光电工程
Opto—Electmnic Enginee—ng
VbI.31.No.7 July,2004
文章编号:1003—50lx(2004)07—0012—03
一种提高转台伺服系统
谢慕君1一,志乾2,李清军2,周长
(1.长春工业电气与电子工程学院,吉林
2.中国科学院春学精密机械与物理研究所,吉林
摘要:转台正弦摇时换向误差较大,影响系统的踪精度.对此,提出了一种变增益算法,将 速度回路的向通道放大倍数设计为一以系统输八速度作自变量的函数,使其随着系统速度 的变化而调整。在低速行,放大倍数较大,高系统刚度,可获较高的低跟踪精度; 在高速运行时,控制放大倍数,以保证系统的动态能。设计了两种益函数进行实验,实验 结果表明,该方法可以把换向差从48’减小10’,是一种较为实用和有效
关键词:台;伺服系统;换向
中圈分类号:n,273文
A method of improving tracking accumcy of tumtable serVo system
xm Mu_junl,-,wANG zm.qlgn2,LI Qt鸣_jun2,zIIoU changIyl2,u JIe2
(1.&^00f0,E据cfm乜z
蕊鲫弘^肼130012,c^n; 2.c^口ngc^“n抽埘Ⅲ把D,印出鼻
Chfnese Ac口出
Abstract:Big tufning errof appeared dufing sine w899le Of me tumtable will aff&t
tlIe咖lcing accuracy Of the system.Ttle InemOd of using V撕able-gain a仃lplifier is propo∞d.The aITIplifier gain for fonvard ch粕nel Of sp∞d 10叩is designed into a func60n wim system input specd as independem variable柚d it will be automadcally adjusted wim tlIe vafi撕0n of system sp∞d.When me mm诅ble nlns at 10w speed,j¨as a bjg amplificr gain,a 900d rigidity aIld high tracking accufacy when tIle tumtable mns at high sp∞d,the metIlod can conⅡol me枷pI
Key啪rds:nlm诅ble;Servo systems;nnling e删’s;v
引言
转台泛应用于航空、航天、兵器、航海等领域,主要用来进行飞行模拟仿真Ⅲ。本介绍的转台是 用测试吊舱稳定跟踪性能的地面物理仿真设备。其控统主要由接口工业控制算机(兼作伺 控制)、脉冲调宽型功率放大器”l、直流力矩电机、光电轴角编等部分组成,构成了位置、速度双闭 环全数字化伺服统。伺服系统原理框图如
系统置环采用模糊控制与线性控制相结合,在位置误差小区内以线性控制来弥模糊控制的弱点? 速度环采用的常规的串联校正,速度反馈由编码器得的位量行差分得到。为实现系统动精确跟 踪性能,采用前馈装置以提高系统的等效开环放大倍数,从高跟踪精度。转台的速度前馈信号可通过 反馈速度似得到,构成等效复合
由于该转台摩擦力较大,影
收稿日期:2003
作者简介:谢幕君(1蝴-).直(汉族).吉转鼙石人.Eq教授.
谢蒸君等:一种高台伺服系统精度的方法 图l转
Fig 1B10ck diagr
sysI亡丌lfor
a札m曲k
行补控制。这方面的设计方法很多”’”,通常采用的是提高伺服刚,设计高增益的型或三型系,提 高系统对不确定性的鲁棒;但这方会影响系的稳定性”】。还有种方法是测试出系统摩擦力矩的 数学模型用于对系的补偿,但由于摩擦是一种比较复杂的系统问,补偿效果往往不是
1变增益法设计
针对述问题,文献【8】提出了一种变增益结构的控制方。根据系统输信号,它定了一个死区, 在信号于等于信号时,大倍数增加一倍。该方法确实能提高伺服系统低速跟踪精度,放大倍 数的变化是有级的,非平滑的,会导致系统运动
基于述分析,提出一种变增益算法,将速度回路的前向通道放大倍数设计为一个系统输入速度为 变量的函数.着系统速度的变化而自动调整。这,在低速行t放大倍数大,提高系统度, 得较高的低速跟踪精度;在高速运行时,控制放大倍数,保证的动态性能。在此,系统放大倍数的 变化是平滑的。实验结果表明,系统运
转台实际工作时,需要按给定的正弦信号摇摆,正弦摇摆的幅度与频率由求的速度和加速度定。 设要的角速度为台,角加速度为存,求的等效正Asin∞f,则等效正弦幅为A=舌2,p,角频率为 脚=分,旁,周期为r=2Ⅱ,。转台按上述正弦信号进行摇摆,在正弦换向时,即
的输入速度接近于零,即=A缈cos甜一0?由于低速性能 不
在本系统中,设计了一种变
置,=民+鬈,(J) (1) 式中凰是系统速度回路的前向道放大倍数,是系统 常运行时选取的放大倍数,K为一常;)是变益函 数,是系统输入速度的函数。本文设计了二个变增益函数:(砷j sin工I (2) f4z,霄sinJ 【o,
.厂2(J)={14—4工,霄一sinzI 【兀,2。3霄,2】 (3) l
【8—4算,丌+sinx【3耳,2,2丌】
式中x=出f。式(2)和式(3)这二函数的相同点是:在掰f 趋于(2^+1)Ⅱ垃的过程中,角速度减小,函数值大, 凰随之增大,在一一O时,厨将最大值。同是二 者导数单调性不同,导在口一0的过程中.凰值增长 的速率不同:^∽对应的凰值的增长速率越慢,.丘∽ 对应的凰值的增长速率逐渐加快。,I∽和∽的函数及其 导数曲线如
2实验结果
分三种情况进行正弦摇摆验,果如图3,4,5。图3是没采用变增益函数时系
l
05
-05
2
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一l
-2
z,rad
图2变增益函数及其
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2vanBble—g“nfuncli硼蜘di怛d甜vIdVelcI帅坤 嚣
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图3没有采用变增益算法系
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14光电工
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图4变增益函数为,l(曲时系统踪误差 F喀.41hcH咕e0r of山e sys№mwhen v
三
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●…●
。
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图5变增益函数为正∞时系统跟踪误
看出,系统换向误差较大,大于40’;图4变增益函为^∽系统跟踪误差曲线,系换向误小于 20’;图5是变增益函数为正∞时系踪误差曲线图,系统换向误差最小。在10
3结论
从实验结果可得出如
1)增益算法不依赖于系统的传递函数,只与系统的输入速度有关。对于输入号已知的系统,可 接求出系的速度。对于输入信号未翘的系统,利用系的馈速度近似替输入速度,为变增函 数的自变量。该算法能够明显地减小换向误差,提高系踪精度?是一种较为实用有效的设计方法?本 实中,误差从487减小
2)变增益函数舶是变增益算法的关键。其函数形不同。系的换向差也不同,,∞的设将会 直接影响统的性能。因此,针对不同的对象,优化设计变增数,能够更加提高系统的低速跟踪精度。 参
f1】昊云洁,王卫红,尔联三轴动飞行转台控制系统设
wu Yun-jje,w^NG w酹.h硼g.ER Lj硼_jje.D∞ign&feali翻don of con£r0J syscem of n”
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I舾n衄把0f
吸声系数测量精度的改善
How to improve the accuracy of the absorption measurement in the reverberation chamber ?
M.L.S.Vercammen
Peutz bv, Mook, The Netherlands, Email: m.vercammen@mook.peutz.nl
Introduction
Sound absorption measurements of building materials such as suspended ceilings and other products are performed in a reverberation chamber according to ISO 354.
It is known that the inter laboratory reproducibility of these measurements is not very well. At this moment the differences of results between laboratories are much larger than can be accepted, e.g. from a jurisdictional viewpoint in case of building contracts and liability. Actions should be taken to reduce the spread. An ISO working group has started to investigate possibilities to improve the method. Due to the insufficient diffuse sound field in a reverberation chamber with the test sample, the shape of the reverberation room and the placing of diffusers will influence the result. A round robin research containing 13 laboratories is performed to get information on the spread and if it is possible to reduce this by correcting for the mean free path or by application of a reference material. Requirements
The property to be determined in the laboratory should fulfil two basic requirements:
1. It should correspond to the basic concept of absorption, representing what is actually happening. 2. It should be determined with a certain level of accuracy. Since basically different products have differences in absorption around 0,1, it would be desirable that the reproducibility is not more than 0,05.
