复合动力

复合动力（通用9篇）

复合动力 篇1

0 引言

随着世界石油资源的日益枯竭以及各国环境保护力度进一步加大，全球汽车工业进而转向寻求更加节能和环保的新型汽车动力系统。电动混合汽车（HEV）是将传统的内燃机驱动与纯电动驱动方式相结合，在满足汽车动力性能要求的前提下，充分利用电池系统和电机系统的配合来进一步优化内燃机的效率，促使整车经济性和排放性能较传统汽车有很大提高，因此正逐步被推广。而液压混合动力汽车凭借液压蓄能器功率密度大、充放能量速度快、能量回收效率高和二次元件可以工况互逆等优点，构建了以液压蓄能器和二次元件为核心的全新能量再生系统，也正在逐步被广泛采用。

通过深入研究电动混合汽车和液压混合动力汽车可以发现，电动混合汽车电池的能量密度大，运行经济性好，但存在功率密度小、制动能量回收效率较低等缺点，同时电池的价格及寿命制约了电动混合汽车的发展；液压混合动力汽车虽然能量密度较小，但功率密度大，存在由于具有较高的功率密度所以可在短时间内完成车辆制动时能量转换和储存要求的优势。因此结合两种混合动力系统，提出一种新型混合动力系统———电液复合动力系统，是进一步达到降低油耗，减少排放污染，延长发动机和刹车系统寿命的预期目标。

1 电液复合动力系统

电液复合动力系统是将电动混合动力系统与液压混合动力系统共同作用到驱动桥上，现采取并联的方式通过耦合装置共同左右在驱动桥上，如图1所示。

2 电动混合动力系统关键技术

根据混合动力系统的双动力源和组合方式不同，电动混合动力汽车可分为串联式、并联式和混联式三种不同的动力传动方式。由于电动混合动力汽是汽车、电力拖动、化学电源、自动控制等工程技术中最新成果的集成产物，因此目前需要解决的关键技术有如电池及电池管理系统、电机及电机控制系统、驱动系统控制等。

2.1 电池及电池管理系统

混合动力汽车上的电池性能要求不同于一般的纯电动汽车，由于混合动力汽车的电池在工作中处于非周期性的充放电循环中，电池充放电速率和效率较高，这就要求混合动力汽车所用电池在满足高能量密度的同时，更重要的是要满足高的功率密度，以便在加速和爬坡时能提供较大的峰值功率。同时由于电池的性能和寿命与电池的充放电历史、电池工作温度等因素密切相关，过充电和过放电等情况的存在都会严重影响电池性能甚至造成电池损坏，所以通过电池管理系统对电池工作过程和工作环境形成监控，进而提供准确的电池剩余电量预测，对充分利用电池能效，延长电池使用寿命具有非常重要的意义。由此可见，研究与开发高性能、低成本、长寿命的电池及其管理系统，仍然是影响混合动力汽车发展的关键问题之一[1]。

2.2 电机及电机控制系统

电机是电动混合动力汽车的驱动元件之一，其选用原则为性能稳定、重量轻、尺寸小、转速范围宽、效率高、电磁辐射尽量小、成本低等；此外电机的峰值功率要具有启动发动机能力、电驱动能力、整车加速能力、最大再生制动能力等。目前混合动力汽车上使用的电机主要有直流永磁电机、永磁无刷同步电机、交流异步电机、开关磁阻电机等。当车辆下坡行驶或制动减速时，应当确保电机工作于发电机状态，顺利将制动时的机械能转化成电能，并存储到蓄电池中，因此电机控制系统要达到能对电机的工作模式进行控制，使其满足汽车行驶的动力性要求。

2.3 驱动系统控制

串联混合动力汽车上，唯一的驱动模式是电力驱动。串联混合动力汽车控制系统比较简单，发电机运行的控制只需根据蓄电池充放电状态决定发电或停止[2]。并联混合动力汽车驱动系统中有发动机和电机两个动力源，两个动力源存在多种配合工作模式，如纯电动、发动机驱动、发动机驱动+电机辅助、发动机驱动+发电机充电等。根据汽车行驶的需要，动力系统在这些工作模式间相互切换，形成许多对单个动力源来说的不连续瞬态过程，加上发动机的转矩响应时间常数与电机有较大的差异，要维持混合动力系统总的动力输出平稳和连续，就必须对这些瞬态过程中两个动力源的动力输出进行协调控制。因此需要解决的控制问题主要有：(1)发动机的快速平稳起动；(2)发动机进入驱动前的转速和离合器接合过程控制；(3)状态切换造成的对发动机需求转矩产生突变时（如由电机功率辅助切换到发动机驱动并向电池充电），发动机与电机转矩的协调控制；(4)汽车总需求转矩产生较大波动时电机和发动机的转矩协调控制[3]。

因此驱动系统的控制策略要能通过实时分析汽车的行驶状况、发动机和电机的转矩特性以及电池SOC大小等信息，决定混合动力汽车的工作模式，确定发动机与电动机的合理工况点。即需要对并联混合动力汽车的驱动系统的起步、模式切换、换档等动态过程进行控制。目前，国内对这一方面的研究还不多。丰田混合动力系统则利用精心设计的动力分配机构，即行星齿轮机构很好地解决了动态协调控制问题，从而提高了整车的动力性和燃油经济性，这促使丰田Prius在全球范围内畅销。随着对混合动力系统控制策略研究的深入，诸如自适应控制、模糊逻辑控制、神经元网络控制等方法得到有效地运用，这些方法可以改善动态协调控制的性能，提高HEV对各种工况的适应能力。

3 液压混合动力系统关键技术

液压混合动力系统动力传动根据系统布置方式和传动方式不同可以分为串联式、并联式和混联式和轮边式四种。液压混合动力系统技术相对较成熟，需解决的关键技术主要是液压蓄能器的选用、液压泵/马达的选用及多动力源匹配技术的完善。

3.1 液压蓄能器

液压蓄能器是液压混合动力系统驱动单元中重要的组成部件，其选用对于液压辅助单元的正常工作十分重要，蓄能器的容量选择过大，会降低系统反应速度，且给系统在车辆上的布置带来困难，选择过小会造成对制动能量不能及时收回[4]。能量密度与功率密度是衡量蓄能器性能的两个重要指标。高的能量密度使汽车具有后备充足的能量，大的功率密度可使汽车迅速且充分地储存和释放车辆的制动能量[5]。因此，在不增加容积的前提下，利用先进的制作工艺以及合成材料研究能量密度高、功率密度大、能量回收率高、充放能量速度快的液压蓄能器是液压蓄能器技术发展的方向，以进一步提高能量的回收与重新利用率。

3.2 液压泵/马达

在液压混合动力车辆中，二次元件液压泵/马达是一个关键性元件，驱动工况时以液压马达的形式工作，给车辆提供辅助驱动力，制动工况时，以泵的形式工作，回收车辆的制动能量，将液压油存储到高压蓄能器中[6]。目前，二次元件的工作效率、可靠性以及成本因素是制约液压泵/马达技术发展的瓶颈。提高液压泵/马达的工作效率，增加可靠性和降低成本成为推动液压混合动力技术发展的关键所在。

3.3 多动力源匹配技术（油路分配控制模块）

同电动混合动力系统类似，液压混合动力系统包括液压源驱动和发动机驱动两套驱动系统，两套动力源间需要采用动力复合装置实现2种动力的高效匹配，而匹配技术的好坏直接影响到液压混合动力车辆的动力性、经济性以及排放性能。因此，匹配时要权衡系统关键元件的性能、工作效率以及参与工作的时间，通过对车辆的实际工程约束条件、整车性能设计指标及其与动力系统部件的相互影响进行分析，优化关键元件的匹配关系来提高车辆的整体性能[7]。

4 小结

在世界石油资源日益减少、汽车快速发展的今天，混合动力汽车作为提高车辆经济性的重要手段，正在被各国政府和汽车生产厂商所重视。而电液复合动力系统既能够保证发动机起步、低速等工况下在高效率区工作，又能实现汽车制动能量的再生利用。减小了汽车发动机的额定储备功率，减少发动机的运行消耗。此系统可以应用在城市公交车上，新旧车都能适用，该系统经优化推广后，必将带来更大的社会效益和经济效益。

参考文献

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[6]胡小东.并联式液压混合动力重型车的分析与仿真[D].吉林:吉林大学,2009.

[7]刘涛,姜继海,孙辉吗,等.静液传动混合动力汽车的研究与进展[J].汽车工程,2009,31(7):586-591.

