冲击噪声的有源控制方法综述_周亚丽

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2[1].4+GHz低相位误差低相位噪声CMOS+QVCO设计

咿魅怂测磐发２．４ＧＨｚ低相位误差低相位噪声ＣＭＯＳＱＶＣＯ设计高慧，吕志强，来逢昌（哈尔滨工业大学微电子中心，哈尔滨１５０００１）摘要：提出了一种新型的适用于锁相环频率夸成器的正交压控振荡器（Ｑｖｃ０）结构，分析了ＯｖｃＯ的工作原理及其相位噪声性能。

ＡＤｓ仿真结果表明，电路工作在２．４ＧＨｚ、偏离中心频率６００ｋＨｚ的情况下相位噪声为一１１５．４ｄＢｃ／Ｈｚ，在１．８ｖ电源下功耗仪为２．９ｍｗ，输出信号的相位误差小于Ｏ．１９。

结果还表明相对于目前流行的Ｏｖｃ０结构，提出的结构实现了低相位误差、低功耗、高，０Ｍ值。

关键词：正交压控振荡器；相位噪声；相位误差；品质因数中图分类号：ＴＮ７５２文献标识码：Ａ文章编号：１００３．３５３ｘ（２００７）１１－０９８８—０４Ｄｅｓｉｇｎｏｆ２．４ＧＨｚＬｏｗ－Ｐｈａｓｅ－ＥｒｒｏｒＬｏｗ－Ｐｈａｓｅ－ＮｏｉｓｅＣＭｏＳＱＶＣ０ＧＡ０Ｈｕｉ，ＬＯＺｈｉ－ｑｉａｎｇ，ＬＡＩＦｅｎｇ—ｃｈ锄ｇ（肼ｂ捌跏豳ｃ咖，肼缸ｋ血妇矿７‰缸影，黝缸１５０００１，ｃＭＭ）Ａｂｓｎ譬ｃｔ．ＡｎｏｖｅｌＬｃｑＩｌａｄｒ砒Ｉ珊ｖｏｌｔａｇｅ－ｃｏｎⅡ柚ｌｅｄ０８ｃｉｌｈｔｏｒ（ＱＶｃＯ）ｗ鹅ｄｅＢｉ印ｅｄｆｏｒＰｈ船ｅ—ｌｏｃｋｅｄ１００ｐ雠ｑｕｅⅡｃｙｓｙｍｈｅｓｉ北ｒ．Ｔｈ８叩ｅｍｔｉｏｎｐｄｎｃｉｐｌｅ且ｎｄｐｈａ８ｅｎｏｉｓｅｏｆｔｈｅＱＶｃＯｗｅｒｅ粕嘶ｚｅｄ，ＡＤｓＢｉ圳１“ｏｎｒｅＢｕｌｔｓ８ｈｏｗｔ｝ｌａｌｔｈｅｃｉ工ｃｕ“ａｃｈｉｅｖｅｓｔｈｅｐｈ踟ｎｏｉ∞０ｆ一１１５．４ｄＢｃ／｝Ｉｚａｔ６００ｋ№ｏｆｆｓｅｔ，ａ１１ｄｐｏｗｅｒｄｉｓｓｉｐ砒ｉｏｎｏｎｌｙ２．９ｍｗｆｈｔｈｅｗｈｏｌｅＱＶｃ０ａｔｔｌｌｅｖｏｌｔ８９ｅＢ“ｐｐｌｙ０ｆ１．８Ｖ．ｎｅｐｈａ跎ｅｍｒｂｅｆｗｅｅｎＩａｎｄＱｓｉｇＩ“ｓｉＢ且ｔｍ０８ｔＯ．１９。

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机器人控制系统设计(毕业设计)文献综述

（2）控制系统的硬件结构
通过小组初步讨论决定控制计算机使用研华的主机,运动控制卡选用ADT（深圳众为兴）,电机选用伺服电机.
(3）控制系统的软件部分
主要采用VC进行编程，构建一个控制系统平台，在程序中给定坐标后，实现机械手从一点移动到另一点进行上下料的搬运工作。

之所以使用VC，一方面，ADT 的运动控制卡支持VC进行编程，另一方面,使用VC进行编程比较灵活，易于改进和变化。

（4）电路图部分
根据所选的硬件设备，使用Protel进行绘制。

三、作者已进行的准备及资料收集情况
在设计之前，翻阅了多篇关于机器人方面的书籍。

对于控制系统的发展及其在机器人上的应用都有了相关的了解,这为建立机器人控制系统的模型做了一些前期准备工作.在此期间，还自学Protel和Solidworks等软件，为控制系统的电路设计和程序设计做好了准备。

还借了《单片机基础》、《48小时精通Solidworks2014》、《工业机器人》等书籍便于今后设计过程翻阅参考。

四、阶段性计划及预期研究成果
1.阶段性计划
第1周:阅读相关文献（中文≥10篇，英文≥1篇），提交文献目录及摘要。

第2周：翻译有关中英文文献，完成文献综述、外文翻译，提交外文翻译、文献综述.
第3～6周：控制系统总体设计，提交设计结果。

第7～11周:硬件元器件的选型、I/O口接线图，提交设计结果
第,12~14周：软件编程，装配图。

第15周：工程图绘制，工程图。

第16周撰写毕业设计说明书，提交论文，准备答辩。

××飞机滑轨内腔的加速腐蚀试验环境谱制定

装备环境工程第20卷第12期·128·EQUIPMENT ENVIRONMENTAL ENGINEERING2023年12月××飞机滑轨内腔的加速腐蚀试验环境谱制定樊伟杰1，张勇1，朱彦海2，杨文飞1，孟莉莉2，褚贵文3（1.海军航空大学青岛校区，山东青岛 266041；2.中国航空制造技术研究院，北京 100010；3.山东科技大学，山东青岛 266590）摘要：目的对运行环境逐渐复杂的××飞机滑轨内腔进行加速腐蚀试验的研究。

考虑到外部环境对滑轨内腔的腐蚀影响，旨在提出一种适用于江津地区的加速腐蚀试验环境谱，以更好地模拟实际运行条件下滑轨内腔的腐蚀过程。

方法设计江津地区滑轨内腔的加速腐蚀试验环境谱，以外露部位防护涂层加速腐蚀试验环境参考谱以及相应环境的分析为依据，根据参考谱的参数制定方法，针对江津地区的特定环境条件，设计本环境谱的编制依据。

