馈线参数变化原因分析

馈线参数变化原因分析（共7篇）

馈线参数变化原因分析 篇1

0引言

大功率对数周期天线是我台100k W短波发射机使用的发射天线, 使用中发现发射机反射功率变大。为了使发射机和天线能够匹配更好, 传输效率更高, 运行更加稳定, 保证安全播出, 我们对天线进行了测试, 在与天线出厂的相关参数进行了比对后, 对天线电气参数变化的原因进行了分析, 拟定了天线改造计划。

1对数周期天线工作原理简介

对数周期天线是一种宽频带天线, 结构简单, 频带宽, 因此得到广泛应用, 天线的特性随频率的对数做周期性变化, 而在谐振频率之间, 天线的特性是波动的。

当天线被激励时, 在集合线上产生一个TEM型传输波自天线末端向顶端方向辐射, 这部分长度接近于λ/2的偶极子和它们连接的集合线称为作用区, 对天线的辐射起决定作用。在作用区之前是一些比λ/2短得多的偶极子, 从集合线上耦合的能量很小, 对天线的辐射场贡献不大, 但它们作为集合线的电容负载对天线的输入阻抗和确立天线与作用区的耦合起重要作用。这些偶极子和它们连接的集合线称为传输区, 传输波经过作用区之后, 能量将衰减15d B以上, 所以在作用区以后比λ/2长的偶极子对天线的辐射场也不产生什么影响, 这些长偶极子所在的区域称为非作用区, 当工作频率增高时, 三个区域都向顶端移动, 频率降低时则向末端移动, 但仍然保持结构形式和电尺寸不变[1]。对数周期天线工作原理示意图见图1。

2我台天线基本情况

2.1天线参数及尺寸

我台使用的是斜架式水平对数周期天线, 低频端挂在26m高自立塔上, 高频端挂在4m高自立塔上, 四角挂在地面边吊索地锚拉环上。集合线长48m, 完成对17对短波振子的馈电。整个天线面尺寸为:80m×60m×26m。天线外形图见图2。

电气技术参数:

频率范围:4.5MHz~22MHz;

驻波比:≤2;

天线增益:6d B~8d B;

极化方式:水平极化;

功率容量:≥150k W (M=100%) ;

天线接口:发射机出口与天线连接为300Ω平衡双馈线。

2.2天线振子

天线幕本身设计阻抗为250Ω, 工作频率为4.5MHz~22MHz。选取最长振子一臂为最低工作频率的λ/4, 即16.67m, 通过计算, 可得出每根振子的长度和间距。具体见表1。

2.3变阻线

发射机设计输出阻抗为300Ω, 使用300Ω四导线馈线传输电磁波。由于天线幕本身设计阻抗为250Ω, 与馈线连接必须进行变阻变换, 才能使300Ω馈线与天线幕设计阻抗250Ω的良好匹配。这里我们将馈线和阻抗变换线统称为变阻线。阻抗从300Ω到250Ω的变换采取阶梯变阻线来实现。对于四导线馈线, 可以按照公式:进行计算。D1为正负极导线的间距, D2为两正极以及两负极导线的间距, W为每节的特性阻抗, d为导线线径。四导线馈线示意图见图3。

选取阶梯变阻线的节数n=4, 每节阶梯线的长度L=5.60m, 具体数据如见表2。

变阻线根据其正负特性设计为正正、负负两个单片, 不同的线径用变径压套连接在一起;正正、负负用金属板相连, 正负之间用聚四氟乙烯板支撑。具体形式见图4。

2.4跳线设计

根据电气计算, 天线与馈线之间的连接跳线为四线制, 线径φ20mm;特性阻抗250Ω。跳线上端通过旋转螺套与集合线绝缘板金属帽相连, 下端通过连在跳线压套上的滚花自旋螺钉压紧在第一阶变阻线上;正正、负负间距分别用金属板相连, 正负之间用不同长度的聚四氟乙烯板支撑。具体尺寸及形式见图5。

3天线使用中存在的问题以及原因分析

3.1存在的问题和基本分析

在使用中笔者发现, 天线可以在4.5MHz到22MHz范围内的任意频点满功率 (100k W) 工作, 但是在一些频点与发射机匹配不好, 会造成发射机反射功率过大, 严重时甚至会停机保护造成停播。通过查看抄表记录, 发现该天线大部分频点工作时反射功率都比以前的记录值增大了, 虽然计算驻波比符合天线出厂给定的驻波比小于2的标准, 但是驻波比也在1.6~1.8之间, 既影响发射效率, 也对安全播出带来隐患。部分频率下发射机入反射功率和驻波比测量数据见表3 (入反射功率表未经校准, 仅供参考) 。

对天线匹配不好, 造成发射机反射功率过大的原因分析:

1.天线特性阻抗发生变化;

2.跳线特性阻抗发生变化;

3.四阶变阻线特性阻抗发生变化;

4.300Ω馈线特性阻抗发生变化;

5.振子只有17对, 理论上工作频段内的任一频点不可能都处于最佳谐振状态。

3.2对天馈线实测情况

笔者采用日本安立MS2024A网络分析仪 (Anritsu Ms2024A) , 通过采用不同变比的阻抗变换器, 对馈线和四阶变阻线到天线输入端进行了分段测试, 通过测量相应频率下的驻波比和阻抗的实部、虚部, 找到该天线的四阶变阻线在每阶上较为理想的尺寸。我们对从4.5MHz到22MHz间隔0.5MHz的所有频率以及表三中的10个频率进行测试, 选取典型的10组数据进行分析对比。具体数据 (频率f (k Hz) 、驻波比S、阻抗实部R、阻抗虚部X) 见表4。

3.3数据分析和结论

第一组数据是从发射机馈线出口进行测试, 在低频端和高频端的某些频点驻波系数大于2的现象, 整个频段内最大值达到了2.43, 说明对于300Ω馈线而言, 经过四阶变阻线后馈线输入端的特性阻抗没有达到既定值300Ω。

第二组数据和第三组数据是在300Ω馈线末端、变阻线前端进行测试, 分别接入的是300Ω→50Ω变阻器和250Ω→50Ω变阻器, 两次测量中某些频点的驻波系数大于2, 而且第二组数据的驻波比最大值为2.93, 第三组数据的驻波比最大值为2.71, 说明实际使用的四阶变阻线没有将馈线的特性阻抗从300Ω变换为250Ω, 馈线输入端的实际阻抗值低于300Ω。

第四组数据和第五组数据是在跳线前端进行测试, 分别接入的是250Ω→50Ω变阻器和200Ω→50Ω变阻器, 两次测量中某些频点的驻波系数大于2, 而且第四组数据的驻波比最大值为2.47, 第五组数据的驻波比最大值为2.31, 同理说明实际使用的垂直下引线的下端处特性阻抗低于250Ω。

第六组数据和第七组数据是在集合线输入端进行测试, 分别接入的是250Ω→50Ω变阻器和200Ω→50Ω变阻器, 第六组数据的驻波比最大值为2.5, 第七组数据的驻波比最大值为2.1, 从上述数据可以看出集合线输入端的输入阻抗为200Ω, 与天线出厂时的250Ω有变化。

在忽略传输线长度等对驻波比影响的情况下, 从以上七组数据可以看出, 天线部分频点驻波比过大, 发射机反射功率过大保护这一问题的主要原因是集合线输入端的输入阻抗为200Ω, 与天线出厂时的250Ω有变化, 造成实际工作时天线与发射机阻抗不匹配。

4改造计划

通过上述分析, 解决天线目前存在的问题, 最简单、直接、有效的办法是将馈线特性阻抗从300Ω变换到200Ω, 跳线特性阻抗从250Ω改为200Ω, 这样可以较好地解决天线输入阻抗与馈线特性阻抗匹配的问题, 同时所需改进的内容少, 造价低, 容易实现。实现馈线特性阻抗从300Ω变换到200Ω, 四阶变阻线改进后的具体尺寸数据见表5。实现跳线特性阻抗从250Ω变换到200Ω, 跳线改进后的具体尺寸数据见表6。

通过逐阶的测试和分析, 将四阶变阻线的尺寸进行了改进, 在满足150m长300Ω馈线的功率容量和击穿电压的条件下, 使得在300Ω到200Ω变阻后能够保持很好的驻波比, 从而满足了该对数周期天线的各项指标要求。

参考文献

[1]宋铮, 张建华, 黄冶.天线与电波传播[M].陕西:电子科技大学出版社, 2007-07-01.

