三轴应力下花岗岩声发射P波Q值的变化

50×50×100mm^3盈江花岗岩样品在σ_3=30MPa、σ_2=60MPa时增加σ_1直至破裂,用波传播和谱振幅比法测定破裂孕育过程中σ_3方向和σ_2方向声发射P波Q值。结果表明:1.在σ_1<0.07σ_(1P)(最大破裂压强)时,σ_3、σ_2方向都保持高值,在0.2σ_(1P)≤σ_1≤0.55_(1P)期间,两个方向的Q值呈现出比较平稳的状态,其平均值Q_3大约10至20,σ_2方向Q_2大约20至30。在σ_1>0.55σ_(1P)后,σ_3方向Q_3值起伏增长较大,而σ_2方向Q_2值仅在σ_1>0.7σ_(1P)后,才起伏增长,幅度不如σ_3方向大。2.随压力的增加,在σ_3、σ_2两方向,低频成分明显加大。3.当σ_1>0.95_(1P)后,出现一种记录畸变现象,对同一源点声发射,从沿同一方向两道记录上看出,早到波形振幅小,而晚到波形其振幅反而大。

水电站发电机低励限制与失磁保护配合校核计算

在校核万家寨水电站3号发电机低励限制与失磁保护配合关系时,发现阻抗型失磁保护的整定计算是在R—X阻抗圆上进行的,而励磁装置的低励限制整定定值则是在P—Q平面给出的。为了便于对两保护配合关系进行校核,将两者归算到P—Q平面上,并绘制低励限制曲线及异步边界阻抗圆。校核计算结果显示当发电机进相运行时,低励限制先于失磁保护动作,说明了发电机低励限制与失磁保护参数整定合理。

低励限制与失磁保护配合的分析

“发电厂并网运行安全性评价”要求验证低磁励限制与失磁保护的整定关系,在实际校核中,发现低磁励限制是在P-Q平面进行计算的,而阻抗型失磁保护是在R-X阻抗圆平面进行分析的。为此提出了将两者都归算到R-X阻抗圆平面上比较的方法。

导纳型失磁保护与励磁装置低励限制的整定配合

为防止失磁保护误动,发电机失磁保护和励磁低励限制在整定上必须相互配合。从功率计算公式出发,推导出了有功功率-无功功率( P-Q )平面转化成导纳平面的过程。介绍了导纳型失磁保护和ABB U6800励磁装置低励限制的作用原理。以上海申能临港燃机发电有限公司#3发电机为例,对发电机失磁保护进行整定计算。对发电机的进相能力进行实际测试,从而得到励磁装置低励限制的精确定值参数。最后对发电机失磁保护与励磁装置低励限制进行整定配合校核,从而保证低励限制先于失磁保护之前动作,防止失磁保护误动。

一种新的ATC计算方法及其在无功潮流优化中应用

提出了考虑电压稳定同时提高ATC计算速度的方法,即在P-Q坐标中,依据线路潮流分布因子计算潮流的变化方向,充分考虑线路的热稳定极限和电压稳定P-Q域的位置,从而确定线路稳定运行极限点并计算系统的ATC,计算量小;由于在无功潮流优化中,改变系统无功潮流和节点电压和相角会影响系统ATC,为此将提高系统ATC作为无功潮流优化目标,并运用免疫算法对其优化求解。IEEE-30节点系统的测试结果表明,本文所推导计算ATC方法正确,在无功潮流优化中考虑提高系统ATC可行。

基于帽盖模型的强夯地基应力–应变特征与有效加固范围分析

为了揭示强夯过程中土体应力–应变特征和加固范围发展规律,基于帽盖模型建立二维有限元动力分析模型,通过子程序二次开发实现土体模量等参数随夯击次数的变化。基于该数值模型,首先获得强夯过程中主应力–偏应力(p-q)平面内土体的应力路径和竖向与水平向的应力–应变关系,结果表明土体帽盖面随着强夯压密而逐步扩大,但不同区域土体的加固过程因其应力–应变关系的不同而又有所差异:夯锤正下方土体的加固以竖向压缩变形为主,竖向应力在加固中起主导作用,但浅层土体因侧向惯性导致侧向挤密明显滞后于竖向压密,而较深处的土体侧向惯性作用不再明显,表现为三向压密同时发生;夯锤以外的土体以侧向挤密为主,水平向应力起主要作用。随后,采用偏应力峰值点与前一击帽盖面的相对位置定量表征强夯加固效果,峰值点位于前一击帽盖面之上时,土体屈服硬化;反之,土体得不到压密。最后,对比发现以90%压实度确定的有效加固范围保守于以5%相对密度增量确定的结果,同时提出砂土有效加固范围的计算公式,对类似工程实践提供一定的参考。