进一步确定湿热、紫外暴露、温度冲击、低气压以及盐雾等参数，得出系统的××飞机滑轨内腔的加速腐蚀试验环境谱。

结果成功形成了系统的××飞机滑轨内腔的加速腐蚀试验环境谱，综合考虑了江津地区的环境特点，并参考了外露部位防护涂层加速腐蚀试验环境谱的相关参数，通过对湿热、紫外暴露、温度冲击、低气压以及盐雾等参数的确定，能够更准确地模拟滑轨内腔在实际运行条件下的腐蚀过程。

结论该环境谱可为飞机制造商和维护人员提供重要的参考，以评估滑轨内腔的腐蚀情况，并采取相应的防护措施。

通过更准确地模拟实际运行条件下的腐蚀过程，能够提高飞机结构寿命的预测准确性，从而保障飞机的安全运行和维护。

这项研究对于改进飞机设计、延长使用寿命以及降低维护成本具有重要的实际意义。

关键词：飞机腐蚀；加速腐蚀试验；环境谱；滑轨；腐蚀防护；寿命预测中图分类号：TG172；V216 文献标识码：A 文章编号：1672-9242(2023)12-0128-07DOI：10.7643/issn.1672-9242.2023.12.016×× Environmental Spectra Development for Accelerated Corrosion Testof the Inner cavity of the Aircraft SlideF AN Wei-jie1*, ZHANG Yong1, ZHU Yan-hai2, YANG Wen-fei1, MENG Li-li2, CHU Gui-wen3(1. Qingdao Campus of Naval Aviation University, Shandong Qingdao 266041, China; 2. China Academy of AviationManufacturing Technology, Beijing 100010, China; 3. Shandong University of Science andTechnology, Shandong Qingdao 266590, China)ABSTRACT: The work aims to conduct an accelerated corrosion test for the inner cavity of the×× aircraft slide with complex operating environment, and propose an accelerated corrosion test environment spectrum for Jiangjin area based on the corrosion收稿日期：2023-08-27；修订日期：2023-10-18Received：2023-08-27；Revised：2023-10-18基金项目：国家自然科学基金青年项目（52101392）；山东省青创科技计划（2020KJA014）；山东省自然科学基金青年项目（ZR2020QD081）；山东省自然科学基金面上项目（ZR2020ME130）Fund：The National Natural Science Foundation of China (52101392); Universities of Shandong Province of China (2020KJA014); Shandong Natural Science Foundation (ZR2020QD081); Science and Technology Support Plan for Youth Innovation (ZR2020ME130)引文格式：樊伟杰, 张勇, 朱彦海, 等. ××飞机滑轨内腔的加速腐蚀试验环境谱制定[J]. 装备环境工程, 2023, 20(12): 128-134.FAN Wei-jie, ZHANG Yong, ZHU Yan-hai, et al. ×× Environmental Spectra Development for Accelerated Corrosion Test of the Inner cavity of the Air-craft Slide[J]. Equipment Environmental Engineering, 2023, 20(12): 128-134.第20卷第12期樊伟杰，等：××飞机滑轨内腔的加速腐蚀试验环境谱制定·129·effect of external environment on the inner cavity of the slide, so as to better simulate the corrosion process of the inner cavity of the slide under actual operating conditions. A accelerated corrosion test environment spectrum of the inner cavity of the slide in Jiangjin area was designed based on the reference spectrum of the accelerated corrosion test environment spectrum of the pro-tective coating in the exposed part and the analysis of the corresponding environment. According to the parameter formulation method of reference spectrum and the specific environmental conditions in Jiangjin area, the basis for developing this environ-mental spectrum was designed. Parameters such as humidity and heat, UV exposure, temperature shock, low pressure and salt spray were further determined, and the accelerated corrosion test environment spectrum of the inner cavity of the ××aircraft slide was obtained. A systematic accelerated corrosion test environment spectrum of the inner cavity of the ×× aircraft slide was suc-cessfully formed. Environmental characteristics of Jiangjin area were considered comprehensively, and relevant parameters of the accelerated corrosion test environment spectrum of the exposed protective coating were referred to. By determining parame-ters such as humidity and heat, UV exposure, temperature shock, low pressure and salt spray, the corrosion process of the inner cavity of the slide could be more accurately simulated under actual operating conditions. This environmental spectrum can pro-vide an important reference for aircraft manufacturers and maintenance personnel to evaluate the corrosion of the inner cavity of the slide and take appropriate protective measures. By accurately simulating the corrosion process under actual operating condi-tions, the prediction accuracy of aircraft structural life can be improved, so as to ensure the safe operation and maintenance of aircraft. This research has important practical significance for improving aircraft design, extending service life and reducing maintenance costs.KEY WORDS: ××aircraft corrosion; accelerated corrosion test; environmental spectrum; slide; corrosion protection; life pre-diction随着我国环境的变迁，以及航空装备的发展，××飞机的使用频率逐渐增加，运行环境也逐渐多样化，飞机设备的使用要求也不断提高[1-3]。

轴向柱塞泵减振降噪技术研究现状及进展

轴向柱塞泵减振降噪技术研究现状及进展摘要：近年来，随着科技水平的不断提高，我国工业领域得到蓬勃发展，生产力持续提升，轴向柱塞泵设备更新换代速度加快。

但在实际生产中，轴向柱塞泵设备生产过程中产生噪音，既造成了噪音污染问题，也使得生产环境复杂化，违背了安全生产、可持续发展理念，是轴向柱塞泵应用领域一项重要研究课题。

为有效解决这一问题，本文从技术角度切入，对减振降噪技术在轴向柱塞泵应用领域中的应用情况进行探讨，主要阐述了噪声源的控制方法。

关键词：减振降噪；轴向柱塞泵应用；技术应用；控制方法1轴向柱塞泵噪声的来源与分类1.1噪声来源轴向柱塞泵噪声的产生是受到外部环境、设备自身因素的影响，轴向柱塞泵设备没有稳定保持为最佳运行状态，从而在振动过程中产生的噪声。

例如，轴向柱塞泵设备结构应用不合理，在高强度运行状态下，部分零部件松动脱落、与其他零部件碰撞摩擦、或是与气流产生相互作用，在设备运行期间周期性产生噪声，如齿轮噪声、轴承噪声、电磁噪声、摩擦噪声、燃烧噪声等。

1.2噪声类型根据各类轴向柱塞泵设备实际运行情况、噪声产生原因来看，可以将轴向柱塞泵噪声分为轴向柱塞泵性噪声、空气动力性噪声两大类。

其中，轴向柱塞泵性噪声指轴向柱塞泵设备在运行期间轴向柱塞泵结垢在碰撞、震动期间持续产生的噪声，如齿轮噪声、结构噪声等等。

而空气动力性噪声指轴向柱塞泵设备结构与周边区域的高速不稳定气流进行相互作用，从而产生的噪声，如常见的燃烧噪声、旋转噪声、排气噪声。

2轴向柱塞泵应用中噪声源的控制方法2.1做好轴向柱塞泵设备选材工作根据相关实验结果显示，在轴向柱塞泵设备运行状态下，设备材质的内阻尼性能优劣，与设备所产生噪声分贝、振动力密切相关。

