温度补偿

2024-10-20

温度补偿（精选9篇）

温度补偿篇1

0 引言

光纤陀螺是一种基于Sagnac效应[1]的测量仪表,它利用固态的全光纤结构实现载体自转角速度的测量。与传统的机械陀螺相比有许多突出的优点,如精度高、耐冲击、抗震性好、动态范围大、对重力加速度不敏感等。由于构成光纤陀螺的核心部件对温度较为敏感,温度已成为光纤陀螺迈向工程化所面临的难题之一。当光纤陀螺工作环境的温度发生变化时,在陀螺的输出信号中将产生热致非互易相位噪声[1,2],这种噪声是导致光纤陀螺零偏和标度因数不稳定的主要原因;当输入角速率比较大时,还会产生标度因数的非线性偏差,对于开环光纤陀螺尤为明显,因此有必要采取温度和非线性补偿措施。

论文对某型开环光纤陀螺进行了全温位置和速率试验,研究了其受温度影响的情况,通过对试验结果的分析和建模,得到了一些重要结论,对于研究光纤陀螺的温度特性[3]具有一定的工程意义和理论价值。

1 温度试验系统及试验方法

1.1 温度试验系统原理

温度试验采用带温箱的单轴速率转台来实现,试验系统包括转台及测试系统两个部分,转台包括单轴速率转台和温箱两个部分,测试系统包括PC104工控机[4]、24路继电器板、I/O板及数字万用表HP34401等几个部分,组成框图如图1所示。

各开环光纤陀螺的模拟输出信号分别接至继电器板各通道的输入端,继电器板输出转接至数字万用表的测试端口,通过工控机对I/O板编程来实现各通道之间的转换,从而实现一段时间内对多路陀螺输出信号的分时同步测试。PC104工控机通过串口与数字万用表相连,每间隔相同的时间,PC104通过串口向数字万用表发出指令,读取当前的光纤陀螺测试值。该系统能够实现对5路光纤陀螺信号的分时同步采集,数字万用表的精度为10-7。经过误差分析,该系统能够满足中低精度光纤陀螺的测试要求。

1.2 试验方法

试验包括静态位置试验和速率试验[5],用于标定不同温度和速率下光纤陀螺的零偏和标度因数,由于光纤陀螺的参数不受加速度的影响,从工程应用的角度出发,没有标定与加速度有关的参数项。

1)速率试验

根据惯性导航系统使用环境温度,以及光纤陀螺的性能指标,选取温度范围为-30℃~60℃,采样的温度点分别取为±30℃、±20℃、±10℃、±5℃、0℃、40℃、60℃,在每一个温度点下,选取15个速率点,分别为0°/s,±1°/s,±2.5°/s,±5°/s,±10°/s,±20°/s,±40°/s,±80°/s。光纤陀螺输入轴指向上方,在速率测试中,转台首先正转,然后静止,再按同样的速率反转,以消除地球自转角速度和陀螺漂移的影响。

调整温箱的温度至特定的温度值,待温箱内温度稳定后,给转台施加相应的角速率值,并采集陀螺的数据,采样间隔为1 s,在每一个速率点采集2 min的数据,取采样数据的均值用于计算标度因数。

2)位置试验

通过转动光纤陀螺来实现两位置测试,首先将光纤陀螺的输入轴向上,采集当前温度下的数据;然后,在同样的温度下,使光纤陀螺的输入轴向下,采集光纤陀螺的输出值。位置试验中采用与速率试验同样的温度点,在每一个位置采集1 h的数据,采样间隔为1 s,按照两位置方案计算光纤陀螺零偏的公式如下:

其中:U1,U2为上下两个位置的输出电压值;SF为标度因数,已在速率试验中标定过;Ωin1,Ωin2为两个位置的输入角速度,包含地球自转角速度分量,并且Ωin1=-Ωin2;b01,b02为光纤陀螺的零偏值,由于两个位置的测试时间间隔很短,可以认为b01=b02。则光纤陀螺的零偏0b的计算公式为

为了减小随机误差的影响和提高标定的精度,采用多次测量取均值的方法计算光纤陀螺的零偏。

2 标度因数的温度和非线性补偿

2.1 标度因数的模型分析

标度因数是光纤陀螺一个非常重要的性能指标,它直接影响着测试的精度和稳定性。标度因数的误差主要包括由于温度变化引起的误差,以及在输入角速度比较大的情况下,引起的标度因数非线性偏差。在开环光纤陀螺中,标度因数的非线性特性尤为明显,必须进行补偿。

综合考虑光纤陀螺标度因数的温度和非线性特性,并参考光纤陀螺VG951的用户手册[6],根据手册中给出的VG951的输入输出模型,选取如下的标度因数误差模型:

其中:S0F,k 2,k4,T1,T2均为待标定的参数,kΩ为与非线性误差相关的参数,kt是与温度有关的参数,t0为温度变量,Ωmax为光纤陀螺正常工作的最大输入角速度。为了便于理解和建模,将上面的模型转化为如下等价的形式

其中:a1(T),a2(T),a 3(T)分别为关于温度T的二阶多项式。

2.2 标度因数误差模型的标定及补偿

采用分立标定[7]的方法确定模型的系数,首先将某一温度值T1固定,变化角速率,分析标度因数与角速率之间的非线性关系,采用最小二乘法拟合出一组与T1有关的系数a1(T1),a2(T1),a 3(T1),并采用同样的方法标定出每一个温度点下的一组温度系数值。然后,拟合系数组a1(T1)...a 1(Tn),a2(T1)...a 2(Tn),a3(T1)...a 3(Tn)与温度T1,T2,…,Tn之间的关系式,得到a1(T),a2(T),a 3(T)的表达式,并代入式(6)中,从而得到标度因数的补偿模型。

以开环光纤陀螺VG951为研究对象。通过对实测数据进行分析与拟合,对标度因数的误差模型进行简化,通过验证,二阶模型完全可以满足要求。研究角速率为20°/s时,温度与标度因数之间的拟合曲线如图2。取x=T/60,y的单位为m V/(°/s)。

通过对图2进行分析,采用二阶模型进行补偿能够满足要求,在每一个温度点下得到一组系数值a1,a2。拟合系数a1,a2与温度T之间的关系式,得到模型系数的表达式:

其中:Tm=60℃,Ωm=80°/s。将上面的关系式代入方程y=a1(T)⋅(Ω/Ωm)2+a2(T),得最终标度因数的补偿模型:

为了验证该模型的补偿效果,将20℃的标度因数测试曲线与补偿曲线进行比较,如图3所示,其中x轴为输入角速度,单位为°/s;y轴对应标度因数,单位为m V/(°/s)。

可以看出,补偿曲线能够很好地吻合原测试曲线,其中低速段相对偏差稍大,高速段的补偿效果更为明显,说明建立的标度因数误差补偿模型是可行的。

3 零偏的温度补偿

环境温度的变化是影响光纤陀螺零偏的重要因素。因此,在细致研究光纤陀螺零偏随温度变化的特性的基础上,建立合适的温度补偿模型,通过补偿消除陀螺启动后零偏随温度的变化趋势,对进一步减小光纤陀螺的漂移[8]是有意义的。

3.1 零偏温度补偿模型分析

光纤陀螺零偏温度补偿模型有多种,包括有多项式模型、线性模型、指数模型及混合模型[9]等等,论文采用多项式模型对光纤陀螺零偏误差进行建模,综合考虑零偏随温度T和时间t的变化特性,建立的多项式模型如下所示:

式中:A(T),B(T),C(T),D(T)均为关于温度T的多项式。第一项代表了零偏的主值部分,第二、三、四项表示陀螺启动后的长期过程与瞬态过程引起的温度变化对零偏的影响,表征零偏围绕主值的波动与变化,主要用于消除趋势项对零偏造成的影响。通过长时间的零偏测试,发现时间对零偏的影响比较小,略去有关时间的误差项,并对模型进行简化,得到如下的零偏温度模型:

式中:a,b,c为待标定的系数项。

3.2 光纤陀螺零偏的温度可重复性研究

研究光纤陀螺零偏的温度重复性是研究光纤陀螺的温度特性,建立零偏随温度变化的模型的基础。为了确定光纤陀螺零偏随温度变化是否具有重复性及其重复性精度,选取两个中精度光纤陀螺VG951进行静态温度试验研究。测试结果如表1所示,VG951为开环光纤陀螺,其输出为电压信号。

在温度为20℃时,光纤陀螺1输出的温度重复性误差为0.085 0(1σ),光纤陀螺2输出的温度重复性误差为0.166 6(1σ)。考虑中等精度陀螺的零偏稳定性,如果减去陀螺零偏漂移的影响,则两个陀螺具有很好的温度重复性,说明这种光纤陀螺的零偏和温度之间确实存在确定的关系,能够建立光纤陀螺零偏与温度之间的误差模型,并根据模型进行温度补偿。

3.3 零偏温度模型的标定及补偿

根据每一个温度点下的零偏测试值,采用最小二乘方法拟合温度与零偏值的关系式,得到如下的零偏温度补偿模型:

为了验证模型的准确性,研究不同温度下零偏的测试曲线与补偿曲线,如图4所示,x=T/60,y的单位为m V。可以看出,该模型能够较好地反映光纤陀螺零偏的温度特性。

采用上述模型,选取20℃下的测试数据进行零偏误差补偿,并将电压信号转换为输入角速度值,补偿前零偏的测试均值为2.831 2°/h,而补偿后零偏的测试均值变为0.008 2°/h,可见,补偿效果较为明显。

4 综合补偿

取光纤陀螺的输出为如下的形式:

其中:SF和B0分别为光纤陀螺的标度因数和零偏值,将光纤陀螺标度因数的温度和非线性补偿模型以及零偏的温度补偿模型代入上式,对光纤陀螺的测试数据进行综合误差补偿,比较光纤陀螺补偿前后的测试精度,以验证模型的效果。