复合动力 篇2

采用差示扫描量热法(DSC)对聚甲亚胺(PAM)/尼龙6复合材料等温结晶过程进行了研究.结果表明,PAM的加入使得基体的结晶速率增大,尤其是当含量为5%时,半结晶期明显减少.研究还发现,该体系的等温结晶过程完全可以用Avrami方程来描述,各试样的.Avrami指数均在2～3之间,表明Avrami指数、球晶生长方式基本不受聚甲亚胺加入的影响.基体中原位形成的聚甲亚胺微纤起到了诱导结晶的作用,使得基体的结晶速率加快,但随着微纤含量的增加,由于分散性能变差而使得诱导结晶的能力减弱,表现为结晶速率又有所降低.

作 者：丁会利 吕建英 瞿雄伟 赵敏 盛京 作者单位：丁会利(天津大学材料科学与工程学院,天津,300072;河北工业大学高分子材料科学与工程研究所,天津,300130)

吕建英,瞿雄伟,赵敏(河北工业大学高分子材料科学与工程研究所,天津,300130)

盛京(天津大学材料科学与工程学院,天津,300072)

非线性阻尼动力方程的复合积分法 篇3

非线性动力方程的一般表达式如式(1)所示,其中u,和分别为系统位移、速度和加速度向量;M为系统质量矩阵,和tg(u)分别为系统阻尼力项和恢复力项;tR为给定外荷载(假设仅为时间的函数).

式(1)的求解为二阶常微分方程组的积分问题,其初始条件为0u,和.由于非线性项的存在,数值求解一般只能采用直接积分法,而模态叠加法则不再适合.常用的直接积分法[1,2,3]有Newmark-β法、Wilson-θ法、Houbolt法、中心差分法以及基于状态方程的一阶常微分方程组的相关数值解法,如Runge-Kutta法、Adamas法等.相对于原方程,其状态方程维数增加一倍且其显式格式受步长影响较大;另一方面,其隐式迭代格式同样需要增加计算量,故在系统自由度较多时,一般不采用基于状态方程的常微分方程解法.同时,无条件稳定直接积分法在积分步长较大时,可能仍然会出现稳定性问题.

Bathe[4,5]通过引入时间步长因子γ,提出一种隐式复合时间积分法(composite implicit time integration),就线性阻尼系统按等距步长给出相关算例,并与Trapezoidal rule和Wilson-θ法从算法阻尼以及数值稳定方面进行对比.本文根据文献[4]的思想,推导基于速度变量的隐式复合积分方法;以非线性阻尼Sdof系统为例,按照上述方法和基于BFGS迭代分别编制Fortran程序,计算结果与Adina软件对比并分析了步长因子γ数值稳定的影响.

1 复合隐式积分法

t时刻,系统状态量(tu,t和t)均已知,根据线性加速度假设有[4]

t+γΔt时刻系统平衡方程为

联立式(2)～(4)可得关于位移变量t+γΔtu变量的Newton-Raphson迭代求解格式

同样,联立式(2)～(4)可得关于速度变量的Newton-Raphson迭代求解格式

分别联立式(2),(3),(5)和式(2),(3),(7),即可得到具体的迭代格式,关于t+γΔt的Newton-Raphson迭代格式使用较少,此处略.于是可以获得系统在t+γΔt时刻的状态量(t+γΔtu,和t+γΔt),再利用t和t+γΔt时刻状态量求解t+Δt时刻状态量.

任意函数h在t+Δt时刻的导数可由其在t与t+γΔt时刻的函数值表达[6]

其中,

由式(9)可得

同式(5),对于t+Δt时刻系统平衡方程,联立式(10)和式(11)可得关于位移变量t+Δtu的NewtonRaphson迭代求解格式

同理,可得关于速度变量的NewtonRaphson迭代求解格式

由上可见,在求解t+Δt时刻状态量过程中需要两次使用Newton-Raphson法,计算量可以近似为常规方法的两倍,但是由于可以采用相对大的步长,并且算法仍然稳定.同时,为减少计算量,可以考虑在第2次迭代中使用修正的Newton-Raphson法,即采用第1次Newton-Raphson法中的部分切向刚度.

当γ=1时,直接利用式(5)和式(6)便可求出t+Δt时刻的状态量,即为常规直接积分法;当0<γ<1时,系利用t和t+γΔt时刻两点状态量通过外插求解t+Δt时刻状态量;当γ>1时,系利用t和t+γΔt时刻两点状态量内插求解t+Δt时刻状态量;如图1所示.文献[4]根据基于位移变量的Newton-Raphson迭代格式,采用等间距内插法(γ=0.5)针对含非线性恢复力项动力方程(阻尼项为线性的)给出算例.以上推导给出了含非线性阻尼项与非线性恢复力项动力方程的隐式复合积分求解方法.根据式(7),式(8),式(14)和式(15)迭代格式,针对含非线性阻尼项动力方程(恢复力项为线性的)给出算例,并对时间步长因子γ作参数分析.

2 非线性阻尼系统方程求解

非线性阻尼系统动力方程如式(16)所示.这里假定系统恢复力项为线性的(Kt)且外荷载tR仅随时间变化.

利用Runge-Kutta法可以方便地对式(16)的状态方程进行显式求解,但对积分步长要求较严格.根据式(7),式(8),式(14)和式(15),得基于速度变量的Newton-Raphson迭代格式

根据式(2),式(3)解出t+γΔtu和t+γΔt.

根据式(10)和式(11)解出t+Δtu和t+Δt.

迭代格式(17)～式(20)的收敛准则均采用联合增量控制,如式(19)和式(20)迭代的收敛准则为

3 数值算例

非线性黏滞阻尼器因输出力大,受环境影响小等优点而广泛应用于建筑、桥梁等结构的减振控制,其输出力与端部相对速度的关系为

其中,f为非线性黏滞阻尼器输出力,c为阻尼系数,v为阻尼器端部相对速度,sgn为符号函数,α为速度指数(一般地:α∈[1,3]).

不同速度指数下,阻尼器输出力与速度间的关系如图2(a)所示:当0<α<1时,称为非线性黏滞阻尼器,速度较小时阻尼器即可以产生较大的阻尼力,而当速度较大时,阻尼力增加较慢;α>1时称为超线性阻尼器,阻尼力输出与0<α<1时的情况相反;当α=1时,称为线性黏滞阻尼器.

含非线性黏滞阻尼器的单自由度系统如图2(b)所示,其动力方程为

给定系统参数如表1所示,外荷载R(t)系周期为1s,幅值为50 N的正弦波.

文献[7]结合Wilson-θ法,给出式(23)的Newton-Raphson迭代求解格式,并与采用等效线性化法求解非线性动力方程的Sap2000软件计算结果进行了对比.本文根据上述基于速度变量的复合时间积分算法(KJB-Velocity)编制Fortran程序对式(23)求解.积分步长与时长分别为0.04s和60s.SDOF系统响应状态如图3所示.由图3可见,系统约在35s后开始出现近似稳态响应.

非线性黏滞阻尼器的滞回曲线如图4(a)所示,由于速度指数较小,故滞回曲线相对饱满.采取上述模型参数,改变步长因子γ,其对位移峰值的影响如图4(b)所示,由图可见,在步长较小(dt=0.04s)的情况下,步长因子γ对位移峰值的影响较小;在步长较大(dt=0.1 s)时,步长因子γ对位移峰值存在一定的影响,且以步长因子γ取0.5为宜.

对比起见,利用非线性有限元软件Adina建立该单自由度系统的有限元分析模型.Adina中的求解方法较多,包括Newmark-β法、Wilson-θ法以及KJBathe-Composite法,在此选择Newmark-β法.由于软件内部非线性迭代方法无法获知,故采用基于BFGS格式迭代的Newmark-β算法编制Fortran程序对(23)式求解以作校核.对比如图5所示位移时程可见,3种方法的计算结果几乎完全一致,可见本文基于速度变量的隐式复合积分法的正确性.

假定步长为0.01 s的位移峰值为“准确值”,通过改变步长以考察步长对Newmark-β算法与基于速度变量的隐式复合积分迭代法(KJB-Velocity)两种计算结果的影响,对比结果如表2所示.由表2可见,随着积分步长的增加,瞬态位移峰值的精度越差.文中基于速度变量的隐式复合积分法(KJB-Velocity)计算结果精度比同等积分步长的Newmark-β算法要好,前者的误差基本上仅为后者的一半;在较大的步长下亦可以获得较好的结果.

注:表中以步长0.01的计算结果为准确值

4 结语

根据Bathe提出的隐式复合积分法的思想,推导了基于速度变量的非线性动力方程的隐式复合积分求解方法,并以非线性阻尼系统方程为例构造基于速度变量的隐式复合积分求解方法(KJB-Velocity);以含有指数阻尼的单自由度动力方程为例,按照上述方法和基于BFGS迭代的Newmark-β法分别编制Fortran程序进行计算,计算结果与Adina软件结果进行对比.两者具有很好的一致性;初步分析了步长系数γ对数值计算精度的影响,算例结果表明,γ取0.5为宜.

