歐姆定律變化量范文

歐姆定律變化量范文第1篇

在交直流互聯電網中,由于直流系統自身的特點,交流電網故障暫態過程可能產生與純交流電網運行環境不同的特征,如受端交流系統故障極有可能引起直流系統的換相失敗,在此暫態過程中,直流系統的等值交流電流、阻抗、功率等電氣量均會發生突變,從而造成交流系統故障特征也隨之變得與純交流系統故障時不同,這必然會對現有的交流保護的動作行為造成影響,嚴重時將造成交流保護的誤動或拒動。2003年以來,南方電網內就先后發生了2起因天廣直流、三廣直流換相失敗導致的交流線路保護在區外故障時誤動的事故[1,2]。隨著更多直流輸電工程的不斷投運,上述問題將變得越發突出。

目前,針對直流饋入環境下交流保護動作特性的研究較少。文獻[3]分析了直流系統諧波對傳統交流保護的影響;文獻[4,5]則利用電磁暫態仿真的方法就直流換相失敗對交流保護的影響問題進行了定性分析。目前,對于直流饋入下的交流保護動作特性尚無適合的定量分析模型和方法。在直流饋入環境下,不同保護原理受到的影響程度不同。從現場運行經驗看,工頻變化量方向縱聯保護作為國內應用最為廣泛的方向縱聯保護,最值得引起關注。

本文作為研究直流饋入對工頻變化量方向保護動作特性影響的第1部分內容,著重于建立適用于工頻變化量方向保護動作特性分析的直流系統等值模型。結合交直流互聯電網相互作用機理,針對工頻變化量方向保護原理的分析特點,建立了直流系統等值工頻變化量阻抗模型,并對不同故障條件下的直流系統等值工頻變化量阻抗進行了理論分析,最后基于PSCAD/EMTDC對所建模型進行了仿真驗證。

1 交直流電網相互作用的數學模型

在交直流互聯系統中,對于受端交流電網,直流系統可等效為由逆變站交流側母線電壓控制的可控電流源。即對于圖1所示的交直流互聯系統,在各種情況下的分析可采用圖2所示的等效電路。

在不考慮交流系統與直流系統的相互作用時,直流逆變側等值交流電流的變化特性idc.eq=f(u1)完全由直流系統自身的特性決定,且受控于u1。顯然,只有對于一個非常強的受端交流系統,上述條件才近似滿足。而對于實際交直流互聯系統,直流系統等值電流的變化特性是由直流系統特性(參數與控制系統)與交流系統特性共同決定的,即同時滿足下列方程:

$\{\begin{array}{l}f{}_{\text{d}\text{c}}(i{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}},u{}_1)=0\\ f{}_{\text{a}\text{c}}(i{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}},u{}_1)=0\end{array}(1)$

式中:fdc和fac為不考慮相互作用時分別由直流系統和交流系統特性決定的idc.eq與u1的相互關系。

在不同的交直流系統工況下,求解式(1)即可得到對應條件下的直流系統等值電流idc.eq的變化情況。在式(1)中,交流系統所決定的fac是線性的,由網絡方程容易獲得;而由直流系統確定的fdc則是非線性的,比較復雜。因此,式(1)通常只能采用迭代的方法進行求解。

盡管在直流系統暫態過程中,idc.eq是動態變化的,但是在給定的時間段內總可以將其分解為基波和各次諧波分量,即${\displaystyle \sum \dot{{\rm I}}}{}_{\text{e}\text{q}.n}$。當然,這里要注意的是,基波和各次諧波分量在暫態過程中也是隨時間變化的,準確來說應該是具有時頻域特征的。由于現有的繼電保護原理主要是基于工頻量/工頻變化量,因此下面的分析也只考慮各種暫態過程中基頻分量的變化情況,這樣做有助于揭示問題的本質。

2 直流系統等值工頻變化量阻抗模型

工頻變化量方向元件實際上是基于阻抗特性的[6,7]。因此,分析工頻變化量方向元件動作特性的關鍵在于獲取直流系統在各種暫態過程中的等值工頻變化量阻抗變化特點,即從工頻變化量的角度看,對于交流系統而言,直流系統應該等值為何種特性的工頻變化量阻抗。下面以圖3所示的簡單交直流系統模型分析受端交流系統故障時直流系統等值工頻變化量阻抗ΔZdc的變化情況。

由圖3(a)可知,正常運行時:

$\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}-\dot{U}{}_1=\dot{{\rm I}}{}_{\text{S}}{\rm Z}{}_{\text{S}}=\left(\frac{\dot{U}{}_1}{{\rm Z}{}_{\text{C}}}-\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}\right){\rm Z}{}_{\text{S}}(2)$

由此可得:

$\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}\frac{{\rm Z}{}_{\text{C}}}{{\rm Z}{}_{\text{C}}+{\rm Z}{}_{\text{S}}}-\dot{U}{}_1=-\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}\left({\rm Z}{}_{\text{S}}//{\rm Z}{}_{\text{C}}\right)(3)$

由圖3(b)可見故障后:

$\dot{U}{}_{1^{\prime }}=\left(\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}´+\frac{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}-\dot{U}{}_{1^{\prime }}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}}\right)\left({\rm Z}{}_{\text{C}}//{\rm Z}{}_{\text{f}}\right)(4)$

由此可得:

$\dot{U}{}_{1^{\prime }}=\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}´\left({\rm Z}{}_{\text{C}}//{\rm Z}{}_{\text{f}}//{\rm Z}{}_{\text{S}}\right)+\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}\frac{{\rm Z}{}_{\text{C}}//{\rm Z}{}_{\text{f}}//{\rm Z}{}_{\text{S}}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}}(5)$

式(3)和式(5)相加有:

$\begin{array}{l}\dot{U}{}_{1^{\prime }}-\dot{U}{}_1+\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}\frac{{\rm Z}{}_{\text{C}}}{{\rm Z}{}_{\text{C}}+{\rm Z}{}_{\text{S}}}=\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}´{\rm Z}{}_{\text{Σ}}-\\ \dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}\left({\rm Z}{}_{\text{S}}//{\rm Z}{}_{\text{C}}\right)+\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}\frac{{\rm Z}{}_{\text{Σ}}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}}(6)\end{array}$

式中:ZΣ=ZC//Zf//ZS。

由電壓、電流工頻變化量的定義,有

$\begin{array}{l}\text{Δ}\dot{U}{}_1=\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}{\rm Z}{}_{\text{Σ}}+\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}\left({\rm Z}{}_{\text{Σ}}-{\rm Z}{}_{\text{S}}//{\rm Z}{}_{\text{C}}\right)+\\ \dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}\left(\frac{{\rm Z}{}_{\text{Σ}}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}}-\frac{{\rm Z}{}_{\text{C}}}{{\rm Z}{}_{\text{C}}+{\rm Z}{}_{\text{S}}}\right)(7)\end{array}$