将标度因数和零偏的补偿模型代入综合补偿模型,得到其表达式为

其中:

分别选取20℃及60℃下5°/s,40°/s两个速率点进行综合误差补偿,补偿前(实线)与补偿后(虚线)的测试曲线如图5(a)~(d)所示,其中x的单位为s,y的单位为°/s。

经过分析,综合补偿的精度要高于单独进行标度因数或零偏补偿的精度,采用综合补偿模型能够在很大程度上提高光纤陀螺的测试精度,对上述两个温度的补偿效果进行量化分析,具体结果如下表2所示。

经过综合补偿后,光纤陀螺的测试精度得到了较大程度的改善,测试精度能够提高大约1个数量级,进一步说明建立的补偿模型能够正确反映光纤陀螺的温度误差特性,具有较好的适用性。而且,速度越大,补偿效果越好,这是因为随着速度的增大,光纤陀螺的非线性变差,导致测量值相对于真实值误差增大,因此,相对于低速段的补偿,高速段的补偿对陀螺测试精度的提高就更为明显;不同温度下的补偿效果也不相同,温度越高,补偿效果越明显,因为随着温度的升高光纤陀螺的漂移增大,相对于低温段来说,高温段的补偿效果更为明显。

5 总结

论文在分析温度和输入角速率对光纤陀螺的影响的基础上,通过对光纤陀螺进行温度和速率试验,建立了光纤陀螺标度因数的温度和非线性模型以及零偏的温度模型,并依据模型进行了光纤陀螺的温度和非线性补偿,取得了较为理想的效果,说明建立的模型能够较好地反映光纤陀螺的温度和非线性特性。

摘要：分析了光纤陀螺的温度特性及非线性特性,并在组建光纤陀螺温度试验系统的基础上,进行了全温度范围下的位置试验和角速率试验,研究不同的温度及输入角速率对光纤陀螺输出的影响。根据试验结果,分别建立了光纤陀螺零偏的温度模型以及标度因数的温度和非线性模型,并采用最小二乘法拟合模型的参数。通过实测数据进行仿真验证,结果表明,建立的模型能够较好地描述光纤陀螺的温度及非线性特性,利用该模型进行光纤陀螺的温度和非线性误差补偿,取得了较好的效果,光纤陀螺的测试精度得到了较大程度的提高。

关键词：光纤陀螺,温度试验,温度模型,非线性模型

参考文献

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[7]毛奔,林玉荣.惯性器件测试与建模[M].哈尔滨:哈尔滨工程大学出版社,2007.MAO Ben,LIN Yu-rong.Testing and Modeling of Inertial Device[M].Harbin:Harbin Engineering University Press,2007.

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[9]王俊璞,金志华,田蔚风.光纤陀螺温度漂移的多变量模型[J].光电工程,2008,35(5):66-69.WANG Jun-pu,JIN Zhi-hua,TIAN Wei-feng.Multi-variable Modeling Strategy for the Fiber Optic Gyro Temperature-dependent Drift[J].Opto-Electronic Engineering,2008,35(5):66-69.

温度补偿篇2

为了减小温度变化对动力调谐陀螺仪性能稳定性的影响,设计了温度补偿方案.利用控温箱,有计划地改变陀螺仪工作温度,实验测得各温度下陀螺仪的`漂移,建立陀螺仪输出的温度模型,通过测温元件,实测该时刻的陀螺仪温度值,估计出陀螺仪当前温度下的漂移输出值,从陀螺仪实测的输出值中将估计出的漂移值扣除,即为陀螺仪补偿后的输出.仿真表明:在26℃～50℃温度范围内,温度补偿后的陀螺仪漂移输出小于0.050/h,满足设计指标要求.可见,此温度补偿方案能有效减小陀螺仪温度漂移.

作者：顾春杰周百令张雪黄丽斌 GU Chun-jie ZHOU Bai-ling ZHANG Xue HUANG Li-bin 作者单位：顾春杰,周百令,黄丽斌,GU Chun-jie,ZHOU Bai-ling,HUANG Li-bin(东南大学仪器科学与工程学院,南京,210096)

张雪,ZHANG Xue(东南大学仪器科学与工程学院,南京,210096;空军大连通信士官学校,沈阳,大连,116600)

温度补偿篇3

关键词：蒸汽；流量测量；补偿

中图分类号：TK313文献标识码：A

蒸汽在人类生活生产中是重要的二次能源。对蒸汽流量准确测量助于生产的有效控制节约能源。现阶段对蒸汽流量的测量有多种方法，均需要对蒸汽参数进行设置，根据压差和蒸汽流量所产生的固定计量关系测定其流量值。而在实际运用中，蒸汽的关键参数都处于不断的变化中，与其设定的值存在偏差，需要对这些偏差进行一定的温度、压力修正，实现精准测量。因此对蒸汽参数波动提出一种合理的补偿算法，对现代业界蒸汽流量的精准测量有着积极的意义。

1 蒸汽流量测量的方法

目前业界所采用的蒸汽流量测量设备多为推导式。其中，节流式差压流量计与涡街流量计为最为常见。

1.1 标准节流装置差压流量计

节流式差压流量计原理为：。其中，q为流量，为直径比，D为内径，d为开孔直径，为膨胀系数，C为流出系数，为压差，为流体密度。如式，最终的测量值和流体密度紧密相关，而蒸汽的温度和压力的波动会直接影响流体密度。在装置实际运行中，会通过测量温度t和压力p，计算其密度，再用公式计算其流量，即为温度和压力补偿。

1.2 双量程节流式差压流量计

使用标准差压式流量计，其测量范围不够精准，现把节流式差压流量计原理公式简化，可将近似为。再对其无量纲处理，能获得qm=f（Δp）的关系。为更好地表示差压测量的准确性对流量值准确性的影响，需借助偏微分方法。得：。其中，Δp的相对值变化时，也改变。因此可下结论：当我们为得到±1%的测量精度，且采用了7.5%精度等级的差压变送器，需要在差压≧3.75%FS，方保其确度。

1.3 孔板差压流量计

线性孔板环隙面积能根据流量大小的变化而自动调节，因有圆锥塞子随差压弹簧来回活动，环隙面积的大小变化迫使输出差压和流量呈正相关，因此可拓宽测试的范围。当蒸汽经过面积为A的孔板时，蒸汽流量q和孔板差压具备的正比关系。在孔板处放一把活塞，设差压造成的活塞和弹簧在活动中的移动长度为X，可认为等于，为弹簧弹性系数。活塞移动，开孔面积受到挤压而变化，得出与成正比关系，系数为。进一步得出与亦为正比关系，系数为。整理以上关系得出：。其中，为常数。可见，蒸汽的流量和差压呈正相关关系，根据差压信号就能计算出流量值。

1.4 涡街流量计

该流量计基于卡门涡街原理，假定旋涡的发生频率和蒸汽速度正比关系：，f为旋涡发生频率，v为流速，d为三角柱宽度，St为斯特劳哈数。

流体旋涡会对三角柱施加周期性压力，该压力产生电信号传至前段放大，连接频率计，后者显示出频率。

2 蒸汽流量测量温度与压力的补偿方法

补偿方法如下几种。

2.1 行业标准推荐公式补偿法

水和水蒸气性质国际委员会（IAPWS）1997年发布“水和水蒸气热力性质工业公式”，为蒸汽测量参数的标准。其把水的状态分为五个区域，能基于其自身的特性计算方程式得出水状态特性，具体区域如图1所示：

图1 液态水与气态水的区域参数分布图

蒸汽处于图中的区域2，参考图，可知其密度参数取决于温度和压力，关系如式：

（1）

式中，，，，，R为气体常数，这里的系数、、、在IAPWS文件中均有说明。对蒸汽流量进行测量时根据即刻获得的蒸汽温与压力带入式（1），可准确修正密度值。

2.2插值补偿法

假设蒸汽温度为TS，压力为PS，密度为ρ，以ρ（TS，PS）为中心，温度在（0.9-1.1）TS之间波动，压力在（0.9-1.1）PS之间浮动，用平面几何仿真，坐标轴横向为温度，竖向为压力，得一正方形区间，选取M*N 组蒸汽点，根据图表查询等得到蒸汽密度值，建立一组二维数组，借助二元插值公式，得到蒸汽密度近似值。对于已经选取的M*N 个节点（Ti，Pj），均对应密度值ρij，任选插值点（T，P），其密度ρ如式：

（2）

2.3 经验补偿法

在蒸汽流量测定领域中，其具体场景中，蒸汽的物理参数、流量范围比较固定，员工可凭经验进行温度和压力补偿计算，假设压力的范围：0.1MPa

（3）

3 补偿方法的取舍

如果对流量测量的精准度要求较高，参考式（1）。如蒸汽参数的浮动可控制在一定范围，参考式（2）。如欲采用式（3）类的经验公式，需对其参数范围能否接受经验公式的限制。

4 结语

目前业界进行蒸汽流量测量时常用的装置包括标准节流装置差压流量计、双量程节流式差压流量计、孔板差压流量计等几种，无论哪种方法都需要对温度、压力进行一定的补偿才能提高其测量准确度。

参考文献：

[1]IAPWS.The international association for the properties of water and steam[M].Lucerne， Switzerland： IAPWS 2007.