因此，材质内阻尼性能是衡量轴向柱塞泵设备减振降噪性能的主要指标。

而内阻尼性能泛指，材料承受激振力作用持续影响时，材料抑制振动能力与内部分子消耗吸收能量的极限。

简单来讲，设备材料的内阻尼性能越高，则所制造轴向柱塞泵设备的减振降噪效果越好，材料可以持续对机械设备运行期间产生的振动能量加以吸收，避免激振力传播至表面结构而形成噪音，以此起到减振降噪效果。

环形缝隙喷嘴改进导流内锥式除尘滤筒脉冲喷吹性能的数值模拟

收稿日期:２０２２－１２－０６ꎮ基金项目:国家自然科学基金项目(５２０６４０３７㊁５１７０４１６６)ꎻ江西省自然科学基金项目(２０２０２ＢＡＢ２０４０３０)ꎮ作者简介:李建龙(１９８８ )ꎬ男ꎬ副教授ꎬ博士ꎬ研究方向为大气污染控制ꎮＥ￣ｍａｉｌ:ｊｌｌｉ＠ｎｃｕ.ｅｄｕ.ｃｎꎮ李建龙ꎬ赵艺ꎬ孙泽文ꎬ等.环形缝隙喷嘴改进导流内锥式除尘滤筒脉冲喷吹性能的数值模拟[Ｊ].南昌大学学报(工科版)ꎬ２０２３ꎬ４５(１):９－１５.ＬＩＪＬꎬＺＨＡＯＹꎬＳＵＮＺＷꎬｅｔａｌ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｉｍｐｒｏｖｅｄｐｕｌｓｅｊｅｔｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｂｙａｎｎｕｌａｒｓｌｉｔｎｏｚｚｌｅｆｏｒｔｈｅｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｗｉｔｈａｎｉｎｎｅｒｃｏｎｅｄｅｆｌｅｃｔｏｒ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ)ꎬ２０２３ꎬ４５(１):９－１５.环形缝隙喷嘴改进导流内锥式除尘滤筒脉冲喷吹性能的数值模拟李建龙ꎬ赵艺ꎬ孙泽文ꎬ吴庆ꎬ钟乙琪ꎬ吴泉泉ꎬ马志飞ꎬ吴代赦(南昌大学资源与环境学院ꎬ江西南昌３３００３１)㊀㊀摘要:为提高除尘滤筒脉冲喷吹性能ꎬ研究了环形缝隙喷嘴对导流内锥式除尘滤筒清灰性能的改进作用ꎬ采用ＣＦＤ数值模型对喷吹性能进行模拟ꎬ考察了除尘滤筒内部流场特征ꎬ研究了喷吹距离㊁文丘里管增设对喷吹效果的影响ꎮ结果表明:相比于普通喷嘴ꎬ使用环缝喷嘴后滤筒上部的负压几乎消失ꎬ滤筒内压力增大ꎬ喷吹强度提升ꎻ喷吹强度随着喷吹距离的增大呈先增后降的趋势ꎬ且喷吹均匀性逐渐改善ꎬ环缝喷嘴在喷吹距离为４００ｍｍ时ꎬ滤筒的清灰性能最佳ꎬ喷吹强度提升了４４％ꎻ在滤筒上方开口处增设文丘里管可以使滤筒内压力峰值得到较大的提升ꎬ随着文丘里管安装高度升高ꎬ滤筒内的喷吹强度先升高再缓慢降低ꎬ变异系数呈先增后降的趋势ꎬ文丘里管安装高度为－３０ｍｍ时对喷吹强度提升最大(２９％)ꎮ关键词:环形缝隙喷嘴ꎻ导流内锥式除尘滤筒ꎻＣＦＤ数值模拟ꎻ喷吹距离ꎻ文丘里管中图分类号:Ｘ７０１.２㊀㊀㊀㊀文献标志码:Ａ㊀㊀㊀㊀文章编号:１００６－０４５６(２０２３)０１－０００９－０７ＮｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｉｍｐｒｏｖｅｄｐｕｌｓｅｊｅｔｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｂｙａｎｎｕｌａｒｓｌｉｔｎｏｚｚｌｅｆｏｒｔｈｅｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｗｉｔｈａｎｉｎｎｅｒｃｏｎｅｄｅｆｌｅｃｔｏｒＬＩＪｉａｎｌｏｎｇꎬＺＨＡＯＹｉꎬＳＵＮＺｅｗｅｎꎬＷＵＱｉｎｇꎬＺＨＯＮＧＹｉｑｉꎬＷＵＱｕａｎｑｕａｎꎬＭＡＺｈｉｆｅｉꎬＷＵＤａｉｓｈｅ(ＳｃｈｏｏｌｏｆＲｅｓｏｕｒｃｅｓａｎｄＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔꎬＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＮａｎｃｈａｎｇ３３００３１ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｐｕｌｓｅｊｅｔｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｄｕｓｔｒｅｍｏｖａｌｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅꎬｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｔｈｅａｎ￣ｎｕｌａｒｓｌｉｔｎｏｚｚｌｅｏｎｔｈｅｆｉｌｔｅｒｃｌｅａｎｉｎｇｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｄｕｓｔｒｅｍｏｖａｌｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｗｉｔｈａｎｉｎｎｅｒｃｏｎｅｄｅｆｌｅｃｔｏｒｉｎｔｈｅｇｕｉｄｅｆｌｏｗｗａｓｓｔｕｄｉｅｄ.ＴｈｅＣＦＤｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｗａｓｕｓｅｄｔｏｓｉｍｕｌａｔｅｔｈｅｐｕｌｓｅｊｅｔｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅꎬｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｆｉｅｌｄｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｔｈｅｄｕｓｔｒｅｍｏｖａｌｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｗａｓｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄꎬａｎｄｔｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｔｈｅｉｎｊｅｃｔｉｏｎｄｉｓｔａｎｃｅａｎｄＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅａｄｄｉｔｉｏｎｏｎｔｈｅｉｎｊｅｃｔｉｏｎｅｆｆｅｃｔｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔꎬｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｏｒｄｉｎａｒｙｎｏｚｚｌｅꎬｔｈｅｎｅｇａｔｉｖｅｐｒｅｓｓｕｒｅｉｎｔｈｅｕｐｐｅｒｐａｒｔｏｆｔｈｅｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅａｌｍｏｓｔｄｉｓａｐｐｅａｒｅｄａｆｔｅｒｕｓｉｎｇｔｈｅａｎｎｕｌａｒｓｌｉｔｎｏｚｚｌｅꎬｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｉｎｔｈｅｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｉｎｃｒｅａｓｅｄꎬａｎｄｔｈｅｐｕｌｓｅｊｅｔｉｎｔｅｎｓｉｔｙｉｎｃｒｅａｓｅｄ.Ｔｈｅｐｕｌｓｅｊｅｔｉｎｔｅｎｓｉｔｙｉｎ￣ｃｒｅａｓｅｄｆｉｒｓｔａｎｄｔｈｅｎｄｅｃｒｅａｓｅｄｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｏｆｔｈｅｓｐｒａｙｉｎｇｄｉｓｔａｎｃｅꎬａｎｄｔｈｅｓｐｒａｙｉｎｇｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｇｒａｄｕａｌｌｙｉｍｐｒｏｖｅｄꎬａｎｄｔｈｅｃｌｅａｎｉｎｇｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｗａｓｔｈｅｂｅｓｔｗｈｅｎｔｈｅｊｅｔｄｉｓｔａｎｃｅｗａｓ４００ｍｍꎬａｎｄｔｈｅｊｅｔｉｎｔｅｎｓｉｔｙｉｎｃｒｅａｓｅｄｂｙ４４％.ＷｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｏｆｔｈｅｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｈｅｉｇｈｔｏｆｔｈｅＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅꎬｔｈｅｊｅｔｉｎｔｅｎｓｉｔｙｉｎｔｈｅｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｆｉｒｓｔｉｎｃｒｅａｓｅｄａｎｄｔｈｅｎｓｌｏｗｌｙｄｅｃｒｅａｓｅｄꎬａｎｄｔｈｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｖａｒｉａｔｉｏｎｓｈｏｗｅｄａｔｒｅｎｄｏｆｆｉｒｓｔｉｎｃｒｅａｓｉｎｇａｎｄｔｈｅｎｄｅｃｒｅａｓｉｎｇꎬａｎｄｔｈｅｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｈｅｉｇｈｔｏｆｔｈｅＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅｗａｓ－３０ｍｍｗｈｅｎｔｈｅｊｅｔｉｎｔｅｎｓｉｔｙｉｎｃｒｅａｓｅｄｔｈｅｍｏｓｔ(２９％).第４５卷第１期２０２３年３月㊀㊀㊀㊀㊀㊀南昌大学学报(工科版)ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｃｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ)Ｖｏｌ.４５Ｎｏ.１Ｍａｒ.２０２３㊀ＫｅｙＷｏｒｄｓ:ａｎｎｕｌａｒｓｌｉｔｎｏｚｚｌｅꎻｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｗｉｔｈｉｎｎｅｒｃｏｎｅｄｅｆｌｅｃｔｏｒꎻＣＦＤｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎻｊｅｔｄｉｓ￣ｔａｎｃｅꎻＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅ㊀㊀近年来城市化和工业化的迅猛推进ꎬ带动着能源消耗的增加[１－２]ꎬ煤炭㊁矿山㊁水泥㊁电力等行业生产过程中产生大量的粉尘颗粒物[３]ꎬ导致空气中颗粒物污染尤为严重ꎬ高质量浓度的ＰＭ２.