馈线参数变化原因分析 篇2

关键词：大功率,对数周期天线,电气参数,变化原因,解决措施

大功率的对数周期天线是国家新闻出版广电总局八七一台100千瓦短波发射机器使用的一种天线, 在具体使用中可以清楚地发现发射机器的反射功率相对较大。为了能够使发射机器和对数周期天线更好地进行匹配和运行, 提高传输效率, 增强其在具体运行中的稳定性, 以确保广播在具体作业中能够安全播出, 笔者对对数周期天线进行了相关测试, 并将其与天线出厂时的相关数据信息进行比对, 得出天线电气参数的变化原因, 并根据其变化原因拟定针对性的天线改造措施。

1 对数周期天线的工作原理

对数周期天线的结构较为简单, 其具备频带较宽的特点, 因此在实际应用中得到广泛的使用, 天线的特性根据频率的变化对对数周期产生一定的影响。然而, 在谐振频率运行期间, 天线的特性是根据其变化进行波动的。当天线被特定情况激励时, 会在集合线上产生TEM型号的传输波, 从天线微端向天线顶端方向发出辐射, 这部分的波长接近于/的偶极子与其连接的集合县被称之为作用区域, 对对数周期天线的辐射起到决定性的作用。在作用区域之前是一些短于/的偶极子, 从集合上的耦合能量较小, 对于天线的辐射作用不大, 但是其作为集合线中的电容负荷对于天线的输入阻抗以及明确天线的耦合作用区具有重要的现实作用。其所连接的集合线与这些偶极子称之为传输区, 传输波在经过作用区域后, 其能量将会减少到15d B以上, 因此, 在经过作用区后相对于/较长的偶极子将不会对天线辐射造成一定的影响, 这些较长偶极子所在的区域则被称之为非作用区域, 在工作的频率较高时, 整体结构形式以及电尺寸则会仍然保持不变。对数周期天线的工作原理如图1所示。

2 大功率对数周期天线电气变化的原因

2.1 存在的原因以及对问题的分析

在具体使用过程中, 笔者清楚地发现, 天线可以在4.5~22MHz内的任意频点进行满功率工作, 但是在一些实际运行中, 出现频点与发射机不能正常匹配的情况时, 就会造成发射机的反射功率过大等现象, 严重时则会出现停机保护导致的停播情况发生。通过对查表记录的翻阅和核查, 能够发现该天线中一大部分频点在进行具体工作时, 反射功率与前期的记录值相对增大了许多, 虽然计算出的驻波小于天线在出厂时所给定的标准, 但是也在1.6~1.8之间, 对发射的效率造成影响, 也对广播工作带来了相应的安全隐患。部分频率下的发射机器入反射功率与驻波比率测量出的数据如表1所示。

对天线出现匹配不好的现象, 以及造成发射机器反射功率较大的原因分析具体如下: (1) 天线的特性阻抗在一定程度上发生了变化; (2) 跳线的特性阻抗发生了一定的变化; (3) 四阶变阻线特性阻抗发生了变化; (4) 馈线特性变阻发生了变化; (5) 由于振子只存在17对, 因此, 在此工作频率内的任意频点皆不能够处于最佳运行状态。

2.2 实施测试天线和馈线

笔者通过使用网络分析设备, 采用不同的阻抗变换器对馈线以及四阶变阻线的输入端进行了测试和分析, 通过对相应频点下的驻波比和阻抗的虚部以及实部进行测量, 并找到适合天线的四阶变阻较为适合的尺寸。笔者对4.5~22MHz之间间隔0.5MHz的任何频率以及表1中的10组频率进行相应的测量, 并选取经典的10组数据进行对比和分析。

2.3 数据的分析和结论

第一组数据是从发射机的馈线口进行测量, 在低频和高频端的某一特定频点驻波的系数出现大于2的情况时, 整个频段内的最大值已经达到2.43, 说明相对于的馈线来说, 经过四阶变阻线后的馈线传输端, 其所产生的特性阻抗没有达到规定标准值的。第二组数据与第三组数据将在馈线的尾端以及变阻线的顶端进行测量, 分别接入→变电阻和→的变电阻, 在进行2次次梁中的某些频点的驻波比系数大于2, 而且第二组的驻波比值最大为2.93, 第三组驻波比值为2.71, 可以明确表现出实际使用的四阶变阻线并没有将馈线的特性阻抗变为, 馈线的输入端的真实阻抗值则低于。第四组与第五组数据在跳线顶端进行测量, 分别接入→变电阻与→变电阻, 第六组中驻波比最大值为2.5, 第七组数据的驻波比最大值为2.1, 从以上数据可有得出集合线端的输入阻抗值是, 与天线在初始出厂时的存在一定的变化。在对传输线的长度进行忽略的情况下, 可以从上述7组数据清楚地看出, 天线其中一部分的频点驻波比较大, 发射机的反射功率变大保护的相关问题, 其主要原因是集合线输入端的阻抗值为, 与天线初始出厂时的发生一定的变化, 因此, 造成实际工作的天线与发射机的抗组值不匹配。

3 结语

通过上述的实际分析, 解决天线存在的问题, 最有效的方法是见馈线特性阻抗将改成, 这样就能够有效解决天线输入的阻抗与馈线特性阻抗存在的不匹配问题。

参考文献

[1]何著, 程皓月.一种对数周期天线的结构改进分析及仿真方法[J].固体力学学报, 2013 (S1) :98-99.

[2]南晓广, 王英杰, 李聪聪.一种自动展开收藏的软对数周期天线[J].河北省科学院学报, 2013 (1) :44-47.

[3]后骥, 魏福显.宽频带小型对数周期天线的设计[J].现代电子技术, 2012 (7) :86-88.

[4]孔庆龙, 许庆丰.一种小型化印刷对数周期天线设计[J].舰船电子对抗, 2012 (5) :79-83.