式中:$\text{Δ}\dot{U}{}_1=\dot{U}{}_{1^{\prime }}-\dot{U}{}_1$;$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}=\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}´-\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$。

因此,從交流系統看進去的直流系統等值工頻變化量阻抗為:

$\begin{array}{l}\text{Δ}{\rm Z}{}_{\text{d}\text{c}}=\frac{\text{Δ}\dot{U}{}_1}{-\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}=-{\rm Z}{}_{\text{Σ}}-\left({\rm Z}{}_{\text{Σ}}-{\rm Z}{}_{\text{S}}//{\rm Z}{}_{\text{C}}\right)\cdot \\ \frac{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}\left(\frac{\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}{\rm Z}{}_{\text{S}}}{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}+1\right)(8)\end{array}$

設短路比(SCR,式中記為kSCR)為換流站母線的短路容量與額定直流功率的比值[8],即

$k{}_{\text{S}\text{C}\text{R}}=\frac{S{}_{\text{a}\text{c}}}{{\rm P}{}_{\text{d}\text{Ν}}}=\frac{U{}_{\text{Ν}}^2}{{\rm P}{}_{\text{d}\text{Ν}}}\frac{1}{|{\rm Z}{}_{\text{S}}|}(9)$

且可近似為:

$k{}_{\text{S}\text{C}\text{R}}\text{e}{}^{\text{j}\delta }\approx \frac{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}(10)$

式中:δ為$\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}/{\rm Z}{}_{\text{S}}$超前$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$的角度。

代入式(8)可得:

$\begin{array}{l}\text{Δ}{\rm Z}{}_{\text{d}\text{c}}=-{\rm Z}{}_{\text{Σ}}-\left({\rm Z}{}_{\text{Σ}}-{\rm Z}{}_{\text{S}}//{\rm Z}{}_{\text{C}}\right)\cdot \\ \frac{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}\left(\frac{1}{k{}_{\text{S}\text{C}\text{R}}\text{e}{}^{\text{j}\delta }}+1\right)(11)\end{array}$

由式(11)可知,ΔZdc實際上與多個因素有關,包括系統阻抗ZS、短路阻抗Zf、短路比kSCR以及直流系統等值工頻變化量電流$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$等。對于給定的交直流互聯系統,在發生故障時只需知道直流系統等值電流$\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$(相當于知道$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}})$的變化特性,即可利用式(11)得到相應的直流系統等值工頻變化量阻抗ΔZdc的變化特征。因此,關鍵是如何獲取直流系統等值電流的變化特性。

雖然目前直流系統等值工頻電流$\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$主要通過仿真獲得,但由直流系統自身的特點可知,在不同的受端系統情況下,只要引起換相失敗的程度相同,$\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$的特性是相近的。因此,只需獲取直流系統某一換相失敗情況下的直流系統等值工頻電流特性,便可利用式(11)計算分析在不同受端系統中,發生相同程度換相失敗情況下所對應的直流系統工頻變化量阻抗。由于受端系統的情況千變萬化,因此利用式(11)可以大大簡化相應的計算分析。

需要指出的是,在不同的受端系統中引起相同程度換相失敗的故障條件是不同的,換相失敗程度的確定可采用在忽略直流系統情況下,近似以故障后的逆變側交流母線電壓降作為標準。

3 工頻變化量阻抗模型的仿真驗證

3.1 直流換相失敗下的等值工頻變化量電流

直流換相失敗暫態過程的直流系統等值工頻變化量電流是分析工頻變化量阻抗變化特性的關鍵所在。由于直流換相失敗暫態過程較為復雜,尚無精確的定量計算方法,本文采用電磁暫態仿真的方法分析直流系統的等值電流變化情況?；赑SCAD/EMTDC建立如圖4所示直流系統模型。該模型與CIGRE的HVDC標準模型基本相同,唯一的不同在于為了考察不同容量受端交流系統的情況,對受端交流系統進行了一些修改,即在確保直流系統運行參數不變的條件下,修改了受端交流系統的短路容量。

根據直流系統換相失敗的情況,本文將換相失敗粗略分成了4種情況:換相失敗的臨界狀態、輕微換相失敗、較嚴重換相失敗和嚴重換相失敗。其中,輕微換相失敗是指只有其中1個6脈動換流器發生換相失敗;較嚴重換相失敗是指2個6脈動換流器均發生了換相失敗;嚴重換相失敗是指2個6脈動換流器均發生連續2次換相失敗。

圖5為受端系統kSCR=10時的逆變側交流母線發生AB兩相短路時的直流系統逆變側等值工頻變化量電流(即換流變交流側電流)的變化情況。仿真計算中,故障時刻均為0 s,由于工頻量的提取采用全波傅里葉算法,因此圖中20 ms后才有波形輸出。圖中幅值變化指工頻變化量電流幅值與正常電流幅值的比值變化情況,相位變化則是以正常電流相位為參考時的工頻變化量電流相位的變化情況。曲線1～4分別對應上述4種換相失敗情況,它們對應的過渡電阻分別為95 Ω,90 Ω,20 Ω,2 Ω。

由圖5可見,不同過渡電阻情況下引起的直流換相失敗是不同的,隨之產生的直流系統等值工頻變化量電流也有所不同。從幅值上看,工頻變化量電流基本上隨過渡電阻的減少而增加,而相位則是由滯后變為超前。

3.2 直流系統等值工頻變化量阻抗的實用計算

根據上面得到的各種換相失敗情況下直流系統等值工頻變化量電流$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$的變化特性,利用式(11)即可對不同受端系統、不同故障條件下的直流系統等值工頻變化量阻抗進行分析計算。

圖6為相同受端電網條件下(即kSCR=10)利用式(11),根據圖5所示的$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$計算得到的4種換相失敗情況所對應的ΔZdc(虛線)。圖中還給出了由仿真直接計算得到的ΔZdc′(實線)。由圖可見,ΔZdc和ΔZdc′完全一致,表明只需知道$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$,利用式(11)即可精確求解ΔZdc。

圖7和圖8分別為在受端交流系統短路容量不同,但發生與圖6相同程度換相失敗情況下,均利用圖5的$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$計算得到的ΔZdc(虛線)和對應的通過仿真計算得到的精確值ΔZdc′(實線)。其中,圖7為kSCR=5的情況,而圖8則是kSCR=3時的情況。由圖可見,在相同換相失敗情況下,利用已知的$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}(k{}_{\text{S}\text{C}\text{R}}=10$時)計算得到的其他受端系統情況下的ΔZdc還是較為精確的。當然,隨著受端系統差異的增加,幅值的誤差也隨之增加,但是相位的計算還是非常準確的。因此總體上,計算結果還是能夠有效反映ΔZdc的變化特性。