５会产生雾霾ꎬ影响环境质量和空气能见度ꎬ干扰交通运输㊁生产作业ꎬ危害人类身心健康[４－６]ꎮ在当前除尘领域中ꎬ滤筒除尘器因其除尘率高㊁过滤面积大㊁价格低和占地面积小等优点ꎬ广泛应用于各行业[７]ꎮ滤筒清灰作为除尘器运行中的关键一环ꎬ直接影响设备的除尘效率和稳定性[８]ꎮ目前ꎬ除尘行业使用的清灰技术主要为脉冲喷吹清灰[９]ꎬ但此种清灰技术存在滤筒上部压力小导致清灰效果差的问题[１０－１１]ꎮ为改善滤筒的脉冲喷吹清灰性能ꎬ国内外学者对此开展诸多研究ꎮＳｈｉｍ等[１２]研究发现使用普通喷嘴对滤筒进行脉冲喷吹时容易出现清灰不均匀㊁不彻底和滤筒尘饼残留等问题ꎮ张硕等[１３]通过对单拉瓦尔喷嘴和双拉瓦尔喷嘴脉冲喷吹气体动力学特性的对比模拟ꎬ发现双拉瓦尔喷嘴脉冲喷吹可使滤筒顶端的脉冲峰值压力增加１８２％ꎬ有效解决滤筒顶端清灰难的问题ꎮ郗元等[１４]提出在喷嘴上加装锥形散射器ꎬ采用计算流体力学数值方法对除尘器清灰过程的流场进行模拟ꎬ研究发现加装锥形散射器后ꎬ滤筒上中下侧壁的正压峰值呈现出随喷吹距离增加先提升后降低的变化趋势ꎬ在喷吹距离为２００ｍｍ时ꎬ喷吹强度提升１３％ꎮ薛峰等[１５]对比研究了普通直角喷嘴㊁上部开口散射器㊁诱导喷嘴条件下滤筒清灰效果ꎬ结果表明在喷吹压力为０.４ＭＰａ时ꎬ上部开口散射器可有效提升清灰强度㊁延长清灰周期ꎬ平均清灰间隔相比使用普通直角喷嘴和诱导喷嘴分别延长了４８％㊁２３％ꎮＬｉ等[１６]在滤筒顶部和底部安装了２个喷嘴ꎬ进行对撞脉冲喷吹清灰ꎬ实验发现脉冲喷射强度比仅顶部安装喷嘴提高了１５６％ꎮ在滤筒结构优化方面ꎬ李建龙等[９]提出了导流内锥式除尘滤筒ꎬ即在普通圆筒形滤筒内增设锥形过滤面ꎬ增加了单位空间的过滤面积ꎬ并且通过内锥的导流作用ꎬ提高了滤筒内压力分布的均匀性ꎮ该研究对导流内锥式除尘滤筒进行了脉冲喷吹数值模拟ꎬ发现滤筒内喷吹压力的蓄积效果更好ꎬ清灰不足的区域更小ꎮ另外ꎬ文丘里管经常被用于改善滤筒清灰性能的研究中ꎬ安装文丘里管可延缓滤筒气体出流ꎬ提升气流在滤筒内的蓄积时间ꎮ张情等[１７]通过实验对比了加装文丘里管前后滤筒内脉冲喷吹清灰性能ꎬ研究发现在喷吹压力０.６ＭＰａ时ꎬ加装文丘里管ꎬ滤筒上中下测点的压力峰值分别提高了６３％㊁７２％㊁４０％ꎮＬｉｕ等[１８]采用典型文丘里管和新型文丘里管对过滤袋进行实验ꎬ实验证明新型文丘里管改变了袋口附近的清洗压力分布ꎬ有效延长了清洗周期ꎬ降低了能耗ꎮ本研究选择导流内锥式除尘滤筒作为研究对象ꎬ探究环形缝隙喷嘴(以下简称环缝喷嘴)改进滤筒脉冲喷吹清灰效果ꎬ通过构建ＣＦＤ数值模型研究了滤筒内脉冲喷吹流场ꎬ考察了喷嘴的喷吹距离及文丘里管的增设对喷吹性能的影响ꎬ研究结果对于除尘滤筒的设计与优化具有重要意义ꎮ１㊀试验方法１.１㊀实验系统与模型构建模拟以脉冲喷吹滤筒除尘器实验系统为原型ꎬ实验系统主要结构见已报道文献[１１]ꎬ其中原除尘器内安装为普通滤筒(滤筒长度６６０ｍｍꎬ直径２４０ｍｍꎬ滤料厚度０.６ｍｍ)ꎬ现将普通滤筒更改为导流内锥式除尘滤筒(内锥高度７６０ｍｍ㊁底部开口直径２００ｍｍ)ꎬ如图１(ａ)所示ꎮ滤筒上方设置有普通喷嘴ꎬ喷嘴直径为２５ｍｍꎮ现设计了环缝喷嘴(内环直径９２.００ｍｍ㊁外环直径９５.３４ｍｍꎬ如图１(ｂ)所示)对喷吹性能进行改进ꎮ普通喷嘴和环缝喷嘴喷吹出口的截面积相同ꎬ均为４９０.６ｍｍ２ꎮ(ａ)导流内锥式除尘滤筒(ｂ)环缝喷嘴图１㊀导流内锥式除尘滤筒与环缝喷嘴实物图Ｆｉｇ.１㊀Ｐｈｙｓｉｃａｌｄｉａｇｒａｍｏｆｔｈｅｉｎｎｅｒｃｏｎｅｄｕｓｔｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅａｎｄｔｈｅａｎｎｕｌａｒｓｌｉｔｎｏｚｚｌｅｉｎｔｈｅｇｕｉｄｅｆｌｏｗ０１南昌大学学报(工科版)２０２３年㊀在数值模拟中ꎬ由于滤筒除尘器为中心轴对称结构ꎬ为节省计算量ꎬ将其简化为二维模型ꎬ简化后的模型如图２所示ꎬ二维模型绕对称轴旋转３６０ʎ即为全尺寸滤筒除尘器ꎮ文丘里管图２㊀数值模拟几何模型Ｆｉｇ.２㊀Ｇｅｏｍｅｔｒｙｏｆｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ１.２㊀模拟的边界条件本次研究采用ＡｎｓｙｓＦｌｕｅｎｔ软件进行数值模拟ꎬ模拟边界条件如下:喷嘴设置为压力入口ꎬ除尘器的顶面和底面分别设置为压力出口ꎬ滤筒滤料层设置为多孔介质区ꎬ经课题组相关实验测试与计算[１１]ꎬ所用滤筒黏性损失系数１/α为２.０ˑ１０１１ｍ－２ꎮ模拟使用的流体假设为理想气体ꎬ认为流体可压缩㊁非稳态㊁等温㊁湍流ꎬ选择Ｒｅａｌｉｚａｂｌｅｋ－ε湍流模型和压力－速度耦合算法ꎬ并且不考虑粉尘的运移及滤筒形变对模拟的影响ꎮ１.３㊀研究方案１)选取初始气包压力０.５ＭＰａ㊁脉冲宽度０.１５ｓ对应的喷嘴出口压力作为模拟的入口边界ꎬ入口压力的设置参考已有文献[１９]ꎬ在喷吹距离４００ｍｍ条件下对比使用普通喷嘴和环缝喷嘴时滤筒内喷吹压力的时空分布ꎮ２)在滤筒内壁设置压力测点Ｐ１~Ｐ５用于监测滤筒内喷吹压力的变化ꎬ各测点离滤筒顶部距离分别为１１０㊁２２０㊁３３０㊁４４０㊁５５０ｍｍꎮ考察２００~７００ｍｍ的喷吹距离对喷吹压力的影响ꎬ对比普通喷嘴和环缝喷嘴条件下的喷吹强度与变异系数ꎬ确定最佳喷吹距离ꎮ喷吹强度是指滤筒内各测点压力峰值的平均值ꎬ变异系数是指各测点压力峰值标准差与平均值比值ꎬ变异系数越小ꎬ说明滤筒内压力分布均匀性越好[１１]ꎮ３)在环缝喷嘴最佳喷吹距离条件下ꎬ对比增设文丘里管(高１２０ｍｍ㊁上部开口直径１３６ｍｍ㊁下部开口直径２１０ｍｍ㊁中间喉部直径１１０ｍｍꎬ安装位置如图２所示)前后滤筒内喷吹压力ꎬ考察文丘里管安装高度ｈ为－１２０~６０ｍｍ时对喷吹压力的影响ꎮ其中ꎬ安装高度ｈ为文丘里管底部距滤筒顶部的距离ꎬ文丘里管与滤筒间用挡板连接ꎮ１.