, 因此, 雷击、山火、风偏等现象极易引发直流线路的瞬时故障[1,2,3,4,5]。特高压直流输电功率大、与交流系统的交互作用强, 若直流系统运行可靠性较低, 将给两端交流系统的安全稳定运行带来较大的影响[6,7,8]。
与交流系统线路故障相同, 直流线路上的瞬时性故障经故障隔离、熄弧等措施后, 其绝缘也可较快恢复。根据运行经验, 在绝大部分线路故障情况下, 均可通过线路故障再启动恢复直流输电系统的正常运行[1,2,3]。因此, 为提高特高压直流的运行可靠性, 在极控系统中设置了直流线路故障再启动功能, 可完成直流线路瞬时故障后的快速平稳重启, 避免了线路故障所造成的直流停运情况[4,5]。
然而, 直流再启动功能在提高直流输电工程运行可靠性的同时, 也将给系统的稳定性带来不利影响。一方面, 无论直流线路故障再启动成功与否, 故障期间积累的能量冲击都将给交流系统的稳定性带来较大威胁。另一方面, 由于直流再启动期间一般不会触发安全控制装置 (简称安控) 动作, 再启动过程将直接影响直流线路故障再启动失败后安全稳定装置的动作时间。因此, 必须统筹考虑直流运行的可靠性和交流系统的稳定性, 以制定合理的直流再启动策略[9]。
由于特高压直流双极运行时双极线路同时发生故障的概率较低, 因此, 本文首先针对双极线路相继故障的情况提出了三段式相继再启动策略制定方法。接着, 以西南某回特高压直流输电工程为例, 制定了双极相继再启动策略。最后, 由案例分析验证了所提三段式再启动策略的有效性。
1 直流再启动对系统稳定性的影响
直流线路故障大多为瞬时性故障, 与交流系统瞬时故障类似, 经故障隔离、熄弧等措施后, 绝缘也可较快建立并恢复直流线路的正常运行。而与交流系统线路故障不同的是, 直流线路故障没有自然的电流过零点, 直流电弧无法自行消除, 且断路器切断直流电流的能力十分有限[1,4,10]。因此, 必须借助直流控制系统来解决此问题, 通过合适的时序操作释放直流线路上累积的能量, 使故障点的直流电流迅速降为零, 并经去游离过程使绝缘恢复后重新投入运行, 这一过程称为直流线路的故障再启动。
直流线路故障再启动的顺序操作大致可分为移相和重启2个阶段。如果重启未成功, 可以加长去游离时间或设置为降压再启动, 若达到设定的最大重启次数时仍未重启成功, 则闭锁直流[11,12]。由上述过程可知, 在直流重启动过程中, 尤其在设置为多次重启的情况下, 特高压直流线路在较长时间内将呈现零功率或低功率, 将给两端交流系统带来巨大冲击。以下将以西南大型水电基地和西北大型可再生能源外送特高压直流工程为例, 分析特高压直流再启动对交流系统稳定性的影响。
图1为华北—华中—华东联网的示意图。图中, 当西南水电基地某回特高压直流再启动时, 四川电网内盈余功率将通过川渝断面、渝鄂断面和长南荆特高压交流线路传递 (如图1中的蓝色箭头所示) , 各断面潮流加重, 沿线电压下降。若各断面的初始功率较高, 将可能使断面功率因接近静稳极限而失稳解列。
图2为天中特高压直流输电工程送受端联网示意图。
该工程的直流送端通过新疆—西北联网的第1及第2通道接入西北电网, 直流受端则位于河南电网。由于其直流送端及受端均与交流系统强关联, 需分别研究送端及受端对交流系统的影响。受端系统与西南水电特高压直流类似, 若天中直流故障后再启动, 河南电网将发生功率缺额, 将通过特高压联络线和鄂豫断面紧急支援 (如图2中的绿色箭头所示) 。若各断面的初始功率方向与此相同, 将加重各断面功率, 进而导致解列。
对于天中直流送端交流系统, 直流再启动过程中, 新疆电网的网内盈余功率将通过4回750kV线路传递 (如图2中的黄色箭头所示) , 从而加重新疆—西北联网第1及第2通道的潮流, 使沿线电压下降。若联网通道的初始功率较高, 将可能导致联网系统功角失稳。