When we look into the results of laboratory sound absorption measurements we often find data with an absorption coefficient higher than 100%. This does not fulfil the first requirement. It is not clear how to determine the ‘right’ absorption coefficient. The spread between data from different labs is also significant (see further). And Manufacturers may ‘shop’ for the laboratory with the highest values.
So it seems that both requirements are not fulfilled. We will give some results of a recent wound robin, a short overview of possible causes of the aforementioned problems and some possibilities to improve the results.
Round Robin
The absorption of four samples has been tested:
1. 15 elements of mineral wool (Rockwool type 211, thickness 100 mm and density of ca. 44 kg/m3) in a wooden casing (1,2*0,6m), covered with a non-woven fleece (Lantor type 3103HO) and an open
wire mesh for protection. The back is made of a 3 mm hardboard.
2. A mixture of 8 panels type 1 and 7 panels type 3, in a checkerboard lay out.
3. As type 1, mounted up side down, with the 3 mm hardboard exposed.
4. 18 elements of 25 mm thick foam (Mappypell SP 25B) with one side foil, glued to 8 mm mdf panels. The dimensions of each panel are 1000 x 600 x 33 mm.
The following laboratories participated: CSTB (Paris), Delta (Hoersholm), IAB (Oberursel), ITA (Achen), ITA (Wiesbaden), KUL (Leuven), Peutz (Mook), PTB (Braunschweig, 2 halls), SP (Bor?s), SRL (London), TNO (Delft) ,WTCB (Limelette).
The laboratories did the measurements and submitted the measured reverberation data. The calculation of absorption data and further analysis was done by Peutz.
Figure 1 shows the data and the average of the results of sample 1. This figure shows that the average absorption is more than 1,0, especially around 400 Hz. It also shows a significant spread and some data that are clearly outliers, with result over 1,2 or under 0,9.
The calculated Reproducibility according to [1b] is given in Figure 2. For the middle frequencies the reproducibility is in the order of 0,2, this corresponds to the values given in [1a] and corresponds to earlier investigations by [2],[3],[4]. By removing 4 of the 13 results a significant reduction in Reproducibility at the middle and high frequencies can be achieved. So it seems that a few laboratories are responsible for a large part of the deviations.
Figure 1: Measurement results of the sound absorption in 13 labs. The black solid line gives the average result.
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1
H
z
1
2
5
H
z
1
6
H
z
2
H
z
2
5
H
z
3
1
5
H
z
4
H
z
5
H
z
6
3
H
z
8
H
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1
k
H
z
1
.
2
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H
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1
.
6
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H
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2
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2
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5
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3
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1
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4
k
H
z
5
k
H
z
A
b
s
o
r
p
t
i
o
n
c
o
e
f
f
i
c
i
e
n
t
Frequency [Hz]
Sample 1
Lab 1
Lab 2
Lab 3
Lab 4
Lab 5
Lab 6
Lab 7
Lab 8
Lab 9
Lab 10 Lab 11 Lab 12 Lab 13 Average
From the measurement data we can conclude that the absorption data can be (significantly) above 1,0 and the Reproducibility is much more than 0,05.
The average absorption data and Reproducibility data of sample 1 to 4 are given in Figure 3.
Reasons for high absorption
There are several (potential) reasons for the high absorption: 1. One of the reasons for 0, 1>α is the well known edge effect. This is related to the wavelength relative to the dimensions of the sample, see [5]. Figure 4 illustrates the edge effect as a linear function of the relative edge length. The edge occurs mainly at the lower frequencies from 200-500 Hz. For small wavelength the edge effect is very small. 2. The calculation by Sabine’s formula may overestimate the absorption. Eyrings formula gives lower results. The effect is
around 0,03. It is noted that the average absorption of sample 1 (see figure 1) is around 1,03 for the high frequencies.
3. The diffusers in reverberation chambers will reduce the path length and thus the mean free path. This effect is not accounted for in the calculation of the absorption from the measured reverberation times.
Reasons for large spread
The main reason for the large spread in results is expected to be the lack of a diffuse field in the reverberation chamber. On can think of the sound field consisting out of a horizontal sound field and a vertical sound field. Especially for high absorptive samples the vertical field will be strongly damped, while the horizontal sound field is much less affected by the absorption. If the horizontal sound field dominates, the absorption will be underestimated. With wall diffusion one can redirect the horizontal sound field into the vertical sound field and thus increase the absorption. The procedure in [1b], to increase diffusion until the absorption does not increase anymore does not always give an optimum. The absorption may not be beyond the maximum with maximum number of diffusers [6],[7]. The absorption may be increased even further by wall diffusion.
So, although an attempt has been made with the qualification procedure in [1b], the sound field in a reverberation chamber, with high absorptive sample, is not clearly defined so the conditions for application of Sabines equation are not met.
Possibilities to reduce the absorption and the spread
The result of the absorption measurement can be reduced by: 1. Correcting for the edge effect, thus obtaining the absorption for the infinite sample. This was proposed in the 60’s but did not make it into the standard. It requires the
Figure 2: Reproducibility of sample 1 according to [1b]. For 13 labs (blue line) and for 9 labs (green line). Also indicated are the indications for the Reproducibility of a high and a low absorptive sample [1a].
Figure 3: Average measured absorption (upper graph) and Reproducibility (lower graph) of sample 1 to 4.
Figure 4: The edge effect: the absorption of a finite sample is composed of the absorption of an infinite sample ()s α and a factor βmultiplied with the relative edge length E. The graph show the β from experimental and theoretical
studies [5].
0,00
0,200,400,600,801,00
100 H z
125 H z
160 H z
200 H z
250 H z
315 H z
400 H z
500 H z
630 H z
800 H z
1 k H z
1. 25 k H z
1. 6 k H z 2 k H z
2. 5 k H z
3. 15 k H z
4 k H z
5 k H z
R e p r o d u c i b i l i t y
Frequency [Hz]
Sample 1
Sample 1, Rw = 0,15
Sample 1, without outliers, Rw = 0,08ISO High absorptionISO Low absorption
0,00
0,200,400,600,801,001,20100 H z
125 H z
160 H z
200 H z
250 H z
315 H z
400 H z
500 H z
630 H z
800 H z
1 k H z
1. 25 k H z
1. 6 k H z 2 k H z
2. 5 k H z
3. 15 k H z
4 k H z
5 k H z
A b s o r p t i o n c o e f f i c i e n t
Frequency [Hz]
Average absorption coefficients
Sample 1Sample 2Sample 3Sample 4
0,00
0,100,200,300,400,500,600,700,80100 H z
125 H z
160 H z
200 H z
250 H z
315 H z
400 H z
500 H z
630 H z
800 H z
1 k H z
1. 25 k H z
1. 6 k H z
2 k H z
2. 5 k H z
3. 15 k H z
4 k H z
5 k H z
R e p r o d u b i l i t y
Frequency [Hz]
Reproducibility
Sample 1Sample 2Sample 3Sample 4
stat S E
ααβ=+?
measurement of many different configurations with different Edge length and therefore it is not practical. That means that the edge effect has to be accepted. By giving the range for the dimensions of the sample, the relative edge length is automatically fixed within a range.
2. One may use Eyrings formula in stead of Sabine. Without going into the theoretical background we can see that this might prevent the high frequency excess. It will not reduce the spread (there will be a small effect though on Reproducibility since the Reproducibility is lower for low absorption values).
3. One may correct for the shorter mean free path in the reverberation chamber with free suspended diffusing panels. The mean free path can be calculated from:
[m] (1)
If we determine the actual mean free path MFP from ray tracing calculations the corrected volume for the free hanging diffusers can be calculated by:
[m3] (2)
A calculation for one of the reverberation chambers shows 12% lower absorption results using this reduced volume. However the problem remains, since it has to be determined what surface to use: the surface of the walls or the surface including the surface of the diffusers.
4. Use volume diffusers in stead of free hanging diffusers. In this case the volume behind the diffuser can be subtracted, see figure 5. This might also influence the diffusion of the room, especially when applied to the walls.
5. A more strict qualification procedure for laboratories, for example with a reference absorber and a defined bandwidth. Figure 6 shows the average absorption of sample 1 and the bandwidth (±?R) of 9 out of 13 laboratories. In case the result is within the bandwidth the Lab is ‘qualified’. 6. Calibration of the reverberation chamber by a reference absorber. This will be discussed in the next paragraph.
Calibration by a reference absorber
When using a standard absorber the average result may be used as a reference for correcting measurement results of other samples, based on the difference of the measured absorption of the reference absorber and the average absorption of this absorber. The results of sample 1 will be used as reference absorber, to correct the measurement results of sample 2 and 4.