４㊀网格独立性与实验验证为验证网格的独立性ꎬ选取普通喷嘴在喷吹距离ｌ为３００ｍｍ条件下对网格进行加密ꎬ加密前后的网格节点总数分别为３１３２２和４６９７７个ꎮ在喷吹压力为０.５ＭＰａ㊁脉冲宽度为０.１５ｓ条件下ꎬ对比了加密前后滤筒中间测点的压力Ｐ变化ꎬ如图３所示ꎮ可以发现网格加密前后的压力变化曲线几乎重合ꎬ认为网格已达到网格独立性要求ꎬ选择加密前网格的划分策略ꎮ为了验证模型的准确性ꎬ对比了模拟与实验结果ꎬ如图３(ａ)所示ꎮ模拟压力与实验值变化趋势基本吻合ꎬ但相比于模拟值的压力变化曲线ꎬ实验值波动较剧烈ꎬ主要是因为喷吹过程中滤筒的震动ꎬ引起压力传感器的震动ꎬ从而导致数据的波动ꎮ总体认为ꎬ模拟的结果符合实际分析要求ꎮ模拟值1(网格加密前)模拟值2(网格加密后)实验值12001000800600400200P/Pa0.250.200.150.100.0500.30ｔ/ｓ(ａ)实验与模拟数据对比普通喷嘴内锥(ｂ)网格加密前(ｃ)网格加密后图３㊀网格独立性与实验验证Ｆｉｇ.３㊀Ｇｒｉｄｉｎｄｅｐｅｎｄｅｎｃｅａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｖａｌｉｄａｔｉｏｎ１１第１期㊀㊀㊀㊀㊀李建龙等:环形缝隙喷嘴改进导流内锥式除尘滤筒脉冲喷吹性能的数值模拟２㊀结果与分析２.１㊀喷吹压力的时空分布图４和图５分别为在喷吹距离ｌ为４００ｍｍꎬ气包压力为０.５ＭＰａꎬ脉冲宽度为０.１５ｓ条件下ꎬ采用普通喷嘴和环缝喷嘴时静压力云图和流线图ꎮ(ａ)(ｂ)(ｃ)(ｄ)(ｅ)(ｆ)(ａ)ｔ＝０.０１ｓꎻ(ｂ)ｔ＝０.０２ｓꎻ(ｃ)ｔ＝０.０３ｓꎻ(ｄ)ｔ＝０.０６ｓꎻ(ｅ)ｔ＝０.１０ｓꎻ(ｆ)ｔ＝０.１２ｓꎮ图４㊀普通喷嘴条件下除尘器内静压力云图和流线Ｆｉｇ.４㊀Ｓｔａｔｉｃｐｒｅｓｓｕｒｅｃｌｏｕｄｄｉａｇｒａｍａｎｄｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｏｆｄｕｓｔｃｏｌｌｅｃｔｏｒｕｎｄｅｒｎｏｒｍａｌｎｏｚｚｌｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ(ａ)(ｂ)(ｃ)(ｄ)(ｅ)(ｆ)(ａ)ｔ＝０.０１ｓꎻ(ｂ)ｔ＝０.０２ｓꎻ(ｃ)ｔ＝０.０３ｓꎻ(ｄ)ｔ＝０.０６ｓꎻ(ｅ)ｔ＝０.１０ｓꎻ(ｆ)ｔ＝０.１２ｓꎮ图５㊀环缝喷嘴条件下除尘器内静压力云图和流线Ｆｉｇ.５㊀Ｓｔａｔｉｃｐｒｅｓｓｕｒｅｃｌｏｕｄｄｉａｇｒａｍａｎｄｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｏｆｄｕｓｔｃｏｌｌｅｃｔｏｒｕｎｄｅｒａｎｎｕｌａｒｓｌｉｔｎｏｚｚｌｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ在普通喷嘴条件下ꎬ气流从喷嘴喷出后ꎬ产生卷吸作用ꎬ诱导周围气体进入滤筒ꎬ静压在滤筒自下而上蓄积ꎬ到ｔ＝０.０３ｓ时基本达到稳定ꎬ滤筒中下部的静压明显大于上部ꎮ主要是因为气流进入滤筒后ꎬ撞击滤筒底部后发生蓄积反弹ꎮ滤筒上部出现负压ꎬ容易造成滤筒上部清灰不足ꎬ其主要原因为喷吹气流在未充分膨胀的情况下高速进入滤筒ꎬ在滤筒上部依然存在较大的气流卷吸作用ꎮ在环缝喷嘴条件下ꎬ气流从喷嘴喷出后会卷吸中心气流ꎬ形成负压ꎬ负压使得环形喷吹气流向中心聚拢ꎬ同时通过环缝喷嘴中心卷吸上方气流ꎮ在ｔ＝０.０２ｓ时刻ꎬ喷嘴下方产生一个较大范围的负压区域ꎬ主要是因为在相同喷嘴断面积条件下ꎬ环缝喷嘴边缘较长ꎬ喷吹气流与周围空气接触面显著增大ꎬ气流卷吸作用进一步增强ꎮ从喷吹气流随空间的变化特征中可以发现ꎬ滤筒内部几乎不存在负压ꎬ主要是因为环形喷吹气流携带大量气体进入滤筒ꎮ与普通喷嘴相比ꎬ使用环缝喷嘴可以提升滤筒内部的喷吹压力ꎬ缓解滤筒上部清灰不足ꎬ增加滤筒内较高喷吹压力持续时间ꎬ清灰性能更佳ꎮ２.２㊀喷吹距离对清灰性能的影响为探究喷嘴在不同喷吹距离下的脉冲喷吹清灰性能ꎬ对比了喷吹距离ｌ为２００~７００ｍｍ时滤筒内各测点压力峰值Ｐｋꎬ如图６所示ꎮ12001000800600400200P k /P a600500400300200700ｌ/ｍｍ(ａ)普通喷嘴12001000800600400200P k /P a600500400300200700ｌ/ｍｍ(ｂ)环缝喷嘴图６㊀测点压力峰值随喷吹距离的变化Ｆｉｇ.