4 換相失敗下的直流系統等值工頻變化量阻抗特性分析

下面利用式(11)進一步分析不同故障條件下的ΔZdc變化特征。

4.1 過渡電阻較大時

|Zf|?|ZS|時,此時引起換相失敗較輕,再考慮到|ZC|?|ZS|,則由式(11),可得:

$\text{Δ}{\rm Z}{}_{\text{d}\text{c}}\approx -{\rm Z}{}_{\text{S}}\left(1+{\rm K}\frac{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{{\rm Z}{}_{\text{f}}\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}\right)(12)$

式中:${\rm K}=\frac{1}{k{}_{\text{S}\text{C}\text{R}}\text{e}{}^{\text{j}\delta }}+1$,實際系統中一般有kSCR?1,則對于不同的kSCR值,K變化不大,可近似為一常數。

由式(12)可知,此時ΔZdc與ZS成比例,顯然交流系統越強,ZS越小,ΔZdc也將越小。而分量${\rm K}\frac{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{{\rm Z}{}_{\text{f}}\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}$則在暫態過程中隨$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$而變化,由于$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$位于分母,因此阻抗的變化特性剛好與$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$相反。

4.2 過渡電阻較小時

隨著Zf的進一步減少,必然導致直流系統換相失敗程度的增加。此時有:

$\text{Δ}{\rm Z}{}_{\text{d}\text{c}}=-\frac{{\rm Z}{}_{\text{S}}{\rm Z}{}_{\text{f}}}{{\rm Z}{}_{\text{S}}+{\rm Z}{}_{\text{f}}}-{\rm K}\frac{{\rm Z}{}_{\text{S}}\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{({\rm Z}{}_{\text{S}}+{\rm Z}{}_{\text{f}})\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}(13)$

在這種情況下,雖然ΔZdc受ZS的影響情況與過渡電阻較大時相同,但受影響的程度顯然降低了。由于隨著Zf的減少,直流系統的特性使得$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$增加的程度要小于Zf的減少程度,即隨著Zf的減少,$({\rm Z}{}_{\text{S}}+{\rm Z}{}_{\text{f}})\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$將減少,而使得${\rm K}\frac{{\rm Z}{}_{\text{S}}\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{({\rm Z}{}_{\text{S}}+{\rm Z}{}_{\text{f}})\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}$將增加。由于$\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}$在暫態過程中不斷變化,因此對于這種情況ΔZdc變化的幅度將大于過渡電阻較大時的情況。

當嚴重故障時,Zf→0,式(13)可再次簡化為:

$\text{Δ}{\rm Z}{}_{\text{d}\text{c}}=-{\rm K}\frac{\dot{E}{}_{\text{e}\text{q}}}{\text{Δ}\dot{{\rm I}}{}_{\text{d}\text{c}.\text{e}\text{q}}}(14)$

此時對于不同的受端交流系統,ΔZdc的變化情況將比較接近。

4.3 直流系統等值工頻變化量阻抗特性仿真分析

下面具體分析不同換相失敗情況下的直流系統等值工頻變化量阻抗特性。利用圖4所示系統對受端系統短路容量分別為kSCR=5和kSCR=3的2種情況下,逆變站交流母線故障引發不同換相失敗情況下的直流系統等值工頻變化量阻抗進行了仿真計算,如圖9所示。其中,故障條件為逆變站交流母線AB相短路,對于kSCR=5時,過渡電阻分別取180 Ω,90 Ω,40 Ω,4 Ω,1 Ω對應不同程度的換相失敗;而對于短路容量為kSCR=3的情況則取與kSCR=5時相同程度的換相失敗進行計算。圖9中,曲線組1～5分別對應上述5種不同過渡電阻情況下的換相失敗,過渡電阻由大到小,對應換相失敗的嚴重程度增加。其中虛線為kSCR=3時的情況,實線為kSCR=5時的情況。

對圖9進行分析,可得如下結論:

1)一般換相失敗情況下(曲線組1～4),工頻變化量阻抗的幅值都是在故障初期減小,隨后再逐漸增大,最小值約在故障發生后30 ms左右。隨著交流系統故障過渡電阻的減少,工頻變化量阻抗的幅值和變化程度均增加。但是對于非常嚴重的故障則例外(曲線5),其阻抗幅值比較嚴重故障時反而減少。

2)隨著系統短路容量的增大,即系統阻抗的減少,直流系統等值工頻變化量阻抗幅值也隨之減少,而且過渡電阻越大時兩者的差異越明顯;而嚴重故障時則對于不同的交流系統短路容量,工頻變化量阻抗差異很小。這些與前面的理論分析是一致的。

3)從阻抗相角特性可知,在換相失敗暫態過程中,相角變化較小;一定過渡電阻下的直流換相失敗,即圖9中曲線1～3,直流系統等值工頻變化量阻抗呈現出容性(處于第3象限和第4象限),這與純交流系統的故障特征不同;而過渡電阻較小時(曲線4和5)則呈現出感性,此時與純交流系統故障的特征相似。

4.4 工頻變化量阻抗特性的進一步探討

由上面的分析可知,一般情況下直流系統在交流系統故障引起換相失敗暫態過程中,在故障初期其等值工頻變化量阻抗將會從一個較大的值減少到一個較小的值。對于阻抗而言,顯然阻抗越小其影響程度越大,因此這一阻抗變化的時間特性對于分析直流換相失敗對工頻變化量方向保護的影響至關重要,下面具體進行分析。

由式(11)可知,換相失敗暫態過程中,直流系統等值工頻變化量阻抗的變化特性取決于其等值工頻變化量電流的變化情況。從交流故障發生到換相失敗的產生通常會經過一小段時間。在換相失敗發生前,由于直流系統的等值電流變化不會很大,其對應的工頻變化量電流也不大;而換相失敗的發生將導致直流系統等值電流的突變,從而產生較大的工頻變化量電流。

從相量的角度看,對于穩態工頻量,采用傅里葉算法時所需數據窗為一個周期,即計算得到的工頻相量為一工頻周期內的平均效果。圖10給出了直流系統發生不連續換相失敗情況下,利用傅里葉算法計算直流系統等值工頻變化量電流時,電流的幅值與數據窗之間的關系。

由于換相失敗的發生通常在故障后較短時間內,因此在故障發生后利用傅里葉算法所計算得到的直流系統等值工頻變化量電流實際上包含了換相失敗前、后的信息。在故障后第1個數據窗(見圖10中的第1個虛線框)由于包含有換相失敗前的數據,使得利用其計算得到的直流系統等值工頻變化量電流值較小。而隨后隨著數據窗的向后推移,數據窗中包含的換相失敗后信息越來越多,所計算得到的相量也越發體現出換相失敗后的特征,即幅值變得越來越大。顯然,當數據窗中的數據全部為換相失敗發生后的數據時,此時工頻變化量電流幅值變得較大,即對應于圖10中的第2個虛線框。