馈线参数变化原因分析 篇3

煤耗指标的变化不但表征机组运行的经济性,而且还包含了机组内部机械状态完好程度等信息,所以煤耗是衡量机组运行经济性最合适的指标[1]。对机组进行煤耗分析有助于机组运行人员选用合适的运行或调整方式,使机组时刻处于最佳或接近最佳运行状态,从而提高机组的运行经济性。因此,研究电厂汽轮机主要运行参数变化与煤耗影响的关系,具有重要的意义。

目前,研究热力系统节能的方法主要有:常规热平衡法、矩阵法、火用分析法、循环函数法、等效焓降法等。随着各种技术的深入应用,这些方法的优劣之处也越来越明显。常规热平衡法通俗易懂,条理清晰,但是由于对加热器从高压到低压逐级求解抽汽量时,热平衡方程越来越复杂,内在规律越来越难觅;矩阵法是在热平衡法一次建模上的二次建模,体现了数形结合的思想,非常适用于计算机编程,但是目前还不够完善;火用分析法是热力学第二定律的分析方法的典型代表,但由于在这种方法中需要用符号计算机对高阶矩阵求逆矩阵,所以发展还是受到限制;循环函数法的出现大大减少了计算工作量,但当热力系统进行更改时,计算端差等参数的影响很不方便;等效焓降法是一种定流量的分析方法,可以将其分为整体算法和局部算法,最大的优点就是可以方便地计算出局部热力系统变化对整机热力系统的影响。

对于机组热经济性的研究工作,一直有人在做。文献[1]在统一物理模型的基础上,建立了汽轮机进汽参数变化对机组运行经济性的数学模型;文献[2]以热经济性状态方程为基础,采用偏微分法得到了背压变化对机组热经济性影响的计算模型;文献[3]则是以统一物理模型和数学模型为基础,根据多元扰动理论,得到了再热蒸汽温度变化对机组热耗率的计算模型;文献[4]采用等效焓降法给出了火电机组各参数变化与煤耗变化的关系式;文献[5]则采用等效焓降法初步定量地计算了火电机组各参数煤耗变化的程度。其中,文献[4,5]采用的等效焓降法是局部定量计算的典型方法,计算方便易行,且适用面很广,但是,文献[4]虽给出了火电机组各参数变化与煤耗变化的关系式,但并未对其影响度做定量计算;而文献[5]仅对汽轮机的主蒸汽参数影响机组煤耗量做了定量研究,其他对于机组中汽轮机的主要运行参数,如再热汽温、排汽压力、给水温度对煤耗的影响程度并没有分析,本文在此基础上采用等效焓降法对这些参数做了定量分析。

1 煤耗增量的计算模型

热力设备经济性的变化可用绝对变化和相对变化来表示。在热经济性变化时,某一分热效率的相对变化与总热效率产生的相对变化是相同的,即:

δηi=δηe=δηcpδηb=δηcp

式中:δηi为汽轮机内效率相对变化量;δηe为汽轮机发电机组绝对内效率相对变化量;δηcq为电厂热效率相对变化量;δηb为锅炉效率相对变化量。

当任一热经济指标相对变化后,就能直接求出煤耗指标的相对和绝对变化值。

式中:[Δbb]i为某参数偏离目标值引起的标准煤耗绝对变化量;[δη]i为某参数偏离目标值引起的某分效率相对变化量;[δη]i为某参数偏离目标值引起的热耗率相对变化量;bb为发电标准煤耗率。

2 电厂汽轮机主要运行参数与煤耗的关系

2.1 主蒸汽压力变化引起煤耗增量

保持主蒸汽温度t0、排汽压力pc、再热蒸汽参数不变,如果主蒸汽压力下降,则整机理想焓降下降,汽轮机汽耗率将增加,机组功率也随着主蒸汽压力的下降而降低,经济性必然降低。在汽轮机带负荷运行中,当主蒸汽压力由p1变化到时p'1,由主蒸汽压力降低而造成的机组做功能力损失为:

式中:H1为汽轮机高压缸理想焓降实际值;H2为汽轮机高压缸理想焓降基准值;K为等效焓降相对于理想焓降的比例。

轮机相对内效率变化为:

整个机组的热效率变化为:

式中:ηcp0为变化前的机组效率。

由式(1)可以得到,主蒸汽压力变化,使机组煤耗量变化为:

2.2 主蒸汽温度变化引起煤耗增量

保持主蒸汽压力p0、排汽压力pc、再热蒸汽参数保持不变,如果主蒸汽温度下降,则整机的理想焓降下降,排汽湿度增加,机组内效率下降,机组功率也随着主蒸汽温度的下降而降低。在机组运行中,当主蒸汽温度由t1变化到t'1时,由主蒸汽温度降低而造成的机组做功能力损失为:

与主蒸汽压力变化的分析方法一样,主蒸汽温度变化,使机组煤耗量变化为:

2.3 再热蒸汽温度变化引起煤耗增量

与主蒸汽温度变化一样,再热蒸汽温度变化对机组的经济性也有很重要的影响。在机组运行中,当再热蒸汽温度由t1变化到t1'时,由再热蒸汽温度降低而造成的机组做功能力损失为:

汽轮机内效率相对变化为:

由式(1)可以得到,再热蒸汽温度偏离基准值时,使机组煤耗量变化为:

2.4 排汽压力变化引起煤耗增量

汽机排汽压力变化对机组做功的影响主要集中在2个方面,其一是排汽焓变化,引起机组有效焓降做功量的变化,其二是凝结水温度的改变,从而使得最末一个低压加热器抽汽量发生变化,影响了做功量。

(1)当机组排汽压力升高时,机组排汽焓变化,Δhc=hc‘-hc化,它直接导致新蒸汽做功变化为:

ΔH01=-αc(hc'-hc)(12)式中:αc为凝汽份额;hc为汽轮机的排汽压力基准值;hc'为汽轮机的排汽压力变化后值。

(2)凝结水温上升引起的新蒸汽做功变化为:

式中:αn为通过第一级加热器的凝结水流量份额;η1'为排汽压力变化后第一级加热器的抽汽效率。

当第一级加热器是疏水放流式时:

当第一级加热器是汇集式加热器时:

(3)小机排汽压力也会因为排汽压力变化而随之改变,所以为了补偿排汽压力变化对其做功的影响需要通过调整小机的进汽流量份额,这部分补偿小机的进汽流量Δαxq引起的有效焓降的变化为:

式中:;hcq为小机的排汽压力基准值;h'cq为小机的排汽压力变化后的值。

(4)小机的排汽压力改变引起有效焓降的变化为:

综上,排汽压力变化引起汽轮机的新蒸汽做功量,即等效焓降变化为:

汽轮机内效率的相对变化:

由式(1)可以得到,排汽压力变化,使机组煤耗量变化为:

Δbb=-bbδηi (18)

2.5 给水温度变化引起煤耗增量

由于停用高加后,给水温度、给水比焓降低,蒸汽的循环吸热量增大,使汽轮机的内效率降低,全厂热效率降低,标准煤耗增加。给水温度变化偏离目标值对机组经济性的影响为:

汽轮机热耗率相对变化为:

式中:d为新蒸汽的汽耗率基准值;q0为新蒸汽比热耗基准值;d'为新蒸汽的汽耗率变化后的值;q'0为新蒸汽比热耗变化后的值。

由式(2)可以得到,给水温度变化,使机组煤耗量变化为:

3 实例计算

煤耗分析是指定量计算机组运行中某些参数偏离基准值时,影响标准煤耗的变化量。本文以N300-16.65/537/537-I型汽轮机运行数据为例,利用上述计算模型,将机组运行的变化值和机组的基准值比较,计算出机组的煤耗率,并能够得出运行参数对机组经济性影响的重要程度。某300 MW火电机组主要运行参数变化引起的煤耗变化量汇总表如表1所示。

4 结语

本文以热量平衡计算为基础,推导出各参数变化对煤耗影响的关系式,并定量地计算出运行参数偏离目标值时对电厂煤耗的影响量,为运行人员及时调整运行方式提供依据,使机组能够在最佳运行条件下安全有效运行。

参考文献

[1]李岩,武庆源,王鹏,等.汽轮机进汽参数改变对机组经济性的影响[J].东北电力技术,2010,31(7):4-8.

[2]闫顺林,郝智元,李永华,等.背压变化对机组热经济性影响的计算模型[J].华东电力,2008,36(9):102-105.

[3]闫顺林,兰红颖,申赫男,等.再热汽温变化对机组热耗率影响的修正分析[J].电力科学与工程,2012,28(9):68-71.

[4]陈鸿伟,李字.火电机组可控参数变化与煤耗的关系[J].热力发电,2002,31(4):29-33.

[5]司瑞才.火电机组主要可控参数变化的耗差分析[J].锅炉技术,2012,43(1):13-16.

