发动机动平衡范文（精选7篇）
发动机动平衡 第1篇
关键词：摩托车,发动机,单轴动平衡
摩托车的振动源主要有二个,一个是发动机工作时曲柄连杆机构运动不平衡引起的振动;另一个是摩托车在道路上行驶时,由于路面不平而激发的振动。笔者着重阐述发动机振动的平衡。我们现在使用的发动机几乎都是曲柄连杆机构型式,由于曲柄连杆机构的固有特性,工作时不可避免地会引起发动机的振动。发动机的振动又可以分为三种,第一种是活塞组件作往复变速直线运动引起的往复惯性力,它使发动机产生沿气缸轴线上下跳动的效应;第二种是曲轴旋转时,由于偏心质量而引起的旋转惯性力,它使发动机产生上下左右跳动的效应;第三种是发动机对外输出转矩时产生的倾覆转矩,这个转矩由车架给予平衡。发动机的前二种振动源则将振动通过车架等传递给驾驶员,使人感到很难受且易疲乏,影响摩托车的乘骑舒适性;另外,振动会导致摩托车联接件松动,影响摩托车的使用可靠性。为了改善摩托车乘骑的舒适性和提高摩托车使用的可靠性,必须对发动机的往复惯性力和旋转惯性力给予尽可能的平衡。
1 曲柄连杆机构的惯性力
曲柄连杆机构的惯性力有往复惯性力和旋转惯性力(离心力)。
1.1 往复惯性力
往复惯性力的大小等于往复运动质量mj和活塞组件加速度j的乘积,方向与活塞加速度的方向相反。
式中,α为曲轴转角,r为曲柄半径,λ为曲柄连杆比。
当曲轴转速n一定时,ω一定,因此c为常数。Pj1它是曲轴转角的余弦函数,曲轴转一圈,它变化一个周期,称为一阶往复惯性力;Pj2它是曲轴转角二倍的余弦函数,曲轴转一圈,它变化二个周期,称为二阶往复惯性力。
1.2 旋转惯性力(离心力)
曲柄连杆机构简化到曲柄销中心的旋转运动质量mr所产生的旋转惯性力为:
当曲轴转速一定时,Pr的大小一定,方向始终沿曲柄方向向外。
2 曲柄连杆机构惯性力常用的二种平衡方法
2.1 转移法(又称过量平衡法)
所谓转移法就是在曲柄臂上附加平衡重块的方法,将原有的旋转惯性力完全平衡外,另外还产生多余的离心力来平衡一部分一阶往复惯性力,也就是将部分一阶往复惯性力转移到与气缸中心线相垂直的方向上,从而达到减轻沿气缸中心线方向的振动的目的,见图1。
mp为平衡重块的质量;ε为平衡系数,即被mp产生的过量离心力平衡掉的一阶往复惯性力所占Pj1的百分数。而沿y方向残留的一阶往复惯性力为(1-ε)Pj1。
2.2 单轴平衡法
由于曲柄连杆机构的特点,要完全平衡单缸机的往复惯性力,必须设置专门的平衡机构。对于一阶惯性力的平衡,我们可以采用单轴平衡法(又称单轴平衡机构)。单轴平衡法实际上是在过量平衡法的基础上,再增加一根平衡轴来共同平衡掉一阶往复惯性力,见图2。一般采用曲柄臂上的平衡重块平衡掉50%Pj1,而平衡轴的重块另平衡掉50%Pj1。这样平衡的好处是曲柄臂上的平衡重块产生的过量离心力沿x方向的分力能够与平衡轴上的重块产生的离心力沿x方向的分力正好大小相等、方向相反而互相平衡掉了,而沿y方向的分力之和正好与一阶往复惯性力Pj1大小相等、方向相反而互相平衡掉了。但平衡轴产生的离心力会产生一个对曲轴旋转中心大小和方向可变的附加离心力矩,这是单轴平衡法的不足之处,但其产生的附加扭振动比起一阶往复惯性力来要小得多,可由车架给予平衡,利大于弊。正因为此,单轴平衡法在中档摩托车单缸发动机上得到了广泛的应用。当然要完全平衡掉一阶往复惯性力,而又没有附加离心力矩,可以采用对称布置的双平衡轴平衡法。
3 JS150发动机的单平衡轴平衡的实现
在这里,理论上采用曲柄臂上的平衡重块平衡掉50%Pj1,而单平衡轴上的重块平衡掉50%Pj1的方案。在进行平衡计算前,首先须对作平面运动的连杆作一定的处理。
3.1 连杆大头和小头代换质量的确定
在曲柄连杆机构中,连杆在工作时是平面运动,它可以分解为二个运动的组合:
a.小头往复直线运动(平动),其运动速度即活塞的速度。