Figure 7 shows the Reproducibility of sample 2 and 4. It shows that especially when the Reproducibility exceeds 0,1, the use of the reference absorber reduces the spread significantly. When the Reproducibility is already below 0,1, no further improvements are found. This indicates that, assuming the spread consist of a statistical variation and a systematical variation due to the sound field properties in the reverberation chamber, the systematical variation can be filtered out to some extend by using the reference absorber. Especially the outliers that are responsible for a large part of the spread (see figure 2), are consistent, also for the other samples. By using the correction based on the reference absorption, mainly these outliers are corrected.
Figure 7: The effect of correcting for the reference absorber (sample 1) on the Reproducibility of sample 2 (upper graph) and sample 4 (lower graph).
Figure 5: Illustration of the average and spread (±?R) of sample 1 and the individual result of one laboratory (green).
Figure 5: Illustration of the shielding by a suspended diffuser (upper right) and the more defined situation for volume diffusers (left).
S
V 4=
4
S MFP
V c =0,00
0,200,400,600,801,001,201,40
100 H z
125 H z
160 H z
200 H z
250 H z
315 H z
400 H z
500 H z
630 H z
800 H z
1 k H z
1. 25 k H z
1. 6 k H z 2 k H z
2. 5 k H z
3. 15 k H z
4 k H z
5 k H z
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Frequency [Hz]
Sample 1
Average + .5 RAverage – .5 RAverage Lab 1
Conclusions
A Round Robin test for the sound absorption using the reverberation chamber method is performed. From the measurements it can be concluded that:
-the measured sound absorption of a high absorbing material is larger than 1,0, both for the lower frequency range, where this can be attributed to the edge effect, as for the higher frequencies
-the Reproducibility of the absorption measurement is rather poor
-a limited number of ‘outliers’ is responsible for this Reproducibility
Additional analysis of the data showed that:
-the high frequency excess of 1,0 can be reduced by: o using Eyrings formula in stead of Sabine, and/or
o correcting for the effect of diffusers -the spread can be reduced by:
o qualification of laboratories using a reference absorber, or
o correcting the laboratory result for the difference of the measured value of the reference absorber and the average value The use of volume diffusers in stead of free suspended diffusers may create a more defined situation, the volume of the diffusers can be subtracted from the volume of the room and applying these on the walls may give a better diffuse field situation. This needs further research. References
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[1b] Acoustics – Measurement of sound absorption in a reverberation room, ISO 354:2003(E)
[2] ASTM-European Sound Absorption Round Robin Test, Internal Report, 1990
[3] S. Olesen, Sound absorption of a suspended
Ceiling, Nordic Intercomparison Programme in the Field of Acoustics, 1993-06
[4] M.Kob, Vergleichbarkeit von Absorptions-
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[6] E.Toyoda, S.Sakamoto, & H.Tachibana, Effects of room shape and diffusing treatment on the
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[7] M.Vercammen , The effectiveness of diffusers by determining the sound absorption in the
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枪钻加工中的切削液特性及改善过滤精度的方法
枪钻加工中的切削液特性及
水基切削是新一代想的机加工润滑冷却介质,有油性和水性双重性能,具极压,润滑,冷却, 防锈能力.文章介绍枪加工基切削液性能,用实例论述基切削液的优越性能及提高其过滤精度
1 为使枪钻加工达到良的加工效,以往多选 削油,而且是专门配置的.但是,油基切削液存在着 冷却性差,清洗性差和产生油防火性差;一般半年需 彻底更换,废液处理不易达到环保排放要求;使过 程中有刺激气味和损伤人皮肤等缺陷.随着环保 求的提高,切液技术的不断改进,一种水基半合成液 (微乳化液)克服了乳液易*,清洗性差成切削液侵蚀机床漆面,润滑能差等缺陷,有油性和 水性双重性能,具极,润滑,冷却,防锈和清洗能 力,是新一代理想的机加工润滑冷介质.水基半合 成切削液的脱颖而出,有取
下特点:
1.1 压力
切削液的高及由此生的高流速的作用是从切 削区除切屑,油膜抵消切削力及增钻杆刚性等. 为保证被加工孔的精度一致,必须证压力定.根 据资料介绍,需要的力和流量因刀具的直径,孔的精 度和工件
一般认为切削的流应为切速度的5,8倍, 约10,15 m/s, 应该注意的是:流量应随孔深的增加大,以保 证切削液有更大的流速达到通畅排屑的目的.同时要 分考虑枪高压切削液与一般外用冷却,冲屑所 用压
1.2 过
枪钻削液的过滤精与钻的耐用度,孔的 表面粗糙度,尺寸精度,减少油泵和阀的磨损有很大关 系,所以要求过滤精度较高.据资料介绍:当削液过 滤度为20u m,刀具刃磨一次可以钻14个,若 在其它工况不变的情况下,过滤精度达到10 u m, 刃磨1次可钻54个.还有资料介绍,表面粗糙度值每减1时,油中质尺寸就应减少10 um.换句 话说,过滤精度的严格性应为表面
一般切削液要经粗,半精,精滤等程序.精过滤 一般采用纸质或布质滤,一般过滤精度控制在40 um以,就能够满足一般性枪钻加工.若枪钻H7精 度的孔时,过滤精度应达5,10 um,方可避免破坏 高速极压油膜.但是过滤装置和使用的成本会急剧 上升,际中要综合考虑一个
1.3 温
由于枪钻加工切削度和削液的压力均很 高,同时钻头兼有切削和挤二重作用,切削中产生大 量的热量削液带走,使切削液温度逐渐上升.为 了保持钻孔精度,防止切削内部各加剂的早期 失效,维持枪钻与工件温度的致性是必要的.一般 推荐温度在45?以下.常用的冷
其 一,采用大箱(油箱)散热来达到自然冷却,水箱 的容积大于泵工流量l0倍以上. 其二,强制冷却. 廉价的冷却办法是在水箱中通以循环冷却水,可靠 的办法是使切削液过空调温,控制在最佳范围, 保持枪钻与工件温一致,有利于控制加工精度的一 致性. 1.4 切削液
液压油使用的泵和阀类控制元件等不适合水基切 削液,在设水切削液系统
1.5切削液
根据有关经验,使用切削
(1)切削液稀释应选用水质好的自来水,配 置前应将水箱管路清洗干净,有件的话,可对切削 系统装置进行一次消
(2)准掌握削液浓度,尽量使用浓计(折光 仪)来控制,按规定比例配制,不要凭个人经. (3)不同牌号,不同家生产的半合成切削液不 能
(4)工结束后,用切削软管冲掉机床表面 切屑和粒渣.打开机床保护门,使机床加工区的潮 湿空气散去. 这样做的原因是:在加工过程中,只要切削液不断 喷射,涂敷在裸露的金属面,切削液的锈添加剂 就可防止机加工区内的金属表面锈.但当机床停 若干小时后,可能会产生锈蚀.因为在加工时,切削液中的水蒸发,使机床加区成了几乎100%的 相对湿.机床一旦关,温度便开始下降,空气中水分冷凝在金属件表面.由于凝水会逐步稀释 防锈添加剂,从使存于切削液的抗腐蚀性逐步丧失.所以
(5)定期检测切削液使用浓度和pH值,pH值
(6)使用一年或更长时间切液发生变质时,更 换切削液需彻底清洗床却系统,减少削液中细 菌生长机
2 应用实例
我厂在钻加工中采用水切削液成功应用于 自动线中加工缸体油道孔,其冷却液由冷却液中央处 理系统供给,枪钻工位来自系统的冷却液加压后用 于枪钻加工.最近设计制造1台连杆螺孔钻枪铰 机床,连杆料45Mn,硬度22,32 HRC,属短浅孔精 密加工.切削液采用独立的负压式纸带过滤置,调 试时钻法加工,进口枪钻仅能加工3件,就出现 重磨损或崩刃等问题.在除床其它原因,分析 切削液冷却系统也存在一些问题: (1)切削液为普通合成切削液,润滑性
(2)负压纸带过系统的过滤精度不稳定,杂 质,纸质纤维进入系统,堵塞枪钻水孔. (3)冷却液供给压力偏低,不稳定,能满足钻 加工对冷却液系统高压恒的要求. 针对上述问题,我们采取了以