由上述分析可知,交流故障引發直流換相失敗情況下,直流系統等值工頻變化量電流相量在故障初期將會從一個較小的值變化到一個較大的值。而這個較大的值將出現在換相失敗發生后的20 ms左右,這是因為此時全波傅里葉算法計算相量所需的一個周期的數據剛好全部為換相失敗后的數據。由式(11)可知,工頻變化量電流越大,對應的工頻變化量阻抗將越小。因此,直流系統等值工頻變化量阻抗在換相失敗發生后20 ms左右也同樣會變化為一較小的阻抗值?？紤]故障發生到出現直流換相失敗的時間一般較短(仿真分析中均不超過10 ms),因此在故障初期,直流系統等值工頻變化量阻抗不斷減少,在故障發生后30 ms左右變化到一局部最小值。

5 結語

結合交直流互聯電網相互作用機理,針對工頻變化量方向保護原理的分析特點,建立了直流系統等值工頻變化量阻抗模型,并利用該模型對不同故障條件下的直流系統等值工頻變化量阻抗變化特性進行了理論和仿真分析,結果表明,該模型可以有效地分析不同換相失敗情況所對應的直流系統工頻變化量阻抗變化特點,為進一步分析直流饋入下的工頻變化量方向保護動作特性提供了定量依據。

摘要：直流饋入將造成交流電網工頻變化量方向保護動作特性發生變化。結合交直流互聯電網相互作用機理,針對工頻變化量方向保護原理的分析特點,建立了適用于工頻變化量方向保護動作特性分析的直流系統等值工頻變化量阻抗模型,并在不同短路容量及故障條件下,對其特性進行了理論分析?；赑SCAD/EMTDC對各種直流換相失敗進行仿真,驗證了所建模型的有效性和準確性。該模型為進一步分析直流饋入下的工頻變化量方向保護動作特性提供了依據。

關鍵詞：交直流互聯電網,工頻變化量,方向保護,換相失敗

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歐姆定律變化量范文第2篇

從原理上可將繼電保護劃分為兩大類:反應穩態量的保護和反應暫態量的保護。反應穩態量的保護, 常見的有電流、電壓、零序電流保護等;反應暫態量的保護, 有工頻變化量、行波保護等。反應工頻變化量的保護是由南瑞繼保公司的董事長、中國工程院院士沈國榮先生在20世紀80年代初率先提出并付諸實際應用的?；谠撛淼谋Ｗo裝置具有動作速度快、對過渡電阻的反映能力強、方向性明確、不受系統振蕩影響等特點, 且其工頻變化量的求取沒有特殊的硬件增加要求, 特別適用于微機保護。本文將分析工頻變化量距離保護的原理及其校驗方法。

2 工頻變化量工作原理

凡是反應暫態分量的保護, 其理論基礎都是疊加原理。如圖1所示, 考慮線路某點F發生經過渡電阻短路, 則短路故障時的狀態[圖1 (a) ]可分解為正常負荷狀態[圖1 (b) ]與故障后產生的附加狀態[圖1 (c) ]的疊加。

從疊加原理本身來講, △UF·的幅值可以取任意值, 但是在繼電保護中, △UF·常取為短路點F故障前的電壓·UF0。這樣, 圖1 (b) 就是短路前的正常負荷狀態, 流過過渡電阻支路的電流為0, M點的電壓為負荷電壓UL·, 流過MF支路的電流為負荷電流IL·。圖1c中的短路附加狀態中的電氣量均加上了一個“△”, 就是為了突出短路前后電壓與電流的變化量這一特征, 即:

工頻變化量保護就是反應故障分量中的工頻變化量而構成的一種暫態保護, 它不受負荷狀態的影響, 因而只需分析短路附加狀態圖1 (c) 即可。

應該指出的是, 在當前的微機保護中, 式 (1) 通常是通過把當前的采樣值減去歷史采樣值來實現的, 因此在進行計算的時候, 只有是同一電氣角度下的電氣量相減才有意義。為了減小計算機帶來的累積誤差, 一般情況下, 當前采樣值與歷史采樣值只相差1~3個周波。如此一來, 工頻變化量只有在短路初瞬之時才表現顯著, 而當故障進入穩態時, 其工頻變化量基本為零。因而, 工頻變化量只能用來構成快速保護, 難以用來實現帶時限的保護, 需與其它保護 (如差動保護) 一起構成線路的主保護。

在電力系統中, 工頻變化量繼電器常用于構成快速距離Ⅰ段, 其動作方程為:

式中:△U·op為保護范圍末端電壓的變化量;△UF·為故障點電壓的變化量。

需進一步說明的是, △UF·在微機保護中是無法真正實現的, 短路點F處的故障前電壓·UF0是無法確知的, 因為無法預知短路點F的位置, 而這正是保護裝置需要快速尋找的。為了構成一個可實現的方程, 可用保護范圍的末端在短路前的電壓來代替, 即·UF0=·Uop M=UL·-IL·Zset, 因為整定阻抗Zset是已知的。替換后, 對保護范圍沒有任何影響, 區內故障依然可靠動作, 區外和反方向故障仍然可靠不動, 帶來的影響僅僅是靈敏度的差別。由于整定阻抗Zset一般很小 (線路正序阻抗的80~85%) , 而短路前系統處于正常運行狀態, 線路上各點電壓的相差很小, 基本在額定電壓附近, 因此靈敏度的差別不大。

替換之后, 工頻變化量阻抗繼電器的實際動作方程為:

其中:

3 現場校驗方法

在現場進行實驗時, 為準確檢驗工頻變化量阻抗的定值, 需計算應該加入的故障時的電壓與電流。假定故障前線路處于空載狀態, 即UL=UN、IL=0;設故障時的電壓為UK, 電流為IK。

3.1 單相故障

發生單相故障時, 門坎電壓△·Uop M=0-UN=UN, 零序電流3I0=IK, 故:

考慮到金屬性故障且故障點處5%暫態誤差影響, 門坎電壓應取。根據動作方程 (3) , 可得:

于是, 模擬單相接地故障時, 故障電壓可按如下公式進行計算:

式中:m為系數, 當m=0.9時, 繼電器應可靠動作;m=1.1時, 繼電器應可靠不動作。

3.2 相間故障

發生相間故障時, 同樣, 考慮到金屬性故障且故障點處5%暫態誤差影響, 門坎電壓應取, 這里, 為相間電壓。而動作電壓:

根據動作方程 (3) , 可得:

于是, 模擬相間故障時, 故障電壓可按如下公式進行計算:

3.3 算例

設故障前的空載電壓為UN=57.7V, 則根據公式 (4) 、 (5) , 可得:

關于工頻變化量距離保護的定值校驗, 《電力系統繼電保護規定匯編 (第二版) 》 (P440) 與南瑞繼保公司的RCS-931系列保護裝置的技術和使用說明書 (P86) 介紹了另外一種校驗方法, 其計算公式相比要復雜些, 而式 (6) 則計算簡單, 方便現場調試。

設某線路保護定值整定如下:工頻變化量的阻抗Zset=5Ω, 零序補償系數K=0.67, 正序阻抗角為80°。若設定短路電流為IK=5A, 則實驗時, 根據公式 (6) , 繼電保護測試儀應按表1所示故障電壓 (角度超前電流80°) 進行定值檢驗。

4 結語

本文分析了工頻變化量距離保護的基本原理, 并推導出了一個較為簡單的現場校驗公式。順便指出的是, 《電力系統繼電保護實用技術問答 (第二版) 》介紹的相間故障時的公式 (UK準準≈2m IKZset-3) 是欠妥的, 門坎誤差電壓的計算應以相間電壓為基準, 應為, 而不應該是5%UN≈3V。

參考文獻

[1]沈國榮.工頻變化量方向繼電器原理的研究[J].電力系統自動化, 1983, 7 (1) .