b.绕连杆小头中心的转动。为了方便计算连杆的惯性力,我们通常可以用分别集中于连杆小头中心的质量ml1和大头中心的质量ml2来代替连杆的实际质量。为了保证二质量简化系统与实际系统的动力效果完全相同,必须满足以下三个条件:
·质量不变为简化系统二个集中质量之和应等于连杆的总质量,即:
式中,mL为连杆的总质量,mL=219 g。
·质心不变为简化系统的质心与连杆的质心重合,即:
式中,l1为连杆小头中心到连杆质心的距离,l1=67.5 mm;l2为连杆大头中心到连杆质心的距离,l2=33 mm。
·转动惯量不变为简化系统二个质量对连杆质心的转动惯量之和应等于实际连杆对其质心的转动惯量Ie,即:
由公式(5)和(6)可以得到:
式中,l为连杆大、小头孔中心距,l=100.5 mm。
但实际计算和测试可知,对于多数连杆,按公式(8)计算所得的ml1和ml2不能满足公式(7)。对于转速不太高的发动机,连杆摆动的角加速度不大,这时按公式(8)进行连杆质量的简化,而不考虑第三个条件,由此产生的误差不大,完全可以满足工程设计的要求。
根据上述已知参数值和公式可求得:
3.2 往复运动质量和旋转运动质量的确定
3.2.1 活塞组的的质量
(包括活塞,1,2道气环,3道油环,活塞销,挡圈)
往复运动质量mj等于活塞组的的质量加上连杆小头的代换质量之和,即:
3.2.2 旋转运动质量的确定
旋转运动质量由曲柄销质量、滚针轴承质量和连杆大头代换质量之和。
式中,mz为滚针轴承质量,33.76 g;mq为曲柄销质量,297.5 g。
3.2.3 曲柄臂上的平衡重块的质量
3.3 往复运动质量的质径积、旋转运动质量的质径积和曲柄平衡块的质径积的确定
3.3.1 往复运动质量的质径积Cj
式中,r为曲柄半径,28.9 mm。
3.3.2 旋转运动质量的质径积Cr
3.3.3 曲柄臂平衡块的质径积Cp
式中,rp为曲柄平衡块的质心,8.26 mm。
3.4 单平衡轴的质径积Cp1
理论上,当一阶往复惯性力被单轴平衡机构完全平衡时,有下式成立(见图2):
或者有:Cj+Cr=Cp+Cp1
式中,ΔCp为过量平衡质径积。
由曲柄臂平衡重块过量平衡掉的一阶惯性力为:ε=ΔCp/Cj=0.506。
而由单平衡轴平衡掉的一阶惯性力为:Cp1/Cj=0.508。
曲柄平衡块和单平衡轴各平衡了往复惯性力的50%,设计计算达到了工程设计的要求。
3.5 平衡轴驱动齿轮的正时标记的确定
采用单轴平衡法确定了曲柄臂平衡重块和单平衡轴的重块后,仅完成了单轴动平衡的一半工作;另一半工作就是要确定平衡轴驱动齿轮的正时标记。因为即使曲柄平衡重块和单平衡轴重块设计是正确的,但安装在发动机上后,如果单平衡轴重块与曲柄臂平衡重块相对位置不正确,这时,不仅不能平衡掉发动机的一阶往复惯性力,还会产生附加的振动,使整个发动机的振动加剧,所以平衡轴驱动齿轮的安装正时标记的确定非常重要。单平衡轴的重块和曲柄臂平衡重块的安装位置可按以下方法确定:
当活塞位于上止点时,单平衡轴的重块和曲柄臂平衡重块应位于距上止点最远处,见图3。再按图示尺寸即可计算出曲轴驱动齿轮与平衡轴驱动齿轮正时标记的位置。
曲轴驱动齿轮上键槽中心与正时标记之间的夹角β为:
平衡轴驱动齿轮键槽中心与正时标记之间的夹角θ为:
对于驱动齿轮用键传动时,一般正时标记一个驱动齿轮打在轮齿上,另一个驱动齿轮打在齿槽边上,并以此正时标记的轮齿或齿槽为第二定位基准来加工键槽。当驱动齿轮与曲轴和平衡轴采用过盈配合时,其确定正时标记方法相同。
4 结束语
航空发动机平衡工艺技术的发展 第2篇
航空发动机平衡工艺技术的发展
论述了航空发动机转子平衡技术在国内外的.发展状况,重点介绍了刚性转子和柔性转子平衡法及本机平衡法,并对该项技术在国内应如何发展,提出了建议.