由此可见, 无论是西南水电外送特高压直流, 还是西北火电和新能源外送特高压直流, 其直流再启动过程对系统的冲击特性均是相似的。为保证电网的安全稳定, 须约束特高压直流或相关交流断面功率。基于上述分析, 可以以西南水电外送特高压直流为例进行分析, 而对其余直流, 仅需修改约束交流断面即可。
由于直流再启动时序较长, 且再启动过程中安控不动作, 多次重启时电网积累的盈余功率相对于直流闭锁故障, 对电网的冲击可能更大。因此, 须对特高压直流输电工程设置合理有效的再启动策略, 如单极再启动、双极同时再启动、双极相继再启动等。其中, 前两者主要通过设置启动次数和启动电压 (如全压或降压) 解决, 本文不再赘述;后者由于双极相继故障间隔时刻不同时对系统的影响不同, 采取的策略也将有所不同, 因此, 为本文的主要研究对象。
2 双极相继故障再启动策略原理简述
直流双极相继发生故障时, 各极按照单极再启动策略启动。若两极故障的间隔时间较短, 即其中一极的再启动过程尚未结束时另一极也发生故障并开始再启动, 将对系统造成更大的冲击, 使直流双极低功率或零功率运行时间加长, 从而给系统的稳定运行带来较大风险。因此, 须针对两极故障后相继再启动时序和策略进行详细分析。
由前文分析可知, 制定直流再启动策略时, 需同时对直流及交流系统的运行方式进行约束。若交流系统运行方式较恶劣, 即特高压直流单极线路故障重启后系统失稳, 则直流再启动不适用此交流系统, 此时应封锁直流再启动功能, 也就无需探讨其策略的制定。因此, 制定相继再启动策略时, 交流系统须能够承受直流单极再启动的冲击。在此前提下, 研究相继故障再启动策略才是有意义的。
2.1 两单极相继再启动
直流双极相继故障的间隔时间较长, 即第2极故障重启时第1故障极的再启动过程已经结束, 因此, 两极互不影响, 均可按照单极再启动策略启动, 可将此相继故障视为直流单极故障, 共有以下4种组合。
1) 双极相继故障后均再启动成功。
2) 双极相继故障后均再启动失败、安控正确动作。
3) 第1故障极再启动成功、第2故障极再启动失败、安控动作。
4) 第1故障极再启动失败、安控动作、第2故障极再启动成功。
若特高压直流双极相继发生故障、且均按设定的单极再启动策略 (包括次数和全压/降压) 进行再启动, 在上述4种情况下均须保持系统稳定。通过仿真分析, 可找出上述4种情况下系统临界稳定时对应的两极故障间隔时间ΔT1, 据此可将特高压双极相继故障再启动策略设定为:当两极故障间隔时间t∈[ΔT1, ∞) 时, 两极均按单极再启动策略重启。
实际上, 若第3和第4种情况下不允许采取安控措施, 则相同工况下对系统的冲击将增大, 系统临界稳定时对应的两极故障间隔时间也会相应增加, 但再启动策略分析方法不变。
2.2 闭锁第2故障极
直流双极在一定的时间间隔内相继发生故障, 即当第1故障极在设定的单极再启动策略下重启时, 若第2故障极发生故障, 必须封锁该极的再启动功能, 并采取直接闭锁该极的策略。
由于直流其中一极在故障后再启动过程中会间接影响另一极的直流功率, 使其功率出现相应波动, 同时基于双极功率控制模式的直流非故障极会通过功率转带抑制双极直流功率的变化;此外, 当两极故障的间隔时间不同时, 第1极直流再启动的状态也不同 (如启动成功或失败, 或是处于最后一次降压启动过程中或启动失败安控动作过程中等阶段) , 因此, 基于闭锁第2故障极策略, 双极不同间隔时间内的故障将呈现不同的情况。