[2]蔡武昌，孙淮清.流量测量方法和仪表的选用[M].北京：化学工业出版社，2001

温度补偿篇4

现有钢包管理方面的研究与实践主要有:钢包运行过程的时间控制与温度优化[2,3]、钢包分类管理下的钢水温度控制[4,5]、钢包调度系统的离线仿真[6]、钢包周转过程的计算机跟踪[7]和钢包热状态对钢水温度的影响[8,9,10]等, 但都未能实现在钢包实时跟踪基础上根据钢包热状态进行在线钢水温度补偿。

钢包热状态作为转炉出钢温度补偿的重要依据, 其主要影响因素包括烘烤时间、待用时间和钢包包龄等。为实现对不同热状态钢包中钢水的合理温度补偿, 笔者在已有研究基础上, 以Q炼钢厂钢包为研究对象, 开发出一种基于钢包跟踪的钢水温度在线补偿系统, 通过对钢包实时跟踪获取影响钢包热状态的变量条件, 准确计算出钢包热状态等级, 然后根据待用钢包的热状态进行钢水温度在线补偿。系统于2012年投入应用后, 为合理确定转炉出钢温度和降低炼钢能源消耗提供了重要参考。

1 钢包跟踪

目前, Q炼钢厂有210 t转炉 (BOF) 2座, 板坯连铸机 (CC) 2台, 铸坯断面为 (900~1 600) mm×230 mm, 1座双工位LF精炼炉, 2座CAS精炼炉, 2座双工位RH精炼炉。炼钢厂平面布局如图1所示。

1—铁水包倒包区;2—炼钢平台;3—废钢存放区;4~6—钢包烘烤区;7—中间包存放区;8—中间包烘烤区;9—连铸平台。

炼钢连铸生产中, 钢包周转一次需经过转炉炼钢、精炼、连铸、倒渣和热修等过程, 钢包具体的位置移动由台车和天车配合完成。对钢包的实时跟踪主要通过钢包跟踪技术获得定位数据, 再结合钢包跟踪规则来实现。

1.1 钢包跟踪技术

钢包跟踪技术主要由钢包台车跟踪、钢包天车跟踪和跟踪数据传输3部分组成。

(1) 钢包台车跟踪

系统采用激光测距方式实时监测钢包台车的位置变化。将激光测距仪通过专用安装支架固定在地面上, 使其与安装在钢包台车上部的反光板处于同一水平高度, 从反光板反射回的激光被测距仪接收, 因为钢包台车沿轨道运输钢包 (横坐标不变) , 所以可通过分析反光板与激光测距仪的距离变化, 进而确定钢包的位置坐标。钢包台车的位置信号由激光测距仪产生, 并传送给对应的台车控制PLC, 经过数据处理修正后存入相应的PLC台车位置寄存器中, 同时通过与激光测距仪一并安装在固定支架上的数传电台将位置信息传送给数据采集计算机。

(2) 钢包天车跟踪

为了跟踪钢包在天车上的运行轨迹, 必须确定天车和天车小滑车的具体位置。根据天车定位精度的要求, 沿天车轨道按一定间隔 (如500 mm) 放置位置信息盒。所有位置信息盒都存储有不同的地址编码, 当天车途经或到达位置信息盒时, 车载位置传感器读出该位置信息盒里的地址编码, 并传输到数据采集器。同样, 每台天车的小滑车轨道上安装一台位置传感器, 在小滑车的滑道上安装一排位置信息盒, 当小滑车运行时, 小滑车上的位置传感器读取到位置信息盒里的地址编码, 传输到数据采集器, 得到小滑车当前的地址编码。数据采集器将得到的天车及小滑车的地址编码实时记录, 从而获得天车及小滑车的横、纵坐标位置编码, 并与天车称量的钢包质量数据一起通过车载数传电台汇集到数据采集计算机。

(3) 跟踪数据传输

钢包跟踪数据 (包括台车和天车的横、纵位置坐标及称重信息等) 的信号传输过程如图2所示。

为便于钢包管理, 将数据接收单元和数据采集计算机都置于钢包准备控制室, 用于及时处理钢包信息。为避免炼钢厂内各种信号传输过程中的相互干扰, 天车和台车都按照预先设定的频率传输信号, 信号传输格式为:开始和结束符、台车纵坐标、天车横纵坐标、称重数据等;信号传输频率为:台车为230~240 Hz, 天车为780~790 Hz, 每秒重复传输次数大于5次。

1.2 钢包跟踪规则

为实现钢包的连续跟踪, 保证钢包包号的自动识别, 开发出钢包跟踪规则模型, 通过模型对特定钢包在周转过程中的吊起、落下、到达和离开工序等事件进行判断, 实现钢包周转的全程实时跟踪。其中第1次上线使用的钢包由钢包管理人员对包号和包龄进行初始化操作, 周转过程中特定钢包的包龄通过钢包跟踪逐次累加得到。规则模型主要包括以下几类 (以钢包到达BOF5冶炼为例说明) :

(1) 钢包吊起规则

IF钢包台车当前处于区域B范围

AND钢包I位于台车上

AND天车J位于区域B范围

AND天车J称重数据增大

THEN钢包I被天车J吊起

(2) 钢包落下规则

IF天车J位于区域B范围

AND钢包I处于天车J上

AND天车J称重数据减小

AND钢包台车当前处于区域B范围

THEN钢包I被天车J落下

(3) 钢包到达冶炼工序规则

IF钢包I当前处于BOF5区域A范围

AND钢包I上一时刻不在BOF5区域A范围

AND钢包I位于BOF5台车上

THEN钢包到达BOF5工位

(4) 钢包离开冶炼工序规则

IF钢包I当前不在BOF5区域A范围

AND钢包I上一时刻处于BOF5区域A范围

AND钢包I位于BOF5台车上

THEN钢包离开BOF5工位

钢包跟踪规则模型对接收到的台车和天车位置信号、钢包称重信息进行分析推理, 判断钢包周转的各种运行状态并记录钢包经历转炉、精炼、连铸和热修等工序的开始和结束时刻的关键时间节点, 实现对炼钢厂内钢包周转过程的实时跟踪, 进而以钢包周转过程的关键时间节点作为钢包热状态的表征, 准确掌握钢包包龄、待用时间、离线烘烤时间等影响热状态[10]的变量因素, 结合天车称重和连铸下渣检测得到的冷钢量信息, 实现对不同热状态钢包的判定, 从而精确计算出待用钢包的钢水温度补偿值。

2 钢水温度补偿

已有研究表明, 钢包初始热状态对钢水热损失有重要影响[11]。本课题组对钢包热状态做了大量研究工作, 通过钢包热循环过程传热模型[10], 分析新钢包预热烘烤时间、钢包侵蚀 (主要与包龄有关) 、待用时间 (从连铸浇铸结束到在线烘烤开始前的时间) 和离线烘烤时间 (钢包下线烘烤保温的时间) 等因素[8,9,10,11,12]对钢包热状态及钢水温度的影响, 并定义钢包热状态由以上因素组成。在此基础上对Q炼钢厂钢包进行研究, 具体过程如下。

(1) 利用红外测温装置测得钢包包衬温度后, 通过数值模拟方法建立钢包热循环过程传热模型, 用于分析钢包包龄、新包预热烘烤等因素对钢水温度的影响规律, 计算钢包周转过程中热状态变化造成的钢水温降, 并将影响钢包热状态的各变量对应的温降存成表格, 为后续的温降补偿做准备, 其中包龄和新包预热烘烤时间对应的钢水温度补偿如表1所示, 待用时间和离线烘烤时间对应的钢水温度补偿如表2所示。

℃

以上影响钢包热状态的包龄、预热烘烤时间、待用时间和离线烘烤时间的钢水温度补偿值是由传热模型计算得出的, 而冷钢量作为钢包中钢水温度补偿需要考虑的另一个重要因素, 其温度补偿值根据传热公式计算得到, 具体补偿温度如表3所示。

(2) 根据模拟和计算的结果, 对处于不同热状态的钢包进行分类, 并对钢包热状态进行分级和编码。

新钢包预热烘烤状况在实际生产中根据上线前的预热烘烤时间T1判定, 编码为A~G, 每隔2 h划分一个等级, A代表T1≥20 h的钢包, B代表18 h≤T1<20 h的钢包, 以此类推, G代表8 h≤T1<10 h的钢包;包龄状况直接用数字编码, 如01, 02, …, 123, 表示包龄为1, 2, …, 123次;待用时间由连铸浇铸结束至烘烤开始时间T2判定, 现场要求钢包待用时间不得超过3 h, 由此将0~3 h内的钢包编码为A~E, A代表T2≤1 h的钢包, 以后每隔0.5 h划分一个等级, E代表2.5 h

综上, “新钢包预热烘烤时间 (A~G) +包龄 (01~123) +待用时间 (A~E) +冷钢量 (1~6) +离线烘烤时间 (A~H) ”就构成了钢包热状态分级编码, 如编号B11A1A表示新钢包预热烘烤时间为18~20 h、包龄为11次、待用时间小于1 h、冷钢量小于0.5 t、离线烘烤时间小于1 h。

(3) 根据钢包热状态的分级编码, 将步骤 (1) 中由传热模型计算出的各影响因素的钢水补偿温度查表求和, 从而制定针对不同热状态钢包的钢水温度补偿制度。钢水温度补偿公式如下:

式中, tz为总补偿温度;tx为新包预热烘烤时间等级补偿温度;tb为包龄等级补偿温度;td为待用时间等级补偿温度;tlg为冷钢量等级补偿温度;tlx为离线烘烤时间等级补偿温度。例如, 热状态为B11A1A的钢包, 温度补偿值为5℃;而热状态为F02A1B的钢包, 温度补偿值为10℃。

最后, 将待用钢包所需要的钢水温度补偿值和钢包分级编码及时传递给转炉工序, 为计算和确定最终的转炉出钢温度提供参考。

笔者建立的基于钢包跟踪的钢水温度在线补偿系统, 就是将钢包跟踪和钢水温度补偿有机结合, 准确根据待用钢包的热状态等级进行钢水温度在线补偿。

3 系统实现与应用

笔者选择面向对象的C#语言作为开发工具, 后台选用.NET数据库管理系统, 采用基于多周期的服务器/客户端运行模式, 实现基于钢包跟踪的钢水温度在线补偿系统。系统于2012年11月在Q炼钢厂正式投入使用, 运行程序自动统计后台数据库中钢包热状态影响因素的变化情况, 根据掌握的钢包热状态确定相应的钢水补偿温度。转炉工序的钢水温度补偿画面如图3所示。