作 者：陈炳贻 Chen Bingyi 作者单位：中国南方航空动力机械公司,株洲,41 刊 名：推进技术 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY 年，卷(期)： “”(4) 分类号：V231.9 关键词：航空发动机 转子 平衡试验 振动测量发动机动平衡 第3篇
1 转子动平衡简介
转子动平衡一般在卧式平衡机HL5UB进行。平衡机转速为800~1300r/min, 具体转速视零件设计要求而定。平衡时夹具一端与平衡机用法兰盘连接, 另一端用V型滚轮支撑, 两端高度可调节。平衡时, 先将平衡夹具与发动机转子组件连接螺钉拧紧, 用塞尺检查装配贴合面的贴合情况, 装配后间隙不允许大于0.02 (允许局部加温以保证装配) 。连接联轴节和连接盘, 调整摆架高度保证联轴节处于水平状态, 压紧固定压板。开启平衡机, 输入转子组件平衡文件参数。按下启动开关, 使风扇转子组件转数稳定约30秒后, 测量转子初始不平衡量。根据测得的数据调整配重, 选择平衡块相应组别及修磨平衡块以保证平衡要求。
2 对夹具的设计要求
(1) 保证转子部件与静子部件的装配位置尺寸要求, 不应有窜动, 应与发动机装配状态一致, 否则将造成平衡数据不准确。转子部件参与平衡, 而静子部分不参与平衡, 需固定。 (2) 平衡转子组件前, 夹具要先进行平衡。夹具除滚轮支撑平面外, 需留出修正面, 根据夹具允许的不平衡量, 去除多余材料。 (3) 夹具零件与发动机零件的配合一般采用过盈配合。安装时需加温平衡衬套或用液氮冷却发动机轴颈。由于拆卸困难, 需设计专用的拔具。
3 转子动平衡夹具的设计
转子的平衡夹具按照零件的特性一般分为两类:转静子组件的平衡夹具、单独转子组件的平衡夹具。
3.1 转静子组件的平衡夹具
3.1.1 总体结构设计
采用机匣止口、风扇盘止口保证装配时径向方向的位置尺寸, 用两个对顶向心角接触轴承保证装配轴向方向的位置, 避免平衡过程中轴向的窜动。基准A、B为两平衡支点, 保证轴瓦等高, 平衡时用平衡机上轴瓦压紧。实现了机匣静子组件固定, 转子组件由联轴节带动进行平衡。
3.1.2 平衡夹具的预平衡
使用夹具对转子组件进行平衡前, 夹具要先进行平衡。平衡夹具的允许不平衡量一般为发动机平衡组件设计要求的1/10~1/5。夹具表面P、Q为平衡修正面, 在表面设计均布的螺纹孔, 用螺钉调节修正夹具不平衡量。
3.1.3 夹具自身因素对转子组件平衡的影响
参与平衡的夹具组件重量是影响转子组件平衡重要因素。如参与平衡夹具组件重量太大, 夹具自身的不平衡量很难达到设计要求。所以从结构设计上, 夹具的传动组件结构应更紧凑。传动轴在满足强度的情况下, 直径应尽可能小。对于夹具静子机匣部分, 虽不影响发动机转子组件的平衡, 但为避免夹具笨重, 采用幅板焊接等结构。
3.2 单独转子组件的平衡夹具
此类夹具一般分为前端轴颈部分和传动部分设计。
3.2.1 前端轴颈部分设计
前端一般采用平衡衬套与轴颈连接方式, 用螺母锁紧平衡衬套。平衡衬套与轴颈采用过渡配合, 装卸时加温平衡衬套 (或用液氮冷却发动机轴颈, 一般选用加温平衡衬套) 。衬套保证一段与平衡机滚轮接触, 其余为根据不平衡量去除材料部分。见图2
3.2.2 设计平衡衬套用平衡夹具
平衡衬套在平衡转子前要先进行平衡, 结构如图3:用夹具平衡机进行平衡, 两端用顶尖顶紧, 用皮带传动。
3.2.3 平衡衬套用拔具的设计
设计时, 还应考虑衬套的拆卸。拆卸时用千斤顶配合拔具使用。结构图4:
3.2.4 后端传动部分设计
后端采用法兰盘用平衡机联轴节结构 (如图5) 。为保证装配位置准确, 先将定位芯轴与零件连接, 后连接夹具, 这种结构更便于装卸。设计了两处支点, 用于夹具自身的平衡。轴表面其它部分用于平衡的去重。
4 试验
以上两种结构经使用车间动平衡, 装卸方便, 结构合理, 平衡转动灵活, 很好地保证了设计及使用要求, 零件的不平衡量经调整修正, 达到了发动机转子组件的设计要求。
参考文献
[1]安胜利, 杨黎明.转子现场动平衡技术[M].北京:国防工业出版社, 2007.
[2]王汉英, 张再实, 徐锡林.转子平衡技术与平衡机[M].北京:机械工业出版社, 1988.
[3]张建中.机械制造工艺学[M].北京:航空工业出版社, 2000.