[6]殷冠军,张小桃,王爱军,等.供电煤耗率对标基准模型及其节能潜力研究[J].热力发电,2012,41(3):22-25,36.

[7]刘凯锐,杨俊保.基于耗差机理的300MW机组运行参数与煤耗分析[J].节能,2011,30(10):7-11.

[8]魏星,邓楠.凝汽器传热端差对机组经济性的影响[J].东北电力技术,2007,28(7):49-50.

馈线参数变化原因分析 篇4

场地地震动参数的确定是工程场地地震安全性评价的主要目标,其结果为建设工程抗震设防提供了重要的依据。局部场地条件作为影响地震动的重要因素是不容忽视的,而场地土层的剪切波速又对场地条件有着很大的影响。目前,剪切波速的测试方法主要有单孔法、跨孔法和面波法。在实际测试工作中,又由于项目成本、施工要求、测试条件等因素的影响,使得测试难免会产生误差,会给确定场地地震动参数带来影响。因此,分析剪切波速的变化对场地地表地震动参数的影响就有着重要的现实意义。

本文选取太原盆地几个相同场地类别的工程场地的工程地质勘探及土层剪切波速等资料,把剪切波速实测值按5%,10%,20%比例进行放大和缩小,侧重分析剪切波速的变化对场地地表峰值加速度、加速度反应谱的影响,为进一步合理确定太原盆地及同类地区地震安全性评价工作中的场地地表地震动参数提供参考依据,为防震减灾服务。

1 研究场地的基本资料

本文以太原盆地两个相同场地类别(Ⅲ类场地)的工程场地为研究对象,获取其工程地质勘探及土层剪切波速等资料。研究场地基本情况见表1,地震钻孔综合柱状表见表2,表3。

2 计算模型的建立及土层反应分析

2.1 计算模型的建立

首先由基岩水平加速度峰值、基岩水平加速度反应谱和由区域地震环境确定的持时参数,利用拟合技术得到满足该反应谱的基岩水平加速度时程;本文根据工程场地的地震钻孔资料和地层分布情况建立工程场地土动力学模型,选取符合条件的基岩加速度时程,将加速度峰值调整为50gal~300gal,然后将适合的基岩加速度时程减半为输入,进行土层反应分析。

2.2 土层反应分析

经过对工程地质勘探及地震钻孔DZK1,DZK2等资料的综合分析,将同一钻孔各地层的剪切波速实测值分别按5%,10%,20%比例进行增大或减小建立7种土层反应分析模型,选取符合条件的3组地震波作为输入地震动,进行土层反应分析,得到各地表峰值加速度Amax及地表加速度反应谱的特征周期Tg(s),如表4,表5所示。

3 剪切波速变化的比较分析

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剪切波速的变化对场地地震动参数有哪些影响,本节主要从地表峰值加速度及反应谱特征周期两个方面,将调整后的剪切波速计算结果与实测结果进行了对比分析。表6给出了地表峰值加速度的比较分析,表7给出了反应谱特征周期的比较分析。

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4 结语

本文以太原盆地两个相同场地类别(Ⅲ类场地)的工程场地为研究对象,把剪切波速实测值按5%,10%,20%比例进行放大和缩小,建立计算模型,进行土层反应分析,对剪切波速变化带来的影响进行分析,本文的分析结果如下:

1)土层剪切波速的放大和缩小对地表峰值加速度与反应谱特征周期都有影响。

地表峰值加速度随着土层剪切波速的放大和缩小也同时放大和缩小;而反应谱特征周期会随着土层剪切波速的放大和缩小变得缩小和放大。

2)土层剪切波速缩小对地表峰值加速度、反应谱特征周期的影响要比土层剪切波速增大时影响程度稍大。

3)土层剪切波速的变化对场地地表地震动肯定有影响,但影响场地地表地震动参数的因素还有很多,例如计算模型的建立、土动力学参数等,如何合理的确定场地地震动参数仍然是今后工作中需要不断解决的问题。

参考文献

[1]薄景山,李秀领,刘德东,等.土层结构对反应谱特征周期的影响[J].地震工程与工程振动,2003,23(5):42-45.

[2]李小军,彭青.不同类别场地地震动参数的计算分析[J].地震工程与工程振动,2001,21(1):29-36.

[3]吕悦军,彭艳菊,兰景岩,等.场地条件对地震动参数影响的关键问题[J].震害防御技术,2008,3(2):126-135.

馈线参数变化原因分析 篇5

对填料有粘性力时, 应考虑粘性力对土压力的影响。在挡土墙土压力计算中, 将粘聚力考虑到内摩擦角这一参数内, 按照砂性土的计算公式计算其土压力[2]。挡土墙的稳定性有抗滑稳定性和抗倾覆稳定性。

挡土墙的抗滑稳定系数Kc计算式:

式中:Kc-抗滑稳定系数;W-挡土墙重力;Ex, Ey-主动土压力的水平和垂直分量;f-基底摩擦系数。

挡土墙绕墙趾的倾覆稳定系数K0计算式:

式中:Zw-W对墙趾的力臂;Zx, Zy-Ex, Ey对墙趾的力臂。

从公式 (1) 、 (2) 、 (3) 可以看出, 对挡土墙结构稳定性影响, 除了挡土墙结构本身和地基外, 还有挡土墙墙背填土的物理参数。通过大量的工程实践, 挡土墙墙背填土对挡土墙结构稳定性的影响参数主要有:墙背填土容重、墙背填土内摩擦角和墙背与墙背填土摩擦角。由于各种因素的影响, 使这些填土参数发生变异, 与设计时采用的填土参数不合, 导致有的挡土墙不能达到其功能要求。

本文应用正交设计试验能考虑多种因素同时变化、计算量小和分析结果正确合理的特点, 对挡土墙墙背的填土参数可能出现的变异值, 进行正交设计试验计算, 可以得出每一参数变化时的对挡土墙稳定性的影响, 这与工程实际中挡土墙墙背填土参数有变异情况相符合。通过计算在参数变化情况向下挡土墙的抗滑稳定系数Kc和倾覆稳定系数K0, 采用综合评分法, 分别给予抗滑稳定系数Kc和倾覆稳定系数K0一个权值, 以计算的总分作为挡土墙稳定性指标, 以极差分析和方差分析的方法, 分析挡土墙稳定性对土的参数变化的敏感性。

1正交试验设计及其分析方法

1.1正交表

正交试验设计的主要工具是正交试验表。正交试验表是利用“均衡分散性“与”整齐可比性“这两条正交性原理, 从大量的试验点中挑选出适量具有代表性的试验点制成有规律排列的表格。

正交表有两条重要的性质[3]: (1) 每列中不同数字出现的次数是相等的。如L9 (43) , 每列中出现不同的数字是1, 2, 3, 它们各出现3次。 (2) 在任意两列中, 同一行的两个数字看成有序数对时, 每种数对出现的次数是相等的。由于正交表的这两个性质, 用它来安排实验时, 既能减少实验次数, 同时各因数的各种水平的搭配均衡这是正交表的优点。

1.2正交试验设计的分析方法

正交试验设计的分析方法有对实验结果的直观分析和方差分析。

1.2.1直观分析

对多指标直观分析的方法, 常用综合平衡法和综合评分的方法, 然后利用极差分析, 分析因素对试验指标的影响。 (1) 综合平衡法。综合平衡法就是先确定考察指标的重要性, 然后分别考察每个因素对重要指标的影响大小, 再综合考虑对其他次要指标影响大小基础上确定最重要的影响因素。 (2) 综合评分的方法。综合评分法是根据各个指标的重要性, 分别给每个考察指标一个权值。然后根据影响因素计算出利各个指标值的大小, 用每一个指标计算值与其权值的乘积之和作为评价分数, 以这个分数作为这个计算结果的总指标。利用极差确定对指标影响最大的因素。极差为同一列中, 各水平所对应的平均值中最大者减去最小者, 即:

式中:Rj-j水平的极差;kij-i因素在j水平时的平均值。

一般来说, 各列的极差是不同的, 说明了各因素的水平变化对试验指标的影响是不同的。极差越大, 说明这个因素水平改变对实验指标的影响越大。

直直观观分分析析法法的优点是直观、简单、易做、计算量少。

1.2.2方差分析

通过方差分析, 不仅可以确定不同因素、不同水平对试验指标影响的大小, 同时还可以消除试验误差带来的影响。

2计算示例

挡土墙结构的稳定性包括抗倾覆稳定性和抗滑移稳定性两个方面。通过大量的工程实践, 挡土墙墙背填土对挡土墙结构稳定性的影响参数主要有:墙背填土容重、墙背填土内摩擦角和墙背与墙背填土摩擦角, 且这3个参数服从正态分布。本文采用文献[3]中表1的参数 (见表1) , 对文献[1]中的挡土墙设计示例的衡重式挡土墙进行计算。在计算时, 除了给出的参数外, 其他参数是不变的。

在影响参数可能出现的变异值中, 分别取最小值、中间值和最大值组成3个水平, 具体数值如表2所示。

2.1正交试验表选择

这是一个3因素3水平的问题, 选择L9 (34) 作9次计算, 把表1中的3个因素依次放在表的前3列, 把各列的水平和该列相应因素的具体水平对应起来, 得出具体的实验表, 如表3所示。

2.2计算稳定性总分

按照正交试验表所列的方案, 利用纬地挡墙设计软件, 计算挡土墙的抗滑稳定系数Kc和倾覆稳定系数K0。计算结果如表2所示。

综合评分法是根据各个指标的重要性, 给每一个计算结果评出一个分数, 作为这个计算结果的总指标。对于抗滑稳定系数Kc和倾覆稳定系数K0对挡土墙的稳定性影响。考虑抗滑稳定系数Kc和倾覆稳定系数K0对挡土墙的稳定性的重要性, 分别用其安全系数的控制指标值作为其权值。即抗滑稳定系数Kc的权值为1.3, 倾覆稳定系数K0的权值为1.5。则这个权给出的每一个计算结果的总分为:

总分=11..33 KKÁÁÁ111...555 KKÁÁÁ ( ( (555) ) )

计算结果如表3所示。以综合评分法计算的总分作为挡土墙稳定性指标。

2.3正交试验结果分析

2.3.1极差计算分析。Kij, i表水平数, j表因素, K11表示A因素第一个水平下计算值总分之和;K23表示C因素第二个水平下计算值总分之和;K32表示B因素第三个水平下计算值总分。

kij为各水平计算值总分的平均值, 即kij=kij/3例如k11=k11/3=30.43/3=10.14, 其他值见表3。

由公式 (4) 计算得:R1=10.14-9.83=0.31, R2=7.74, R3=0.62。

由于各因素在不同水平下的差异大, 表明该因素对指标影响大, 则可按极差大小顺序排出因素主次、、。说明挡土墙墙背填土对挡土墙稳定性影响最大的是挡土墙墙后填土内摩擦角, 其次是挡土墙墙背与其墙后填土摩擦角, 挡土墙墙背填土容重

的影响最小。

2.3.2方差分析

极差分析为直观分析, 这种方法比较简单易懂, 只要对结果作少量计算, 便可得到填土参数变化对挡土墙稳定性影响程度, 但不能估计试验计算过程中必然存在的误差大小。也就是说不能区分某因素各水平所对应的差异到底是由因素水平不同所引起的, 还是试验所带来的误差。而方差分析刚好能弥补直观分析的不足。

(1) 方差分析计算

(2) 方差分析显著性检验

各因素的离差平方和的大小排列顺序为:>>, 与极差分析结果相同。由于计算挡土墙稳定性的指标越大越好, 从表4中F值与临界值的比较看出, 因数和因数的影响是不显著的, 参数的影响是高度显著的。

3结论

3.1本文通过正交试验的方法, 根据填土的变异系数安排挡土墙墙背填土参数。利用挡土墙计算软件计算挡土墙的抗滑移稳定系数和抗倾覆稳定性系数。通过综合评分法给其一个权值, 计算各参数的总分, 以这个总分作为挡土墙稳定性指标。

3.2利用极差分析方法对稳定性指标分析比较, 挡土墙墙背填土对挡土墙稳定性影响最大的是挡土墙墙后填土内摩擦角, 其次是挡土墙墙背与墙后填土摩擦角, 挡土墙墙背填土容重的影响最小。

3.3通过对稳定性指标方差分析, 挡土墙墙背填土的容重对挡土墙的稳定性影响非常小, 可以忽略不计;墙后填土内摩擦角对挡土墙的稳定性影响非常显著;墙背与墙后填土摩擦角对挡土墙的稳定性影响不显著, 但是不能忽略。在挡土墙设计和施工中, 应对这二者加以重视, 选择参数变异性小的填土, 使挡土墙的稳定性得到保证。

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馈线参数变化原因分析 篇6

近年来, 与热力参数相关的通流部分的故障, 如阀杆和叶片的断裂、汽流通道结垢及磨损等逐步受到重视[1,2]。而在通流部分发生故障时, 最直接的反映是温度、压力、流量等热力过程参数的变化, 进而引起汽轮机相对内效率的变化。因此, 通过监测通流部分的热力参数来判断通流部分的运行情况, 可作为一种检查设备故障和缺陷的辅助诊断工具。再综合以热力参数变化值为基础的定量计算, 就可以分析通流部分的具体故障位置、程度和原因。为此, 针对某电厂运行性能的下降, 根据机组热力参数的变化, 进行定性分析和定量计算, 判断出通流部分结垢的具体位置和程度。分析通流部分结垢的可能原因及预防方法, 并提出在调节级后加装汽水品质测点为超临界机组提供检测途径。

1 对通流部分流动公式的分析

对汽轮机通流部分的诊断需要分析级组汽流通道内流动情况, 因此有必要首先对常用的蒸汽参数与流量之间的关系式进行比较分析。

1.1 斯托多拉公式

斯托多拉根据试验结果得到流量与级组后压力呈椭圆曲线关系[3], 经过化简得到的数学表达式为:

式 (1) 中:G为通过级组的流量;p0和pz分别为级组前、后蒸汽压力;v0为级组前蒸汽比容;A为级组通流面积;k1为系数 (变工况前后k1值不变) 。

在通流面积不变的情况下, 对于临界工况或者级组压比pz/p0小于一定值时, 流量可近似视为与级组前压力成比例。

1.2 理论推导公式

根据流量方程和能量方程, 经过理论推导[4]可得通过级组的流量与蒸汽参数存在如下关系:

式 (2) 中:n为多变指数;η为级组效率;κ为绝热指数;k2为系数 (工况变化不大时k2值近似不变) 。

若根据实际情况, 取过热蒸汽κ=1.3, 级组效率η=0.9, 则式 (2) 中n≈1.8。

1.3 不可压缩分析公式

对于某一级组, 根据连续性方程, 通过汽流通道的蒸汽流量可为[4]:

式 (3) 中:μ为流量系数。

由于可以将过热蒸汽看作理想气体, 根据其定熵过程, 有:

对上式进行微分, 化简可得到:

若将蒸汽视为不可压缩气体, 即dv/v=0, 则κ→∞。同时忽略流量系数的变化, 式 (3) 即可化为不可压缩流量公式:

式 (6) 中:k3为系数 (变工况前后k3值不变) 。

1.4 3个分析公式的比较

式 (1) 、式 (2) 、式 (6) 均说明通过某一级组通流部分的流量仅与通流面积和蒸汽参数有关;3个公式均可作为各级组通流部分的流动分析公式, 通过监测蒸汽参数的变化对汽轮机各级组进行运行监测和通流部分分析诊断。

对式 (1) 、式 (2) 、式 (6) 的比较可以看出, 3个公式的区别在于系数k和级组压比的指数。其中, 式 (1) 通过实验获得, 是一个近似公式, 压比的指数为2;式 (2) 通过理论推导获得, 压比的指数为1.8;而式 (6) 通过将蒸汽看作不可压缩气体简化获得, 压比的指数为1。相比之下式 (6) 较为简单, 但其计算精度还需要通过实例计算进行验证。

为此, 选取了某630 MW机组大修刚刚结束时主汽阀阀位指令同为86%的3个工况 (调节阀门开启个数不变) , 且分别用式 (1) 、式 (2) 和式 (6) 计算调节级、高压缸第一级组及中压缸第一级组在不同工况下与工况1的流量差值百分比ΔG, 得出了最大误差。针对所选工况, 可忽略通流面积的变化。具体计算结果如表1所示。

通过不同工况下不同级组的流量差值百分比的计算可以看出, 式 (1) 、式 (2) 、式 (6) 的计算结果接近, 3个公式间的最大误差小于2%, 这说明级组压比的指数项对公式的分析结果影响较小。因此, 将蒸汽视为不可压缩对计算结果产生的误差较小, 在实际应用中采用不可压缩分析式 (6) 对变工况条件下各级组通流部分进行理论计算是可行的。当高压缸调节级和第一级组同时发生通流面积变化时, 调节级后压力受到调节级和第一级组的一对相反影响;喷嘴调节时调门开度的变化也会对调节级压力产生影响。单独使用式 (1) 、式 (2) 和式 (6) 通过压比变化分析判断调节级通流结垢程度比较困难。对于喷嘴配汽机组, 当考虑调门开度变化, 在相同计算精度的前提下, 形式较为简单的式 (6) 更便于现场的实际应用和定量分析, 因此选用不可压缩公式作为本文分析汽轮机通流部分流动情况的基本关系式。

2 对机组的诊断

2.1 机组的基本情况

某型号为N630-24.2/538/566的超临界机组在某次大修后的18个月内再次出现出力下降、调节级后压力逐渐上升等现象。为具体分析各参数的变化趋势, 选取主蒸汽流量同为1 500 t/h的工况绘制阀位指令、调节级后压力的变化曲线, 如图1所示。选取阀位指令同为86%的工况绘制效率变化曲线, 用于表现效率的相对变化趋势, 如图2所示。

其中高压缸效率根据主蒸汽压力、温度和高压缸排汽压力、温度的测量值求得, 第一级组效率根据调节级后压力、温度和一抽压力、温度的测量值求得。根据图1和图2可得到以下结果:在主蒸汽流量同为1 500t/h情况下, 高压缸效率下降将近3个百分点;调节级后压力逐步上升, 上升约5.07%;主汽阀阀位指令上升显著, 在18个月内上升约5.88%, 说明为保证主蒸汽流量, 需不断开大阀门;而监测时还发现主蒸汽压力随着阀门开度增大而逐渐下降, 这使得对问题的分析更加复杂。

为进一步分析造成高压缸效率下降、调节级压力上升的原因, 又对高压缸第一级组的效率进行监测, 如图2所示。可以看出, 大修后的18个月时间内, 第一级组效率下降约6个百分点。此外, 通过对监测数据的计算发现第一级组通流面积下降3.33%, 而其他级组当量通流面积的计算结果平稳波动, 未发现较为明显的变化。

2.2 定性分析

过监测段温度压力对相对内效率 (包括各汽缸及各级组) 和通流面积进行计算, 并以此作为诊断依据, 反映机组在一段时间内的运行状况。相对内效率是汽轮机的一个重要技术指标, 它反映了汽轮机通流部分的完善程度, 通过级组进出口压力、温度计算它的变化, 能及时了解通流部分工作情况。而通流面积可以通过对监视段压力、温度的测量来监视汽轮机内部的通流情况, 并以此为依据, 判断汽轮机内出现的一些不正常现象, 如叶片的断裂、通流部分的结垢等。对于该机组, 大修后约18个月的时间内, 第一级组效率和通流面积均明显下降, 由此可以初步判断, 高压缸第一级组可能存在结垢。

此外, 对中低压缸各参数变化趋势的分析排除了中低压缸故障的可能性。高压缸第一级组结垢会造成调节级后压力升高 (图1) , 流量减小。为保证一定的流量, 需要不断开大主汽阀 (图1) ;而阀门可能会在开启过程中造成主汽流量过大, 引起调节级压力升高更多。这样就要通过降低主汽压力维持主汽流量并缓解调节级压力过大, 这也解释了监测参数时主汽压力随着主汽阀开度增加反而下降的现象。

这种依靠热力参数的定性分析具有分析简单、监测容易等优点, 可用于初步判断, 但仅从相对内效率和监视段压力来判断通流部分故障是不全面的, 具体故障类型及原因还需结合理论计算进行进一步分析。

2.3 定量计算

通流部分的故障最终会引起通流面积的增大或减小, 因此, 应该选择能够反映汽轮机各级通流面积变化的物理量作为诊断的指标, 即当量通流面积。由于前文已验证将蒸汽视为不可压缩对计算结果的影响在工程应用允许范围以内, 因此, 为量化结垢、腐蚀等对蒸汽流道造成的影响, 由式 (6) 导出一个含当量通流面积项的不可压缩分析公式[5,6]:

式 (7) 中:G为主蒸汽流量;pT, TT分别为主蒸汽压力和温度;A1st为调节级当量通流面积;p1st为第一级 (这里指调节级) 级后压力;pv为主汽门后 (调节级前) 压力。

根据上述公式可对本文中调节级通流部分进行分析, 已知在主蒸汽流量同为1 500 t/h工况下调节级后压力升高约5.07% (图1) , 主蒸汽压力下降, 造成调节级前压力下降4.18%。可得具体计算结果如表2所示。

从表2中可以看出大修后的与投运初期相比下降9.07%, 将该结果带入式 (7) 可得:

通过上述计算可得, 理论上调节级当量通流面积应增加13.25%。但是通过阀位指令上升曲线和对通流面积的监测可以得到的实际情况是:阀位指令上升5.88%对应调节级当量通流面积上升5.92%。说明实际当量通流面积比理论计算要小7.33%, 证明调节级也存在结垢。调节级结垢造成调节级后压力下降, 通过上述分析可知调节级结垢将造成通流面积下降7.33%, 带入式 (7) 可得:

通过计算可以看出调节级结垢造成姨1-p1st/pv上升11.51%, 对应p1st下降17.2%, 增大主汽阀阀门开度, 可以恢复p1st至原值。相反, 第一级组结垢会使p1st升高, 通过统计数据可知第一级组当量通流面积下降3.33%, 忽略1级组压比的变化可得下式:

式 (10) 中:G2nd, T2nd分别为调节级后蒸汽流量和温度;A2nd为第一级组当量通流面积。

即第一级组当量通流面积下降3.33%, 造成p1st上升3.33%, 而调节级后压力升高, 会减小调节级前后压差, 造成流量减小。为保证一定流量, 需继续增大阀门开度, 减小调节级后压力, 通常调节级后压力会比原值高, 所以最终调节级后压力是不断升高的。