可通过仿真分析对特高压直流双极不同间隔时间故障时对系统的冲击和严重程度进行评估, 并找出冲击最严重点和临界稳定点。一般情况下, 若设置为2次再启动, 则对系统冲击最严重点位于第1极第1次再启动失败结束后, 且故障间隔时间与对系统的影响呈现抛物线形, 如图3所示。图中, u为故障过程中长南荆特高压母线的最低电压, 由该值的大小可判断系统的的稳定程度, u值越小, 系统稳定性越低, 反之则系统稳定性越高;并将长南荆特高压线路不发生失步解列作为系统稳定的分界线。a点和b点分别为本策略下对系统冲击最严重点和系统临界稳定点, 对应的两极故障间隔时间分别为ΔT0和ΔT2。
根据图3, 可将特高压直流双极相继再启动策略设定为:当两极故障间隔时间t∈[ΔT2, ΔT1) 时, 第1极按单极再启动策略重启, 第2极则于故障时闭锁, 安控正确动作。
若系统在系统冲击最严重的a点处也能保持稳定, 即曲线均位于图3中临界稳定分界线的上方, 则本策略下有效的两极故障间隔时间t∈[0, ΔT1) 。此时, 特高压直流双极相继再启动策略可分为2段, 即以ΔT1为界, 若两极故障间隔时间小于ΔT1, 则基于单极再启动策略重启第1故障极, 并闭锁后故障极;若两极故障间隔时间大于ΔT1, 则两极均可在单极再启动策略下重启。该两段式策略主要适用于单极再启动策略次数较少 (对系统冲击较小) 或交流主要约束断面功率水平较低的情况。
2.3 闭锁双极
直流双极在一定的时间间隔内相继发生故障, 其中第1故障极在单极再启动策略下处于重启过程中时, 若第2极发生故障, 无论第1极再启动过程是否结束, 应立即封锁双极再启动功能而采取直接闭锁双极的策略。
基于此策略, 若直流双极同时发生故障, 则应直接闭锁双极, 特高压直流零功率持续时间仅为安控动作延时时间, 积累盈余功率小, 因而对系统冲击较小, 相当于直流双极闭锁故障。随着两极故障间隔时间的逐渐加大, 由于第2极故障发生时第1极尚处于再启动过程中, 其直流功率随着时间的推移将呈现不同的状态。可以想见, 当第1极的直流功率即将恢复时, 若第2极发生故障并闭锁双极, 此时对系统冲击将为最大, 设该时刻为tx, 则当间隔时间稍微增大或缩小时, 积累的盈余功率均将小于tx时刻对应的盈余功率值。即使第1极降压启动成功 (设为70%降压启动) , 直流稳态功率持续出现30%功率缺额, 其整个过程中积累的盈余功率大于tx时刻的值, 但由于间隔时间较长, 第1极已启动结束, 系统趋于稳态, 因此, 该情况下对系统或长南荆特高压线路的冲击将不会比tx时刻严重。
与闭锁第2极策略类似, 闭锁双极策略下直流双极故障间隔时间与对系统的冲击之间呈现上开口抛物线形, 如图4所示。图中, ΔT3对应于对系统冲击最大点所对应的直流双极故障间隔时间。若本策略下对系统冲击最大时系统亦能保持稳定 (如图4中蓝色曲线) , 则可将特高压相继再启动策略设置为:两极故障间隔时间t∈[0, ΔT2) , 第1极按单极再启动策略重启, 第2极故障时闭锁双极, 安控动作。
若在闭锁双极策略下对系统冲击最大点处系统失稳 (如图4中的绿色曲线) , 由于CD段内无论闭锁单极或闭锁双极系统均将失稳, 则三段式策略未能覆盖所有时间段, 相继再启动策略失效, 不适用于此运行方式, 需改变直流再启动策略 (如减少单极再启动次数) , 或调整交流系统运行方式 (如降低交流系统各主要约束断面潮流) 。
基于上述分析, 在一定的交流系统运行方式下, 可设定如表1所示的特高压直流相继再启动策略。
值得一提的是, 若闭锁第2故障极策略在整个横轴, 即两极在任意故障间隔时间下系统均保持稳定, 即图3中的a点位于系统临界稳定分界线上方, 则三段式再启动策略中的前2段可合并为1段:第1故障极单极再启动、第2极故障时闭锁该极, 因此可简化为两段式策略。