通过对系统应用前后炼钢厂生产数据统计, 得出典型钢种SPHC, Q235和S30Y的转炉出钢温度结果, 如表4所示。可以看出, 系统应用后, 自动根据待用钢包的热状态情况进行钢水温度补偿, 有效降低了转炉出钢温度。3个典型钢种SPHC, Q235, S30Y的最高出钢温度分别降低7℃, 6℃和7℃;最低出钢温度分别降低6℃, 5℃和4℃;平均出钢温度分别降低5℃, 6℃和3℃。

4 结论

目前, 基于钢包跟踪的钢水温度补偿系统在Q炼钢厂应用良好, 实现了钢包的准确跟踪, 为炼钢厂生产调度提供了重要的钢包数据保证, 提高了生产计划的执行率;同时, 系统根据钢包热状态在线进行钢水温度补偿, 使转炉出钢温度平均降低3~6℃, 有效节约了炼钢能耗。随着系统的不断优化, 钢水温度补偿更趋合理, 炼钢能源得到了有效利用。系统的实现不仅拓宽了钢包管理的范畴, 而且优化了钢铁企业的生产流程, 特别在钢铁生产的节能降耗方面有很高推广价值。

参考文献

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大型薄壁铝合金零件温度补偿技术篇5

1 零件加工背景和问题

1.1 零件加工背景

本文中主要以美国普惠公司 (Pratt&Whitney Group) 铝合金零件为例进行论述, 大型薄壁铝合金零件是指零件直径在φ700-1500mm或更大直径, 壁厚在2.184-3.04mm之间, 零件结构多半封闭型面, 该类零件多为发动机机匣外罩或低压压气机外套, 由于零件壁薄易变形, 所以对加工和检测要求都极其严格。例如PW2000机型的低压压气机5级环罩, 轮廓以曲面为主, 最大外径尺寸φ820mm, 高66.116mm, 型面壁厚2.667±0.127mm, 技术条件最严要求为0.05mm (见图1) 。

1.2 问题

零件加工时刀具和数控程序经过验证完全适合加工, 加工过程中测量值与加工情况相符, 加工后测量值也符合工艺要求, 但零件进入最终产品检测得出的结论却与加工过程中检测的结论有很大差异, 这个差异往往造成零件超差甚至报废。

2 温度补偿技术

2.1 影响因素

经过分析, 得到铝合金受外界环境温度影响热胀冷缩, 影响是多方面的:

首先, 零件在加工中零件表面被冷却液冷却而零件内部温度仍然很高, 所以零件会有所膨胀, 测量值并不真实;

其次, 加工后过程检验在加工现场室内温度不固定的情况下检测和最终在检验室常温温度20摄氏度环境下检测的结论都会受温差的影响产生误差;

第三, 现场加工过程中使用的标准件材质大多为工具钢, 膨胀系数0.0000117远低于铝合金的0.0000225, 所以在同一环境下二者的变形量不同, 利用标准件 (在室温下检测并标刻的实际值) 检测零件也会产生测量误差导致零件最终超差。

2.2 温度补偿技术

温度补偿技术的引入就是针对铝合金零件在加工过程中检测和产品最终检测等环节中零件本体内外温差, 零件与检测标准件间温差及零件所在环境间温差造成零件检测差异的补偿, 确保产品检测结论的真实性和准确性。

针对这些因素, 我们对零件现场加工后检测数据进行记录, 并使用红外线测温仪对零件和标准件温度进行测量记录, 之后再与零件进入标准室温 (20℃±2℃) 的检验室检测的数据进行对比, 经过反复的数据对比和分析找了零件直径尺寸受温度影响的主要原因:零件加工过程中产生的大量切削热虽然被铝削带走, 同时也有冷却液对零件进行冷却, 但加工中测量是与加工穿插进行的, 零件温度不会立即降到测量用标准件的温度, 这样的测量得到的并不是零件真实值;另外一个次要因素是生产厂房温度, 经过长期的生产经验厂房的温度在夏季与冬季也存在一定温差, 也会影响零件测量的真实值。并且我们从不同零件和尺寸的数据对比来看, 零件自身直径越大, 这种误差也越大。

通过对数据的对比分析, 我们建立了一个零件测量直径尺寸, 零件温度值, 测量用标准件温度值, 零件膨胀系数和标准件材质膨胀系数对直径测量变化量之间的函数关系:

S:直径的变化量/C1:零件温度/B1:零件的膨胀系数/C2:标准件的温度/B2:标准件的膨胀系数/L:测量直径的尺寸

根据上面的公式, 现场加工中零件的直径尺寸应该为L+S, 当S为负值时, 零件的直径尺寸会变小, 当S为正值时零件的尺寸会变大。

2.3 温度补偿表

由于温度有一个变化范围, 操作工人不可能在每次测量后都进行一次繁琐的计算, 为了方便直接应用, 随时查看变化量, 我们专门制作了一个EXCEL表格, 称为温度补偿表, 表格里面编辑了计算需要的每个元素以及计算公式。当输入不同的直径数值时, 相应的变化量是不一样的。标准温度为20℃, 当零件温度和标准件温度都是20℃时, 零件的尺寸不会发生变化。

3 温度补偿技术实际应用

我们还以开篇提到的零件实际加工中应用温度补偿变进行补偿为例, 零件1B6755型面点外径尺寸为φ725.75±0.127mm, 其温度补偿表如下:

当标准件温度为22℃, 零件温度为23℃时, 零件实际尺寸为φ725.75+0.032。

上表中标准件温度、零件温度、零件的膨胀系数和标准件的膨胀系数为固定值, 零件尺寸为输入值。

有了温度补偿表大大方便了温度补偿技术在实际加工中的应用, 条件允许的情况下, 最好采用精度为0.5℃的温度测量计。标准件的温度测量完成后就可以通过表格查找出直径的变化量。然后根据变化量补偿加工零件。温度补偿技术可以全面应用于大型薄壁铝合金类零件的加工和检测中。

4 经验总结

铝合金加工与温度补偿技术的配合应用, 保证了在各种环境中使用不同材质测量工具都能得到真实的测量值。关键点就在于准确的测量温度, 测量时要保证温度稳定后再去补偿, 因为零件表面温度并不是整个零件真实温度的表现, 加工热大部分集中于零件内部, 温差测量后要做的就是准确的测量了。这样技术的应用大大的提高了大型薄壁铝合金零件的加工质量, 并得到了很好的推广应用, 航空领域零件的设计水准正在不断提高, 也同样对加工行业提出了更高的要求, 不断探索新的加工技术是保证高精尖产品完美交付的基础。

摘要：铝合金材质由于密度小, 加工性强等特点被越来越多的应用于航空领域, 大型薄壁铝合金零件多为航空发动机零件。该类零件的加工受到材质自身膨胀系数大和外界环境温度差异等因素影响较大, 测量值和真实值之间存在误差, 往往会导致零件加工超差或报废。本文主要针对以上两点影响因素进行分析研究, 分析使用温度补偿技术对铝合金零件加工质量进行控制, 最后将该技术实际应用到生产中。

关键词：铝合金,航空发动机零件,膨胀系数,温度补偿

参考文献

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[3]PWA360.普拉特惠特尼公司标准[Z].

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[5]机械零件设计手册[M].北京:机械工业出版社.

温度补偿篇6

物位检测技术在现代化工业过程控制中占有重要地位。通过对物位的测量, 获得物位的模拟量信号或开关量信号, 从而实现对物料的过程处理以及加工过程可靠控制, 并且对物料的存储管理提供实时的信息。然而在真实的工业生产过程中, 作为物料存储或临时缓冲用的容器常常暴漏在室外, 这样环境温度变化会直接影响到容器内介质的温度;即使是带隔热保温的容器, 通过进入容器的物料的温度变化也会改变容器内已有介质的温度。因此, 物位检测中要充分考虑被测介质的温度变化[1]。

2 温度影响物位测量的原因

物位测量包括容器中液体介质液面的高低、两种不相溶液体介质的分界面及固体颗粒或粉尘在容器内堆积的高度。在工业生产过程中, 被测介质在物理性质、化学性质等方面有很大差异, 被测量介质的环境温度、压力、振动等更是各不相同。为了满足各种测量条件的要求, 我们制造出不同的物位检测仪表, 最常用到液位计有:玻璃管、差压式及浮力式液位计等和常用的物位计有:超声波、微波、电容及雷达物位计等。在以下的讨论中, 我们将主要分析差压式液位计、浮力式液位计和超声波物位计受到介质温度的影响情况。

2.1 差压式液位计[2]

差压式液位变送器是测量变送器两端压力之差的变送器, 差压式液位计变送器一般分为高压端和低压端, 一般情况下, 差压变送器高压端的压力应大于低压端压力才能将测量值由转换部件转换成电流信号传送到控制室。常见的差压式液位变送器的安装方式是将被测容器底部和上部各开一个引压孔, 通过引压管将它们联接到压力变送器的高压端和低压端, 如图1所示。

差压计所测得的差压△P与液位高度的如下关系:

式中, ρ:被测液体密度;

g:当地重力加速度;