通过以上分析可以看出, 对该机组的诊断结果为调节级和第一级组结垢;它们会对调节级后压力形成相反的影响, 给故障诊断带来一定难度。

通过对级组进出口压力温度的监测计算各级组效率和通流面积, 定性分析机组通流部分的完善程度;通过对主蒸汽流量保持不变时主蒸汽压力、温度、调节级压力及高压缸排汽压力的监测, 采用不可压缩分析公式来定量计算当量通流面积的变化, 并与调门开度变化时调节级通流面积理论计算值比较, 能够较为快速准确地分析调节级通流部分的运行状况, 便于现场的应用。

3 对诊断结果的分析

通过定性分析热力参数的变化可以初步判断出第一级组存在结垢, 但是未能有效地诊断出调节级动叶的结垢问题。这是因为第一级组结垢会抬高调节级后压力, 而调节级动叶结垢会造成调节级后压力下降、流量减小, 为保证流量一定就必须增大阀门开度, 但同时又会使调节级后压力有所升高, 这就形成了一对相互抵消的作用力。

而结合当量通流面积模型进一步进行定量诊断, 则可分析出调节级亦存在结垢。机组大修后18个月再次揭缸, 发现调节级和高压缸第一级组则存在严重的“珊瑚礁”状结垢。这与诊断结果相吻合, 证明了上述基于热力参数变化进行通流部分结垢诊断的方法是可行有效的, 为机组优化运行和通流部分状态监测提供了相应的理论依据。

4 结束语

(1) 汽轮机组热力参数对汽轮机通流部分故障的反应十分敏感, 它们能反映通流部分的内部状况, 与各种故障的类型和程度存在着确定的关系。

(2) 通过实例对比3个通流部分流动分析公式, 计算结果接近, 验证了在对汽流通道内流动情况的分析中, 将蒸汽视为不可压缩而得到的分析公式不仅形式简单, 应用限制条件较少, 且误差在允许范围, 可应用于工程实际。

(3) 调节级结垢和第一级组结垢会对调节级后压力形成相反影响, 给诊断带来一定难度。采用基于热力参数变化的理论计算可以定量诊断出通流部分结垢的具体位置及原因。说明可通过多个热力参数的变化规律来明确汽轮机通流部分的运行状况。

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馈线参数变化原因分析 篇7

重合器与电压-时间型分段器配合的馈线自动化系统是无主站馈线自动化系统的典型代表,具有造价较低、动作可靠等优点[1,2,3,4],在国内外已得到较好的推广应用。使用该系统的关键在于重合器和电压一时间型分段器参数的恰当整定,若整定不当,不仅会扩大故障隔离范围,也会延长健全区域恢复供电的时间。研究重合器与电压-时间型分段器配合模式的参数整定方法,开发面向用户与计算机交互操作的高水平、高效率、高质量的参数整定软件意义重大。

文献[1]论述了这类馈线自动化系统的整定方法,但是仅仅适用于辐射状和“手拉手”环状配电网。文献[2]提出了辐射状、“手拉手”环状和多分段多联络的简单网格状配电网时的参数整定方法。但在线路分支开关较多时,故障处理过程较长。文献[3]提出了网络分层模型以及分段器整定算法。文献[4,5]提出该类馈线自动化的计算机建模与整定方法,开发了有良好人机界面的参数整定软件。但是没有解决网络中多个联络开关互为备用的网型下的整定问题。此外,上述文献均没有论述如何对整定计算出的结果进行故障模拟验证的问题。

本文改进重合器与电压-时间型分段器配合的馈线自动化系统整定规则,提出开关整定参数验证方法,得到并显示故障发生后“断面”。给出故障发生后网络各类开关计时启动的程序处理方法,在VC++环境下开发友好的软件,人机交互完成对整定参数的校验工作。

1 电压-时间型馈线自动化系统参数整定

1.1 电压-时间型馈线自动化系统

重合器与电压-时间型分段器配合的馈线自动化系统运行的关键在于整定出合适的分段开关X时限和联络开关XL时限。X时限的意义是分闸的分段开关当一侧检测到带电以后自动合闸的等待时间,XL时限的意义是起联络作用的分段开关检测到一侧失电以后自动重合的等待时间。

系统采用带有二次重合功能的电源开关与电压-时间型分段开关配合的运行方式。处理故障过程[6,7,8,9,10,11,12]如下:线路故障发生,电源开关检测到过流跳闸,各分段开关由于失压而依次分闸,线路失电;当一次重合动作时间到时电源开关合闸,电压-时间型分段开关检测到一侧带电开始计时,当X时限到开关合闸,将电送至下一级线路;当开关依次闭合,合至故障线路,将导致电源开关再次跳闸,沿线分段开关由于失压而分闸,故障线路两侧开关闭锁(上游分段开关由于带电时长不超过故障检测时间锁定为分,下游分段开关由于“低压闭锁”功能锁定)将故障区域进行隔离;电源开关二次重合时间到开关合闸,沿线分段开关依次闭合,故障上游区域恢复供电;联络开关XL时限到开关合闸,同样,与之相连的分段开关依次合闸,受影响区域恢复供电。

1.2 分段开关参数整定规则及实现方法

系统中开关分为电源开关、起分段作用的分段开关以及起联络作用的联络开关。

(1)分段开关X时限的整定规则为在任何时刻只能有一个分段开关合闸。其算法实现为采用广度优先搜索算法,从电源点出发,将接线图中的节点支路以及分支路划分为不同的层,按照层数遍历访问,得到分段开关的访问次序,确定分段开关的动作时限。

(2)联络开关时限的整定规则为联络开关的动作时限应大于其两侧配电线路发生永久故障后,电源点重合器2次重合与分段开关顺序重合进行的故障处理过程的最长持续时间。其算法实现为分别计算联络开关两侧线路发生永久故障后系统隔离故障并恢复供电的处理时间,取数值大的时间判断联络开关的动作档位。

(3)对于多供电途径的非典型接线方式,即存在多个备用电源为当前电源提供供电的情况,给联络开关分别设置动作等级。按照预设动作等级得到恢复供电策略,即动作等级低联络开关优先动作。其余提供备用供电作用的联络开关的动作时间应大于“优先”动作联络开关的动作时间再加上各联络开关之间所有分段开关顺序2次重合的最长持续时间。避免当故障发生在上游主干线路时,“优先”联络开关送电到备用联络开关所在区域之前,备用联络开关动作引起合环。

2 基于故障情景设置的参数校验原理

2.1 基本原理

对于整定得到的电压-时间分段器的动作时限数值的可取性,一般采用设定各种典型故障,通过人工经验计算,判断参数是否满足要求。此种方法存在的缺陷有:1)需要模拟线路出现的所有故障,才能判断参数的合理性,这样导致现场计算量很大;2)设定某种故障场景后,开关的具体动作过程不直观;3)要求运行人员具有较高的理论水平和大量操作经验。为此,设计故障情景模拟软件,可以随机设定故障位置和故障性质,根据整定参数动态展现故障发生后各开关相互配合动作场景,方便操作人员直观判断各开关的动作时限是否满足系统需求。

本软件采用文献[3]中提出的配电网编辑与建模方法建立网络模型。同时在文献[3]参数整定原理基础上,按照本文提出的参数整定实现方法,计算出各开关的整定参数。

为正确演示故障发生及处理过程,建立网络时间“断面”结构,包括该断面的时间、动作设备个数、设备编号、设备类型(2带重合闸的电源开关,3分段器)、设备动作状态(0分,1合)。故障情景模拟软件设置全网故障处理时间n(以秒为单位,初值为0),网络中各开关分别分配内存记录开关整定得到的参数Xi以及计数器时间Tn。