[2]孫勇.工頻變化量阻抗保護的整定和校驗[J].攀枝花學院學報, 2005, 22 (5) .

[3]董婕.關于工頻變化量阻抗繼電器的校驗方法探討[J].電力系統保護與控制, 2010, 38 (2) .

歐姆定律變化量范文第3篇

1 資料與方法

1.1 臨床資料

按照整群隨機抽樣的原則, 選擇2009年11月至2012年5月在我院進行婦女病普查的育齡期婦女2 000例。圍繞普查者的基本情況如年齡、文化程度、工作性質、家庭經濟狀況、環境污染、身體素質、睡眠時間、體重指數、生活方式、性格特點;以及月經婚育史、流產生產史、精神心理及生理情況等相關因素展開流行病學調查, 并進行相應的?？萍拜o助檢查。

1.2 方法

預先設計好育齡期婦女月經量變化的流行病學問卷調查表, 由經過統一培訓的調查員對2 000名體檢者, 在知情保密的前提下進行面對面的問卷調查。本次調查共收集了2 000份30～60歲女性問卷, 其中有效問卷1 912份, 問卷有效率為95.60%。

1.3 統計學方法

全部問卷進行核準后, 利用EpiData 3.1軟件建庫并錄入數據, 運用PASW Statistics 18.0進行數據整理分析。

2 結果

2.1 育齡期婦女的月經量變化情況

在1 912名調查者中有529名發生月經量變化, 發生率為27.67%。其中月經減少者占60.30%, 月經異常持續時間在1～3年者占60.68%, 月經紊亂發生的時期主要在放環后占49.71%, 月經紊亂 (或月經量變化) 的類型主要為月經量減少占34.97% (見表1) 。

2.2 月經量發生變化的育齡期婦女基本情況

在529名月經量發生變化的體檢者中, 年齡31～40歲的女性最多, 占48.02%。文化程度以初中最多, 占44.23%。工作性質以腦力和體力勞動混合者最多, 占46.69%。家庭月收入以2 000～5 000元者最多, 占調查總人數的65.03%。環境污染以每日接觸計算機6小時以上者女性最多, 占80.15% (見表2) 。

2.3 月經量發生變化的育齡期婦女的月經婚育、流產生產及性生活情況

在529名調查對象中, 婚齡在11～15年的女性最多, 占46.69%。妊娠次數為3次的女性最多, 39.13%。產次為1次的女性最多, 占75.24%。人流次數為2次的女性最多, 44.61%。采取放環進行避孕的女性最多, 占59.55%。分娩方式中自然分娩的女性最多, 占75.80%。藥流次數為2次的女性最多, 占50.09% (見表3) 。

2.4 月經量發生變化的育齡期婦女的精神心理及生理生活等相關情況

在529名月經量變化的育齡婦女中, 體型消瘦的女性較多, 占37.62%。性格抑郁或焦慮的女性分別占到32.89%和34.97%。睡眠時間在7小時以下的女性累計占到83.98%。有貧血和營養不良的女性累計占61.43% (見表4) 。

3 討論

大量研究表明, 身體素質、精神心理因素、遺傳、環境、職業、生活方式等諸多因素是導致月經失調的誘因[1]。月經量的變化主要有月經過多、月經過少、月經稀發和閉經等, 而其中又以月經量減少的患者在臨床工作中較為常見。有研究表明諸多因素是導致月經稀發的元兇, 臨床醫生正確地了解月經不調的相關因素對診斷和治療該病有很重要的意義[2]。所以進一步了解育齡婦女月經量變化的影響因素刻不容緩, 應開展健康教育, 加強婦女衛生保健知識, 特別是針對月經紊亂的宣傳教育, 逐步提高廣大婦女自我保健意識和健康水平。

本次對嘉峪關育齡婦女月經量變化相關因素進行的調查, 使用科學全面的流行病學問卷調查與真實具體的婦科檢查及相關輔助檢查相結合進行綜合分析研究。在流行病學調查中采用大樣本、大跨度、多角度、多層次, 既涵蓋了不同人群又包括了個體的不同時期, 得出的結論較為客觀全面。調查發現, 由于受到個體的基本情況、月經婚育史、流產生產史、精神心理及生理情況等相關因素的影響, 在不同年齡階段、受孕生產的不同時期、合并不同的婦科疾病, 不同個體的月經量變化的類型、特點、伴隨癥狀等方面有顯著的差異;另外, 還可能與多種婦科疾病之間有相關性。進一步明確了我市育齡期婦女月經量變化有一定流行趨勢, 這與心理、生理、精神等諸多社會因素之間有必然的因果關系。因此, 我們有必要制訂出提高婦女生殖健康水平的有效措施, 為衛生決策部門提供相關的科學依據。同時通過對該疾病相關因素的分析, 可對疾病相關高危因素進行有目的性的干預。

參考文獻

[1]盧莉, 李建平, 薛云珍, 等.情緒反應、個性特征與月經失調的關系[J].中國心理衛生雜志, 2005, 19 (3) :156-158.