参考文献

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[6] Hayek SI.Advanced Mathematical Methods In Science And Engineering.New York:Marcel Dekker,Inc.2001

复合动力 篇4

1.1 一般资料

选取2011年10月-2013年10月就诊笔者所在医院儿科进行治疗的功能性消化不良的患儿156例，其中男85例，女71例;年龄3～12岁，平均（8.7±3.8）岁。所有患儿均有不同程度的功能性消化不良症状，包括：腹胀、腹痛，纳差、早饱，恶心、呕吐，大便干结等，经胃镜检查排除了消化性溃疡疾病，经B超以及实验室检查排除了肝胆胰疾病。

1.2 方法

1.2.1 超声胃排空 所有患儿在检查前均禁食4～8 h，禁饮2～3 h。先对患儿进行空腹B超的检测，嘱患儿坐位，于剑突下行纵行切面检查可见椭圆形的胃窦，胃窦容积的计算以肠系膜上静脉以及主动脉为标志对胃窦的前后径与1/2左右径之和进行测量与计算。嘱患儿饮温桔子水后6 min对患儿在接下来的2 min内的胃窦收缩次数以及胃窦面积的收缩幅度进行监测。使用的仪器为G1VV3型实时超声显像仪及C358型扫描头。

1.2.2 临床表现的检测及治疗 在患儿进行超声检查之后给予口服复合凝乳酶胶囊（葵花药业集团唐山生物制药有限公司，生产批号：20120301）进行功能性消化不良的治疗，3次/d，2粒/次，口服，患儿在服药期间停止其他促胃动力药物以及胃黏膜保护剂等，并于5 d及2周后对患儿的实时超声胃排空进行检测，随访记录患儿的临床表现。

1.3 疗效评价标准

对患儿服药后的临床表现进行评分：3分：症状持续存在，严重影响患儿的生长发育;2分：症状经常出现，程度中等;1分：症状偶尔出现;0分：没有症状[3]。疗效评价：无效：患儿的症状体征未减轻甚或加重，评分下降小于40%;显效：患儿的症状体征明显减轻，评分下降大于40%;有效：症状体征完全消失，评分下降大于80%[4]。总有效=有效+显效。

1.4 统计学处理

采用SPSS 15.0软件对所得数据进行统计分析，计量资料用均数±标准差（x±s）表示，比较采用t检验;计数资料以率（%）表示，比较采用字2检验。P<0.05为差异有统计学意义。结果

2.1 患儿的胃动力学变化

在本组156例患儿中，109例（69.87%）患儿的胃半排空时间明显延长，用药5 d后，B超显示患儿胃半排空时间缩短、胃窦的收缩幅度和频率明显增加，差异有统计学意义（P<0.05），但是胃窦面积的收缩幅度无明显改变，差异无统计学意义（p>0.05）。详见表1。

2.2 患儿的临床症状改变

患儿于两周后的治疗有效率为35.90%，显效率为39.10%，总有效率为75.00%。详见表2。讨论

人体的胃肠道是完成食物消化吸收的重要器官，微生态医学认为：胃肠道功能的紊乱大多是由于人体微生态环境失衡造成的，而小儿的肠管较成人的长而且薄，因存在气体而呈现一种膨胀状态，因此更易发生胃肠功能紊乱而出现腹胀、腹痛。功能性消化不良的患儿可出现上腹部胀满、疼痛，食欲不振，嗳气，恶心、呕吐等症状，临床上较为常见，大多数学者认为，儿童的功能性消化不良可能与胃肠道动力障碍以及消化酶的缺乏有关。近年来的相关研究也显示，功能性消化不良的患者可以出现胃窦部的收缩波减少、减弱，胃近端受纳舒张功能障碍以及胃排空延迟幅度和频率明显增加，临床症状明显好转，治疗两周后的治疗有效率为35.90%，显效率为39.10%，总有效率为75.0%。可见，复合凝乳酶胶囊治疗小儿功能性消化不良起效快，促进胃动力，值得临床应用和推广。

参考文献

复合动力 篇5

将永磁同步电动机节能、调速性能好与齿轮油泵不能调速但可靠性好的技术特点相结合,文献[1]提出了一种节能型液压动力系统,即通过永磁同步电机驱动定量泵,从而调节泵的输出流量。这种液压动力源具有结构简单、可靠性高、调速范围宽、节能低噪、容易实现闭环控制等优点,在大功率、大惯性工况下呈现出广阔的应用前景[2]。这种液压动力源在出现负载扰动时,系统瞬时流量波动较明显。目前在控制策略上仍然广泛采用简单PID反馈控制,反馈控制主要起校正偏差的作用,消除系统扰动和不确定性引起的响应误差,但缺点是对元件特性变化不敏感;而前馈控制是针对某一特定的干扰进行补偿,控制作用发生在干扰作用的瞬间而不需等到偏差出现以后,比反馈控制更加及时、有效[3]。文献[4]中通过控制电液比例溢流阀输出流量来控制液压执行元件动作,加上前馈-反馈复合控制环节,提高了控制系统的动态响应品质和静态控制精度,该方法在三一重工SY5253THB37 型混凝土泵车上得到应用,取得了良好的控制效果。文献[5]为了提高电液加载系统控制精度,针对摩擦问题提出了基于LuGre摩擦模型的前馈补偿方法,实验结果表明,前馈补偿器可将摩擦产生的控制误差有效地降至未补偿时的30%左右。

针对变转速液压动力源在负载压力扰动变化时,系统流量会出现较大的瞬时波动这一状况,结合简单PID反馈控制和前馈补偿控制的优点,笔者提出采用负载前馈-反馈复合控制策略来实现典型工况下的液压动力源系统恒流量控制。

1 液压动力源系统结构和原理

本实验台采用永磁同步电动机拖动定量泵的液压动力源结构形式,液压动力源系统原理如图1所示。变转速液压动力源通过电机变频调速的方式来改变液压泵的输出流量,其控制原理为:通过研华工控机上的上位机LabVIEW编程软件,使研华PCI-1711多功能数据采集卡模拟量输出端口输出0~10V的电压信号,将此信号通过研华PCLD-8710接线端子板上的输出端子与伺服控制器上的转速模拟量输入控制端子相连接,将转速控制方式改为外部控制,电机可以根据外部模拟输入信号实现无级调速,从而调节系统输出流量。液压系统压力加载形式采用比例溢流阀模拟加载。测控系统实现对液压系统的流量、压力和温度等的监测以及对电机转速、模拟加载的控制。

1.散热器2.比例溢流阀3.齿轮马达4.电磁换向阀5.压力/流量传感器6.单向阀7.安全阀8.齿轮泵9.永磁同步电机10.霍尔电压/电流传感器11.截止阀12.过滤器

2 负载前馈-反馈复合补偿控制原理及控制器设计

2.1 负载前馈-反馈复合补偿控制原理

负载前馈-反馈复合补偿控制原理如图2 所示,系统采用比例溢流阀模拟加载,通过给定不同的加载电压Up,模拟不同的加载工况。反馈控制是通过流量传感器获取系统流量信号,与目标流量信号qset进行对比并计算偏差,偏差经过PID控制器运算,输出电压信号Ub给伺服控制器,进而控制电机转速,从而达到调节液压源输出流量的目的。负载前馈-反馈复合补偿控制是在反馈控制的基础上,由压力传感器获取系统压力值,经过负载前馈控制器作用转化为流量前馈补偿量qf,再将其转化为前馈补偿电压值Uf。此时,将反馈控制输出电压信号Ub与前馈控制输出电压信号Uf共同输给伺服控制器,实现改变液压源输出流量的目的。

2.2 反馈控制器设计

反馈控制是根据误差进行调节的,将传感器或变送器检测到的控制量与给定值进行比较、计算得到偏差e(t),并通过PID控制器调节:

式中,KP为比例系数;KI为积分系数;KD为微分系数。

最终使偏差e(t)趋近于零,从而使控制过程达到稳态。

实际工程中,PID的三个参数是根据各自环节的作用以及系统的实际响应,不断进行调整而确定的。其中,微分环节的作用是使抑制误差作用的变化“超前”,在工程上一般用于系统存在较大的滞后或延迟,同时微分作用对噪声干扰有放大作用,对系统抗干扰不利。在满足系统响应速度和稳态精度要求的情况下,由于本系统中的延迟并不明显,因此令KD=0。