(1)更换用水切液 我选用嘉实多公司 EP690和奎克公司的水切削液,其润滑极压性能均 优于合成液.其主要特点是:?极压性能好,可用 于高难度的加工;?使用寿长,抗污染能力较 强;?泡沫较少,对不同水质较强的适应性;?防锈 能力强;?不苯酚和亚硝酸盐,对
(2)改进冷却液过装置,提高过滤精.负压式纸带过滤机的过滤精度取决于过滤用的无纺布质量,好的过滤精度可达5um.但是,切屑直接冲负压式过滤机的纸带,使纺布破损;负压腔中负压为零,净水箱向负压腔补水,导致无纺布上浮脱离栅板;走纸时,纺布产生歪斜,不能完覆盖隔栅板等几种情况,导致脏水箱脏水进入压腔.进入 负压腔的脏水在系统中长时地存在,降低过滤精度,
在高泵组前,加双筒式过装置,两个过滤 芯分别工作.当一个滤芯被塞卸下清洗时,可切换 到另一个滤芯工作,影响机床正常工作.过滤装置 自带压力检测装置,当滤芯堵塞进出口压变大时, 出报警,提醒及时切换.此时,电气程序看成预,要求完成本次加工循环后必须处理,则机床不能进行 下
选用双筒式过滤装置时,据枪钻工有关 参数理选择压力,流量和滤芯材质.滤芯有纸质,玻 璃纤维和金属网等,建议选用可反复洗的金属网滤芯,降低使用成本. (3)合理选用高压泵和制元件,保压系统 恒定 由于使用基切削液,齿轮泵和换向因内泄, 发涩,使用效果差,不能保证冷却系统压力稳定.曾经 采用油用换向当卸荷阀,但经常闭不严密,冷 却系统的压力建不起来,枪钻法加工.本系统高 压泵采用级心泵两个串联一起使用;换阀和 卸荷阀采用气动先导换向阀,确保换和卸荷动作灵 活.保证了压力系统稳,满足了枪钻加工的要
经过上述改进的机床冷却系统,在调试时用国产 枪钻一次可加工
涂层刀具 可达200件,效果十分明显.该机床现已在厂完 成安调试,投入正常
改善电力系统局部电压稳定指标精度的策略
第 38卷 3 电 技 术 V ol. 38 No. 3 2014年 3月 Power System Technology Mar. 2014 文章编号:1000-3673(2014) 03-0723-08 中图分类号:TM 714 文献标志
改善电力系统局部电压稳定指标精度的
(东北电力大学 电气工程学院,吉林
A Strategy to Improve Accuracy of Power System Local Voltage Stability Index CHEN Houhe, LI Xiaojing, YUN Yizhu
(School of Electrical Engineering, Northeast China Dianli University, Jilin 132012, Jilin Province, China)
ABSTRACT:Firstly, a local voltage stability index model is established which is suitable for actual power system. Aiming at the mixed node in power network where the generator and the load coexist, the combination of the generator and the load in the mixed node involving index value is taken into account, and three schemes that are in order to improve the accuracy of the local voltage stability index are proposed. Three schemes are as following: the mixed node is split into generator internal potential node and load node where the voltage is controllable; the generator is connected to the mixed node via the step-up transformer; and the generator is connected to the mixed node via the step-up transformer and the load is comented to the mixed node via step-down transformer. Key research is the former one. On this basis, the processing flow for on-line monitoring of the voltage stability is designed. The proposed method are applied clear physical concept, the high computing speed and the high accuracy, also considering the impact of the generator and the load in the mixed node on the value of the local voltage stability index. In this way the accuracy of the on-line monitoring of voltage stability can be improved. The feasibility and effectiveness of the proposed method is validated by simulation results as well.
KEY WORDS :voltage stability; online monitoring; local voltage stability index; local measurement information
摘要:首先建立适用于际电力统的局部电稳定指标的 模型; 针对网络中存在发电机和负荷共线的混合节点, 计及 混合节点中负荷和发电机对指标值的共同作, 提将合 节点分裂为发机内电势节点和电可控负荷节点、 发电机 经升压变接入混合节点和发电机经升压变、 负荷经降压 入混合节点 3种改善部电压稳定标精度的方案, 重点研 了将负荷与电机共线的混合节点分裂为发电机内电势 节点电压可控负荷节点的方案; 基础上, 设计电
基金项目:国自然科 学 基 资助项目 (51377016); 长江学者
Project Supported by National Natural Science Foundation of China (51377016); Project Supported by Program for Changjiang Scholars and Innovative Research Team in University (IRT1114). 在线 监测 的 处流。 所 提方 法物理概念清晰 、 算速 度 快 、 精度 高 , 考虑 了混合点中荷和发机对于部电压 稳定指值的 影响 , 提 高 了电压稳定在 监测 的精度, 算例 仿真结果验证 了 所 方 法 的可 行性 和 有效
关键词:电压稳定; 在线 监测 ;局部电
DOI :10.13335/j.1000-3673.pst.2014.03.027
0 引言
随着 电力 工业快速 发 展 、 受端 系统 模 不断扩 , 特别 用电负荷 猛增长 、 最高 用电负荷 占比 逐步增加 , 而端 系统电 源 建 不足 , 大 电 能需 远距离输送 , 迫使受端 系统 区域外 电力 依赖 度 不 断增加 ,电网 安全 稳定 运行要 矛盾由功角 稳定 问 题转化 为电压稳定 问题 [1-3]。 受 环境 和设 成等因 制 , 我 国电 结 构相 对 薄弱 ,电力系统 常 运行 在重 载 况下 ,电压稳定 问题越来被 研究、 运行 人员关注 [4-5]。 与 功角 稳定 问题相 比 , 不 同 时间尺 度 下 , 各件动态 特性 对系统电压 失 稳 过 程 的发 生 、发 展影响 各 不 同, 使 得 电 失 稳 亦表现 出 不 同的 事故 特 征 , 进 而 导致 系统电压稳定 问题极 杂 。 此, 准确 理 解 电压稳定 本质 、 正确 建立电压 稳定研究 数 学 型、 寻求 合 理 电压稳定 安 指 标、设计 有效 的电压稳定 预防 控 制策略 对研究电力 系
就 物理 本质 而 言 ,系统 失 稳 是 一个动态过 程 ,在研究 过 程 中 需 计及 元件 的 动 特性 , 但其 研究 工 作 极 为 杂 、 难 , 迄今 为 止 , 学 术 界 对电 压 动态失 稳机 理 的 认仍 不能 统 一 , 理 论体 系 尚 未 建立 [6-7]。 因 而 分 析 系统电压稳和 寻找 电压稳 定 监 控指标 时多 采 用 静 态 的方 法 ,基于 态 方 法 的 电稳 理 论 已十 分 熟 ,在此基上提出的系统 电稳定指标可 有效 判 断 系统中 节的电压稳 定 性 , 但 在计 算 过 程 中 均 需 跟踪 和 判 断 整 个 系
724 陈厚 合 等 :改善电力系统局部电压稳定指标精
矩阵 求 逆 ,计 算量大 , 且 随 系统节点 数 目增 多 ,计 算 时 幅 增加 ,
电力系统的电压稳定 具 有 局部 性特 征 ,可 借 助 局部 测息 来 分 析 、 研究系统的电压
[8-14]
。
基于局部 量测息 在线 监测 系统压稳定的方 法 主要 分为基于 支路 量测信息 的电压定线 监测 和 基于节 量测信息 的电压稳定在线
[15-20]
:
1)于 支路 量信息 系统电压定在线 监 测 假 定在 某 一时间 断 面 下 ,系统 支路 可 视 为 一个 给 负荷 供 的 无穷 电 源 , 系统电压 临 界 稳定 时 , 支路 功 率到达 极 限 , 该 方 只 需 系统 关 键 支路 , 避免戴维南参 数 辨 识 和 踪 , 该 方 法 仅 在 特 殊情形 下 有效 , 且 理 论
2)基节点 量测信息 的电压稳在线 监 测 理 论 基础 是 当 系统电压 临 界 稳定 时 ,负荷节点 消耗 的 功 率 最 ,此 时 负荷节点 阻抗 模值与 其 戴维 南 等 值 阻 模值 相 , 该 方 法理 论 基础 坚 实,为 广 大 研 者所 接 受 , 但 该 方 法 在 进 行 戴维南 等 值 过 程 中存在 值 参 数 漂移 问题 ,计 算 误差较 大 [16-18]。 若采 用 考虑 系统 全 网 构 的 戴维 等 值的方
针对 述 问 , 本 文 建立适用于实际电网的电 压稳定在线 监测 的局部电压稳定指标模型;针对网 络中存电机和负荷共线的混合节点,计及发电 机、负荷共线节点中发电机及负对电压稳标 的共同作用,提出 3种改善局部电压稳定标的精 度的方案; 最 后通 过 例 对 所 提方案 行仿真验
1 基于网络信息
对于实际 多 机 多 负荷电力网络, 根据 节点电 压方 程 , 进一 步 消去 网络中的 络
L LL L LG G =+U Z I Z U (1) 式 中 :U L 为负荷节点的电 向 量 ; Z LL 为负荷节点 间 的 阻抗矩阵 ; I L 负荷节点 入电 流 向 量 ; Z LG 为负发电机节点 间 的 阻抗矩阵 ; U G 为发电机节点 电压 向
由 式 (1)得 ,负荷节
U &为 L
G
L LL L LL L LG G i
ii i
ij j
ik
k
j k j i
U
Z I Z I Z U a
a??1=++??&&&& (2)
式 中 :L i
U &为负荷节点 i 的电压 相 量 ; Z LL i 为
I
&为负荷节点 i 注 入的 流 相 量 ; Z LL ij 为荷
I &为负荷节点 j 注 入的电 流 相 量 ; Z LG ik 为负节点 i 与发电
k 间 互阻抗 ; G k
U &为发电机节点 k 的电压 相 量。 进一 步
U
&表 示 为 等 值 电压 源 eq i U &与 等
I &共同作用的 结
U &可 记 为 L eq Leq eq i i i i U Z I U =+&&& (3) L
LL eq L L eq ij i i
j
j i
j i
Z I I I Z a?1=+?