H:被测液体的高度。

在这里可以看出, 被测液体的密度变化, 将影响所测的差压值△P。对与液体来说, 密度ρ主要受温度影响。同样是在标准大气压下的水, 当温度是0℃ (89.6℉) 时, 密度是999.840kg/m3, 而当温度上升到70℃ (316.4℉) 时, 密度则减小到977.759kg/m3, 相对变化率超过2.2%, ;而对液化石油气 (丙烯) 来看, 同样是在标准大气压, 当温度是0℃ (89.6℉) 时, 密度是545.4kg/m3, 而当温度上升到40℃ (219.2℉) 时, 密度则减小到515.8kg/m3, 相对变化率更是超过5.4%。而由式 (1) 可知, 密度的变化直接反映了差压的变化。

一般地, 目前常用于液位测量的差压变送器没有温度补偿功能, 要使压力的输出能唯一地反映液位的变化只能假设密度为常数。因此, 当温度变化引起密度变化时, 差压式液位计将会产生显著的测量误差。

2.2 浮力式液位计[3]

浮力式液位计可分为恒浮力式液位计和变浮力式液位计两大类。前者是根据浮子的位置始终跟随液位的变化而变化进行液位测量的;后者则是根据浮筒所受的浮力随液位的变化而变化来进行液位测量的。在这里我们讨论一下变浮力式液位计, 如图2所示, 是一个典型的用弹簧平衡的浮筒式变浮力液位计测量原理图。

浮筒悬挂在弹簧上, 当液面处在浮筒下端时, 即当液位是零 (H=0) 时, 浮筒的重量被弹簧的反作用力所平衡。当液位上升使浮筒的一部分被液体浸没时, 由于受到液体的浮力作用而使浮筒向上移动, 直到与弹簧的作用力重新平衡。则可以推得弹簧的位移△H之间成如下关系:

式中, K:弹簧倔强系数

S:浮筒的截面积

通常情况, 作为测量用的金属浮筒的热膨胀系数较小, 弹簧的倔强系数 (K) 在一定的温度范围内保持不变。这样, 当液位 (H) 保持恒定时, 决定弹簧位移 (△H) 的主要因素就是被测量液体介质的密度。因为在实际情况△H《H, 同时我们要求K》Sρg, 所以公式 (2) 的近似式如下:

从式 (1) 和式 (3) 可以看出, 液体介质的密度对差压式液位计和浮力式液位计的输出都有决定性的影响, 并且受温度变化引起液体介质的测量误差等同于此时液体介质密度改变引起变化量。

2.3 超声波物位计[4]

超声波物位计是一种即可以用来测量液体液位, 也可以用来测量固体料位的检测仪表。它是利用回声测距的方法, 检测声波发射出去到达被测物体表面再反射回波回来的时间间隔来确定被测物位高度的, 如图3所示。

通常超声波探头同时具备发射和接收功能, 这时我们假设这个反射回波时间间隔是△T, 并且设定声波的传播速度是V, 则从超声探头物体表面的距离d为:

大多数情况我们都会将的超声波探头都安装在容器的顶部, 假设容器总高度 (到超声波探头位置) 为H, 则测得物位高度h为:

从式 (5) 中可以直观的看出要想得到准确的物位高度, 就必须准确知道超声波的传播速度V, 同时我们还要测得回波时间△T, 可是超声波在传播介质中的传播速度受介质温度的影响很大。在空气中-1 0℃的声速为:330.9m/s, 当温度上升到30℃时, 声速为:348.5m/s, 温度对声速的影响是非常大。

3 温度补偿方法[1]

在很多物位测量仪表中, 被测介质 (环境) 温度变化, 对测量结果有很大的影响, 因此必须进行温度补偿方法, 来保证在一定温度范围内物位测量值的准确性。下面分析下, 直接补偿法和参比补偿法。

3.1 直接补偿

直接补偿方法在硬件设计上非常简单, 就是在物位检测仪上安装测温单元, 实时检测介质 (环境) 温度, 在系统软件上建立温度同补偿参数 (密度、声速) 之间的函数关系式。这样根据测温单元测得到温度, 通过函数计算出补偿参数, 再代入式 (1) 、 (3) 、 (5) 中, 就完成对温度变化的自动补偿。

直接补偿方法还存在诸多不足:第一, 要明确知道补偿参数同温度之间的函数关系, 否则无法进行数学计算补偿;第二, 要在物位计增加温度检测单元和中央处理器等硬件, 这就使得物位计变得复杂, 费用增加;第三, 直接补偿方法要求介质 (环境) 温度均匀, 这样检测到温度才能代表介质 (环境) 整体温度, 补偿效果才显著。

直接补偿方法在理论上说可以用在差压式液位计和浮筒式液位计中, 通过检测介质温度变化来补偿密度, 但在实际应用中却不多见, 我们经常看到的是这种方法应用在超声波物位计中。

3.2 参比补偿

参比补偿方法就是在要检测的容器上安装两个测量器件:一个称为主测量器件, 用来检测物位的实际高度;另一个称参比测量器件, 它的原理和特性同主测量器件, 但它是用来检测固定高度的, 也就是它检测的高度不会跟随物位的改变而变化。下面分析几种用参比补偿方法进行物位测量。

3.2.1 差压式液位测量

在用差压式液位计测量液位中, 要安装两台相同差压仪表, 如图4所示。

由公式 (1) 可得到差压表△P1和△P2的压力值分别是:

要求是容器内液体的最低液面要大于h, 也就是说H>h, , 则可得到下式:

由 (8) 式可以看出被测量液位介质液面的高度只同差压△P1和△P2的比值有关, 同被测量液体介质的密度没有关系。

3.2.2 浮力式液位测量

在用浮力式液位计测量液位中, 要制作做一个固定高度为h的浮筒, 投入到被测介质容器里作为参比器件, 测量液位的最低高度要大于浮筒高度, 同参比浮筒要完全侵没在被测介质中。由式 (3) 可以得出, 这只高度为h的参比浮筒侵在液体里, 弹簧位移△H 2为:

用式 (3) 和式 (9) 作比较可得下式:

同样, 由 (10) 式可以看出被测量液位介质液面的高度只同弹簧位移△H和△H2的比值有关, 同被测量液体介质的密度没有关系。

3.2.3 超声波物位测量

超声波物位计的参比补偿方法就是在在增加一套超声波探头和电子转化器, 同时在容器内增加固定距离的反射板, 因为他们之间的距离是固定不变的, 因此可以计算出容器能的声速, 通过这一结果对式 (5) 进行参比补偿。这种方式因为容器的工艺要求很难得到实现, 因此这种方式极少能得到应用。

参比补偿方法也存在不足:第一, 它和直接补偿方法一样要求介质 (环境) 温度均匀, 并且介质内各处的物理性质要相同;第二, 测量仪表要成倍的增加, 这就是使安装和维护工作变得复杂, 相应费用投入增加巨大;第三, 对于差压液位计、浮筒液位计存在最小测量点, 而超声物位计存在最高测量点。

4 结束语

在物位测量中, 介质温度的变化直接影响物位计测量值结果的误差, 温度补偿是物位测量与检测不可缺少的环节, 通过两种温度补偿方法的分析, 我们可以看出只有正确的选择温度补偿的方法才能得到良好的补偿效果, 并且可以保证测量结果的准确性。

摘要：本文较全面的论述了温度变化对差压式液位计、浮力式液位计及超声波物位计在物位检测中对测量结果产生的影响, 并且给出了消除温度变化引起的测量值误差的温度补偿方法, 同时讨论这些方法的在实际应用中存在的不足。

关键词：介质温度,补偿方法,物位,检测

参考文献

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基于温度补偿的对时守时新方案篇7

随着智能变电站建设的深入,智能二次设备的各项指标均大幅提升。为获得高精度的过程层采样数据,对过程层设备的时钟精度提出了新的要求。文献[1]指出合并单元(MU)采样的同步误差应不大于 ±1μs,在外部同步信号消失后,至少能在10min内满足4μs同步精度要求。这就要求二次智能设备的时钟误差在外部时钟正常时必须小于1μs,且在外部时钟丢失时,能在10 min的时间内保持4μs的精度。这些指标对智能装置的时钟模块提出了很高的要求,要满足这些指标,必须开发高精度的时钟模块。文献[2-4]在开发高精度时钟方案中采用高精度恒温晶振,以降低因晶振频率不稳造成的误差。恒温晶振是通过保持精密恒温箱的温度恒定在远高于环境温度的高温状态下,使晶振的工作温度恒定,实现频率的稳定性。晶振在高温下的老化速度远高于低温[5],恒温晶振的老化将导致设备寿命大大降低,严重时可能导致频率漂移造成整个时钟系统紊乱。另外恒温晶振的体积和成本也高于温补晶振。因此,采用温补晶振开发时钟模块是本文的目标。

晶振固有频率不仅与它的形状有关,也与环境参数有关,如温度、湿度、压力、加速度、振动、磁场、电场、质量负载和辐射等,这些参数的变化都将不同程度地引起晶振频率的漂移[5]。其中压力、加速度、振动、磁场、电场、质量负载和辐射在变电站智能二次设备的设计中均有整体方案,可使其处于相对稳定的环境内,另外通过密封的封装可极大地降低湿度对晶振频率的影响,故这些因素可忽略。对晶振频率稳定性影响最大的是温度,因此在设计时钟模块的工作中,消除晶振频率受温度变化的影响成为工作的关键。

使用温补晶振设计时钟模块需解决以下两个问题:1外部时钟正常时,如何消除晶振温度变化的影响;2外部时钟异常时,如何降低晶振温度变化对时钟模块守时精度的影响。

本文从解决上述两个问题的角度出发,提出了一种基于温度补偿的对时守时新方法。该方法利用外部时钟的秒脉冲宽度消除晶振频率不稳的影响,并实时计算温补系数,在外部时钟消失后通过使用该温度补偿系数重新计算晶振的频率,从而降低温度对时钟模块精度的影响。

1 晶振的温度特性

根据文献[6],晶振的温频特性随着切型及切角的不同相差很大,其曲线类型为三次曲线或抛物线,温频特性可表示如下:

式中:T为任意温度;f为对应温度T时的晶振频率;T0为参考温度;f0为参考温度T0时的谐振频率;a0,b0,c0分别为一级、二级、三级温频系数。

由式(1)可知,对于特定的晶振,只要计算出a0,b0,c0,对应特定温度T时的晶振频率即可计算得到。T0和f0为晶振的标称值,无需测量。为计算其温频系数,需准确测量特定温度T及其对应的频率f。接下来的问题是如何提高频率的测量精度,并有效地利用这些量计算出温度系数,从而使用这些系数提高时钟模块的精度。

2 时钟模块新方案

为提高时钟模块的精度,在外部时钟正常时,利用外部时钟的秒脉冲宽度测量晶振的频率同时校正时钟精度,通过温度传感器测量对应的温度,实时计算并存储温度系数。在外部时钟消失时,使用上述温度系数,校正时钟模块的秒脉冲宽度,实现不受温度影响的高精度时钟模块。本方案的原理框图如图1 所示。

2.1 晶振模块

晶振模块采用频率为25 MHz的温补晶振,通过现场可编程门阵列(FPGA)倍频后生成100 MHz的频率供时钟输入模块、时钟输出模块作为基准频率使用。

2.2 时钟输入模块

时钟输入模块将外部输入的时钟信号(包括IRIG-B码和IEC 61588等)转换成秒脉冲和世纪秒供其他模块使用。在外部时钟源正常时,该模块用100 MHz的频率对外部秒脉冲的宽度计数,每秒生成一个计数结果,并将该结果传递给频率测量模块。另外将解析的外部秒脉冲和世纪秒传递给时钟输出模块。当外部时钟异常时,停止输出结果,并通知其他模块。

为简化算法、降低成本,假定外部时钟源为稳定的时钟源,不考虑其误差。

2.3 频率测量模块

用时钟输入模块输出的秒脉冲宽度计数结果计算频率,算法按式(2)的方式进行,即频率值为多次秒脉冲宽度计数值的平均值。

式中:Ni为第i次秒脉冲宽度计数值;i=1,2,…,n,其中n为计数次数。

此处采用平均值是为消除偶然误差,提高计算结果的可信度。因频率值和温度相关,计算平均值的样本数目不能太多,考虑温度不能突变并结合温度测量模块的温度输出频次,取4s的样本值为宜。在这4个样本中,去掉最大值和最小值,取中间两个样本的平均值。当样本值不足4个时,停止计算新的频率,输出结果保持上一次的计算值。

2.4 温度测量模块

本模块采用高速温度传感器,每2s转换一次温度值,温度误差小于0.01°C。其温度值实时输出给温度系数计算模块及秒脉冲宽度计算模块。

2.5 温度系数计算模块

从式(1)可知,温度系数按照一次系数、二次系数、三次系数至少需要3个方程才能计算出系数值。因频率样本每4s产生一次,故需12s计算一次温度系数。由式(1)可得:

式中:Δfi为对应温度Ti时测得的频率fi和f0的差值,i=1,2,3;ΔTi为实时温度Ti和T0的差值;ΔE为时钟输出模块计算出的频率误差,该误差由本地时钟和外部时钟秒脉冲之间的差值转换而成。

本模块按照每12s产生一次温度系数的方式生成温度系数序列,对产生的温度系数序列计算平均值,并将最新的计算结果传递给秒脉冲宽度计算模块。在外部时钟正常时,温度系数计算模块正常计算温度系数;当外部时钟消失时,温度计算系数模块停止计算,并保持计算结果。式(3)考虑了计算时钟和外部时钟之间的误差反馈,在外部时钟正常时降低了计算温度系数的误差。因计算结果无限接近实际值,故在外部时钟消失时,可有效保证秒脉冲输出的精度。

为避免产生病态方程组,采集频率时,判断该时刻温度和上一个频率对应的温度是否有一定差值(如取为0.05 ℃),如果差值太小,则保持上一次的方程组不变,仅计入 ΔE重新计算。

2.6 秒脉冲宽度计算模块

由式(1)可得:

式中:Tc为计算时刻采样得到的温度值;fc为计算频率。

由式(4)可实时计算得到晶振的频率,由频率可计算得到按此频率输出秒脉冲的宽度计数值。

本模块每秒计算一次秒脉冲宽度,并将该值实时传递给时钟输出模块。

2.7 时钟输出模块

时钟输出模块需要输出世纪秒、秒脉冲、测量频率和计算频率之间的误差 ΔE。在外部时钟信号正常时,时钟输出模块将获得的世纪秒及秒脉冲实时输出,同时测量自己输出的秒脉冲和外部秒脉冲之间的差值,并在下一个秒脉冲中适当予以补偿,这样使装置内部秒脉冲和外部秒脉冲保持一致。另外测量每个外部秒脉冲的宽度,并将该宽度和秒脉冲宽度计算模块的输出进行比较,产生的差值转化为频率差值 ΔE,作为温度系数计算的参考项,用以提高温度系数的计算精度。在外部时钟消失时,直接利用秒脉冲宽度计算模块的输出结果输出秒脉冲,并在秒脉冲输出时将本地世纪秒的值依次递加,确保整个时钟模块正常运转。

3 误差分析

本方案的误差来源主要有以下3个方面:1外部时钟源抖动造成温度系数计算误差增加;2频率测量结果存在的误差;3温度测量结果存在的误差。

当外部时钟源抖动时,频率测量会出现较大的误差,从而造成温度系数计算结果出现误差,最终可能导致时钟输出模块的时钟误差超出误差范围。为降低该误差的影响,本方案采用了4次样本计算一次频率的方法,并去掉最大值和最小值,以有效避免外部时钟抖动造成的影响。考虑到GPS时钟源本身[7]的时钟精度,本部分误差计为:ΔK1<20ns。

测量外部秒脉冲宽度使用的是100 MHz的方波,预估秒脉冲宽度误差为 ΔK2<10ns。

温度测量精度为0.01°C,而晶振参考温度T0在20°C附近,故其相对误差δ≤0.05%;考虑到修正参数 ΔE的影响,计算的温度系数对频率差的影响远小于0.02%,将造成秒脉冲宽度误差 ΔK3<6ns。

最终可得本方案的理论误差为:

本误差是在外部时钟消失的情况下,时钟模块进入守时状态时的误差。在外部时钟源信号正常时,时钟模块直接输出外部源的时钟信号,对IRIG-B或IEC 61588时钟信号而言,其误差仅为解码带来的延时及电信号传输延时造成的误差,不存在软件计算误差。

在长时间测量并取平均值后,频率测量误差和外部GPS时钟源误差均可忽略不计;外部时钟源异常时,其长期守时产生的误差主要由 ΔK3造成。故其守时精度完全满足文献[1]的要求。

4 实验验证及检测

4.1 实验数据分析

本实验选取的温补晶振标称参数为0°C时振荡频率25 MHz。本实验测量了该晶振在温度从-15°C到80°C之间变化的振荡频率。实际测量得到的晶振温频数据如表1所示,由该数据绘制的温频特性曲线如图2所示。

从图2可看出,在考虑实验室测量误差的情况下,该曲线是三次曲线,可用三次曲线模拟。

本文选取任意两组温度频率作为算例,并比对计算结果和实际测量值。

第1组选取45.53,49.00,54.84°C这3个温度点计算出的温度系数为a0=6.984 2×10-9,b0=-8.314 6×10-11,c0=3.799 5×10-12。利用该系数计算10min内温度从56.5°C到57.5°C之间变化的数据,并实际测量该变化过程的晶振数据。经实际测量,得到10min累计值为15 000 012 468,通过式(4)计算得到累计值为15 000 012 473,两者相差7,每个计数值为40ns,则守时精度为280ns,完全满足4μs的要求,如图3所示。图中每点表示在该秒内测量得到的晶振频差,频差为实测频率或计算频率与晶振标称频率的差值。

第2组选取29.10,34.22,40.23°C这3个温度点计算出的温度系数为a0=1.496 3×10-7,b0=-6.954 4×10-9,c0=8.587×10-11。利用该系数计算10min内温度从43°C到44°C之间变化的数据,并实际测量该变化过程的晶振数据。实际测量得到10min累计值为15 000 006 210,通过式(4)计算得到的累计值为15 000 006 268,两者相差58,每个计数值为40ns,则守时精度为2 320ns,也满足4μs的要求,如图4所示。

由上述两组数据可知,该方法完全能够满足在外部环境温度变化过程中设备的守时精度要求。

4.2 入网检测

本方案已得到实际应用,并于2013年1月通过开普实验室入网检测[8]。由检测数据可知,在外部时钟正常时,最大误差为279.3ns,最小为73.9ns,平均值为175.4ns;外部时钟消失时,10 min内的守时误差为283.0ns,远高于10 min内4μs的技术要求。

5 结语

温度补偿篇8

全光纤电流互感器(all-fiber optical current transformer,FOCT)相对传统的电磁式互感器具有绝缘性好、抗电磁干扰能力强、动态范围大、频带宽、重量轻、体积小、安全性高,以及可测交直流信号等优点。它适应了电力系统数字化、智能化和网络化发展的需要,成为数字化变电站电流信号采集装置的首选[1,2,3,4]。

目前,制约FOCT大范围推广应用的主要因素之一,是其测量准确度对外界环境温度(-40～70 ℃)十分敏感[5]。因此,减小环境温度引入的误差,成为FOCT实用化必须解决的问题。文献[6]提出一种在FOCT闭环信号检测方案基础上,通过改变相位调制的占空比,使用第2路A/D转换器提取出干涉结果的直流信息,从而在电路上对互感器温度误差进行补偿的方案。该方案增加了信号处理的复杂程度,且该方案没有对维尔德(Verdet)常数随温度变化而引入的误差进行补偿。本文提出一种从光路结构上进行优化设计的温度误差补偿技术,使对温度敏感的λ/4波片引入的误差与维尔德常数变化引入的误差相互补偿,从而减小环境温度对FOCT准确度的影响,使其达到实用化的要求。