2.3 负载前馈控制器的设计

前馈控制器是由系统对象的扰动通道特性和控制通道特性决定的,而要实现对干扰的完全补偿,必须十分精确地知道被控对象的干扰通道特性和控制通道的特性,这在工业过程中是十分困难的,也是不现实的。实践证明,大部分工业过程都是具有非周期与过阻尼特性,常常可表示为一阶或二阶惯性加纯延迟环节[6]。假定系统的控制通道的传递函数为

干扰通道的传递函数为

式中,KP1、KP2分别为控制通道和干扰通道比例环节比例系数;T1、T2分别为控制通道和干扰通道惯性环节时间常数;τ1、τ2分别为控制通道和干扰通道延迟时间。

则前馈控制器的传递函数可有如下形式:

其中,Kff=KP2/KP1,τ=τ2-τ1。

本实验中的控制通道和干扰通道的纯迟延的差别并不明显,为了简化前馈补偿装置,可采用如下简化形式:

当T2≠ T1时,称为动态前馈控制,适用于对动态误差控制精度要求很高的场合,同时由于动态前馈控制的输出信号是时间的函数,必须采用专门的控制装置,所以实现起来较为困难。当T2=T1时,称为静态前馈控制,目标是在稳态下实现对扰动的补偿作用,使被控量的静态偏差接近或等于零,而不考虑由于两通道时间常数的不同而引起的动态偏差。工程上常将反馈控制的误差不变性与静态前馈控制的稳态不变性结合起来应用,这样的系统既能消除静态偏差,又能满足工艺上对动态偏差的要求。

变转速液压动力源系统在反馈控制下,流量输出会逐渐达到稳态。本文在此基础上,利用前馈控制对由加载扰动引起的流量波动进行补偿,使系统响应的静态偏差趋于0。结合动态前馈控制和静态前馈控制各自的适用工况以及本实验的特点,本研究选用静态前馈控制器,其传递函数最终可简写为

则系统压力p和流量前馈补偿量qf之间的关系为

由于伺服控制器的输入为电压控制信号,所以必须将qf转换为电压信号Uf。

由定量泵流量和转速的关系可知:

式中,Vp为泵的排量;nf为电机补偿转速值。

再由伺服控制器输入电压信号值与电机理想转速值的关系可知:

K由伺服控制器特性确定,此处K =200r·min-1·V-1。

由式(8)、式(9)可得

令,则

由式(7)、式(11)可得出前馈补偿电压信号值与系统压力值之间关系为

3 液压动力源前馈-反馈复合补偿控制的仿真分析

根据液压动力源的数学模型[7,8]以及前馈控制器、反馈控制器的设计结果,在MATLAB/Simulink环境中搭建液压动力源前馈-反馈复合控制的仿真模型,如图3所示。

图3中的PMSM子系统为永磁同步电机的仿真模型;PUMP子系统为液压齿轮泵的软测量模型,描述了液压齿轮泵的输出转速、油液压力与输出流量之间的耦合关系;PID control子系统为反馈控制器,PID反馈控制器的参数KP=5,KI=500,KD=0;Load Feedforward子系统为负载前馈控制器,前馈控制器参数Kff=20。设定目标流量值从0.02s开始由0 阶跃升至0.4m3/h,系统稳定后在0.05s施加0.2MPa加载压力。系统流量响应如图4所示。

仿真结果中,在目标流量阶跃变化时,由于PID反馈控制器选取了较为合适的参数,系统流量经过调整后达到稳态,没有出现超调,控制精度在±2%以内。在负载压力阶跃处,由于液压系统泄漏量和油液体积压缩量的突然增加,输出流量会突然减少,但由于系统是闭环控制,通过PID调整又重新回到目标流量稳态值。在此基础上加入前馈补偿控制作用,在压力加载的同时,负载压力值经过前馈控制运算后与PID输出量相加,此时电机模拟输入量增大,电机转速增大,液压动力源输出流量增大,使系统流量快速恢复到稳态值。仿真曲线中在负载前馈-反馈复合补偿控制策略下负载压力阶跃流量响应的调整时间由简单PID控制时的0.011s减少到0.006s,流量波动由简单PID控制下的0.36m3/h减小到复合控制下的0.06m3/h,系统的抗负载扰动性能得到明显提升,但出现了较小的超调量,可以通过共同调节PID参数和前馈控制器参数,达到更好的控制效果。

仿真结果表明,在负载压力阶跃变化时,负载前馈-反馈复合补偿控制策略在减小系统流量波动以及缩短调整时间上的可行性和有效性,且控制效果优于简单PID反馈控制。

4 实验分析

本实验研究的液压动力系统采用11kW永磁同步电机和排量为11mL/r齿轮泵作为液压动力源,通过P71200压力传感器和LWZY智能涡轮流量传器将系统压力信号和流量信号传送给多功能数据采集卡的模拟输入端口,通过Lab-VIEW8.6软件平台编写的控制程序计算偏差,同时加入前馈控制量,通过伺服控制器调节电机转速,进而控制液压动力源的输出流量。

采用上述变转速机电液系统实验平台进行实验,PID控制参数为KP=1.0,KI=0.01,KD=0;前馈控制器参数Kff=0.0067V/MPa,设定目标流量为0.5m3/h,系统流量稳定后,用电磁比例溢流阀分别模拟加载:①阶跃载荷(加载电压由0阶跃至3.5V,系统压力由2MPa阶跃至5MPa,温度为23.5℃);②斜坡载荷(加载电压由0斜坡升到3.5V,系统压力由2MPa斜坡升至5MPa,斜率为1MPa/s,温度为23.9℃);③正弦载荷(加载电压峰值大小为3.5V、频率为0.125Hz,温度为23.7℃)。

在加载工况下,当系统压力上升时,泵的泄漏量增加,油液压缩增大,使泵的输出流量减小;同理在系统压力下降时,泵的输出流量增大。由于系统是闭环控制的,所以通过PID调整控制电机的转速来补偿泵的泄漏,使系统流量恢复稳态。加入负载前馈控制后,在系统压力变化的同时,把压力值的变化量经过前馈控制器运算后与PID输出量相加,此时电机模拟输入量增大,电机转速升高,液压动力源输出流量增大,目标流量和系统流量偏差变小,PID输出量和前馈控制输出量之和逐渐稳定,电机转速波动减小,进而使系统流量快速恢复到稳态值。

由于PID反馈控制器和负载前馈控制器都选择了较为合适的参数,所以系统流量控制精度较高。在阶跃加载工况下,采用反馈控制时控制流量调整时间为7s,流量波动为0.02m3/h,如图5所示。复合控制时流量调整时间为2s,相比PID反馈控制调整时间缩短5s,流量波动为0.01m3/h,如图6 所示。在斜坡加载工况下,反馈控制流量调整时间为6s,流量波动为0.014m3/h,如图7所示。复合控制时流量调整时间为2s,相比PID反馈控制调整时间也缩短4s,流量波动为0.006m3/h,如图8所示。正弦加载工况下,从调整时间和流量波动上看,复合控制效果并没有明显优于反馈控制,如图9、图10所示。具体流量响应控制性能指标如表1所示。

实验结果(见表1)表明:在阶跃加载和斜坡加载工况下,负载前馈-反馈复合补偿控制策略能够有效减小流量波动,缩短调整时间,同时保证了较高的控制精度;在正弦加载工况下,由于液压实验台动力源的频率响应较低、正弦加载频率较高,以及压力传感器的滞后等因素,使复合控制效果并没有明显优于反馈控制。

在系统加载压力不变工况下,当目标流量阶跃上升时,系统流量在PID反馈控制下也逐渐上升,最后达到稳态。在系统流量上升的同时,由于比例溢流阀的阀口开度不变,导致系统压力上升,此时若加入负载前馈补偿控制作用,则使电机转速输入模拟量增大,可加快系统流量的响应速度;同理,当目标流量阶跃下降时,加入负载前馈控制作用,也可加快系统流量的响应速度。在加载电压恒2V工况下,简单PID反馈控制流量响应时间为9s,无超调,如图11所示。复合控制时的响应时间为8s,流量响应时间缩短1s,但出现了较小的过补偿,如图12所示。当目标流量下降时,流量响应调整时间由反馈控制下的10s减小到复合控制时的9s。

实验结果表明,在加载压力恒定不变的情况下,负载前馈-反馈复合控制利用系统流量上升时系统压力也上升的特点,加快了流量响应速度,控制效果优于简单PID反馈控制,但由于前馈控制相当于开环补偿控制,如果参数选择不合适,可能会出现欠补偿或过补偿,所以可通过共同调节PID控制器和前馈控制器参数,达到更好的控制效果。

5 结论

(1)在负载扰动变化时,本文所提出的复合补偿控制策略在液压动力源恒流量控制中使调整时间缩短到简单PID控制时的30%,流量波动量减小到简单PID控制时的50%,系统抗负载扰动性明显优于简单PID反馈控制,系统的鲁棒性能得到提升。