&&& (4) G
eq LG G i ik k k U Z U a?=-?&& (5)
eq LL i ii Z Z = (6)
由 式 (3)得 实际电力网络中负荷节点 i 的 等 率传 输 型 如图 1所
1
j Q +M
j Q +eq i
L i
eq i
eq eq eq j i i i
S P Q =+&~
图 1 负荷节
Fig. 1 The power equivalent model for load bus
进一 步 变 换
2L eq L eq eq L () () i i i i i i U U U Z I U **+=&&&& (7)
定 义 负荷节点 i 的 等 效 注 入 在 功
S U =&& eq () i I *&, 且 有 LL LL 1/ii ii Y Z =, 将 eq i S &、 LL ii
Y 代
根据文 献 [18-21], 由 式 (8)得 电力网络中负荷 i 的电压
2VSI eq LL eq eqLL |/|/2cos i i ii i i I U Y S j=+ (9)
式 中 eqLL eq eq LL LL arctan(/) arctan(/) i i i ii ii P Q G B j=--。
进一 步 计 算 得 节点 i
i U ¢
L i U ¢= (10)
在系 各个 运行 点, 借 助 式 (9)即 可 求 出 各 负荷 节点的 当 前 电压稳定标, 由 系统电压 失 稳 具 有 局 性 特 点可 知 :系统电压 崩溃 通 常 从 统局部 一 个 或 几 个 负荷节点的电压 失 稳 开 , 逐 渐 扩大 到 个 系统,在 这 个过 程 中,首先出 的 失 稳节点 是 系 统电压 最 弱环 节 即 系统电压
第 38卷 第 3期 电
节点 应 着 点压稳定指 I vsi 最 小 的节点, 随 着 系统电稳定 性 的 进一 步 恶 化 , 其 I vsi 单调递减 , 当 系统电压 崩溃 时 , 其 对 应 的负荷节点压稳定值 标值 递减 到 1。 根据 系统电压稳定 性 电压稳 指标值 I vsi 之 间 的 关 系,定 义 系统
VSI I =vsi1vsi2vs min{, , , }iN I I I L (11) 式
2 负荷与发电机
在 超 压 /特高 压电力网络中, 部分节点中 常 同 存在发电和负荷,在 进 行 戴维南 等 值 时 ,对 这 种混节点 常 用的 处理 方 法是 :在发电机 无 未 到 达 极 限 前 , 该 节点电压 幅 值可 维 持 不 变,将 其 视 为 电压可控节点; 当 发电机 无 功 力 达 极 限后 ,将 该 点 视 为负荷节点 。 采 用 这 种方 法处理 时 ,在 为电压可控节点 过 程 中, 仅 计及了混节点中发电 机对 其 他 负荷节点的电压稳指标作用, 未 考虑 合中负荷 功 率 注 入 响 ,在系统存在 少 量 这 种合节点 时 , 该 方 法 计 算结果 差较 ; 但 当 系统在 大量 上 述 节 时 ,计 算 误差 将 显著 增加。 为降 计 算 差 ,提 高 局部电压稳定指标的精度, 本 文 提 3种改善局部电压稳定指标精度的方
图 2(a) 鉴 BPA 、 PSS/E等 商 软 件 中 处 理 电压可节点的方 法 , 并 结 合发电机实际 运行特 性 , 考虑 发电机内电势 展 发电机节点,将合 节点分裂为负节点和发电机内电势节点 。 为 保 证 原 发机节点的电压在 行 过 程 中 保持 不 变, 将裂 后 的负荷节设 置 为分裂 后 的发电机节点 的 远 方电压控 制 节点, 这 在发电机 无 功 输 未 限 , 维 持原 发电负荷共线节点的压 不 变, 发电机内电势 随着 发电机出力的变 化 而 发 生 改变; 发电机 无 功 受 限 时 ,发电机内电势 不 ,此 时 便 失 去维 持 远端 负荷节点电压 能 力 。 假 设 原 系统在 n 个 发电机与负荷共线的混合节点, 采 用 案 后 , 系统节点 数 增加 n 个 , 其 中发电节 数 目不 变, 负荷节点 加 n 个 。 这 种 处理 方案 符 合实际系统中 发电机 运行特 点 (类 似 BPA 中 BG 节点 或 PSS/E、 VTSAB 中的可控 制 Remote Bus 电压的发 电机节点 ) , 有效 及发电机负荷共线节点中的发电 机和负荷对模型的 影响 ,提 高 了模型计 结
q d cos() sin() E U x I dqdqa=++++ (12) 式 中 :U 、 θ分 别 为发电机机 端 电压 幅 值、 相 位 ; I 、
a为发电机 入系统的电 幅 值、 相 位 ; δ为发电机 的
在 采 用 式 (9)计 算 负荷节点电压稳定 I vsi 过 程 中, 由 于负发电机共线的混合节点 已 分裂为 发电机内电势节点和 远 方电压可控的负节点, 因 此裂 后 的 远 方电压可控的负荷节点 I vsi 也 将 会 计 算 , 随着 整 个 系负荷 注 入 功 率 的 增加 ,电压可 控负荷节点的 I vsi 值将 会 生 变 化 , 但 在发电 无 出 未越 限 前 , 该 荷节点的电压可控,电压 幅 值 维 持 不 , 因 此 所 计 算 出 来 的 I vsi 并 不能 实际 反 映 此 时 电压可控负节点的电压稳定 ; 只 有 当 发 电机节点 失 去无 功 调剂 能 力 后 , 节 去维 持 电 压稳定的 能 力 ,上 述 I vsi 指标 才 具 有 实 参 考 意 义 , 因 此 本 文 在发电机负荷共线点中发 无 功 未 限 时 ,将计 算 得 到 的电压可负荷节点的 I vsi 值作为 无 效 数 据 剔除 ; 而 在发电机 无 功 受 限后 ,将 计 算 得 到 的电压可控负荷节点的 I vsi 值
图 2(b)结 合电力系统实际 运行 电机出 口 电 压 般 在 27 kV及 以 下 , 需 经升压变压 器 接入 超 高 /特高 压网络 。 为此 本 文 考虑 在混合节, 将发 电机经 零 阻抗 升压变压 器 接入系统, 从 而 将发电机 从原 混合节点中分裂出 来 , 形 成 新 发电节点, 而 负荷节点 直 接接混合节点上 。 该 方案将 使 系 统节点 数 增加 n 个 , 其 中发电机节点 数 目不 变,负 荷节点 增加 n 个 。 类 似 图 2(a),将混节点设 置 为 发电机的 远端 压可控节点,在 具体 理 过 程 中 类 似 于 2(a)方 法。 在发电机 未 达到 励磁顶 值 之 , 电机 仍 可 维 混合节点的电压 幅 值 保持 不 变; 当 发电机 达 励磁顶 值 后 ,发机 由 PV 节点 转 变 为 PQ 节点, 失 去 电
的作, 此 时 电机 次暂 电势 q E ¢保持 不 变 。 因 此在计 算 程 中,发电机 未失 去 对 原 混节点电 节 能 力 前 , 原 混合节点计 算 得 到 的局部电压稳 定指标值 是不 信 的, 剔除 。 混合节点 失 去 发电 机对 其 的电压 节 能 力 后 , 所 求得 的局部电压稳定 指标方 反映 混合节点
图 2(c)根据 在电力系统方
口 电 一 般 在 27 kV及 以 下 , 通 常 经升压变压 器 接 入 超 高 压 /特高 压网络,负荷实际电压 等 级 为 10 kV 以 下 ,为 便 于方 式 分 析 、计 算 ,在计 算 过 程 中研 究 人 常 将负荷 折 算 到 110 kV。 为此 本 文 考虑 将 发电机经 零 阻抗 升压变压 器 接入系统,负荷节点经 零 阻抗 压变压 器 接入, 原 合节点变 成 联 络节 点, 节点电压 受 分裂 后 发电机 远程 调 节, 方案 使 系统节点 数 加 2n 个 , 其 中发电机节点 目 变, 负荷节点 增加 n 个 , 联
726 陈厚 合 等 :改善电力系统局部电压稳定指标精
在发机 未 达 励顶 值 之前 ,发电机 仍 可 维 持从 混合节点中分出的 联 络节点电压 幅 值 保持 不 ; 当 发电机 到达 励磁顶 值 之 后类 似 图 2(b),发电机 由 PV 节点 变为 PQ 节点, 失 去 电压 调 节 能 , 联 络 节点 失 去维 持 电压 幅 值的 能 力, 计
作用, 发电的 次暂 态 电势 q E ¢保持 不 变 。 而 在此 之 前 ,荷 已 从原 混合