1 FOCT的组成结构和基本原理

FOCT的工作原理是基于安培定律和法拉第磁光效应,其基本组成结构如图1所示[7]。可以看出,由光源发出的光经过环行器后,由光纤起偏器起偏为线偏振光。起偏器的尾纤与相位调制器的尾纤以45°熔接,线偏振光以45°注入保偏光纤,分别沿保偏光纤的X轴和Y轴传输。这2个正交模式的线偏振光经过λ/4波片后,分别变为左旋和右旋圆偏振光,进入传感光纤圈中传播。载流导线中传输的电流产生磁场,在传感光纤中产生法拉第磁光效应,使这2束圆偏振光产生相位差,经反射镜端面处反射后,2束圆偏振光的偏振模式互换(即左旋光变为右旋光,右旋光变为左旋光),再次通过传感光纤圈并经法拉第效应,使2束光产生的相位差加倍。

实际产生的相位差ϕF为:

ϕF=4NVI (1)

式中:N为光纤圈数;V为光纤维尔德常数;I为导线中通过的电流。

这2束光再次通过λ/4波片后,恢复为线偏振光返回,并在起偏器处发生干涉。最后,携带由法拉第效应产生的非互易相位差信息的光,通过环行器进入光电探测器,接收到的光功率Pd可表示为:

$Ρ_{d} = Κ Ρ_{0} (1 + \cos (ϕ_{F} + ϕ_{b})) (2)$

式中:K为光路损耗系数;P0为光源输出光强;ϕb为干涉仪的相位偏移。

如式(2)所示,可通过检测输出光强信号确定待测电流产生的相位差ϕF,进而依据式(1)计算出导线中通过的电流值。

为了检测电流产生的相位差ϕF,采用在光纤陀螺中较成熟的全数字闭环反馈的信号检测方案[8]。该方案具有动态范围大、检测精度高的优点。

2 FOCT温度误差分析

如图1所示,在实际挂网过程中,前半部分光路和电路一般放置于变电站控制室屏柜内或带温控的机箱内,工作温度比较稳定。受环境温度影响较大的主要是室外部分光路,包含传输光缆和光纤传感头部分,而传输光缆使用的光纤为保偏光纤,其光学特性对温度较不敏感,因此受环境温度影响最大的部分为光纤传感头。

光纤传感头包含3部分:λ/4波片、传感光纤圈和反射镜。由于反射镜一般采用在光纤端面镀介质膜的方法,其介质膜反射率在-40～70 ℃范围内受温度变化影响很小,因此整个光纤传感头中受温度影响最严重的器件是λ/4波片和传感光纤圈。下文将详细研究这2个光路元件引入的温度误差。

2.1λ/4波片引入的温度误差分析

λ/4波片的作用是将2束沿保偏光纤偏振主轴传输的线偏振光转变为旋向相反的2束圆偏光,并且在这2束圆偏光产生法拉第相移后,再重新转变为模式互换的2束线偏振光。它通常由2段保偏光纤以45°对轴熔接制作而成,其中输出端光纤的长度截取为保偏光纤拍长的1/4。在理想情况下,λ/4波片的对轴角θ为45°,相位延迟角φ为90°。但由于制作工艺存在误差以及温度对波片相位延迟的影响,λ/4波片并非一直工作在理想状态,此时光电探测器上探测的光强可表示为[9]:

$\begin{array}{l} Ρ_{d} = Κ Ρ_{0} [4 + (1 + \sin φ \sin 2 θ)^{2} \cos (ϕ_{F} - \\ ϕ_{b}) + 2 (\sin^{2} φ \sin^{2} 2 θ - 1) \cos ϕ_{b} + \\ (1 - \sin φ \sin 2 θ)^{2} \cos (ϕ_{F} + ϕ_{b})] (3) \end{array}$

令q=1-sin φsin 2θ,将式(3)展开,并忽略q2引起的微小误差项,可得

Pd=4KP0[1-qcos ϕb+(1-q)cos(ϕF-ϕb)] (4)

在闭环反馈的信号检测方案中,由于相位调制器受到方波调制[8],因此干涉仪的相位偏移ϕb=±π/2,可得

Pd=4KP0[1±(1-q)sin ϕF] (5)

除去直流项后,可得系统的干涉输出Pd为:

Pd=4KP0sin φsin 2θsin ϕF (6)

由于系统使用闭环反馈的检测方案,因此在每个反馈循环中,法拉第效应产生的相位差ϕF很小,因此式(6)可近似为:

Pd=4KP0ϕFsin φsin 2θ (7)

由式(7)可以看出,FOCT的输出直接受λ/4波片性能的影响,当λ/4波片的相位延迟角φ或对轴角θ随外界环境温度发生变化时,FOCT的比例系数就会发生变化,从而引入温度误差。定义室温T0为25 ℃时λ/4波片的相位延迟角为φ0,温度变化引起的波片相位延迟角变化量为Δφ,则根据式(7)和式(1)可推导出互感器电流相对误差(简称比差)Er为:

$E_{r} = \frac{ϕ_{F^{'}} - ϕ_{F}}{ϕ_{F}} = \frac{\sin φ_{0}}{\sin (φ_{0} + Δ φ)} - 1 (8)$

式中:ϕF′为温度变化时的相位测量值。

由文献[10]可知波片的相位延迟角φ为:

φ=Δβ0L0[1+C(T-T0)] (9)

式中:Δβ0为保偏光纤X轴与Y轴的传播常数差;C为保偏光纤相位延迟角随温度变化的系数;L0为光纤波片的长度;T为外界环境温度。

当温度发生变化时,波片的相位延迟角改变量Δφ为:

Δφ=Δβ0L0C(T-T0) (10)

由于Δβ0=2π/LB其中,LB为λ/4波片光纤的拍长,且对于λ/4波片L0=LB/4,通常用于制作波片的保偏光纤为椭圆芯光纤,C=-0.012 6°/°C。将计算结果代入式(8),可得到互感器的比差与波片初始相位延迟角和温度的关系为:

$E_{r} (φ_{0}, Τ) = \frac{\sin φ_{0}}{\sin (φ_{0} + Δ β_{0} L_{0} C (Τ - Τ_{0}))} - 1 (11)$

当λ/4波片的初始相位延迟角分别为80°,85°,90°,95°,100°和105°时,温度从-40～70 ℃引起的FOCT比差曲线如图2所示。

由图2可以看出,当φ0=90°和φ0=95°时,Er<0.1%;当φ0>100°时,Er随着温度的升高由正值变为负值;当φ0<85°时,Er随着温度的升高由负值变为正值。

由上述分析可知,λ/4波片引入的温度误差大小和正负可以通过调整波片的初始相位延迟角φ0进行改变。

2.2 传感光纤圈引入的温度误差分析

2.2.1 线性双折射随温度变化引入的误差

传感光纤中的线性双折射与电流产生的法拉第效应一样,会使偏振光偏振面发生旋转,产生一个法拉第效应无法区分的误差信号,该误差的大小与光纤中线性双折射的大小有关[11]。光纤中的线性双折射由光纤本身固有因素和外界因素引起。前者主要由制造时光纤纤芯非圆引起, 后者则由压力、形状和环境温度等因素引起。与此同时,当环境温度发生变化时,传感光纤与封装材料的膨胀系数不同而产生的应力,导致线性双折射发生改变,也将引入温度误差。

为了减小线性双折射的影响,可采取以下措施。

1)减小光纤固有双折射。可采用低双折射率光纤,该光纤在制造过程中,将普通光纤的预制棒绕轴向旋转,旋转速度达到每分钟几千转,可大大减小光纤的不对称性,从而减小光纤的固有双折射。

2)沿轴向扭转已制好的传感光纤,在光纤中引入大量的圆双折射来抑制线性双折射,使系统保持较高的测量灵敏度和温度稳定性[12]。

3)采用将传感光纤圈退火的方法可以有效消除弯曲产生的线性双折射;其缺点是由于高温退火,使光纤变得异常脆弱,对退火光纤的封装提出了很高的要求。

4)采用与光纤膨胀率相近的封装材料对传感光纤圈进行封装,减小温度变化引起的线性双折射。

2.2.2 维尔德常数随温度变化引入的误差

光纤维尔德常数V是衡量其磁致旋光效应的主要参数,它的大小与物质的性质和光的频率有关。在实际应用中,由于物质的性质随温度变化,因此维尔德常数也与温度有关[13],对于SiO2光纤来说,其维尔德常数与温度的关系可表示为:

$\frac{1}{V_{0}} \frac{\partial V}{\partial Τ} = 6.9 \times 10^{- 5} ℃^{- 1} (12)$

式中:V0为室温25 ℃下的维尔德常数。

1 310 nm波长的V0≈1.1×10-6rad/A。因此,维尔德常数随温度的变化率为:

$\frac{\partial V}{\partial Τ} = 7.59 \times 10^{- 11} r a d / (A \cdot ℃) (13)$

由维尔德常数变化引入的温度误差可表示为:

$E_{r} (V, Τ) = \frac{4 Ν Ι (V_{0} + Δ V)}{4 Ν Ι V_{0}} - 1 = \frac{Δ V}{V_{0}} (14)$

式中:ΔV为维尔德常数变化量。

由式(14)可以看出,不同温度下维尔德常数变化引入的误差与温度呈线性关系。当温度由-40 ℃变化到70 ℃时,由于维尔德常数变化引起的FOCT比差从-0.45%变化到0.31%,变化量为0.76%,已经超出了0.2 s级测量用电子式电流互感器要求的0.2%的误差极限,必须采取措施进行补偿。