６㊀Ｐｅａｋｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｐｏｉｎｔｃｈａｎｇｅｓｗｉｔｈｔｈｅｓｐｒａｙｄｉｓｔａｎｃｅ使用普通喷嘴条件下ꎬ在喷吹距离ｌ为２００~５００ｍｍ范围内ꎬ随着喷吹距离的增加ꎬＰ１㊁Ｐ２测点压力峰值呈现增大趋势ꎬＰ３测点压力峰值呈现先减小后增大的趋势ꎬＰ４㊁Ｐ５测点压力峰值呈现减小趋势ꎬ即增加喷吹距离可以显著提升滤筒上部喷吹压力ꎬ但会略微减小滤筒下部喷吹压力ꎮ主要是因为在喷吹距离较小时ꎬＰ１㊁Ｐ２测点在喷吹气流的卷吸区ꎬ喷吹气流膨胀效果较差ꎬＰ４㊁Ｐ５在喷吹气流的扩２１南昌大学学报(工科版)２０２３年㊀散区ꎬ喷吹气流膨胀充分且存在气流的蓄积反弹作用ꎬ而Ｐ３同时受此两区域影响ꎮ增加喷吹距离使得喷吹气流的卷吸区与扩散区上移ꎮ当喷吹距离超出５００ｍｍ后ꎬ喷吹气流的扩散区逐渐上移到滤筒外部ꎬ因此各测点的喷吹压力都下降ꎮ使用环缝喷嘴条件下ꎬ在喷吹距离ｌ为２００~４００ｍｍ时ꎬ随着喷吹距离的增加ꎬＰ１㊁Ｐ２㊁Ｐ３测点压力峰值呈现增大趋势ꎬＰ４㊁Ｐ５压力峰值呈现减小趋势ꎮ当喷吹距离超过４００ｍｍ后ꎬ除了Ｐ３先增大后减小外ꎬ其余测点压力均下降ꎮ造成这些现象的原因与上述普通喷嘴条件下类似ꎬ均与喷吹气流的卷吸与扩散位置相关ꎮ对比２种喷嘴可以发现ꎬ使用环缝喷嘴的滤筒内压力峰值都大于普通喷嘴ꎬ尤其增大了滤筒上部的喷吹压力ꎬ主要是环缝喷嘴具有更强的卷吸作用ꎮ1000800600400200P /P a600500400300200700PCV0.40.30.20.10C Vｌ/ｍｍ(ａ)普通喷嘴1000800600400200P /P a600500400300200700P CV0.40.30.20.10C Vｌ/ｍｍ(ｂ)环缝喷嘴图７㊀喷吹强度与变异系数随喷吹距离的变化Ｆｉｇ.７㊀Ｃｈａｎｇｅｏｆｓｐｒａｙｉｎｔｅｎｓｉｔｙａｎｄｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｖａｒｉａｔｉｏｎｗｉｔｈｓｐｒａｙｄｉｓｔａｎｃｅ图７为普通喷嘴与环缝喷嘴在不同喷吹距离ｌ下的喷吹强度Ｐ与变异系数ＣＶ变化ꎮ使用普通喷嘴条件下ꎬ喷吹强度随着喷吹距离的增大呈现先增大后减小的趋势ꎬ且喷吹均匀性逐渐改善ꎬ在喷吹距离ｌ为５００ｍｍ时ꎬ其喷吹强度达到最大值ꎬ为７０９Ｐａꎬ对应的变异系数为０.０４ꎮ使用环缝喷嘴条件下ꎬ喷吹强度呈现先增大后减小的变化趋势ꎬ并且其喷吹均匀性得到一定程度的改善ꎬ在喷吹距离ｌ为４００ｍｍ时滤筒清灰性能最佳ꎬ对应的喷吹强度为９３５Ｐａ㊁变异系数为０.０５ꎬ喷吹强度较普通喷嘴提升了４４％ꎮ由此可见ꎬ使用环缝喷嘴可以增加滤筒内喷吹强度ꎬ并且在更小的喷吹距离下实现其喷吹强度最大值ꎬ这主要是由于环缝喷嘴使喷吹气流进入滤筒时已实现更充分的扩散ꎮ在喷吹距离较小(２００~４００ｍｍ)时对均匀性的改善显著ꎬ有利于解决滤筒上部清灰不足ꎬ下部清灰过度的情况ꎮ２.３㊀文丘里管的增设对清灰性能的影响图８为环缝喷嘴在最佳喷吹距离４００ｍｍ㊁文丘里管安装高度０ｍｍ条件下的静压力云图和流线图ꎮ滤筒内部压力先整体升高ꎬ在ｔ＝０.０２ｓ时刻ꎬ在文丘里管外侧产生一个较大范围的负压区域ꎬ主要是因为气流通过文丘里管ꎬ由粗变细ꎬ气体流速加快ꎬ导致气体在文丘里管外侧形成一个负压区ꎬ从而加强了气流的卷吸作用ꎮ(ａ)(ｂ)(ｃ)(ｄ)(ｅ)(ｆ)(ａ)ｔ＝０.０１ｓꎻ(ｂ)ｔ＝０.０２ｓꎻ(ｃ)ｔ＝０.０３ｓꎻ(ｄ)ｔ＝０.０６ｓꎻ(ｅ)ｔ＝０.１０ｓꎻ(ｆ)ｔ＝０.１２ｓꎮ图８㊀增设文丘里管条件下除尘器内静压力云图和流线Ｆｉｇ.８㊀ＳｔａｔｉｃｐｒｅｓｓｕｒｅｃｌｏｕｄｄｉａｇｒａｍａｎｄｓｔｒｅａｍｌｉｎｅｏｆｄｕｓｔｃｏｌｌｅｃｔｏｒｕｎｄｅｒｔｈｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｆａｄｄｉｎｇＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅ图９为增设文丘里管前后各测点喷吹压力峰值1400120010008006004002000P k /P aP4P3P2P1P5增设文丘里管前增设文丘里管后图９㊀增设文丘里管后喷吹压力对比Ｆｉｇ.９㊀ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｉｎｊｅｃｔｉｏｎｐｒｅｓｓｕｒｅａｆｔｅｒａｄｄｉｎｇＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅ３１第１期㊀㊀㊀㊀㊀李建龙等:环形缝隙喷嘴改进导流内锥式除尘滤筒脉冲喷吹性能的数值模拟Ｐｋ对比ꎮ增设文丘里管后ꎬ各测点的喷吹压力均得到较大的提升ꎮ因为文丘里管可以汇聚卷吸周围空气ꎬ更均匀地混合喷吹与卷吸的气流ꎬ提升滤筒内部的喷吹压力ꎬ进一步加强了滤筒清灰性能ꎮ进一步考察了文丘里管在不同安装高度ｈ(－１２０~６０ｍｍ)时各测点压力峰值Ｐｋ变化ꎬ如图１０所示ꎮ文丘里管安装高度ｈ在－１２０~－６０ｍｍ时ꎬ随着文丘里管安装高度升高ꎬＰ１~Ｐ５测点压力均呈现升高趋势ꎬ文丘里管安装高度ｈ在－６０~６０ｍｍ时ꎬ随着文丘里管安装高度升高ꎬＰ１~Ｐ２测点喷吹压力下降ꎬＰ３~Ｐ５测点喷吹压力变化较小ꎮ观察图１０(ｂ)可以发现ꎬ随着文丘里管安装高度升高ꎬ滤筒内部的喷吹强度先升高再缓慢降低ꎬ变异系数呈现先增大后减小的趋势ꎮ14001300120011001000900800P k /P a300-30-60-90-12060P1P2P3P4P5ｈ/ｍｍ(ａ)测点压力峰值14001300120011001000900P /P a300-30-60-90-12060P CV0.100.080.060.040.02C Vｈ/ｍｍ(ｂ)喷吹强度和变异系数变化图１０㊀文丘里管安装高度对喷吹性能影响Ｆｉｇ.