节点, 因 此发机 从 具 有 电压 调 节 到 失 去 电压 节 过 程 中,计 算 得 到 从 混合节点中分裂的负荷节 点局部电压稳定指标值 均 反映 该 负荷节点压 稳定 状 况 , 因 而不需要依 发电机电压 调 节 能 力的 变 化 而 对指标值
(a) 扩展
(b) 发电机
(c) 发电机经升压变、
图 2 发电机负荷
Fig. 2 The power equivalent model for the bus
with load and generator
3 具体步骤
电力统 正常 运 时 ,系统中 件 运行 状 态 实 时 变 化 , 使 得 网络中 各 节点 类 型存在 相 互 转 换 的可 能 , 因 在 运行 过 程 中 需 对系统中 各元件 运行 状 态 实 时 监 控, 根据 监结果 对部分 殊 节点的 处理 法 可 参 见 文 献 [22]。 本 文 基于上 述 3种改 进 方案 设计的电稳定 监测 系统的 具体
1) 子站 系统实 时 监 电力网的 拓扑 结 构 变 化 信息 (如 元件 开 断 、 OLTC 分接 头调 节 ) 、发电机 和 FACTS 电压控 制 设 备 的 无 功越 限 信息 、电 容 器 /电 抗 器投切 信息 , 并 将上 述 信 及 母 线电压 相 、电 流 相 量 等 电 气 信 通 过 高速 广 域 通 信 网络上 传 至 域 调 度控 制 中 心
2) 站 系统对上 的 息 分 类 理 , 当 监测 到 系统网络 拓扑 结 构 发 生 变 化时 , 主 站 系统重 新 读 取 系统中的网络 拓扑 信息 , 再 据式 (1) 算 Z LL 、 Z LG ; 当 监测 到 电压控 制 节点的发电机、同 步 调 相 机、 SVC 、 STATCOM 等 FACTS 装置 失 去 电压控 制 能 力 时 ,将 该 电压控 制 节点 类 型 由 PV 节点 转化 负荷节点, 更 新 相 应 的网络
3) 主 站 统实 时 监测 系网络 拓扑 及节点 类 型 转 换 信息 , 更 新 Z LL 、 Z LG 并 结 合 各 子站
的 母 线电 值、 相 位 信息 及负荷节点 注 入 有 、 无 功 信息 按 (9)计 算 各 节点的电压稳定指标值, 确 定 各 节的电压定指标 。 再 根据 各 节点的电稳定 指标 按 式 (11)确 定系统的电压
4 算例分析
4.1 New England 39节点算例分析
负荷 长 方 向 及发出力对压稳定 有着 重 要影响 ,在 本 例 中 全 网负荷 按恒 功 率 因数 增长 , 发电机力 按 各 发电机 有 功 剩余容 量 的 比例 分 配 。 按照 上 述 负荷及发电机出力 长 方 式采 用 连 潮 流 (continuation power flow, CPF) 计 得 到 的部节 PV 曲 线 如图 3所 示 。 图 分 别 给 出了节点 7、 8、 12、 15、 31和 39的 PV 曲 线, 其 中节点 31为系
CPF 计 算 过 中, 由 于上 述 2个 节的 无 功未越 限 , 其 发电机 具 有 电压 调 控 能 力, 因 而 在 整 计 算 过 程 中节点 31、 39的机 端 电压 保持 不 变;节
12、 15为负荷节点, 其 中 8电压 最 先 崩溃 , 系统电压 崩溃 点,节点 7较 点 8是 系 次 电压 最 低 节点, 而 节点 12、 15的压 要 较 节点 7、 8稳定 。 采 用 本 文 方 法 跟踪 系统负荷的 增长 ,计 得 到 的部 分节点电压稳定指标 I VSI 变 化 趋 势 图 4所 示 。 由 图 4可 知 :随着 各 负荷节点负荷的 增加 , 各 节点的 电压稳定指标值 都 成 单调递减 的 关 , 其 中节点 8的压指标 曲 线 一 直 处 于系统荷节点电压指标 曲 线 簇 最 下 , 较 其 负荷点 而 言 ,值 最 先为 1, 是 系统电压 崩溃 节点, 其 次 节点 7, 图 4中节 点电压稳定变 化
第 38卷 第 3期 电 网 技 术
727
0.20.61.0l
V /p u
图 3 New England-39
表 1、 2详细 给 出了 采 用 本 所 提方 法 在负荷 长 子 l=0、 1.352 9、 2.205 1时 , 式 (3)~(10)计 算 得 到 的 各 负荷节点的 U eq 、 S eq 、 U L 、 I VSI 。 由表 1可 知 :随着 负荷 因 子 的 增长 , 各 负荷节点 等 值电压 源 电压 值 化 在 0~0.02之 间 化 , 主要 原 因 是 系统中 发电机的 A VR 输 未 到达 励磁顶 值, 尚 具 有 电压 调 节 能 力,可 维 持 机 端 电压 恒 定,上 电 压 幅 值 微小 的 化 是 由 电压 相 位 角 变 引 起 的; 而 各 荷节点的 等 值 视 在 功 率幅 值 随着 负荷 因 子 增长 急剧 增加。 从 表 2中 结果 可 知 :随 负荷 因 子 的 增长 , 各 荷节点的 戴维南 等 值计 电压 U L 和电压稳定指标 I VSI 都单调递减 ,电
最 小 戴维南 等 值计 电压 U Lmin 和电压 稳定指标 I VSImin 分 别 为 0.686 2、 0.746 9对 应 于节点 8即 节点 8为系统电 最 先
l
1234I v s i
图 4 New England-39系统部分节点的 I vsi 曲线 Fig. 4 I vsi curve of some nodes for New England-39 表 1 New England 39统等值
Tab. 1 Equivalent parameters of New England 39
节点 l=0 l=1.352 9 l=2.205 1 U eq S eq U eq S eq U eq S eq 3 1.119 2 22.868 8 1.110 0 55.880 3 1.088 3 78.314 0 4 1.125 6 27.809 4 1.119 0 66.580 2 1.101 5 83.136 3 7 8 1.138 5 22.889 8 1.132 1 53.387 6 1.115 2 64.606 9 1.141 9 25.803 6 1.135 4 62.035 7 1.117 9 75.418 9 12 15 1.122 0 10.403 3 1.117 4 23.123 5 1.104 4 26.762 8 1.113 6 23.136 7 1.109 4 54.870 8 1.096 4 70.873 6 16 1.108 3 28.865 5 1.104 7 69.656 0 1.092 4 96.709 2 18 1.118 2 20.066 6 1.111 4 47.583 4 1.093 0 64.539 0 20 1.023 4 14.753 9 1.022 4 37.995 1 1.018 8 59.080 5 21 1.101 1 17.658 1 1.098 3 42.708 0 1.088 3 59.169 7 23 1.088 6 13.971 3 1.087 1 34.372 5 1.079 9 50.780 7 24 1.106 7 19.432 8 1.103 1 48.443 2 1.090 9 71.187 5 25 1.100 5 17.710 3 1.101 5 44.446 9 1.088 3 67.186 1 26 1.119 7 14.651 3 1.116 8 35.241 9 1.102 0 49.657 6 27 1.120 5 16.507 9 1.116 5 40.134 5 1.101 4 55.102 9 28 1.101 7 8.830 3 1.099 6 21.745 4 1.090 1 32.337 1 29
1.087 5
10.903 2
1.086 2
26.932 0
1.079 5
41.355 3
表 2 New England 39系统节点电压
幅值及电压稳定指标
Tab. 2 Voltage amplitude and I VSI for New England 39