歐姆定律變化量范文第4篇

一、作圖法

物體的速度是矢量有大小有方向, 我們可以把位移的表示方法引入速度上來。對速度可以用一個帶有箭頭的線段表示:線段的長表示大小, 箭頭的方向表示速度的方向。

如:質點速度ⅴ=2m/s, 方向向東:則如圖1:

再如:質點速度ⅴ=3m/s, 方向向北:則如圖2:

由以上方法就可以直觀具體地表示出速度的大小與方向。

下面我們就來談一談速度的變化量的求法。

若質點的速度由初速度V1變成末速度V2, 則畫出表示V1, V2的有向線段, 然后平移表示V1, V2的有向線段 (大小和方向不變) , 讓線段的起點放在一起, 再由表示初速度的箭頭的末端向表示末速度的箭頭的末端畫有向線段。則此線段就表示速度的變化量Δⅴ:線段長表示Δⅴ的大小, 箭頭的方向表示Δⅴ的方向。

例1:如圖3質點在一條直線上由A點以速度V1=2m/s向東到B點速度大小為V2=5m/s仍向東, 求:Δⅴ。

解:畫出V1, V2有向線段, 同時平移它們 (大小和方向不變) , 讓它們的起點放在一起, 如圖4:

則由V1的有向線段的箭頭的末端向V2的有向線段的箭頭的末端引有向線段。如圖5:

則由圖可知:Δⅴ大小為3m/s, 方向向東或與V1方向相同。

例2:如圖6質點在一條直線上由A點以速度V1=2m/s向東到B點時速度大小為V2=5m/s但是方向向西, 求:Δⅴ。

解:畫出V1, V2有向線段同時平移它們 (大小和方向不變) 把它們的起點放在一起, 如圖7:

則由V1的有向線段的箭頭的末端向V2的有向線段的箭頭的末端引有向線段。如圖8:

則由圖可知:Δⅴ大小為7m/s, 方向向西或與V1方向相反。

由以上幾例子可知通過作圖可以非常直觀地找到Δⅴ大小與方向。

此方法還可以求不在一條上的Δⅴ。

例3:一質點由初速度V1=3m/s向東經過Δt=2S后, 速度大小變成V2=4m/s, 方向向北。求:Δⅴ。

解:畫出V1, V2有向線段同時平移它們 (大小和方向不變) , 把它們的起點放在一起, 如圖9:

則由V1的有向線段的箭頭的末端向V2的有向線段的箭頭的末端引有向線段。如圖10:

則由圖10可知:Δⅴ大小為5m/s, 方向正東偏正北53°。

此方法對于初學的學生來說理解起來直觀形象, 易于接受。

二、代數法

速度是矢量有大小有方向, 一直線上的運動的速度其方向可以這樣來規定, 先規定一個正方向, 若速度方向與正方向相同則為正值, 若速度方向與正方向相反則為負值, 這樣把速度由矢量變成一個代數量, 這樣我們就可以直接地用代數法求速度的變化量ΔV=V末-V初 (V末, V初帶上正負號進行運算) 。若算出速度的變化量ΔV為正值說明與規定的正方向相同, 若算出速度的變化量ΔV為負值說明與規定的正方向相反。

例1:如圖11, 質點在一條直線上由A點以速度V1=3m/s向東到B點速度大小為V2=5m/s仍向東, 求:Δⅴ。

解:取V1方向為正方向

則Δⅴ的大小為2m/s, 方向為正方向。

例2:如圖12質點在一條直線上由A點以速度V1=2m/s向東到B點時速度大小為V2=5m/s但是方向向西, 求:Δⅴ。

解:取V1方向為正方向

則Δⅴ的大小為7m/s, 方向與正方向相反。

從以上幾個例子可以看出此方法簡便快捷, 但學生的理解起來有些抽象。此方法在方法一的基礎上再講, 學生就可以更方便地接受了。

歐姆定律變化量范文第5篇

在土壤-植物-大氣連續體研究中,參考作物蒸發蒸騰量(ET0)是確定氣象因素對該體系中水分傳輸與水汽擴散速率影響的指標,反映了氣象因素對作物需水量的影響。

隨著工農業生產的迅速發展,各部門需水量急劇增長,水資源供需矛盾十分突出,水資源短缺和不合理的用水方式導致了生態環境惡化,灌溉面積的擴大與流域生產力水平提高對流域生態環境產生了一定的負面效應[1]。農業是用水大戶,目前我國農業水資源利用量約占總水資源利用量的70%以上[2],農作物需水量是農業用水的主要組成部分,是整個國民經濟中消耗水分的最主要部分。農作物需水量是制定流域規劃、地區水利規劃及灌溉排水工程規劃、設計、管理和農田灌排實施的基本依據,也是水資源開發、利用與管理,農作物種植區劃與布局,農作物生產運籌等項工作的重要根據[3]。本文研究了豫東平原參考作物騰發量的時空分布和影響因素及其相關關系,對現有水資源情況下該地區及類似半干旱半濕潤地區灌溉農業發展模式、農作制度制定、農業結構調整、生態建設的有效模式等科學和生產實際問題具有重要指導作用。

1 計算方法

目前計算參考作物蒸發蒸騰量ET0應用最多的是1998年FAO-56(Food and Agriculture Organization of the United Nations Rome, 1998,Irrigation and Drainage Paper 56)推薦的Penman-Monteith 公式。Allen R.G.[4,5],A .W.Abdelhadi[6],Peter Droogers[7] ,Lakshman Nandagiri[8]等通過與其他公式計算結果對比,均認為Penman-Monteith公式計算值比較接近實際值,適用范圍廣。

本文根據豫東平原6地(市)(安陽、西華、信陽、許昌、鄭州、駐馬店)的氣象站海拔高度、經緯度及1961～2000年40年的歷年月平均最高氣溫、月平均最低氣溫、月平均相對濕度、月平均風速、平均日照時數等資料采用Penman-Monteith公式計算歷年各月ET0。公式形式如下:

$E{\rm T}{}_0=\frac{0.408\Delta (R{}_n-G)+\gamma \frac{900}{{\rm T}+273}U{}_2(e{}_a-e{}_d)}{\Delta +\gamma (1+0.34U{}_2)}$

式中:ET0為參考作物騰發量,mm/d;Rn為作物表面凈輻射通量,MJ/(m2·d);G為土壤熱通量,MJ/(m2·d);γ為濕度計常數,kPa/℃;U2為地面以上2 m高處的風速,m/s;ea為空氣飽和水汽壓,kPa;ed為空氣實際水汽壓,kPa;T為空氣平均溫度,℃;Δ為飽和水汽壓與溫度關系曲線的斜率,kPa/℃。各變量的計算方法詳見文獻[9,10,11]。

2 計算結果與分析

2.1 ET0月際變化

由圖1可知,各站ET0值的月際變化很大,且具有一致性。除信陽站最高值發生在7月,為141.6 mm外,其余最高值均發生在6月,最低值發生在1月或12月。6月ET0值由高到低分別是鄭州>安陽>許昌>西華>駐馬店>信陽。各月ET0值占全年的的比例見圖2,5～8月的ET0值總和在全年中所占比例較大,約為55%左右。圖3進一步分析了各站5～8月的ET0值總和在全年中所占比例的變化:以1980年為界限、安陽、西華、信陽、許昌、鄭州,駐馬店各站5～8月ET0之和占全年比例1980年以后較1980年以前均有所減少,信陽減少最顯著為3.87%,往后依次是安陽1.76%,駐馬店1.75%,鄭州1.62%,西華1.29%,減少最不明顯的許昌為1.26%。