3 案例分析
以西南某回特高压直流输电线路为例, 基于上文提出的三段式双极相继再启动分析方法, 制定特高压直流双极相继再启动策略。
对仿真计算中的再启动原则作如下设置:第1次去游离时间为150 ms, 第2次去游离时间为200ms, 低压保护时间为150ms, 直流启动功率恢复时间为400ms。直流再启动采用1+1次再启动策略, 即1次全压及1次70%降压启动策略。
由前文分析可知, 直流再启动策略与特高压交流联络线等的断面初始潮流均有关, 以下将以送电功率为±2 000 MW的特高压交流联络线为例进行分析, 若实际运行中断面功率高于此值, 则需对再启动策略进行进一步核实。
通过仿真计算, 当此特高压直流两极相继故障间隔时间不小于2.6s时, 两单极可分别按照1次全压和1次降压重启。
在双极相继0.9s时闭锁第2故障极、安控动作后系统临界稳定。因此, 基于2.2节的分析可知, 当两极相继故障的间隔时间不小于0.9s时, 应封锁第2极再启动功能而采取直接闭锁措施。
针对闭锁双极策略, 两极故障相继0.9s时对系统冲击最大, 且系统稳定。此时刻刚好对应于第1极最后一次启动时的功率恢复时刻, 与上文分析结论一致。因此, 基于2.3节的分析可知, 若两极相继故障的间隔时间小于0.9s, 应立即封锁双极再启动功能而采取直接闭锁措施。
综合上述分析, 可得如表2所示的特高压直流双极三段式相继故障再启动策略。
前2段策略下, 双极故障间隔时间与对系统冲击的严重程度的关系如图5所示。图5中, a点和c点分别为采用闭锁第2故障极和闭锁双极策略下对系统冲击最严重的时间点;b点为闭锁第2故障极时的系统临界稳定点;d点为2种措施对系统影响相同的时间点。
由图5可知, 在闭锁单极和闭锁双极后安控动作欠切量相同的前提下, 当两极故障间隔时间小于1.4s时, 闭锁双极措施比闭锁第2故障极更有效;而当间隔时间大于1.4s时, 闭锁第2故障极更为有效。因此, 针对此特高压直流线路, 前2段策略可合并为1段, 即均采用闭锁双极策略时也可保持系统稳定。由图5可得如表3所示的两段式相继再启动策略。然而, 从增加直流运行可靠性的角度出发, 闭锁单极措施即三段式再启动策略更具现实意义。
4 直流再启动恢复时间敏感性分析
由前文分析可知, 双极相继故障三段式再启动策略中的各个关键时间点 (特别是第1段策略) 与直流再启动过程中的功率恢复时间有关。而实际应用中, 特高压直流大负荷功率情况下的再启动情况不易掌握, 因此, 在对三段式启动策略进行仿真分析时, 可基于较长的恢复时间进行计算, 并针对制定的启动策略分析缩短直流功率恢复时间后该策略的适用性。
将仿真计算用功率恢复时间分别缩短0.1s和0.2s, 即取恢复时间为300ms和200ms, 在此条件下分析三段式启动策略中的第1段, 即闭锁双极策略时序的适用性, 所得的结果如图6所示。
图6中, 3条曲线分别对应于3种直流功率恢复时间下, 闭锁双极策略对系统稳定性的影响程度与两极故障间隔时间的关系;t1, t2, t3分别为缩短0.2s功率恢复时间、缩短0.1s功率恢复时间、原功率恢复时间下, 闭锁双极时对系统冲击最大时所对应的两极故障间隔时间。
由图6可以看出, t0时刻前, 3条曲线是重合的。这是因为两极故障间隔时间较短, 第1极的再启动过程仍未结束。此时第2极故障直接闭锁双极, 则故障期间积累的盈余功率相同, 因此对系统的冲击也相同。仿真计算结果表明, t1, t2, t3存在如下关系:
由式 (1) 可知, 当功率恢复时间缩短后, 在闭锁双极策略下, 两极故障间隔时间与对系统的影响依然呈上开口抛物线形, 且最严重的两极故障间隔时间仍然对应于第1极最后一次启动时刻, 与前文分析一致。同时也可看到, 在不同的直流功率恢复时间条件下, 相同的间隔时间内两极故障后闭锁双极对系统的冲击严重程序排序为:原功率恢复时间>缩短0.1s恢复时间>缩短0.2s恢复时间。因此, 基于本文计算用功率恢复时间制定的三段式策略也适用于短恢复时间的情况。若实际应用中直流启动时的功率恢复时间更长, 则需对其重新核实, 分析方法与本文相同。
同样, 对于第2段策略中对系统冲击最严重点以及临界稳定时间点, 随着直流功率恢复时间的逐渐缩短, 闭锁第2极策略下对应的对系统稳定性影响最大的时间点将提前, 同时临界间隔时间也将变短。因此, 基于原功率恢复时间制定的策略依然有效。同样, 第3段策略也适用。
值得注意的是, 上述时间敏感性分析均是针对直流再启动成功的情况而言的, 且其前提为:直流再启动成功为交直流系统稳定的制约因素。当直流功率恢复时间缩短后, 直流再启动失败较再启动成功对系统的冲击更大, 此时直流再启动策略中各关键时间点将与直流功率恢复时间无关。在该情况下, 无论直流功率恢复时间如何, 三段式再启动策略均相同。
5 结语
本文对特高压直流双极相继故障再启动策略进行了分析研究, 提出了三段式相继再启动策略分析方法, 为特高压直流输电工程双极再启动策略的制定提供了理论依据, 具有较大的工程意义。此三段式再启动策略分析方法同样适用于超高压及高压直流输电工程。以某回特高压直流输电工程为例, 验证了本文所提策略的有效性。
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双极控制 篇6
关键词：高压电源,光电倍增管,光子计数,倍压整流,荧光信号传感器
1 研究背景
荧光信号传感器有:CCD成像系统、光电池、光电二极管、雪崩二极管和光电倍增管(PMT)等,其中PMT性能最好。PMT是利用光电效应将光信号转换成电信号的光电器件[1],是探测微弱光信号最灵敏器件之一,它具有极低的噪声、快速响应和高达106倍以上的放大能力,广泛用于天文、放射、光谱分析、射线探测、空间探测等领域[2,3]。化学发光免疫分析[4]检测应用的单光子计数技术[5,6,7]正蓬勃地发展,在医学检测领域具有广泛的应用前景。
PMT高压电源是精密检测的基础,总的说PMT高压电源有3种类型,目前广泛使用的有两种,正高压型和负高压型[8]。正高压型电源主要用于单光子计数,倍增管分压电路阳极采用电容耦合输出,具有高通滤波作用,可有效降低光子计数本底低频噪声,由于光阴极接地可以减少光电耦合窗与周围环境的耦合噪声。负高压型电源多用于直接耦合测量阳极光子电流,可降低阳极耦合参数的影响,有利于测量低频及脉冲信号,有利于监控倍增管工作电流的大小,监控瞬时强光以便采取保护措施;但由于光阴极接负高压,要求与金属外壳保持一定的距离,以减少环境离子对PMT玻璃外壳的轰击作用,可采用外加非金属或接与光阴极同等电位的金属屏蔽罩,与金属外壳隔离。第三种高压电源是采用中间接地法的双极性高压电源[9],同时具备上述两种接地方法的优点,为PMT实现单光子计数与光电流检测分开打下基础,既具有正高压型电源时电容耦合输出抑制PMT漂移、系统增益变化、DC/DC电源低频干扰等优点,又具有光电流检测精度高的特点,并且降低了光阴极、阳极对地的电压,即降低了PMT与金属外壳间的电场强度。
光电倍增管是多极倍增结构,采用一般的无源电阻分压偏置电路存在诸多不足[10,11],各倍增极上的电压会随着阳极电流的变化而变化;采用有源分压偏置电路可以为各倍增电极提供较为稳定的电压且功率消耗很小。理论上,在N个倍增极作用下,到达阳极的光电流为:
式中,Ik为光阴极光电流,δ为倍增极的平均二次电子发射率,如10级倍增极光电倍增管总增益106,则δ≈4。上述无论是无源还是有源分压级联结构,后一级都会对前一级产生干扰,如果采用双极性电源供电,将分压级联分成两段供电,干扰会降低103,且功率消耗会进一步降低,减少分压电路的发热。为此,本研究设计了一种双极高压稳压电源。
2 电源设计方案(图1)
电源采用DC-DC变换方式设计,由晶体管、变压器、电容组成正弦谐振逆变电路,经双路2倍压整流、滤波电路得到低纹波双极输出。线性调压器稳定正高压输出,外部电压调节控制输出高压值,降压型DC-DC器件稳压给逆变电路供电,比较器稳定负高压输出。
3 电路设计
3.1 正弦谐振逆变电路(图2)
由两只NPN晶体管组成开关驱动电路,经测试,晶体管优于场效应管驱动,逆变正弦波形较平滑。其中,R2均衡电流减少两个晶体管基极电流差异;C1与T1组成谐振电路;滤波电感L1起稳流作用;C2消除晶体管切换时L1尖峰电压。正弦谐振频率建议选在40~100 kHz之间,变压器T1采用多槽骨架降低高压线圈放电可能性,提高变压器转换效率。采用一端直接接地高压输出可降低变压器耦合的高频成分。
3.2 倍压整流输出电路(图3)
正负高压分别采用2倍压整流,分别给PMT阳极、光阴极供电,中间极接地,光阴极到地倍增电流远小于阳极到地倍增电流,光阴极到地各倍增极分压电阻可略大。为增加光子计数线性范围,阳极到地各倍增极分压电阻可略小。由此可知正高压供电能力需大于负高压供电,同样是2倍压整流负高压输出值会大于正高压输出值,随光强的增强这种偏差会越大,为使正负高压比例稳定,比较器控制1倍增整流电压就很好地实现了稳定输出。通过仔细研究比较器LM393说明书中的等效电路和测试,由正输入端输入监测信号可以得到正确比较结果,如果由负输入端输入强的负压信号会使比较输出低电平信号得不到正确的结果。
3.3 线性稳压调压电路(图4)
LM723属于经典高精度串联稳压器,应用广泛,很容易实现稳压、限流、调压。图4中KC3起到延时启动和稳定正向输入参考电压作用。正高压信号反馈到负向输入端,KQ4与KR3组成调压电路,外部输入稳定的参考电压可得到稳定的高压输出,输入0.8~3.0 V对应的高压输出范围为±(75~550)V,即对应150~1100 V的线性可调范围。KQ1增强电流输出能力,可降低LM723功耗,由于高压负载变化KQ1分担功耗范围较大需加散热器。KR8用于过电流保护检测,可以有效保护PMT强光信号的冲击。参考源分压电阻与高压监测分压电阻都应采用金属膜型高精电阻。
3.4 降压稳压电路(图5)
为降低电源噪声对高压输出的影响及降低KQ1的功耗,采用一级降压稳压电路是有必要的。简单的方法是用降压DC-DC芯片实现。图5给出了LM2595构成的降压电路,可实现9.5V的稳压,达到预想的效果。
3.5 EMC设计
PMT单光子计数属于高频电路,灵敏度非常高,极易受到干扰,必须采用EMC技术设计。供电采用EMC滤波器,调压控制采用共模抑制器,采用金属屏蔽盒封装整个电路,高压输出采用屏蔽电缆连接分压电路,使屏蔽层与屏蔽盒连接良好。
4 光电倍增管分压电路应用(图6)
图6给出了典型的由12个电阻构成电阻链分压器,按总增益106计,R1较R2阻值可高达103量级。一般阴极K到第一倍增极分压大一些,由于R1阻值较一般单电源供电分压电阻大很多可以大大降低电源噪声的影响,如果D1~D5分别接一小电容到地效果会更理想,有利于得到理想的光电子脉冲波型。R2的阻值根据应用光强的需要选择,为增加线性度可以适当减小,用有源分压器线性度会更好。R3、R4为小值电阻,配合同轴电缆参数选择,达到阻抗匹配。一般R1取MΩ级、R2取100 kΩ级、R3取47Ω、R4取51Ω。
5 测试结果