(2)在加载压力恒定不变、目标流量阶跃变化时,负载前馈-反馈复合控制也能加快系统流量的响应速度,效果优于简单PID反馈控制。在不改变PID反馈控制比例项值的前提下,成为加快液压源流量输入响应速度的一种新方法。

摘要：研究了前馈控制和反馈控制的原理及优缺点,提出采用负载前馈-反馈复合补偿控制策略实现液压动力源在典型工况下的恒流量控制。以变转速机电液系统实验平台为基础,建立变转速液压动力源的Simulink仿真模型,分别在简单PID反馈控制和复合补偿控制策略下进行仿真和实验,结果证明了该复合补偿控制策略在液压动力源恒流量控制中的可行性和有效性,其抗负载扰动性能明显优于简单PID反馈控制。

关键词：反馈控制,负载前馈,液压动力源,抗负载扰动性

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复合动力 篇6

1工作面概况

己15, 16-24110采面采用走向长壁全部垮落法回采, 位于十矿北翼己四采区东翼第4阶段, 西靠该采区3条下山, 东至采区边界, 南邻己15, 16-24090采空区, 北部尚未开采。工作面标高-610～-685 m, 埋深880～1 045 m, 煤层厚度1.8～4.9 m, 工作面倾角8°～23°。有效走向长785.0 m, 切眼斜长256.6 m, 采高3.0 m。直接顶为厚2.0～4.6 m的砂质泥岩, 基本顶为厚度大于18 m的砂岩, 直接底为厚3.7～4.9 m的砂质泥岩。

2冲击地压产生条件分析

2.1煤层顶底板岩性

己15, 16煤层除直接底属于软岩类岩石外, 基本顶和直接顶均属于中等以上坚硬岩石类。根据煤样冲击倾向性及围岩物理力学性质测定结果, 己15煤层的基本顶石英砂岩属于强烈冲击倾向性岩石, 己15, 16煤层具有弱中等冲击倾向性。

2.2煤样参数

根据己15, 16煤层突出参数测定结果, 总体上煤的埋藏深度与煤的坚固性系数成反比, 越向深处构造应力对煤的揉搓作用越强烈;埋藏深度与瓦斯放散初速度成正比, 越向深处瓦斯的压力越大;埋藏深度与突出危险指标k值成正比, 越向深处指标越高。瓦斯突出基本参数指标与埋藏深度的相关性很高, 如果离散范围不大, 体现出突出危险指标的整体协调性很高。

根据实测, 己15, 16煤层有70%测点煤的坚固性系数≤0.5, 平均0.38, 煤质较软;有80%测点瓦斯放散初速度大于10.00 L/min, 平均16.79 L/min, 煤层瓦斯压力为1.07～2.10 MPa, 瓦斯内能较高;有80%测点k值大于20.0, 平均63.4;软分层煤体的破坏类型Ⅲ～Ⅳ;煤体材料特性与瓦斯内能间的相互关系已经达到发生“突出”的危险指标。

2.3工作面形成后的应力场特征

在上阶段采空区 (己15, 16-24090) 以及遗留的煤柱条件下, 己15, 16-24110工作面的偏“Y”回风巷、回风巷、底抽巷和运输巷开挖后, 在横截面全宽度己15, 16煤层上的垂直应力曲线图中可以看出, 显示在偏“Y”巷两侧的煤柱是应力增高区, 而回风巷下帮己15, 16-24110采面本煤层一侧, 应力增高显著, 煤体压力加大 (图1) 。运输巷应力增高明显小于回风巷, 底抽巷局部应力增高小于运输巷。

而己15, 16-24110采面回采形成空场后, 偏“Y”巷、回风巷和运输巷已成为采场整体梁板结构的重要支点, 上部形成压力集中区, 运输巷一侧垂直压应力分布虽有所增强, 但显著低于回风巷一侧。底抽巷对上部煤体应力有一定范围的影响, 造成局部的应力集中现象。回风巷下帮煤体的压力显著增高, 运输巷上帮煤体压力的增高小于回风巷下帮。

3开采扰动敏感指标检测

3.1建立敏感指标

十矿在突出危险采煤工作面进行煤与瓦斯突出危险性预测和效检时, 采用钻孔瓦斯涌出初速度q值和煤粉钻屑量S值联合检测指标体系, 而缺乏冲击地压预测 (效检) 指标体系。通过己15, 16-24110工作面的回采, 初步建立了矿井防突和防冲综合预测 (效检) 指标体系, 并收到了良好的效果。

3.2临界指标检测

通过对采煤工作面无明显动力现象时段、有显著动力现象时段、突出危险性的日常S值预测 (效检) 及平煤集团公司《煤矿冲击地压防治工作指导意见》建议值的综合分析, 推断己15, 16-24110工作面的煤与瓦斯突出和冲击地压危险性煤粉钻屑量临界指标S值。

(1) 日常突出危险性预测 (效检) 结果分析。

S值临界值按《防治煤与瓦斯突出细则》的80%取4.8 kg/m, 不超标方可采煤作业, 取该孔测得的每米最大值作为判定指标。图2为日常连续14个月采煤工作面煤与瓦斯突出危险S值效检数据。

其中, 2007年10月1—30日仅有q值超标, 图中未予显示。执行补充措施后 (图2数据是执行补充的卸压和抽排措施) 效检S值均降到了4 kg/m以下, 其他时段均未再超过4 kg/m。而10月3—23日, 21 d内的S值仍处于相对高值异常, 表明S值对于冲击地压和突出存在敏感性。

(2) 无明显动力现象情况下的检测结果分析。

工作面无明显动力现象时段的部分钻孔 (3个检测循环, 78个孔) S值效检每孔每米最大值 (Smax) 处于3.5 kg/m者居多, 个别甚至达到4 kg/m, 未见超过4 kg/m的情况 (图3) 。根据测定的78个钻孔S值的深度分布可以看出, 总体上S值与深度成正比, 虽存在较大的离散空间, 但最大值不超过4 kg/m。

(3) 顶板周期来压期间检测结果分析。

2008年10月5—15日期间, 工作面电磁辐射强度和脉冲数出现高值异常, 电测辐射强度达到512 mV的设定量程最大值并居高不下, 电测辐射脉冲数在4 000以上, 并从机头向机尾迁移, 煤壁同步出现片帮、煤炮频繁现象, 据此判断是一次较强的顶板周期来压。

在执行卸压解危措施前, 进行了S值的检测, 结果显示, 50%钻孔的Smax超过4 kg/m, 最大为4.6 kg/m。

根据S值日常检测和课题执行期间的检测结果综合分析, 己15, 16-24110采面的煤与瓦斯突出和冲击地压煤粉钻屑危险临界值宜定为4.0 kg/m。

3.3电磁辐射冲击、突出危险性检测

利用KBD5进行了连续测试工作, 探索电磁辐射技术应用于煤岩动力灾害的预测和卸压解危效果检验。在回风巷上、下帮, 运输巷上帮以终采线为起点向工作面方向每隔10 m布设1个测点, 运输巷下帮由于动力电缆干扰影响, 没有布点测试。从第7#架开始 (共172架) , 每隔7架布设1个测点, 共布置24个测点。通过KBD5电磁辐射设备检测工作面和巷道煤帮的采动应力分布状况以及煤体中的应力瞬间变化, 作为冲击和突出预测预警以及卸压解危效果检验的一种辅助技术手段。

3.4电磁辐射检测结果

3.4.1工作面检测结果

检测显示, 工作面在综采支架7#—14#架、28#—40#架、63#—98#架和140#—172#架为4个较普遍存在的电磁辐射高值异常区, 与之相对应的是运输巷上帮峰值压力区、底抽巷上部区域、薄煤带和偏“Y”风巷—回风巷下帮本煤层峰值压力区, 与现场观察到的动力现象相符。

由此得出以下结论:

(1) 工作面前方两端应力高于中间, 机尾140#—172#架高于机头7#—14#架, 即偏“Y”风巷—回风巷下帮峰值压力区压力高于运输巷上帮峰值压力区, 分析是偏“Y”风巷的存在使回风巷下帮煤体的采动压力有所增强。

(2) 底抽巷上部28#—40#架范围是高应力区, 底抽巷的存在, 使采面一定范围煤体的采动压力有所增强。

(3) 薄煤带区域和煤厚变化带的地应力基础水平较高。

3.4.2强煤炮发生过程的电磁辐射观测结果

2008年7月29日, 在运输巷上帮观测电磁辐射强度, 距采面超前60 m处的46测点电磁辐射强度在150 mV左右, 两侧测点的电磁辐射强度12 mV左右。测试过程中出现一声煤炮, 2 s后46测点电磁辐射强度瞬间增高到260～280 mV, 持续3 s左右, 之后恢复到煤炮前的150 mV左右。