发动机动平衡 第4篇
1 主传动系统组成及配置
广西柳州钢铁(集团)公司热轧板带厂2032生产线共有直流主电动机8台,粗轧机和精轧机主传动电动机采用Simadyn D控制。粗轧机主传动上下辊各采用两台1 870 kW直流电动机分别传动。精轧机主传动F1机架采用4 480 kW直流电动机传动,F2～F4机架均采用4 474.2 kW直流电动机传动,F6机架采用4 470 kW直流电动机传动,F5机架由两台2 237.1 kW电动机并联驱动。主传动励磁系统均采用Siemens公司的直流调速系统6RA70系列整流器作为电动机的励磁装置,该装置自带过电压、过电流检测电路,励磁电流控制、励磁回路保护及系统设定均由Simadyn D完成。
粗轧机R1上/下辊电动机整流装置分别由4台晶闸管整流柜组成,组接成12脉动供电方式,每个晶闸管整流柜装有12只晶闸管元件,选用KP 2 000 A/2 400 V元件,共计48只。主柜最大输出电流3 000 A,过载能力4 500 A/60 s,输出额定电压660 V,当电动机过载2.4倍堵转时,电流安全系数为1.17。粗轧机主传动电动机系统见图1。
精轧机F1～F6机架每台电动机由4台晶闸管整流柜组成,组接成12脉动供电方式,其中,两个晶闸管整流柜各装有12只晶闸管元件,另两个晶闸管整流柜各装有6只晶闸管元件,构成1/2电枢可逆系统。晶闸管元件为KP 1 500 A/3 600 V元件,共计36只。主柜最大输出电流2 500 A,过载能力3 750 A/60 s,输出额定电压1 000 V,当电动机过载2.4倍堵转时,电流安全系数为1.15。
2 问题及解决
2.1 R1粗轧机调试
如图1所示,原设计R1粗轧机上下辊各采用两台直流电动机分别传动,电枢并联供电。各由一套电枢对称可逆的晶闸管整流装置供电,整流装置由一台6 000 kVA整流变压器采用(D,d0,y11)方式供电,整流变压器二次侧Y组提供POW1/POW2两并联晶闸管整流柜的电源,D组提供POW3/POW4两晶闸管整流柜的电源,POW1～POW4分别为四象限工作制。电动机电枢电压650 V,励磁电压为50 V,16极。
实际运行中我们发现当两台电动机M1和M2都投入且负荷平衡时,在40～50 r/min的变速过程中,M1电动机有电流,而M2则没有,导致两电动机的电枢电流不平衡。检查闭环励磁调节器输入前后的磁化曲线,表明M2电动机需要加快弱磁速度,而M1电动机则需要减慢弱磁速度。
在M1和M2直接并调励磁电流调节器之后,问题并没有得到解决。为此,我们改动了原设计方案,即把M1电动机接到POW1/POW2的输出,把M2电动机接到POW3/POW4的输出,使M1和M2电动机的电枢分开供电,而励磁仍统一由Simadyn D中的EMF(弱磁调节器)输出到励磁电流调节器。因上辊的POW1～POW4由同一个Simadyn D系统控制,所以M1/M2电动机电枢电压应相等,即只要使两台6RA70整流装置输出的励磁电压相等,就可保证负荷平衡。因此改接后我们并调两6RA70装置参数使装置输出电压保持一致,解决了该问题。改接后,M2起动和制动电流波形几乎与M1的电流波形重合,说明M1与M2力矩基本一致。图2所示为改接后的部分系统接线图。
2.2 F5机架调试
原设计中F5机架两台主电动机与粗轧机主电动机接线方式一致,调试时,与粗轧机电动机一样也在接线方式上进行了更改,但F5主电动机的晶闸管整流柜仍保留原设计,即POW1/POW2柜为四象限工作制,POW3/POW4柜为二象限工作制,当工作在整流状态时,有四个整流柜工作;当工作在制动状态时,只有两个整流柜工作。在调试中出现以下问题,运行时F5机架的两台电动机都输出力矩,制动时M2电动机没有制动电流,只能自由停车,而M1电动机因为有制动电流能够快速停车,但由于M1与M2电动机为同轴驱动,因此导致M1电动机要带动M2电动机实现快速停车,这时,M1电动机会产生一个很大的制动电流,根据系统故障设置,Simadyn D会产生一个故障信息,使OP17报出故障信息,同时封锁系统。实际操作中,为了使F5电动机能顺利制动,我们只能采取屏蔽“两电动机电流不平衡”故障信息的方法。
但后来分析发现,由于电动机励磁是由两个6RA70整流器分别控制(而两电动机感抗、阻抗有差别),因此可能会使式(1)中的电枢反电动势不同,使电路中电流发生极度不平衡,一旦采用上述做法屏蔽故障信息后,系统就不能检测到两电动机负荷的不平衡,这时实际上是M1电动机输出力矩,M2电动机不输出力矩或成为M1电动机的负荷。这样不但制约轧制,也严重影响到M1电动机安全。因此,必须严格保证两台电动机的励磁电流相同(即保证两电动机磁通一致),才不会出现以上问题。
解决方法是用一个6RA70整流器提供两台电动机励磁,原设计励磁线路选型能满足此条件,改动后的部分系统结构如图3所示。改进后,F5两台电动机的安全运行得到保障,满足了轧制节奏要求。
2.3 R1粗轧机轧制
投入生产一段时间后,所有主传动系统运行良好。但随着生产节奏的加快,R1粗轧机主传动系统开始出现频繁报“两电动机电流不平衡”故障的情况。
报警主要有以下几种情况:
(1)R1粗轧机在可逆轧制第6道次时,因M2电动机电流下降,从而导致M1/M2两台电动机的电流偏差超过1 000 A,系统报故障。我们经过观察发现:粗轧上下辊进线电压有差别,上下辊进线电压相差50～80 V;每次都是下辊系统报故障;轧制时下辊两电动机励磁变化一致,说明两电动机的电枢反电动势是一致的。为此,我们认为需要高压供电部门配合解决上下辊进线电压不一致的问题。检查厂35 kV变电站发现,上下辊两台整流变压器调节输出等级不一致,于是统一调整到第3级输出。调整后粗轧上下辊进线电压差在10 V左右。
(2)粗轧机轧制速度高时,下辊两电动机的电流差值大,Simadyn D系统发出故障信息;反之则不发出故障信息。由于我们在35 kV变电站没有投入SVC,因此解决的方法只能是降低轧制速度。具体做法是通过调整脉冲触发角度改变输出直流电枢电压来降低轧制速度,但需要注意的是降低轧制速度的前提是必须要满足轧制工艺的要求。
(3)轧线粗轧机和精轧机都带负荷时,粗轧机上、下辊系统偶尔报故障。调查发现当粗轧机和精轧机组都带负荷时,35 kV变压器进线电压降到32 kV,使主传动整流变压器二次侧输出电压低于额定值,导致电枢电流下降,系统报故障。我们采取的措施是减慢轧制节奏,即粗轧机和精轧机不同时带负荷,换言之,只有精轧机轧完前一块钢后,粗轧机才能轧制下一块钢。
通过采取以上措施,在当时的生产环境下,R1粗轧机在轧制运行中系统不再报“两电动机电流不平衡”故障。
3 结束语
发动机动平衡 第5篇
现代工业的高度自动化和复杂工艺对电能质量提出了更高的要求, 其中电压暂降是电能质量的重要指标之一[1]。电压暂降是指电力系统在运行过程中, 由于雷击、短路故障重合闸、企业内外部电网故障和大型设备启动等原因造成的电压瞬间较大幅度波动或者短时断电又恢复的现象[2], 其典型持续时间为50~167ms, 电压暂降程度为10%~50%[3]。美国电力科学研究院对配网电能质量调查 (EPRI-DPQ) 结果表明, 电压暂降为10%~30%的占70%, 持续时间不超过0.1s的占60%, 不超过1s的占90%[4]。IEEE将电压暂降定义为电源电压突然暂降至基频有效值的0.1~0.9pu, 且持续0.5~30个周波的波动过程[5]。电压暂降至0.75pu且持续100ms会给半导体企业造成数百万美元的损失[6], 电压暂降对企业的正常运行有重大影响, 轻则使部分电动机、变频器跳闸或停止工作, 造成企业生产的中断, 重则发生爆炸等设备事故和人身安全事故[7]。
交流接触器是对电压暂降较敏感的设备之一, 电压暂降会导致其欠压脱扣。将接触器更换为低电压释放型或对其控制回路采用UPS供电可以保证在电网发生电压暂降故障时, 接触器保持吸合, 电动机处于低电压运行状态, 但这会导致定子电流急剧增大, 对电动机的绝缘和使用寿命造成严重损害。为此, 有必要研究电压暂降时电动机低电压运行的情况。本文利用简化的电动机模型对电压暂降时电动机转差率、电流等的变化情况进行分析, 为制定科学的抗电压暂降措施提供了理论基础。
1 电压暂降的特征参数
电力系统发生故障时, 将引起电压暂降。不同的故障会导致不同的电压暂降类型[8], 参考文献[9]总结了故障类型、电压暂降类型与负荷连接方式的关系, 见表1。
在同一故障下, 由星型连接负载所经历的电压暂降的类型与特点, 可以推得同一母线上三角型连接负载对应电压暂降的类型与特点, 因此, 本文只对星型负载的4种电压暂降类型展开分析。
电压暂降程度 (Voltage Reduction Factor, VRF) 和三相不平衡度是电压暂降的重要特征参数, 其中电压暂降程度的定义为
式中:Ud为对暂降后三相电压进行d-q变换所得d轴分量中的直流部分;U为额定相电压的有效值。
目前, 有3种关于电压三相不平衡的定义, 其中NEMA (美国电气制造商协会) 的PVU[10] (Percent Voltage Unbalance) 以线电压为参考, IEEE的PVU[11] (Phase Voltage Unbalance) 与IEC (国际电工委员会) 的VUF (Voltage Unbalance Factor) [12]均以相电压为参考。电压的三相不平衡可以看作是负序分量和零序分量对正序分量干扰的叠加, 而由于零序电流在电动机内没有流通路径, 零序电压对电动机的影响非常小。因此, 本文采用IEC的VUF确定电压暂降时的三相不平衡度。
设U1, U2, U0为三相电压经对称分量分解后的序分量, 则
表2为对暂降后三相电压进行对称分量分解与d-q变换后所得特征参数的汇总, 表中参数均采用标幺值, 并以额定相电压Ua作为基准值;Ua, Ub, Uc为三相电压的幅值;k为暂降后的电压幅值。
从表2可以看出, 电压正序分量的幅值与三相电压经d-q变换后d轴的直流分量Ud数值上相同;且电压暂降的特征参数一一对应, 已知暂降类型和任意特征参数, 可唯一地确定其他特征参数并构造出三相电压。
表3为在同一电压暂降程度 (VRF=d) 下, 不同电压暂降类型的特征参数的比较。可以看出, 相同电压暂降程度下, 4种暂降类型的电压正序分量相同;B型与C型的三相不平衡度相同, 均为E型的2倍。B型与C型的区别在于两者电压负序分量的初始相角相差180°。
电力系统的多数故障是单相故障和两相故障, 其中前者发生的概率最高, 占所有故障的75%[13]。因此, 研究由单相故障导致的B型电压暂降具有重要意义。由电压暂降程度的定义可知, B型电压暂降中, 最大暂降程度VRFmax=33%, 图1为其三相不平衡度与电压暂降程度之间的关系曲线。