2.2 ET0年際變化

由圖4可知,各站ET0值的年際變化也比較大,結合表1,發現信陽站ET0表現為逐年增加趨勢,但不明顯,安陽、西華、許昌、鄭州、駐馬店均表現為逐年減少趨勢。其中,由相關性檢驗可知西華、許昌、鄭州的ET0呈特顯著性減少趨勢,駐馬店呈顯著減少趨勢,安陽的ET0減少趨勢不明顯。表1計算了各站多年平均值、最大值、最小值、極值比、均方差σ、變差系數Cv、偏態系數Cs等。

各站ET0值各年代平均值的變化趨勢如圖5和圖6所示,圖中第1階段代表1961～1970年,第2階段代表1971～1980年,第3階段代表1981～1990年,第4階段代表1991～2000年。結合表1可以得出結論如下:各站ET0值自20世紀60年代以來均有所下降,至80年代各站ET0值均步入最低谷,80年代后期至90年代各站ET0值均明顯增加。

注: x代表年份;y代表年ET0值。

2.3 各要素對ET0的影響

(1)平均大氣壓P對ET0的影響。

由圖7～12可知,安陽、許昌、鄭州ET0與平均大氣壓相關性特別顯著,西華ET0與平均大氣壓相關性顯著,駐馬店、信陽平均大氣壓對ET0的影響很小。

(2)平均最高氣溫Tmax對ET0的影響。

各氣象站多年平均最高氣溫分別是安陽19.8 ℃,西華20.3 ℃,信陽20.3 ℃,許昌20.4 ℃,鄭州20.2 ℃,駐馬店20.3 ℃。由圖7～12可知,各站ET0與平均最高氣溫相關性都特別顯著,相關系數介于鄭州的0.506 8和駐馬店的0.763 9之間?？梢娖骄罡邭鉁貙T0的影響挺大。

(3)平均最低氣溫Tmin對ET0的影響。

各氣象站多年平均最低氣溫分別是安陽9.05 ℃,西華9.60 ℃,信陽11.36 ℃,許昌9.81 ℃,鄭州9.33 ℃,駐馬店10.32 ℃。由圖7～12可知,西華、許昌ET0與平均最低氣溫的相關性顯著,安陽、信陽、鄭州、駐馬店4站的ET0受平均最低氣溫影響不大。

(4)平均氣溫Tmean對ET0的影響。

各氣象站多年平均氣溫分別是安陽14.02 ℃,西華14.41 ℃,信陽15.30 ℃許昌14.62 ℃,鄭州14.36 ℃,駐馬店14.89 ℃。由圖7～12可知,信陽、許昌、駐馬店ET0與平均氣溫相關性特別顯著,安陽ET0與平均氣溫相關性顯著,西華、鄭州ET0受平均氣溫影響不大。

(5)降水量H對ET0的影響。

各氣象站多年平均降水量分別是安陽568.8 mm,西華760.7 mm,信陽1 113.2 mm,許昌711.7 mm,鄭州634.5 mm,駐馬店965.6 mm。由圖7～12可知,除許昌ET0與年降水量相關性顯著外,其余各站ET0均與年降水量相關性特別顯著,相關系數為0.414 1～0.533 5之間?？梢姼髡綞T0值受降水量的影響是比較大的。

(6)平均相對濕度RH對ET0的影響。

各氣象站多年平均相對濕度分別是安陽65.08%,西華72.66%,信陽75.07%,許昌69.82%,鄭州66.05%,駐馬店72.36%。由圖7～12可知,各站ET0均與平均相對濕度相關性特別顯著,相關系數分別為安陽-0.622 4,西華-0.791 3,信陽-0.774 1,許昌-0.786 9,鄭州-0.822 2,駐馬店-0.834 0?？梢娖骄鶟穸葘T0的影響是很大的。

(7)風速V對ET0的影響。

各氣象站多年平均風速分別是安陽2.20 m/s,西華2.37 m/s,信陽2.31 m/s,許昌2.39 m/s,鄭州2.62 m/s,駐馬店2.43 m/s。由圖7～12可知,安陽、西華、鄭州ET0與平均風速的相關性特別顯著,相關系數分別為0.592 3,0.643 0,0.699 8。許昌、駐馬店ET0與平均風速相關性顯著,信陽ET0受平均風速影響不大。

(8)日照時數h對ET0的影響。

各氣象站多年平均年日照時數分別是安陽2 343.0 h,西華2 188.3 h,信陽2 031.9 h,許昌2 102.0 h,鄭州2 244.4 h,駐馬店2 004.8 h。由圖7～12可知,各站ET0與日照時數的相關性都特別顯著,相關系數為0.538 9～0.835 0,表明各站ET0受日照時數的影響很大。

(9)地理緯度、海拔高度對ET0的影響。

安陽多年平均ET0為1 036.882 mm/a,西華為952.21 mm/a,信陽為948.52 mm/a,許昌為978.02 mm/a,鄭州為1 070.76 mm/a,駐馬店為964.64 mm/a。用各個氣象站所處的地理緯度、海拔高度與多年平均ET0值繪制曲線如圖13、圖14所示。線性趨勢線方程分別為y=1 938.64 x-138.424,y=-4.013 9 x+1 844.126。相關系數分別是r=0.792 5,r= -0.722 2,相關性均不顯著。表明ET0值在空間上隨地理緯度的增大呈遞增趨勢,隨海拔高度的增大呈遞減趨勢。

3 結果與討論

豫東平原參考作物蒸發蒸騰量月際變化比較大,最大值一般發生在6月,最小值一般發生在1月或12月,5～8月的ET0值總和在全年中占的比例較大,約為55%左右。各站5～8月ET0之和占全年比例1980年以后較1980年以前均有所減少,信陽減少最顯著為3.87%,往后依次是安陽1.76%,駐馬店1.75%,鄭州1.62%,西華1.29%,減少最不明顯的許昌為1.26%。

ET0值的年際變化也比較大,各站ET0值最大值與最小值的極值比為1.29～1.47。豫東平原年ET0最大值為鄭州1 277.4 mm(1966年),最小值為駐馬店812.7 mm(1989年),多年平均值最大的是鄭州1 070.8 mm/a,最小的是駐馬店964.6 mm/a。安陽、西華、許昌、鄭州、駐馬店ET0均表現為逐年減少趨勢,信陽ET0表現為逐年增加趨勢。由相關性檢驗知西華、許昌、鄭州ET0呈顯著性減少趨勢,駐馬店ET0呈顯著減少趨勢,安陽ET0減少趨勢不明顯,信陽ET0增加趨勢也不明顯。

各站ET0值與平均最高氣溫、平均相對濕度、日照時數及平均風速相關性較好。安陽、西華、許昌ET0值與日照時數相關性最好;信陽、鄭州、駐馬店ET0值與平均相對濕度相關性最好。平均最低氣溫對各站ET0的影響并不顯著?？傊?氣候變化對ET0的影響較大。豫東平原ET0在空間上的變化也較大,隨地理緯度的增大呈遞增趨勢,隨海拔高度的增大呈遞減趨勢。