这次偶然观测到的煤炮发生过程表明, KBD5电磁辐射设备也可以观测到应力的瞬间变化。

4灾害一体化防治技术

根据现场动力现象统计分析以及S值、q值、电磁辐射检测和采动应力场理论, 己15, 16-24110采面回风巷下帮, 工作面超前20 m以内, 工作面瓦斯抽采空白带, 构造煤、软分层或薄煤带区段和基本顶周期来压时期, 是煤与瓦斯动力灾害治理的重点。防治工作的原则是:改善区域防突措施、加强局部防突防冲措施、强化重点部位防突防冲措施, 实施防突防冲一体化的综合防治措施和管理体系。

4.1运输巷、回风巷顺层长钻孔抽放措施

运输巷、回风巷顺层长钻孔抽放对煤层瓦斯抽放、卸压起到一定的超前防突作用, 根据不同煤层、不同位置的实际情况, 钻孔长度有所不同, 钻孔长度不小于80 m。但由于钻孔不能控制整个回采区域, 故采取了强化采面的局部措施。

4.2工作面卸压抽放、前探措施

为探明和消除工作面前方煤体突出和冲击的危险性, 在采面正前方采取钻孔前探、卸压抽放和煤体注水综合措施。

采面前方的卸压钻孔由9 m孔深逐步加深到24 m, 保持20 m以上的超前距。在采面周期来压异常现象增多时, 全面执行一轮30 m孔深的卸压抽放钻孔。

前探和卸压抽放措施从距回风巷和运输巷10 m沿煤层走向在采高中间布孔, 每架1个, 钻孔间距1.5 m, 孔径89 mm, 孔深不小于24 m, 措施孔形成后立即抽放, 末孔抽放时间不少于2 h。此法在卸压抽放的同时, 起到前探采面构造的作用, 遇到钻孔异常时, 可提前采取松动爆破措施进行应力解危。

经以上措施并通过电磁辐射检测, 采取24 m卸压钻孔后, 采面前方的应力集中区明显地向煤壁深部转移, 由原来的15 m左右转移到采面煤壁以外40 m范围以外, 有效地增大了工作面前方的安全屏障。

4.3煤体注水措施

当向煤体注水时, 煤体弹性降低, 塑性增大, 并将应力集中带推向煤体深部, 应力集中系数减小。由于卸压带宽度增加, 瓦斯可以及早地通过卸压带向巷道中释放, 从而降低工作面前方煤层瓦斯含量和瓦斯压力, 减少了瓦斯动力现象。因此, 通过煤层注水湿润煤体, 可以防治冲击地压, 消除或降低煤层和近工作面处的突出危险。

(1) 工作面静压注水。

每天对前一天施工的抽放残孔进行煤体注水, 注水孔布置在回风巷往下、运输巷往上各15 m的采面中间范围内, 使用专用弹性注水器, 注水压力不小于2.5 MPa, 到煤壁邻近孔出水为止。

(2) 回风巷静压注水。

利用回风巷本煤层内废弃的瓦斯抽排孔注水。超前工作面10 m, 每组布置5个注水孔, 孔距2 m, 孔深约50 m, 注水压力2.5 MPa, 注水孔随采随移。

(3) 水力压裂技术应用。

水力压裂可有效减小采面冲击地压释放的强度, 减少煤炮的频度和强度。分别在己15-24110回风巷和底抽巷进行水力压裂, 对压裂区域重新补打抽放钻孔加强区域预抽。考察期内, 压裂后钻孔抽放瓦斯纯量提高约20倍, 衰减周期提高11倍, 水分提高2倍, 在打钻和割煤期间粉尘分别降低58%和26%。

由于压裂后软化了上覆顶板和煤层, 第1次压裂后响煤炮次数基本无变化, 但从第2次压裂后, 响煤炮次数开始减少, 每班1～5次, 同时响声明显减弱。从压裂后采面响煤炮的次数和强度的降低, 说明在工作面前方进行高压注水压裂后, 增加了煤体的塑性, 同时高应力区向煤体深部转移, 增大了工作面前方的安全屏障, 特别是对冲击地压灾害的防治起到了一定作用。

4.4底板巷抽放

该巷道在采面回采后进行了封闭抽放, 为充分利用底抽巷实施区域治理, 施工了穿层钻孔, 解决了采面中部空白带瓦斯抽放问题以及邻近层 (己17煤层) 和采空区瓦斯涌出问题。

4.5工作面卸压爆破

卸压爆破钻孔平行煤层走向施工, 深度不小于16.5 m, 孔径89 mm;每循环保留不少于3.5倍采高的保护带。孔距10 m, 回风巷向下、运输巷向上各留20 m不布置爆破孔。

4.6回风巷深孔穿顶松动爆破措施

在采面超前50～180 m范围布置爆破钻孔, 保持有足够的安全屏障, 并规避采空区顶板裂隙带瓦斯。钻孔位置从巷帮中部向本煤层顶板和采空区方向仰斜钻进, 原则是对巷道顶板裂隙带瓦斯留出足够的避让距离;向采空区方向的仰角70°, 起到人工局部破断基本顶卸压作用。设计孔深30～50 m, 进入基本顶岩石垂距大于3 m。采面每推进50 m, 开始下一循环穿顶松动爆破。

4.7动态、合理控制开采推进速度

根据己15, 16-24110采面回采区域的瓦斯地质条件和煤与瓦斯动力现象, 以及在提高推进速度过程中出现的煤炮频繁、煤壁片帮、瓦斯喷孔、防突预测指标增幅异常等现象, 通过执行卸压解危措施, 并动态、合理控制采面推进速度, 减少冲击现象的发生。

统计14个月的日推进速度, 推进速度在1.8～2.4 m/d时, 大致同期伴随S值和q值升高甚至超标。由此可见, 采煤工作面合理的推进速度是一项有效的预防措施。

5结语

(1) 对基本顶来压步距的重新认识, 90～100 m的周期来压步距在国内罕见, 但通过己15, 16-24110采面回采期间多种观测、分析, 这样的长周期来压是存在的, 应在今后其他回采工作面引起高度重视。

(2) 在运输巷、回风巷上下帮工作面超前10～60 m范围存在1个采动峰值应力区, 在工作面超前100～180 m还存在1个或数个 (电磁辐射检测) 高值应力异常区域, 应引起高度注意。

(3) 通过复合灾害综合分析和敏感指标的检测, 建立了十矿复合动力灾害的预测预报体系, 从而制定出深孔松动爆破、高压注水、卸压钻孔等一系列有针对性的治理措施。并使地应力能量得以释放, 工作面回采期间的安全系数明显提高, 最终实现了安全回采, 对矿井的安全生产起到了关键作用。

(4) 提高了十矿矿压监测预报准确程度和防治水平, 使矿压监测预报和防治从被动变为主动, 为矿井的安全、高效生产奠定了基础。

摘要：大采深工作面动力现象频繁显现对采掘工作造成威胁。通过对产生复合动力灾害的因素进行综合分析和对敏感指标进行检测, 建立了矿井复合动力灾害的预测预报体系, 从而制订出深孔松动爆破、高压注水、卸压钻孔等一系列有针对性的治理措施, 有效控制了煤岩动力灾害的发生, 提高了回采工作面安全系数。

复合动力 篇7

1 实验部分

称取解堵剂约2.0g试样, 称准至0.2mg。置于已预先加有50m L水的250m L碘量瓶中, 加入2g碘化钾, 用硫代硫酸钠标准滴定溶液 (0.1mol/L) 滴定, 近终点时加1～2mL淀粉指示液, 继续滴定至蓝色消失, 为终点。同时作空白试验, 记录体积V1;然后再加入3m L硫酸溶液 (1+1) , 混匀, 于暗处放置10 min, 用硫代硫酸钠标准滴定溶液 (0.1mol/L) 滴定, 近终点时加1～2mL淀粉指示液, 继续滴定至蓝色消失, 为终点。同时作空白试验, 记录体积V2。

以质量百分数表示的二氧化氯含量 (X) 按下计算:

活化率=X1/ (X1+X2) ×100%

式中:

V1——滴定试验溶液消耗的硫代硫酸钠标准溶液的体积, mL;

V0——滴定空白溶液消耗的硫代硫酸钠标准溶液的体积, mL;

C——硫代硫酸钠标准滴定溶液的实际浓度;

m——样品质量 (g) 。

2 结果与讨论

首先配制浓度为4000ppm的二氧化氯解堵液, 在室温下放置10min, 测定其中二氧化氯的含量;然后放入30℃的水浴锅中, 每半小时测定二氧化氯浓度, 从结果可以看出, 在起初阶段二氧化氯释放缓慢, 之后有一个加速释放的过程, 在4.5h之后又有一阶段开始趋于平缓。