2 电压暂降对电动机的影响
采用图2所示的电动机简化模型[14,15,16,17], 研究电压暂降程度VRF=d时B型电压暂降对电动机的影响。图2中Rs, Xs为定子电阻与电抗;Rr, Xr为转子电阻与电抗;s为转差率。
由图2可得, 电动机每相的正序转矩为
式中:ωs为同步角速度。
电动机每相的负序转矩为
电动机的合成转矩为
电动机每相的正负序电流为
电动机转子运动方程为
式中:J为转动惯量;Tm为负载转矩。
由转子运动方程可得转差率方程:
则电动机的转差率为
其中:
式中:sini1为故障开始时刻的转差率。
故障清除后, d=0, 电压中只含有正序分量, 转差率方程变为
对应故障后电动机的转差率为
式中:sini2为故障结束前一时刻的转差率。
3 实例分析
以110kW三相异步电动机为例, 定量分析电压暂降对电动机运行过程的影响。电动机参数:额定相电压为220V, 频率为50Hz, 极对数为2, 转动惯量为2.3kg·m2, 额定转速为1 486r/min, 定子电阻Rs=0.021 55Ω, 转子电阻Rr=0.012 31Ω, 电抗Xs=Xr=0.071Ω。
假定0.1s时电动机端电压处发生B型电压暂降故障, VRF=30%, 0.25s时故障清除, 图3为应用式 (10) 与式 (14) 绘制出的电动机转差率曲线, 图4为对应的电动机相电流的正负序分量。
图3中, 故障开始与结束时刻转差率剧烈变化, 这是电压的突然变化导致转差率做出的动态响应。故障开始后, 转差率持续增大, 当增大到Te=Tm时建立新的平衡, 电动机在此转差率下稳定运行。故障清除后, 电压的增大使Te>Tm, 故障期间的平衡被破坏, 转差率开始减小, 直到重新满足Te=Tm, 电动机恢复到故障前运行状态。
图4中, 故障时正负序电流均较大, 分别达到2倍和2.7倍的额定相电流, 导致电动机发热量急剧增大, 对其绝缘和使用寿命造成严重伤害。同时, 转差率的变化对正序电流的影响较大, 对负序电流的影响较小, 这是由于负序电流的旋转方向与正序电流相反, 其对应的转差率为2-s。
当电压暂降程度较小但持续时间较长时, 为了保证生产的连续性, 电动机应继续运行。为了防止热过载, 有效地保护电动机, 可采用热继电器作为电动机的过流保护。当三相电流中的一相超过设定值时, 其热效应会使热继电器动作, 导致电动机跳闸。为了保持继续运行, 电动机必须降额。从图4可以看出, 若将额定相电流设置为热继电器允许的最大工作电流, 则故障开始时刻热继电器即会动作, 触发电动机跳闸。
将最大工作电流下电动机输出的最大电磁转矩与额定转矩的比值称为电动机转矩的降额值。图5为只考虑正序电流, 分别将1.2倍额定电流与额定电流作为热继电器的设定值时, 电动机转矩的降额值与电压暂降程度之间的关系曲线。可以看出, 1.2倍额定电流对应的转矩始终为额定电流对应转矩的1.2倍, 且转矩的降额值与电压暂降程度成反比例关系, 可以据此计算不同电压暂降程度与不同最大工作电流下电动机转矩的降额值。
图6与图7为电压暂降故障时电动机相电流的正负序分量I1, I2与转差率间的关系曲线。正序电流从A1开始, 沿B1—C1—D1移动, 故障结束后重新回到A1, 其轨迹为闭合曲线;负序电流则沿A2—B2—C2—D2—A2移动。
在A—B与C—D段:故障开始与结束时刻的瞬态过程, 电压的突然变化导致电流急剧变化, 转差率保持不变。
在B—C段:电流增大, 转差率增大, 并在C点建立新的动态平衡。
在D—A段:故障清除, 电压恢复, 转差率减小, 电动机经加速后重新回到稳态平衡点A。
4 结论
(1) 电压暂降的特征参数一一对应, 已知暂降类型和任意特征参数, 可唯一地确定其他特征参数并构造出三相电压。暂降后的三相电压经d-q变换后得到的直流分量幅值, 与经过对称分量分解后的电压正序分量的幅值相同。
(2) 根据电动机的简化模型提出了电压暂降时转差率的动态变化解析式。在从电压暂降开始至结束的整个过程中, 电动机正负序电流与转差率之间的关系曲线为闭合曲线。电动机转矩的降额值与设定的最大工作电流成正比关系, 与电压暂降程度成反比关系。在制定抗电压暂降措施时, 可以将电动机在整个工艺流程中的重要程度作为设置热继电器电流阈值的参考依据。
发动机动平衡 第6篇
一、学习动机与自主学习能力的关系
动机分为内在动机和外在动机。内在动机受内部因素的支配和推动,因此,其更有利于学生学习的长期发展。更重要的是,中学阶段学生的身心发展处于由少年期向青年期的过渡时期,具有很强的可塑性。在学习的关键期增强学生学习的内部动机,能够帮助学生树立正确的学习观,加上自主学习和内在学习动机的心理机制是同向,内在学习动机与自主学习的关系也更加紧密。
Dickson通过对内在动机、外在动机和归因理论的分析,证明了自主学习有利于促进学习动机。Knowles也提出自主学习者的动机一般都很强,并且这种自主性会提高其学习效率。而Spratt,Humphreys和Chan的调查显示动机是促进自主学习的一个重要因素,缺少动机会妨碍和阻止自主学习的实施。由此可见,学习动机与自主学习能力是相互联系、相互促进的关系。
二、初中阶段如何在保证高学习动机的同时提升其自主学习能力?