经测试,本设计完全可以满足高光子计数率的PMT供电要求。高压稳压电源正电压输出由线性稳压器件LM723监控电压稳定度高,负电压输出由比较器LM393监控电压稳定度稍差,但满足1%的线性度要求。下一步将采用其他更好的稳压方式及降噪措施[12]。
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双极控制 篇7
1 资料与方法
1.1 一般资料
选取2007年2月至2009年8月我院心内科安装心脏起搏器的患者64例, 起搏器主要为VVI型。入选患者的平均年龄 (72±7) 岁, 男性28例, 女性36例。其中, 病窦综合征38例, 高度房室传导阻滞16例, 三支传导阻滞10例。心脏起搏电极采用美敦力公司的Vitatron IMK49B被动固定的激素洗脱电极, 电极均为双极翼状电极。电极安置于心右心室心尖部46例, 电极安置于右心室流入道处18例。
患者的年龄、入选时和随访时的心功能分级、左室射血分数、血压及基本药物的治疗情况差异无统计学意义 (P>0.05) , 具有可比性。
1.2 研究方法
使用美敦力公司的心脏起搏器体外程控仪 (PSA) 型号为Medtronic 2090对入选的患者进行随访测试。将入选患者分为单极起搏模式组与双级起搏模式组, 每位入选对象测试起搏阈值、起搏阻抗、R波振幅 (感知功能) 等数据。测试时, 让患者平卧于床上, 将PSA的程控探头放置在患者胸部心脏起搏器囊袋上, 在PSA上观察起搏图形。单腔起搏器心室阈值测定设置起搏脉宽0.4ms, 起搏频率100次/min, 起搏电压3.8V开始起搏, 每3个起搏后电压自动递减0.25V, 同时观察心电监护情况, 直至出现起搏失夺获, 夺获的最低电压即为起搏电压阈值;R波振幅和电极阻抗可用PSA直接测定出结果。
每次测试时分别用PSA设置起搏电极为单、双极工作状态, 再进行上述的测试过程, 记录2种起搏方式指标参数数据。每位患者术后3个月至医院再次测试起搏参数并记录数据。
1.3 统计学方法
所有数据采用SPSS 11.0统计软件包处理。计量资料采用均数±标准差 (x-±s) 表示, 计量资料行正态性及方差分析, 2组数据比较采用配对t检验, P<0.05有统计学意义, 见表1。
2 结果
截止到2009年11月30日, 入选并完成随访检测工作的患者共64例。研究对象的数据, 见表1。采集的数据显示:2种起搏模式的电极阻抗相比较有统计学意义, t值分别为5.27 (手术当日) 和4.41 (术后3个月) , P<0.05, 手术日双极起搏电极阻抗较单极起搏阻抗升高约5.76%, 术后3个月双极起搏阻抗较单极起搏阻抗升高约3.8%, 而单、双极的起搏阈值、电极的感知功能 (R波振幅) 相比则无统计学意义。
3 讨论
双极起搏较单极起搏具有优越性。双极电极导管感知功能的信号/噪声比值较高, 对外部干扰 (尤其是骨骼肌电位) 的敏感性较低, 能够有效地减少干扰信号对起搏系统的影响, 使心脏起搏脉冲按时发放, 确保起搏功能。双极电极也可根据不同起搏器的要求程控为单极起搏模式使用, 而单极电极却不能程控为双极起搏模式, 故临床上植入心脏起搏器双极电极可作为首选[1]。
摘要：目的 观察单极和双极起搏模式下起搏参数的差异。方法 64例植入心脏起搏器的患者随访3个月, 分别在植入心脏起搏器当日及术后3个月测试并记录起搏阈值、R波振幅和电极阻抗。结果 2种起搏方式相比, 双极起搏阻抗升高, 有统计学意义 (P<0.05) , 但两者的阈值和R波振幅无明显差异。结论 双极起搏的电极阻抗高于单极起搏的电极阻抗, 2种起搏方式的阈值和R波振幅无明显差异。
关键词：单极起搏,双极起搏,起搏阈值,R波振幅,电极阻抗
参考文献