3 释放动力学研究

在初始阶段, 即前一个小时对二氧化氯浓度的对数和时间上可以看出, 二氧化氯浓度的对数值l n C A和释放时间t成正比关系, 这说明, 在开始阶段该反应属一级反应。反应速率υA=-d C A/d t=k A C A, 动力学方程:lnCA=0.6020t+1.8692。因为在反应的开始阶段由于解堵剂中含有表面活性剂, 表面活性剂浓度较大, 形成的胶束将反应物包裹在里面, 反应物需冲破胶束的束缚才能进行反应, 延缓了反应时间。

由之后的阶段可以看出, 二氧化氯浓度C A和时间t成正比关系, 这说明, 在开始阶段该反应属零级反应。υA=-dCA/dt=kA, 其动力学方程为CA=0.9t+0.695。因为随着反应的进行, 突破表面活性剂束缚的反应物越来越多, 大大增加了有效碰撞的几率, 反应速率也越来越快。

由最后的阶段可以看出, 二氧化氯浓度的倒数1/C A和时间t成正比关系, 这说明, 在开始阶段该反应属二级反应。反应速率方程:υA=-dCA/dt=kACACB动力学方程:1/CA=-0.0079t+0.2460。因为在反应的末尾阶段, 随着反应物浓度降低, 有效碰撞次数迅速下降, 不会有新的二氧化氯产生, 只能维持现状, 甚至随着时间的增加, 浓度还会降低。

4 结论

由以上实验可以得出, 本解堵剂在开始阶段二氧化氯释放缓慢, 能达到基本不活化状态, 反应动力学方程为l n C A=0.6020t+1.8692, 属于一级反应;在释放中期, 近似零级反应, 动力学方程为CA=0.9t+0.695;在末期, 近似二级反应, 动力学方程为1/CA=-0.0079t+0.2460。

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[4]吴海霞, 李菁, 高金龙, 等.缓释二氧化氯凝胶的释放动力学研究.无机盐工业, 2007, 39 (10) :36-48.

复合动力 篇8

1资料与方法

1.1 一般资料

择期开胸手术患者80例, 年龄44～70岁, 中位年龄58岁, ASA分级为1～2级, 其中肺癌32例, 食管癌48例。所有患者随机分为硬膜外复合全麻组 (A组) 和单纯全麻组 (B组) 各40例, 2组患者均无心血管系统及植物神经系统、中枢神经系统疾病, 且性别、年龄、ASA分级、原发病等比较差异无统计学意义 (P>0.05) , 具有可比性。

1.2 麻醉方法

2组患者均于术前30min予以苯巴比妥钠0.1g、阿托品0.5mg肌内注射。A组进入手术室后, 先行T7～8或T8～9 (T:胸椎) 硬膜外穿刺, 成功后先注入2%的利多卡因3ml试验量, 无脊麻体征后追加5ml行快速诱导气管插管, 术中间断追加2%的利多卡因, 术毕连接自控镇痛泵 (PCA) 进行术后镇痛。B组采用咪达唑仑0.05mg/kg、丙泊酚2mg/kg、芬太尼3～4μg/kg和琥珀胆碱1.5mg/kg静脉推注进行快速诱导麻醉, 气管插管成功后, 控制呼吸;麻醉维持应用丙泊酚80mg·kg-1·min-1、瑞芬太尼0.1～0.2μg·kg-1·min-1微量泵入, 间断静脉推注维库溴铵。

1.3 观察指标

术中连续监测收缩压 (SPB) 、舒张压 (DBP) 、平均动脉压 (MAP) 、心率 (HR) 。2组患者分别记录麻醉前 (T0) 、插管前 (T1) 、插管后5min (T2) 上述各参数的变化及术后清醒躁动情况。

1.4 统计学方法

采用SPSS 11.0软件对数据进行统计分析。计量资料以$\overline{x}\pm s$表示, 组间比较采用t检验;计数资料以率 (%) 表示, 组间比较采用χ2检验。P<0.05为差异有统计学意义。

2结果

2组T0时点各麻醉参数监测值比较差异均无统计学意义 (P>0.05) 。2组T1时间点MAP、HR较T0时升高, 差异均有统计学意义 (P<0.05) , 但2组间比较差异无统计学意义 (P>0.05) 。A组T2时间点MAP、HR稳定于基础水平, 而B组T2时间点MAP、HR仍呈上升趋势, 2组间比较差异有统计学意义 (P<0.05) 。见表1。A组术后清醒躁动发生率为12.5% (5/40) , 低于B组的80.0% (32/40) , 差异有统计学意义 (P<0.05) 。

注:与本组T0时间点比较, *P<0.05;与B组比较, #P<0.05

3讨论

麻醉和手术操作可引起应急反应, 手术的应急反应被认为是围手术期免疫抑制的主要原因, 主要表现为组织免疫抑制、T淋巴细胞减少, 而且抑制作用的强度和时间主要取决于手术损伤的大小[1]。

应急反应可引起机体代谢、免疫及血流动力学等方面的改变, 使机体耗氧和心脏运动增加, 出现心律失常、高凝状态、血栓形成和免疫抑制, 导致围术期并发症及病死率的增加。因此, 选择合适的麻醉方法及适当的麻醉深度非常关键。单纯全麻只能抑制大脑的边缘系统或下丘脑对大脑的投射系统, 不能有效阻断手术区域的伤害刺激向中枢传导, 尽管应用了足量静脉镇痛药物, 但交感—肾上腺皮质轴的反射仍然存在, 手术的强烈刺激, 使儿茶酚胺分泌增加, 心率加快;硬膜外阻滞可以阻断交感神经的传导, 使交感神经的兴奋性降低, 血管扩张, 血压下降, 而副交感神经相对亢进, 心率下降[2]。

全麻可抑制患者的心理焦虑、紧张、畏惧等不良情绪反应, 一定程度减轻了心理刺激对交感神经系统的兴奋作用。硬膜外复合全麻可抑制有害刺激对下丘脑—垂体—肾上腺皮质轴的兴奋性, 且不引起由于肾上腺激素过度分泌所带来的不良反应, 具有应激反应小, 麻醉药物用量少, 对循环、呼吸功能的抑制减轻, 苏醒迅速, 术后躁动明显减少, 且可施行硬膜外镇痛等特点[3]。

综上所述, 硬膜外复合全麻用于胸部外科手术, 对于减少心血管不良反应, 减轻各种应激反应及对循环、呼吸的干扰, 保持血流动力学的稳定具有重要意义, 并且术后恶心呕吐 (PONV) 的发生率显著降低, 经济、安全。

摘要：目的 探讨硬膜外复合全麻对胸部外科手术患者血流动力学的影响。方法 将80例择期开胸手术患者随机分为硬膜外复合全麻组 (A组) 和单纯全麻组 (B组) 各40例, 术中连续监测收缩压 (SPB) 、舒张压 (DBP) 、平均动脉压 (MAP) 、心率 (HR) 。2组患者分别记录麻醉前 (T0) 、插管前 (T1) 、插管后5min (T2) 上述各参数的变化及术后清醒躁动情况。结果 A组T2时间点MAP、HR稳定于基础水平, 而B组T2时间点MAP、HR仍呈上升趋势, 2组间比较差异有统计学意义 (P<0.05) 。A组术后清醒躁动发生率为12.5% (5/40) , 低于B组的80.0% (32/40) , 差异有统计学意义 (P<0.05) 。结论 硬膜外复合全麻用于胸部外科手术, 能明显减少心血管不良反应, 减轻各种应激反应, 保持血流动力学稳定。

关键词：硬膜外复合全麻,单纯全麻,麻醉效果,并发症

参考文献

[1]彭聿平, 邱一华.手术应激与免疫抑制[J].生理科学进展, 2006, 37 (1) :31-37.

[2]潘宁玲, 王汝敏, 刘家文, 等.全麻复合硬膜外阻滞抑制上腹部手术应激反应[J].临床麻醉学杂志, 2000, 16 (10) :493-494.