3 FOCT温度误差补偿技术

综合上述FOCT温度误差分析可知,温度误差的2个主要来源是:①λ/4波片的初始相位延迟角引入的误差;②维尔德常数变化引入的误差。那么是否存在一个合适的φ0,使得在每一个温度点波片引入的温度误差正好与维尔德常数引入的温度误差大小相近,正负相反,从而实现系统温度误差的相互补偿。下文将估算该初始相位延迟角φ0的大小。

由图2可知,当100°<φ0<105°时,随着温度的升高,Er由正值转为负值,并且通过线性拟合可知,此时温度误差曲线的线性度大于0.999。为了简化计算,可认为此时φ0引入的误差与温度近似呈线性关系。于是当温度由-40 ℃变化到70 ℃时,由φ0引起的FOCT比差变化总量ΔEr可表示为:

$\begin{array}{l} Δ E_{r} (φ_{0}) = E_{r} (φ_{0}, 70 ℃) - E_{r} (φ_{0}, - 40 ℃) = \\ \frac{\sin φ_{0}}{\sin (φ_{0} - 0.9 °)} - \frac{\sin φ_{0}}{\sin (φ_{0} + 1.3 °)} (15) \end{array}$

其曲线如图3所示。

从图3可以得到,要使λ/4波片引入的温度总误差正好补偿维尔德常数引入的温度总误差,即当ΔEr(φ0)=-0.76%时,φ0=101°。

为了验证当φ0=101°时,由波片引入的温度误差在各个温度点都与由维尔德常数引入的温度误差大小相近、符号相反,可将φ0=101°重新代入式(11),并作出其实际的误差曲线。如图4所示,3条曲线分别为φ0=101°时由λ/4波片引入的温度误差和维尔德常数变化引入温度误差,以及两者叠加后的合成误差。

从图4中可以看出,在-40～70 ℃的整个温度区间内,FOCT系统的合成误差小于0.1%,满足国家标准中0.2 s级测量用互感器的0.2%误差极限要求。

4 FOCT温度误差补偿试验结果

为了测试FOCT在高低温环境下的误差,参照GB/T 20840.8—2007国家标准的要求搭建了测试系统,其结构如图5所示。

升流器产生的一次电流通过基准电流互感器(TA)和待测FOCT。合并单元发出2路触发信号:一路触发FOCT检测电路输出待测FOCT信号;另一路触发基准A/D转换器对基准互感器的二次输出精密电阻器两端电压进行采样,得到基准TA信号。2路信号通过合并单元进入上位机进行误差分析。

为了验证上述计算结果,在室温25 ℃下制作了一个φ0=101°的FOCT传感头,放入高低温试验箱进行温度循环准确度试验,温度从-40～70 ℃变化,温度变化速率20 ℃/h。升流器输出的一次电流为800 A,FOCT的额定电流为4 000 A。测试结果如图6所示。

从图6可以看出,在环境温度从-40 ℃变化到70 ℃范围内,通过温度补偿措施,FOCT的最大比差为0.11%,小于国家标准中0.2 s级测量用互感器的0.2%误差极限,误差曲线存在的波动由传感光纤圈的线性双折射所引入。

5 结语

本文深入分析了FOCT的主要温度误差来源,理论计算了温度变化时光纤λ/4波片和维尔德常数引入的误差大小,提出了采用λ/4波片温度特性对光纤维尔德常数变化进行温度误差自补偿的方法,并计算出实现该方法需要的λ/4波片初始相位延迟角为101°。测试结果表明,采用该方法设计的FOCT比差在-40～70 ℃时为0.11%,满足国家标准中0.2 s级测量用电子式电流互感器的温度循环准确度要求。

摘要：分析了全光纤电流互感器(FOCT)温度误差的主要来源,理论计算了温度变化下光纤λ/4波片与维尔德(Verdet)常数引入的误差,提出了一种温度误差补偿技术。通过在制作光纤λ/4波片时选择合适的初始相位延迟角,使λ/4波片引入误差与维尔德常数引入误差正好相反,从而达到相互补偿的目的。试验结果表明,通过补偿,FOCT能够满足0.2s级测量用电子式电流互感器的温度循环准确度要求。

温度补偿篇9

江苏华电扬州发电有限公司#6、#7机组汽轮机为哈尔滨汽轮机厂亚临界中间再热凝汽式汽轮机,型号为C300/N330-16.7/538/538。锅炉为东方锅炉厂DG1036/18.2-114型自然循环汽包炉。DCS、DEH控制系统都为上海新华电站XDPS-400系统。2台机组分别投产于2005年5月和9月。

在#6、#7机组实际运行中,运行人员经常反映CRT上温度与就地表计显示值之间有偏差,或者温度值不符合逻辑。通过系统校验发现,现场来的热电偶毫伏信号准确,热电偶参考端的温度值与DCS系统冷端温度补偿值之间偏差较大,有时达到4～5℃,这是产生示值偏差的主要原因。

1 原因分析

根据热电偶的中间温度定律可知:热电偶在接点温度为t,t0时的热电势等于该热电偶在接点温度分别为t、tn和tn、t0时相应的热电势的代数和。热电偶的分度关系是在冷端温度为0℃的情况下得出的,如果测温热电偶的热端为t℃,冷端不是0℃而是tn℃,这时不能用测得的E(t,tn)去查分度表得到t,而应该根据下式计算热端为t℃、冷端为0℃时的热电势:

式中,E(t,0)为冷端为0℃、热端为t℃时的热电势;E(t,tn)为冷端为tn℃、热端为t℃时的热电势,即实测值;E(tn,0)为冷端为tn℃时应加的校正值。

图1为2012年5月11日#6机组#5 DPU#1卡件柜温度及参数示意图。

假设:机柜温度场的变化从上至下近似于线性关系。

通过插入法,求出各点的温度如表1所示:

卡件柜补偿电阻位于F4卡中间位置,CRT显示该点补偿温度NoAxTag=26.45℃。插入法计算的该点温度tF4中=26.60℃。

经比较,通过插入法计算温度场的变化是可行的,假设成立。

注:同一高度的卡件温度相同,即F1与F0相同,F3与F2相同,以此类推。

1.1 误差分析

以#6机组第一级蒸汽温度1 (23TE2101,K分度)为例进行分析。设定:(1)第一级蒸汽温度1接线于F0卡第0通道;(2)该点现场实际温度为538.0℃。根据式(1),参考端的信号E参=E(538,29.12)=21.019 mV;理论的补偿信号E理=E(29.12,0)=1.167 mV;实际的补偿信号E实=E(26.45,0)=1.059 mV;实际上DCS信号E=21.019+1.059=22.078 mV。通过查对照表及使用插入法,CRT上显示温度t应为533.72℃。Δt=538.0-533.72=4.28℃在上述设定的基础上,该点在此处的系统误差达4.28℃。

1.2 偏差分析

以#6机组主汽门蒸汽温度1(23TE51A,K分度)、主汽门蒸汽温度2(23TE51B,K分度)为例进行分析。设定:(1)主汽门蒸汽温度1接线于F0卡第8通道,主汽门蒸汽温度2接线于F8卡第7通道;(2) 2点现场实际温度都为538.0℃。根据式(1),参考端的信号E参1=E(538,29.12)=21.019 mV;E参2=E(538,24.08)=21.235 mV。理论的补偿信号E理1=E(29.12,0)=1.167 mV;E理2=E(24.08,0)=0.961 mV。实际的补偿信号E实=E(26.45,0)=1.059 mV。实际上DCS信号E1=21.019+1.059=22.078 mV;E2=21.235+1.059=22.294 mV。通过查对照表及使用插入法,CRT上显示温度t1和t2应为533.72℃、538.79℃。Δt=538.79-533.72=5.07℃在现场具有相同温度的点,由于接入机柜卡件位置的不同,导致偏差达到5.07℃。

2 对策

为了解决单一补偿点带来的系统误差较大的问题,我们提出了用多个补偿点模仿温度场的变化这一新方案,示意图如图2 所示。

在每块热电偶卡的中心点设置一个补偿电阻,该热电偶卡的温度补偿通过对应的补偿电阻实现。

2.1 误差分析

同样以#6机组第一级蒸汽温度1为例进行分析。设定:(1)第一级蒸汽温度1接线于F0卡第0通道;(2)该点现场实际温度为538.0℃。根据式(1),参考端的信号E参=E(538,29.12)=21.019 mV;理论的补偿信号E理=E(29.12,0)=1.167 mV;实际的补偿信号E实=E(28.76,0)=1.158 mV;实际上DCS信号E=21.019+1.158=22.177 mV。通过查对照表及使用插入法,CRT上显示温度t应为536.45℃。Δt=538.0-536.45=1.55℃在上述设定的基础上,该点的系统误差为1.55℃。由于0通道离该卡件中心点最远。越靠近中心,系统误差越小。

2.2 偏差分析

用同样的方法对偏差进行分析,在上述条件下,主汽门蒸汽温度1、2的偏差只有1.26℃。可以发现,采用多点补偿后,系统误差大大减小,偏差也缩小很多。

2.3 实施

在报请公司技术部门批准后,利用#6机组调停的机会,对上述方案进行了实施(表2)。同时,对DCS热电偶补偿的组态进行了修改。新方案取得了预期的效果,并利用机组调停的机会对#7机组使用了相同的方案。

3 结语

多点补偿的方法虽然多占用了几个通道,但是其模拟了机柜温度场的变化,对热电偶卡件进行冷端温度补偿,能够很大程度上减小系统误差,提高了XDPS-400系统数据的精度,为运行提供了更可靠的依据,具有很好的实际意义。

参考文献

【温度补偿】推荐阅读：

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