如何將一定年份、一定站點及特定條件下的參考作物蒸發蒸騰量ET0擴展到較長年份、較大范圍地區及實際條件下,是應用ET0最關鍵問題之一。本文計算了豫東平原40年的參考作物蒸發蒸騰量ET0,并分析了ET0月際變化、年際變化以及與各影響要素(氣象要素,地理要素)的相關關系,拓寬了研究成果的使用價值,對豫東平原及類似半干旱半濕潤地區的灌溉農業發展模式、農作灌溉制度的制定等科學和生產實際問題具有重要指導和借鑒作用。

摘要：根據豫東平原6地(市)(安陽、西華、信陽、許昌、鄭州、駐馬店)氣象站19612000年40年的觀測資料,應用1998年FAO最新推薦的Penman-Monteith公式計算了40年各月參考作物蒸發蒸騰量ET0,分析了ET0的月際變化和年際變化特征。結果表明ET0值除信陽有所增加外,其余各站呈現為逐年減少趨勢,說明氣候變化對ET0的影響較大。對平均氣壓、平均最低氣溫、平均氣溫、平均最高氣溫、年日照時數、平均風速、平均相對濕度、年降水量、地理緯度、海拔高度與ET0的相關性進行了分析和檢驗,得出安陽、西華、許昌ET0值與年日照時數相關性最好;信陽、鄭州、駐馬店ET0值與平均相對濕度相關性最好?？臻g上ET0隨地理緯度的增大呈遞增趨勢,隨海拔高度的增大呈遞減趨勢。

歐姆定律變化量范文第6篇

漏電保護器自誕生以來就廣泛的應用在電網或用電設備中, 對保護設備及人身安全起到了非常大的保護作用。隨著科學技術的發展和人們對漏電保護技術的不斷研究, 人們需要漏電保護不僅能起到真正有效的保護, 而且還要能夠顯示漏電流的幅值。鑒于此, 我們需要改進漏電保護技術, 采用剩余電流變化量法來處理和計算所檢測的剩余電流, 并將微控芯片應用到漏電保護器中, 使漏電保護器更加數字化和智能化。

2. 漏電流保護死區的形成及解決方法

由于電網和用電設備中存在正常的漏電流, 而剩余電流互感器檢測到的漏電流是主回路電流瞬時矢量和, 也即是正常的漏電流和故障漏電流的矢量和。由于漏電流不僅有幅值還有相位, 所以單純的考檢測主回路電流瞬時矢量和 (剩余電流矢量和) 的幅值并不能真正起到有效的保護作用。如圖所示其死區示意圖:

其中

為電網或用電設備存在的正常漏電流;

為某時刻電網或用電設備發生故障漏電或人觸電所產生的故障電流;

所合成的剩余電流, 即是剩余電流互感器所檢測的剩余電流。

由上圖所知, 顯然不能通過檢測剩余電流互感器所檢測到的剩余電流來判斷和保護用電設備或人身安全。所以我們應當采取剩余電流變化量法來判斷和保護用電設備或人身安全。首先我們用三相等效法來處理所檢測到的剩余電流。

(1) 當檢測到的剩余電流的相角位于A相和C相之間時, 此時可知各相的等效電流幅值如下

(2) 當檢測到的剩余電流的相角位于B相和C相之間時, 此時可知各相的等效電流幅值如下

(3) 當檢測到的剩余電流的相角位于A相和B相之間時, 此時可知各相的等效電流幅值如下

由以上方法可以計算出各相的剩余電流變化量基于此可以根據各相的剩余電流變化量的大小關系求出剩余電流的變化量。以此為根據能有效的判斷漏電保護器是否動作, 從而達到有效保護的目的。

3. 基于剩余電流變化量的智能保護器的系統結構設計

3.1 智能漏電保護器的基本框圖結構

基于剩余電流變化量的智能保護器的基本結構包括剩余電流處理單元、PIC單片機控制單元、顯示及存儲單元和動作單元等部分。其基本框圖如下圖所示:

3.2 剩余電流處理單元

剩余電流處理單元包括剩余電流的幅值檢測單元與相位檢測單元, 它們是決定漏電保護器否能起到有效保護的外在硬件重要因素。其電路原理圖分別如圖3、圖4所示:

此濾波電路可以實現對剩余電流信號的有效檢測、變換和放大, 充分的抑制了干擾信號的影響, 提高了漏電保護器的抗干擾能力。

此電路以A相電壓為參考相位, 能檢測出剩余電流與A相電壓的相位差。比較器LM399A作過零檢測器, 或門4070A將檢測到的剩余電流和A相電壓方波信號和成相位差波形, 由此可以準確、有效的檢測出剩余電流與A相參考的相位, 再根據以上的算法由微控制器完成一系列的計算, 從而求出所檢測的剩余電流變化量, 完成智能漏電保護器的有效保護。

3.3 智能漏電保護器的主程序設計

為了提高采樣精度和對繼電器進行有效的控制, 我們采用Microchip公司的PIC單片機作為主控芯片, 它是一款超低功耗的單片機, 具有硬件設計簡單, 指令系統設計精煉等特點, 被廣泛的應用在生活及生產的各個領域。以PIC單片機為核心所設計的智能漏電保護器可將采集到的漏電信號實時分析、運算和處理, 可以獲得不同等級的保護特性。也可以通過通信接口與計算機聯網構成智能化的監控保護和信息管理系統。智能漏電保護器的主程序如圖所示:

由圖可知開機延時, 可以選擇控制等級, 然后進行采集數據, 將數據進行處理, 看是否有故障, 如有故障則繼電器動作并將這時的相應的參數進行存儲, 并等待復位返回, 在有人按下復位鍵時返回重新工作;如無故障, 則實時顯示數據為零, 并返回繼續數據采集。

由于電路中存在正常的漏電流, 所以對漏電流采取什么樣的處理方法直接關系到用電的可靠性和安全性, 用以上的處理方法可以有效的處理剩余電流并能通過實驗測試, 在電路發生火災時能有效的切斷電路, 達到保護用電設備和人身安全的目的, 還能將漏電流通過LED數碼管顯示出來, 與此同時將故障類型和漏電流的大小存儲起來, 便于分析和預測。其硬件測試結果如圖所示:

4. 結束語

與傳統的機電式和鑒幅鑒相式漏電保護器相比, 采用微控制器和基于剩余電流變化量的智能漏電保護器功能更加強大, 它不僅能存儲和顯示當前的漏電流的大小, 還能有效的解決由漏電死區引起的漏電保護器拒動作和誤動作, 增加了用電的安全性與可靠性。該漏電保護器具有很好的市場前景, 也必將為安全用電提供強有力的保障, 具有較高的工業使用價值, 應當推廣。

參考文獻

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