复合动力 篇9

相变材料利用物质在相态改变时的吸/放热特性实现能量的存储/释放,这一特性的研究和利用成为能源和材料领域研究的热点之一[1,2,3]。将相变材料加入到传统建筑材料中,利用相变材料的贮/放能特性,减少室内温度的波动幅度,降低空调系统的采暖和制冷负荷,节省运行成本,缓解电力供应压力,可实现建筑材料的轻质、节能要求。根据居民建筑温度要求(≥18 ℃)和人体舒适温度范围(20~27 ℃), 相变材料的相变温度须在室温范围内(20~27 ℃),相变潜热值尽可能大,且需满足热性能和化学性能稳定、长期热循环性能可靠等特点[4,5,6]。

长链饱和脂肪酸常作为固-液相变材料使用,具有无毒、 无腐蚀、相变潜热值高、热性能稳定、相变时无过冷和相分离现象、可再生绿色能源等优点,已成为储能材料研究的热点之一[7,8]。外界环境达到相变温度时,脂肪酸相变材料发生固-液相态改变,出现液态的宏观流动现象,为了有效解决相变时的液态流动问题,满足实际工程应用,必须将固-液相变材料进行有效封装[9]。蒙脱土(Montmorillonite,MMT)是典型的2∶1型三层夹心结构,具有强烈的吸水性和阳离子交换特性。国内外较多采用有机季胺盐与MMT层间的阳离子进行离子交换,使有机部分留在层间,扩大MMT的层间距,并改善层间微环境[10],改性后的蒙脱土表面由亲水性改为亲油性,且不影响蒙脱土的结构,形成了可以接纳较大有机分子和基团的大孔径材料。

本研究采用熔融浸渗法将三元低共熔脂肪酸嵌入有机改性蒙脱土的层间结构中,制备出CA-MA-SA/OMMT复合相变材料。采用XRD、FT-IR和DSC对复合相变材料的结构、热性能进行表征,并研究了CA-MA-SA/OMMT的相变动力学,为相变材料的实际工程应用提供理论依据。

1实验

1.1试剂和仪器

蒙脱土K-10(MMT)、十六烷基三甲基溴化铵(CTAB)、 硝酸银、癸酸(CA)、肉豆蔻酸(MA)、硬脂酸(SA)等均为分析纯。

美国Spectrum 2000傅里叶变换红外光谱分析仪,美国TA公司的梅特勒-托利多(METTLER TOLEDO)Q2000型差示扫描量热仪,荷兰帕纳科公司的Empyrean(锐影)X射线衍射仪。

1.2CA-MA-SA的制备

精确称取CA、MA和SA,按不同质量比放入烧杯中,烧杯密封后置于70 ℃数显恒温水浴锅中,完全融化后开启磁力搅拌,转速450r·min-1搅拌30min,使脂肪酸充分混合均匀,形成三元低共熔脂肪酸,置于40 ℃烘箱中备用。

1.3MMT的有机改性制备

准确称取1.000g CTAB置于烧杯中,加入30mL去离子水,快速搅拌。称取2.500g MMT置于三口烧瓶中,加入150mL去离子水,于80℃恒温水浴锅中加热搅拌30min后加入CTAB水溶液,持续搅拌2h,静置60min后用离子水反复洗涤沉淀物,然后用50% 的乙醇溶液洗涤多次直至用0.1mol· L-1的AgNO3检测上清液无Br-。将沉淀物于80 ℃真空干燥4h、研磨、过200目筛,得有机改性蒙脱土(Organic modified montmorillonite,OMMT)。

1.4CA-MA-SA/OMMT的制备

称取CA-MA-SA和OMMT,按不同质量比混合均匀, 密封后置于50 ℃的真空干燥箱中2h,产物经干燥至恒重、 冷却,研磨过筛后,即得CA-MA-SA/OMMT复合相变材料。

1.5固-液相变动力学分析

利用Kissinger方法[11]研究复合相变材料的相变动力学。

1.5.1表观活化能Ea

对于按一定升温速率升至相变峰温的固-液相变材料, 固-液相变反应速度可表示为:

积分得:

式中:β为升温速率(℃·min-1);Ea为固-液相变过程的活化能(J·mol-1);Tp为峰温(K);R为气体常数,8.315J·K-1· mol-1;C为常数。

ln(β/Tp2)与(1/Tp)呈线性关系,通过直线斜率 -Ea/R可求得活化能。

1.5.2反应级数n

n可由峰形指数S求得。S=a/b,n=1.26S1/2。

峰形指数S定义为DSC曲线拐点处切线到峰顶的垂线距离的比值(如图1所示)。

2结果与讨论

2.1CA-MA-SA三元低共熔物

采用DSC测试方法确定CA-MA-SA的质量配比,当3种脂肪酸的质量比为70.9∶18.8∶10.3时,三元混合物的DSC曲线与纯酸相同,只有一个峰形 向下、狭窄的吸 热峰。 CA-MA-SA的相变温度低于3种纯酸,表明形成了三元酸的最低共熔物,如图2所示。实验以该质量配比形成的三元低共熔物制备复合相变材料。

2.2CA-MA-SA/OMMT的制备及热性能

CA-MA-SA与OMMT按一定比例混合均匀,密封后置于50 ℃ 的真空干燥箱中2h。封装实验结果表明,当CAMA-SA的质量分数大于60%时,相变过程中,复合相变材料有明显的液体渗漏现象。确定适宜的封装量为60%,此时CA-MA-SA被有效地封装在OMMT的层间结构中。复合相变材料的DSC曲线如图3所示。

由图3可知,CA-MA-SA/OMMT的相变温度为20.04 ℃,相变潜热为76.23J·g-1,CA-MA-SA/OMMT的相变潜热约是CA-MA-SA的58.12%,这与低共熔物60% 的加入量相当,说明CA-MA-SA进入到OMMT的层间结构。

2.3结构分析

2.3.1XRD分析

图4为 MMT、OMMT、CA-MA-SA/OMMT的 XRD图。

由图4可知,OMMT特征衍射 峰由MMT的2θ= 5.6556°移动到2θ=5.1311°,说明CTAB的改性使5.6556° 处衍射峰向小角方向移动,由Bragg公式(2dsinθ=nλ)可求出蒙脱土的层间距由1.549nm扩展到了1.720nm,层间距变大和改性蒙脱土的亲油性,为脂肪酸分子的嵌入提供了条件。熔融插层复合后,蒙脱土的层间距减小到1.653nm,这表明脂肪酸低共熔物进入到蒙脱土的层间,并与之形成了复合材料。

2.3.2FT-IR分析

图5为OMMT、CA-MA-SA和CA-MA-SA/OMMT的FT-IR谱图。

由图5可知,3625.57cm-1处的吸收峰是蒙脱土典型的 -OH伸缩振动 ,1081.89cm-1、1035.60cm-1是Si-O键的振动吸收峰[12];2957.90cm-1、2919.15cm-1、2854.17cm-1、 2847.72cm-1、1414.94cm-1、940.56cm-1分别为CH3-、 CH2-、-OH键伸缩、弯曲振动吸收峰;1712.51cm-1是主要特征峰C=O伸缩振动 吸收峰。对比图5中3条曲线,CAMA-SA/OMMT中出现了OMMT和CA-MA-SA的特征吸收峰,且未有新的吸收峰出现,说明CA-MA-SA与OMMT之间主要是分子间力作用,是嵌合关系,没有发生化学变化。

2.4相变动力学分析

利用DSC对CA-MA-SA/OMMT复合相变材料进行测试,升温速率β=5 ℃·min-1、10 ℃·min-1、20 ℃·min-1、 30 ℃·min-1,结果如图6所示。由图6可见,随着升温速率增加,峰形右移,峰温值逐渐增加,发生相变反应的温度范围也随之变宽。不同升温速率下的相变峰温见表1。

利用Kissinger方法计算得到ln(β/Tp2)与1/Tp关系如图7所示。

由图7可知,ln(β/Tp2)与1/Tp线性关系良好,线性回归方程为:ln(β/Tp2)= -1710.31(1/Tp)+124.59,相关系数R2=0.98425。由直线斜率-Ea/R=-1710.31,得到复合相变材料相变过程的表观活化能Ea=14.22kJ·mol-1。活化能的数值可以判断CA-MA-SA与OMMT之间是嵌合关系, 不是化学吸附关系,因为化学吸附的活化能一般都高于85 kJ·mol-1。

在DSC曲线前后拐点处作切线,求出峰形指数S,根据n=1.26S1/2,求出反应级数列于表1。

由表1可知,复合相变材料固-液相变过程的反应级数为1.18。

3结论

(1)DSC测试得到CA-MA-SA的最佳质量比为70.9∶ 18.8∶10.3;采用熔融插层法制备了CA-MA-SA/OMMT复合相变材料。XRD、FT-IR分析表明,CA-MA-SA三元低共熔物有效地嵌入蒙脱土层间结构,相变过程无液态的宏观流动和渗漏,制备的材料为定形相变材料。

(2)OMMT对CA-MA-SA三元低共熔物的最佳吸附量为60%。DSC测试CA-MA-SA/OMMT的相变温 度为20.04 ℃,相变潜热为76.23J·g-1。