网络中任意故障发生将导致电源跳闸,电源供电范围内所有分段开关由于失压分闸,此时故障处理时间n开始计数,各开关依据自身类型结合开关动作情况判断是否需要启动计数。如果当前时刻没有开关可以动作,故障处理时间为n+1,同时已经启动计时的开关计数Tn+1;若某一时刻存在计数时间Tn等于保存的整定参数Xi的开关,该开关将闭合,同时判断是否闭合到故障点;当n大于等于设定的处理时间,故障处理结束。图形展示软件按照计算得到的一系列“断面”信息刷新对应设备的状态,显示故障发生后各开关的动作情况,直观真实展示故障处理的整个过程,从而验证各开关整定参数的正确性。

2.2 开关计时启动判据及处理方法

(1)电源开关。电源开关断开,并且没有经过2次重合。程序处理方法为为电源开关设定重合闸标志,每次进入新的故障时标志为“0”,一次重合标志置“1”,二次重合标志为“2”。当标志不等于“2”时电源开关依据重合标志启动计时条件。

(2)起分段作用的电压-时间型分段开关。未闭锁的开关断开,开关有且只有一侧线路带电。程序处理方法为每个时刻对当前网络进行重新建模,得到开关拓扑关系,若存在断开的分段开关并且其父开关闭合,则该开关计时Tn启动。

(3)起联络开关的电压-时间型开关。未闭锁的开关断开,开关有且只有一侧线路失电。程序处理方式为每个时刻对当前网络进行重新建模,得到新的开关拓扑关系,若存在断开的联络开关且一侧父开关断开,另一侧父开关至电源点沿线开关闭合,则该开关计时Tn启动。

3 软件处理过程

3.1 软件功能介绍

本整定软件包括图形处理功能、整定计算功能、故障情景模拟功能。图形处理完成接线图的绘制、相关参数录入、网络拓扑模型建立工作;整定计算功能提供当前网络中所有开关的整定时限;故障情景模拟针对用户设定的任意位置的瞬时、永久故障进行情景模拟,结合开关的整定参数,人机交互模拟故障发生后故障区域判断、隔离、恢复的整个过程,完成对开关整定参数的校验工作。

3.2 故障情景模拟流程

由目标图形经整定计算得到开关整定值,用户在网络任意馈线上设置瞬时、永久故障后,申请整定方案验证按钮,系统界面将得到并刷新显示故障发生后所有开关状态,显示该断面网型;随后通过操作人员鼠标单击画面任意处,得到下一时间片段下开关动作情况,刷新界面显示该时刻网型;依次直至规定时间内无新的断面信息出现停止,人机交互展现整个故障处理过程。具体流程图如图1所示。由于采用长间隔时作为分段开关的电压-时间型分段器最长时间间隔为84 s,作为联络开关的电压-时间型分段器最长时限为180 s[3],因此软件等待时间即n取265 s。

3.3 开关动作信息处理流程

得到当前时刻的开关动作信息处理流程图如图2所示。

故障情景模拟过程中,每次当时间计数器加1,即进入下一时间断面时,需要对当前网络中所有开关进行遍历。查找符合条件的动作开关。其中Xi为开关动作时限,Tn为计数器时间。

对当前网络所有开关均设置启动标志,进入新的故障后各开关计时启动标志统一初始化为“0”,各开关计数器清零,故障模拟演示过程中任一时间断面下,遍历当前网络中所有开关,当检测到存在符合启动条件的开关,将其启动标志置为“1”,同时该开关的计数器开始工作;对于已经启动计时的开关,则检测其计数器时间Tn是否与该开关的动作时限Xi相等,如果相等则该开关在该时刻n合闸,得到该时刻的动作开关,等待下一时间断面再进行判断;依次循环判断网络中所有开关,得到当前时刻下的所有动作开关信息。

需要注意的是,当得到开关将要合闸的信息后需要检测该操作是否会导致闭合到故障线路上,如果是并且故障性质为永久故障则在该时刻的开关动作信息中添加从故障线路电源开关至线路末梢所有分段器依次分闸的信息,此操作模拟开关闭合到故障线路上导致故障再次发生的现象。同时将最后操作闭合的开关及其下游开关闭锁标志置为分,实现故障区域隔离。如果故障性质为瞬时故障则不会引起二次故障,各跳闸开关依次合闸,直至失电区域恢复供电。

当在规定的时间内,所有开关都退出计时状态时,说明故障模拟结束。

4 实例分析

图3为3供电途径接线方式。R0、R1、R2为互为备用的带重合闸电源开关,B7、B10为联络开关,B4、B5、B6、B9、B8、B11为闭合的分段开关电压-时间型分段器且均采用短时间间隔,即ΔT=7 s,电源点2次重合闸时间依次为15 s、5 s。

由参数整定原理可知,将当前网络分层,按照同一时间只允许一个分段开关合闸的原则依次计数,得到各个分段开关的动作时限,对于一层有多个开关的网络考虑先主干、后分支,保证同一层上主干线路开关先动作。

设定联络开关B7比B10动作等级高。联络开关B10动作时限应大于B9、B10之间发生永久故障后电源开关R0 2次重合、沿线分段开关顺序重合持续的最长时间即15+7+7+14+5+7+7=62 s,因此B10的时限取75 s,作为备用的联络开关B7的动作时限应大于B10的动作时限再加上B9、B6分段开关2次重合进行故障处理过程的最长持续时间即75+14+7+14+7=117 s,因此B7取120 s。

具体的参数整定结果如表1所示。

用户可以在任意馈线处设置故障,假设在B4、B5之间线路发生永久故障,申请故障情景模拟。故障处理过程如下:

故障发生后(0 s),开关R0跳闸,开关B4、B5、B6、B9检测到失压自动分闸,联络开关B7、B10检测到一侧失压开始计时。15 s后电源开关R0第一次重合,B4开关检测到一侧带电启动计时功能,故障发生22 s后重合动作时间到B4自动合闸,该操作合到故障点导致R0再次跳闸,开关B4由于带电时长不超过故障检测时间锁定为分闸,B5开关由于“低压闭锁”功能锁定为分,故障发生后27 s电源开关第二次重合闸,75 s联络开关B10等待时间到合闸,89 sB9自动合闸,96 s B6开关自动合闸,此时联络开关B7在等待时间内检测到两端均带电则计数器清零,至此故障处理结束。

整个故障模拟过程由用户发起,鼠标点击进入下一时间断面,人机交互展示从故障发生到故障隔离、相关区域恢复的全过程。图4为故障处理结束时刻画面。故障演示过程中软件展示全步骤如图5所示,图5显示了从故障发生直到处理结束过程中所有的开关动作时间、动作状态,方便用户进行后期仿真、检查、计算工作。

同理,如果B4、B5之间线路发生瞬时故障,故障演示步骤如图6所示,从图6中可以看出,故障发生后0s电源点跳开,沿线各开关失压分闸,15 s后电源开关重合,随后22 s、29 s、36 s、43 s时刻沿线各开关按照得电时间与整定参数依次合闸,由于是瞬时故障,不存在合到故障点上导致故障再次发生的现象,因此供电恢复。

由上述操作可以看出,该软件能够演示树状、“手拉手”环网、多分段多联络等简单网络中任意线路处发生瞬时、永久故障后,电源开关、电压-时间型分段开关根据设定的动作时限,相互配合,判断并隔离故障、恢复供电等一系列动作情况,人机交互完成对开关整定时限的校验工作。

4 结语

本文改进了重合器与电压-时间型分段器配合的馈线自动化系统开关动作时限整定规则,提出了故障情景模拟及整定参数验证的实现方法。在此基础上,利用VC++成功开发故障情景模拟软件,人机交互完成对整定参数的校验工作,测试证明本软件能够对线路瞬时故障、永久故障的处理过程进行演示,通过对线路各处故障处理情景的模拟,完成对开关整定参数的校验工作。

参考文献

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