节点 l=0 l=1.352 9 l=2.205 1 U L I VSI U L I VSI U L I vsi 3 1.030 4 3.323 7 0.997 6 1.925 6 0.824 5 0.996 3 4 1.003 6 2.625 4 0.960 3 1.640 7 0.687 9 0.879 0 7 8 0.996 7 2.453 5 0.953 3 1.585 1 0.709 3 0.783 2 0.995 7 2.308 0 0.952 3 1.490 3 0.686 2 0.746 9 12 15 1.000 0 2.874 7 0.955 3 1.850 6 0.694 1 1.251 1 1.015 8 3.057 7 0.973 9 1.877 4 0.755 1 1.141 5 16 1.032 3 3.547 2 0.997 3 2.073 1 0.816 0 1.265 4 18 1.031 3 3.348 4 0.995 8 1.998 0 0.813 7 1.113 4 20 0.991 0 4.565 5 0.975 3 2.393 1 0.908 7 1.637 4 21 1.032 1 3.829 7 0.998 3 2.200 8 0.826 3 1.514 8 23 1.045 0 5.319 6 1.021 5 2.807 3 0.901 6 2.023 3 24 1.037 8 3.649 9 1.004 8 2.066 6 0.830 4 1.200 2 25 1.057 5 4.624 6 1.041 7 2.565 3 0.958 9 1.751 3 26 1.052 2 3.823 2 1.021 4 2.228 9 0.872 8 1.439 7 27 1.038 0 3.288 2 1.001 4 1.961 8 0.824 4 1.189 1 28 1.050 2 4.294 0 1.023 9 2.403 3 0.902 8 1.701 1 29
1.050 0
5.386 6
1.029 7
2.845 3
0.935 4
2.022 1
的节 8真 电压 0.709 26与 戴维南 等 值计 算 电 压 U L 近 似 相等 , 验证 了 本 文 法 的 有效性 ,同 时 在电压 崩溃 点 处 计 算 得 到 电压稳定标 I vsi 为 0.746 9与 理 论 值 1相 较 , 因 而 本 文 计 算 法 具 有 一 定 的 保 守
为 深 探 究 本 文 方 法 保 守 程 , 表 3详细 列 了 New England 39算例 中点 8(最 弱 电压节点 ) 每 步 计 算结果 , 从 表 3结 可 知 :当 l=2.067 3时 , 计 算 得 到 的 I vsi 为 1.038 4, 从 I vsi =1, 系电压 崩 溃这 理 论 发,可 判 断 此 时 系统电压 接 近 崩 溃 , 采 用 连续 潮 流 计 算 得 到 的系统压 崩溃 点 处 的 lcr =2.205 1, 计 算结果 误差 近 0.1左右 , 因 根 表 3及上 述 分 结果 可 知 , 本 文 方 法 的 保 守 性 极 小 , 进一 步验 了 本 文 方 法 的 准 性。 此 外 , 需 要 指, 根据 电压稳的定 义 [6]:当 系统 向 负荷提 供 的 功 率 随着 电 流 的 增加而增加 时 ,系统 处 于
表 3 New England 39系统节点 8电压
幅值及电压稳定指标
Tab. 3 Voltage amplitude and I VSI of node 8
for New England 39
l U eq /pu I eq /pu S eq /pu I vsi 0.000 0 1.141 9 20.572 8 25.675 1 2.308 0 0.343 8 1.141 0 27.997 2 34.827 0 1.986 3 0.685 1 1.139 6 35.664 5 43.996 2 1.781 9 1.022 3 1.137 8 43.666 4 53.051 6 1.627 7 1.352 9 1.135 4 52.141 1 61.760 3 1.490 3 1.671 4 1.132 1 61.323 5 69.663 6 1.342 9 1.910 8 1.128 6 69.550 8 74.764 6 1.191 4 2.067 3 1.125 0 76.411 5 76.994 8 1.038 4 2.160 3 1.121 5 82.176 4 76.947 0 0.887 2 2.205 1
1.117 9
87.055 9
75.135 0
0.746 9
728 陈厚 合 等 :改善电力系统局部电压稳定指标精
稳定 状 ; 之 ,系统 处 于电压 不 稳定 状 态 。 表 3计 算信息验证 了 New England 39系电压 失 稳 全 过 程 在 l=0增加 到 2.160 3 间
系统 向 负荷 提 的 功 率 由 S eq =25.675 1随着 电 流 I eq =20.572 8增 加 到 I eq =82.176 4而增 至 S eq =76.947 0,在此 阶段 系 处 于电压稳定 状 态 ; 而 在 l=2.160 3增 到 2.205 1时 ,系统 向 负荷提 供 的 功 率 S eq =76.947 0减少至 S eq =75.135 0,此 时表
在 New England 39算例 中, 存在 两 个 负荷与发 电机共线的混合节点,分 别 为节点 31 39。 根据 本 文 提出的混合节点 处理 方 法 ,计 得 到 节点 31和 39内电势节点 E q 变 趋 势 如图 5所 示 , 由 图 5可 知 :随着 负荷 的 增长 ,节点 31的内电势变 化 平 缓 , 而 节点 39的内电势 着 负荷 因 子 的 增长 急剧 增加 , 导致 这 种 现 象 的 原 为 :节点 31
荷 l31l31j 0.092j0.046P Q +=+, 而 节点 39的负荷 l39l3911.04j2.5P jQ +=+, 同 比例增加 负荷 时 , 节点
39负荷 功 消耗 是 节点 31负 无 功 消耗 的 54.35倍 , 据无 功 分 层 就 地 补偿 原 则 ,节 39的发电 机 供给 本 节点负荷的 无 功 是 节点 31的发电机 给 本 节负荷的 无 功 的 54.35倍 ,同 时 再 加 上 维 持 本 节点电压的 需要 ,节点 39发电机 无 功注 远 于 31发电机 功注 入 54.35倍 , 因 而 节点 39的发电机内电势 比 节点 31的发电机内电势 随 负荷 因 子 增长增加 更 剧烈 。 采 用上 述 方 法处理 后 的节 点 31、 39的电压稳定标值 趋 势 如图 6所 , 呈 单调递减趋 势, 而 对 比 图 3可 知 ,节点 31、 39发电机 无 功未越 限 , 具 有 电 调 控 力,可 维 持 负 节点 31、 39的电压 保持 变, 结 合 本 文 第 3 的混合节点 处理 方 法 可 知 , 图 6所 示 信息
进一 步 通 过 节 8分 析 对 了 采 用 本 文 方 法 与 原 方 法 计 算 得 到 电压稳定指标值的 异 同, 结果 如 图 7 示 , 中 本 文 方 法是 指将负荷与电机共线 的合节点分裂为负荷节点和发电机内电势节点; 原 方 法是 指荷与发电机共线节点 处 为发电 节点 而不 计及负荷作用 。 图 7、 8为 根据式 (5)计 算 的节点 8 值电压 源 的电压 幅
0.0
0.5
1.0 1.5 2.0 2.5 l
1.0E q
1.21.41.6
图 5 发
Fig. 5 E q of synchronous machine
l
I v s i
图 6 电可控负荷节点的电
势, 由 图 中 结果 可 知 采 本 文 法 计 算 得 到 的 等 值 电压 源 电压 幅 值 要 原 方 法高 , 主要 原 因 是 :1) 采 用 本 文 处理 负荷电机共线节点 后 系统节点 增加 , 负荷节点 间 的 阻抗矩阵 Z LL 和负荷电机节点 间 阻矩阵 Z LG 都 生 了变 化 ; 2) 原 方 法 中发电 节点的电压 向 量 U G 为发电机的机 端 电压 向 量 , 考虑 发电机的 无 功越 限 , 其 端 电压 幅 值 保持 不 变, 仅 相 位 变 化 , 因 而 采 式 (5)计 算 到 的负荷节 点 等 值电压 源 幅 值变 较 小 , 而 用 本 文 方 计 算 时 , 由 于 考虑 了分裂发电机的电势,在 个过 程 中,计 算 得 到 的 等 效 电压 源 电压 幅 值 要 较 原 方 法