1、教师要尊重学生的主体地位,转换教师角色
初中阶段的学生,学生各科的学习水平还处在初级阶段,对于学习存在着高学习热情但低知识水平的矛盾。教师在学生的求知之路上处于支配地位,加上受以“教师为中心”和“填鸭式”的传统教育方法的影响,学生习惯于“被人牵着鼻子走”的学习方式,从而使自主学习的能力很难得到提升。这就要求初中教师要学会适当转换角色,尊重学生的主体地位,在新知识的传授过程中减弱课堂的主动权,从课堂的“控制者”演变成“促进者”、“帮助者”和“资源”等角色。
2、学生要学会结合多种学习策略,找到适合自己的学习方法
研究表明,决定学习者成功的因素不是具体策略的使用,而是灵活运用不同策略的能力。(宋铁花2007)一般来说,学习策略可分为元认知策略、认知策略和情感策略。元认知策略指学生对自己认知过程的了解和控制策略,它有助于学生有效地安排和调节学习过程。比如学生根据自身学习进度指定日计划、周计划、月计划等。认知策略是学习者加工信息的一些方法和技术,有助于有效地从记忆中提取信息。比如有的学生记笔记以帮助自己理清课堂知识逻辑,以克服新知识遗忘。情感策略指在学习过程中用来促进学生合作和提高学习兴趣的策略。比如学生为了克服英语学习的焦虑,会听英文歌等。语言学习的策略多种多样,学生在学习的过程中应该学会结合多种学习策略适应不同程度、不同阶段和不同学科的学习。
3、适当改革教学制度,减轻学生学习负担
我国的中小学生作为素质教育的主体部分,培养学生的自主学习能力应该贯彻素质教育的始终,但是在现行的素质教育中,只有高中的培养方案注重自主能力的提高,这对于初中生的综合素质培养无疑是不利的。对此,在实施素质教育过程中,应倡导主动性学习是实现学生学习方式转变的一种重要手段,要注重培养学生自主学习的能力,促使学生在教学活动中自主去探索、去思考,达到最佳的教学效果。同时,在布置家庭作业上要追求质量而不是数量。同时也要留出适当的时间和空间,逐步地培养初中生学习的积极性、主动性和创造性。
三、高中阶段如何在注重自主学习能力培养的同时提高学生英语学习动机?
1、创新教法,注重知识迁移
教育创新不进在于培养学生的创新精神,教师教法的创新也同等重要。教师在教学中应当与时俱进地丰富自己的教学手段。比如根据课程进度合理采用翻转课、微课教学以及多媒体教学等方式。同时,各科之间的教学内容是互相迁移的,教师要丰富自己的知识储备,充分发挥学科的正迁移作用,使偏科同学能找到学科间的共性,增加对薄弱学科的好感,从而提高自己的学习动机。
2、学会正确归因,提高学习效价
对于学习成败的归因分为两种,成功时的能力归因和适应性归因。前者归因能增强学习者的学习信心,提高动机水平;后者归因有助于学习者在失败的情况下仍可能坚持努力,并相信将来能取得成功。(胡卫星&蔡金亭2010)任何一门学科学习的过程都不是一帆风顺的。高中阶段的学习,由于难度增加,更具有反复性和曲折性。学生如果能有正确的归因心理,可以有效防止学习动机的减弱。另外,据权威数据分析,效价对动机减退也有直接且较大的影响。所以学生应当树立正确的学习观,意识到各科学习的价值。
四、总结
学习动机与自主学习能力在学生的学习过程中是紧密相连、相互促进相的关系。本课题以学习动机与自主学习关系为出发点,提出平衡两者在中学不同阶段差异的策略,但多是从理论层面分析,笔者会在今后的教学中多调查、多实践,使本课题的研究更具体、更具启发性。
摘要：激发学生的学习动机和培养学生的自主学习能力一直是中学生培养方案和课程标准的两项重要内容。但是初中与高中是两个不同学习阶段,其学习动机和自主学生能力因年龄、性别和学习环境等因素的影响各有其特点。本课题在探讨中学生不同阶段的学习动机和自主学习能力差异的同时,试图寻求平衡差异的方法,希望对中学教学有所启发。
关键词：学生,学习动机,自主学习
参考文献
[1]胡卫星,蔡金亭.英语学习动机减退的模型构建[J].外语教学,2010,(3).
[2]江岚.动机因素对大学生英语自主学习的影响[J].中南林业科技大学学报,2012,(4).
[3]毛晋平.中学教育心理学.湖南人民出版社,2006.
发动机动平衡 第7篇
某电厂6 kV电动机型号为YK4250-2/1430,额定功率4 250 kW。其定子绕组直流电阻试验标准按DL/T 596-1996《电力设备预防性试验规程》规定为:3 kV及以上或100 kW及以上的电动机各相绕组直流电阻值的相互差别不应超过最小值的2%。此电动机于2000年投入运行,每年进行一次预防性试验,2004年之前各项试验均未发现问题,且其定子绕组直流电阻不平衡率均未超过0.6%。而在2004年8月9日,做该电动机预防性试验时发现,电动机定子绕组直流电阻不平衡率有所增大,达到了1.26%,但还在规程允许范围内。为了加强对该电动机的直流电阻不平衡率发展的监视,在2004年12月15日,又对该电动机进行了跟踪性试验,定子绕组直流电阻不平衡率为1.91%,不平衡率继续增大。针对该电动机定子绕组直流电阻不平衡率逐步增大问题,在2005年使该电动机经常处于备用状态,延缓该电动机定子绕组直流电阻不平衡率持续增大问题,并于2005年11月18日对该电动机进行试验,发现定子绕组直流电阻不平衡率已达到2.46%,超过规程允许值,应立即对该电动机进行大修检查,消除定子绕组故障。三次试验的详细数据见表1。
分析表1数据可知,造成定子绕组直流电阻不平衡率增大直至超标的原因,应为BY相绕组直流电阻逐渐增大所致。
2故障原因分析
该故障电动机为一对极电动机,定子共48槽,每相绕组每极下8个线圈,每个线圈导线均采用4股扁铜线并绕,线圈的接线如图1所示,等值电路如图2所示。
为了能够具体分析、判断引起该电动机绕组直流电阻不平衡率增大的原因,首先假设BY相直流电阻正常,取RBY=RAX=21.42 mΩ。
画出BY相绕组等值电路,如图3所示。
则支路电阻:
由于每相绕组每极下8个线圈,因此有
每个线圈的导线电阻为
线圈的导线开焊最简单的有如下四种情况,具体分析如下:
a.假设1个线圈有1根导线在端部引线处开焊。
故障线圈的总电阻为
故障支路电阻为
所以有故障相电阻为
b.假设1个线圈有2根导线在端部引线处开焊。
故障线圈的总电阻为
故障支路电阻为
所以有故障相电阻为
c.假设同一支路有2个线圈各有1根导线在端部引线处开焊。
故障线圈的总电阻为
故障支路电阻为
所以有故障相电阻为:
d.假设不同支路各有1个线圈的1根导线在端
部引线处开焊。
故障线圈的总电阻为
故障支路电阻为
所以有故障相电阻为
通过以上分析,只有式1中的结果21.857 mΩ与实际试验结果21.87 mΩ相近,其它的计算结果并不符合故障的实际情况。因此,确定造成此电动机定子BY相绕组直流电阻不平衡率超标的原因应为:BY相某个线圈的端部焊点处,4根并绕导线中的1根开焊。
3故障处理
由于该电动机是F级绝缘,线圈的外绝缘是用树脂整体浸渍的,硬度较大,处理时线圈无法抬出,因此,为了能够简便而快速的找到故障点,应采用优选法进行查找。
先将BY相端部跨线的并联处绝缘剥除,再将焊接点打开,测量是哪一个极相组线圈直流电阻大,结果BY相进线侧的极相组直流电阻的阻值为446.9 mΩ,远远大于另一极相组42.9 mΩ的阻值。因此,应将该极相组上的线圈的引线绝缘依次剥除,结果发现第4个线圈4根并绕导线中的1根开焊,将该点临时用卡具卡紧,测试BY相绕组直流电阻值为21.28 mΩ,不平衡率0.42%,与电动机刚投运行时的数值相近,表明造成该电动机定子绕组直流电阻不平衡率超标的原因,就是该处接点开焊所致。经重新焊接后用云母带包扎,外包层采用热缩带。处理后进行大修高压试验,试验合格,投入运行至今未见异常。
4结束语
本文所述的6 kV高压电动机造价约55万元,一旦在运行中发生故障,轻者造成电动机自身损坏,重者将直接造成停机、停炉,经济损失较大。且高压电动机若定子绕组烧损,将无法在短时间内恢复。因此,对电厂重要的高压电动机进行提前的早期故障诊断、分析,提前进行控制,可为电厂安全、稳定、经济运营,提供夯实的保障。