l
U e q
1.00
1.051.101.15
图 7 负荷节点 8的等值电压幅值
Fig. 7
0.0
0.5
1.0 1.5
2.0 2.5
l
A e q
-
图 8 负节点 8的等值
图 9— 11为点 8 等 视 在 功 率幅 值及 相 位 变 化 趋 势 。 由 图 可 知 采 用 本 文 方 计 算 得 到 的 在 功 率幅 值 较 原 方 法 小 , 造 成 这 种 现 象 的 原 因 要是 : 分裂负荷发电机共线节点 后 计 算 得
裂 前小 , 通 过 式 (4)计 算 得 到
I
&要比 未 分裂 前小 , 式 (3)中 eq i I &的 减
U &的 增加 , 因 而 戴维南 等 值计 压 U L 在分裂 前
0.0
0.5
1.0 1.5 2.0 2.5
l
S e q
图 9 负荷节点 8
Fig. 9 Equivalent apparent power amplitude of bus 8
第 38卷 第 3期 电 网 技 术
729
l
P e q
-0.2
0.00.20.40.6
图 10
的等值视在功率相位
Fig. 10 Equivalent apparent power phase of bus 8
l
I v s i
024
图 11 New England 39系统电压稳定指标 Fig. 11 VSI of New England 39 system
本 保持 不 变, 但 eq i I &的 减小 而 导致等 效 注 入 视 在 功 率 eq L eq () i i i S U I *
=&&&的 幅 值 要比
图 11比 了 本 文 方 法 和 原 方 法 计 得 到 的系 统压稳定指标值 化 趋 势, 图 可 知 :采 用 本 文 方 法 计 算 得 到 的电指标 随着 负荷 因 子 的 增 长 直 处 于 原 方 法 曲 线 下 方, 主要 为分裂 后 负 荷节点 导 纳 矩阵 的变 化导致 纳 Y LL88=45.319 3比 未 分裂 前 Y LL88=73.049 7小 , 其 减少 的 幅 度 大 于 U eq i 加 及 S eq i 减小 的 幅 度, 而 通 过 图 10可 知 , 分裂 前 后 cos feqLL i 变 化 大 , 因 而 由 式 (9)可 知 ,分 裂 后 的电压指标 要比 分裂 前 的指标值 小 。比 较 崩 溃 点 处 系统电稳定指标可 知 :采 用 原 方 法 算 得 的系统电压稳定指标值 I vsi =1.0765相 比 I vsi =1 言 偏乐观 , 采 用 本 文 方 法 计 算 的 I vsi =0.7469较 保 , 但 从 上 文 的分 析 知 其 保 守 性 极 小 以 满 足 电压稳定在线 监测 的 需要 , 所 提出的方 法能 被 电力 调 度、 行 人员 所 接 受 , 证 明 了 本 文 方 法 的可 行性。 4.2 IEEE 118-Bus和 IEEE 145-Bus算例
IEEE 118系统 含 54 发电机点、 91个 负 节点, 其 中负荷与发电机共混合节点为 37个 。 算例 中负荷 增长 方 式 恒 功 率 因数 增长 负荷节点 34、 35、 36、 39、 40、 41、 42、 43、 44、 45、 46、 47、 48的 有 、 无 负荷, 发电机出 按照 各 发电机 有 功 剩余容 量 的 比例 分 配 ,在此方 式 下 的部分节点 PV 线 如图 12所 示 , 其 中点 83为在此方 式 下 系统的电压 崩溃 节点,统 大 负 增长 因 子 为 2.579 9, 按照 上 述 增长 方
由表 4结果 可 : 用 本 文 方 法 计 算 得 到 的 统电压 崩溃 节点与 CPF 算 的系统电压 奔 溃 节点 都 为 83, 其 次 分 别 为 82、 95、 94、 93、 44,上 述 节点的电压稳定 程 度 排序 结
2.5
l
V /p u
图 12 IEEE 118系统部分
表 4 IEEE 118
l
I VSI
节点 44
节点 83
1.251 1
0.963 0
1.680 2
1.511 3 1.306 6
结果 相一致 , 验证 了 本
进一 步 本 文 方 法 应 用于 IEEE 145系统, 该 统 有 50台 发电机和 64个 负荷节点, 其 中负荷 与发共线的混合节点共 50个 。 在 算例 中, 等功 率 因数 增加 负荷节 34、 35的 有 、 无 功 负荷, 单调 增加 负荷节点 58、 66的 有 功 负荷;发电机 出力 由 点 60、 67和 145点共同 。 按照 上 述 负荷及电机 增长 方 式采 用 CPF 及 I vsi 方 法 计 算 结果 详见 表 5和 图 13, CPF 得 到 系统负荷 增长 因 子 l=5.162 2时 , 节点 133发 生 电压 失 稳, 而 用 本 文 方 法 在 l=4.991 8时 ,计 算 系统 I vsi =1.006 4, 即 节 点 133电压 失 稳,对 比 图 13及 表 5可 知 : 用 本 文 方 法 计 算 得 到 的系统电压稳定度 排序 果 与 CPF 计 算结果 基 一致 。 IEEE 145系统的 CPF 及 I vsi 的 结果证 明 了 本 文 方 法 的 有效
表 5 IEEE 145
l I VSI
节点 120
1.377 4
1.163 1
1.528 9
1.973 7
2.746 6
0.958 2
730 陈厚 合 等 :改善电力系统电压稳
V ol. 38 No. 3
0.5
0.70.91.1
l
V /p u
图 13 IEEE 145系统部分
5 结论
本 文 所 提的电压稳在线 测 方 法随 系统 运 行 方 式 的变 化 均 可 准确识 别 出系统中电压 薄 节 点, 具 有 较 强 的 鲁棒 性 ; 采 改 进 方 处理 发电机 负荷线节点, 有效 计及共线节点上的电机、 负荷 其 系统电压稳定的 影响 作用, 避免 了 传 统 处 方 法不考虑 共线节点中负节点 功 注 入的 不足 , 提 高 了局部电压稳指标的精度 。 本 文 方 法 对改善 系统电稳定在线 监测 的精度 具 有
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收 稿日期 :2013-07-30。 作者简介 :
陈厚 合 (1978), 男 , 博士 , 副教授 ,研究方 向 为 电 力 系 统 安 全 性
李 筱婧 (1990), 女 , 硕士 生 ,
力 系 统 安 全 性 分 析 , E-mail :
xiaojing_0515@163.com;
陈厚 合
运 奕竹 (1987), 女 , 硕 , 助 教 ,研究方 向 为电力系统 安全性 与 稳
(责任编辑 王晔)
一种改善地形图等高线自动矢量化精度的方法
年第期测绘报文章号硝中图分类号文献标识码一改善地形图等高线自动矢量精度的方法韦建波塔西甫拉提特依拜田源’魏新疆大绿洲生态教育部重点实验室新乌鲁木齐新疆大学资源与环境科学学院
— ?? 摘要字高程模型是中进行空间分析的重要基础数据地形图等高线自动矢量成为其中的关键技术如何提高等高线自动矢量化的度成为一要的问题。结合 的诺惴治龅匦瓮嫉奶氐阃ü ,型穹掷喾椒ê吐瞬ㄆ鞫缘匦瓮冀 写 怼,峁 砻骼 靡,蟹掷喾椒êㄏ蚣觳饴瞬ㄆ骺梢员冉虾赝怀霰硐吞崛〉匦瓮贾械牡雀呦摺,吮砻鳌,,唤瞿茏魑 乩硇畔?低车闹匾 菰炊 一鼓魑 乩硇畔?低承畔?崛〉闹 侄巍,丶 首远
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步 皇噶炕 闪耸炕 慕档偷取,荚 嫉匦瓮寄壳坝行矶嘧远 噶 姆椒ê退惴ㄉ 璧匦瓮甲远 噶炕 〉撕艽蟮某删偷 撬 窃谑迪止 讨卸陨 柰嫉囊 蠛芨呷欢 惺焙蚝训玫礁康纳 柰加绕涫堑匦瓮急冉细丛邮薄, 绲衅渌 咝缘匚锶缢 怠?缆返仁比缤妓 疚淳 ご 砣コ 椭苯幼远
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