１０㊀ＩｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｈｅｉｇｈｔｏｆｔｈｅＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅｈａｓａｎｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅｉｎｊｅｃｔｉｏｎｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ造成这种现象主要是因为ꎬ文丘里管安装高度较低时ꎬ文丘里管与滤筒的内锥阻碍了喷吹气流进入滤筒内部ꎬ导致滤筒内部气流量减少ꎮ因此ꎬ文丘里管安装高度ｈ在－３０~６０ｍｍ时ꎬ可以得到较好的喷吹强度及均匀性ꎬ在安装高度为－３０ｍｍꎬ喷吹强度最大ꎬ提升了２９％ꎮ环缝喷嘴和文丘里管改善滤筒喷吹性能的原理如图１１所示ꎬ可见文丘里管有汇聚气流㊁均匀混合喷吹气流与卷吸气流的效果ꎬ并且进一步加强了气流的卷吸作用ꎬ环缝喷嘴和文丘里管组合可优化滤筒清灰性能ꎮ文丘里管图１１㊀环缝喷嘴和文丘里管改善喷吹性能的原理Ｆｉｇ.１１㊀ＰｒｉｎｃｉｐｌｅｏｆｃｉｒｃｕｍｆｅｒｅｎｔｉａｌｎｏｚｚｌｅｓａｎｄＶｅｎｔｕｒｉｔｕｂｅｓｔｏｉｍｐｒｏｖｅｓｐｒａｙｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ４１南昌大学学报(工科版)２０２３年㊀３　结论㊀㊀１)环缝喷嘴显著提升了喷吹气流与周围空气的接触面ꎬ增强了气流卷吸作用ꎻ相较于普通喷嘴ꎬ使用环缝喷嘴条件下滤筒上部的负压几乎消失ꎬ滤筒内部的喷吹压力明显提升ꎬ较高喷吹压力持续时间延长ꎬ脉冲清灰性能更佳ꎮ２)普通喷嘴和环缝喷嘴条件下ꎬ喷吹强度均随着喷吹距离呈先增后降的趋势ꎬ其中环缝喷嘴对应的喷吹强度更大ꎬ且在较小喷吹距离(２００~４００ｍｍ)时喷吹均匀性的改善显著ꎬ主要是因为环缝喷嘴喷吹气流与周围空气接触面更大ꎬ具有更强的卷吸作用ꎻ在喷吹距离ｌ为４００ｍｍ时ꎬ对滤筒的清灰性能改善最佳ꎬ喷吹强度提升了４４％ꎮ３)文丘里管的增设可汇聚并均匀混合卷吸空气ꎬ进一步加强气流的卷吸作用ꎬ环缝喷嘴和文丘里管组合可提高滤筒内的喷吹压力ꎻ文丘里管安装高度在－３０ｍｍ时对喷吹强度提升最大ꎬ为２９％ꎮ参考文献:[１]㊀刘媛ꎬ张蕾ꎬ陈娱ꎬ等.２００３２０１６年中国ＰＭ２.５质量浓度时空格局演变及影响因素解析[Ｊ/ＯＬ].地理科学ꎬ２０２３:１－１１(２０２３－０１－２０)[２０２３－０２－０３].ｈｔｔｐｓ://ｋｎｓ.ｃｎｋｉ.ｎｅｔ/ｋｃｍｓ/ｄｅｔａｉｌ/２２.１１２４.Ｐ.２０２３０１１８.１９１４.００６.ｈｔ￣ｍｌ.[２]ＬＩＡＮＧＣＳꎬＤＵＡＮＦＫꎬＨＥＫＢꎬｅｔａｌ.Ｒｅｖｉｅｗｏｎｒｅｃｅｎｔｐｒｏｇｒｅｓｓｉｎｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎｓꎬｓｏｕｒｃｅｉｄｅｎｔｉｆｉｃａｔｉｏｎｓａｎｄｃｏｕｎ￣ｔｅｒｍｅａｓｕｒｅｓｏｆＰＭ２.５[Ｊ].ＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌꎬ２０１６ꎬ８６:１５０－１７０.[３]庄学安.小保当矿井粉尘高效治理技术探讨[Ｊ].煤炭技术ꎬ２０２２ꎬ４１(２):１４９－１５２.[４]ＺＨＡＮＧＳＧꎬＬＵＷＧꎬＷＥＩＺＱꎬｅｔａｌ.Ａｉｒｐｏｌｌｕｔｉｏｎａｎｄｃａｒｄｉａｃａｒｒｈｙｔｈｍｉａｓ:ｆｒｏｍｅｐｉｄｅｍｉｏｌｏｇｉｃａｌａｎｄｃｌｉｎｉｃａｌｅｖｉ￣ｄｅｎｃｅｓｔｏｃｅｌｌｕｌａｒｅｌｅｃｔｒｏｐｈｙｓｉｏｌｏｇｉｃａｌｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ[Ｊ].ＦｒｏｎｔｉｅｒｓｉｎＣａｒｄｉｏｖａｓｃｕｌａｒＭｅｄｉｃｉｎｅꎬ２０２１ꎬ８:７３６１５１[５]李德文ꎬ赵政ꎬ郭胜均ꎬ等. 十三五煤矿粉尘职业危害防治技术及发展方向[Ｊ].矿业安全与环保ꎬ２０２２ꎬ４９(４):５１－５８.[６]罗敏ꎬ李建龙ꎬ吴代赦ꎬ等.滤膜泄漏对颗粒物过滤性能影响的实验[Ｊ].南昌大学学报(理科版)ꎬ２０２０ꎬ４４(１):７０－７５.[７]杨燕霞ꎬ张明星ꎬ秦文茜ꎬ等.脉冲喷吹内置锥形滤筒的清灰性能[Ｊ].中国粉体技术ꎬ２０１９ꎬ２５(１):７６－８０. [８]ＬＩＱＱꎬＺＨＡＮＧＭＸꎬＱＩＡＮＹＬꎬｅｔａｌ.Ｔｈｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｐｅａｋｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｒｅｓｉｄｕａｌｄｕｓｔｏｆａｐｕｌｓｅ￣ｊｅｔｃａｒｔｒｉｄｇｅｆｉｌｔｅｒ[Ｊ].ＰｏｗｄｅｒＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１５ꎬ２８３:３０２－３０７.[９]李建龙ꎬ陈源正ꎬ林子捷ꎬ等.除尘滤筒脉喷清灰技术研究进展与展望[Ｊ].金属矿山ꎬ２０２２(１１):２３－３５. [１０]牛兵兵ꎬ樊越胜ꎬ李哲然ꎬ等.滤筒除尘器环形射流脉冲喷吹清灰的模拟研究[Ｊ].煤气与热力ꎬ２０２１ꎬ４１(８):５－８.[１１]艾子昂ꎬ吴泉泉ꎬ孙燕ꎬ等.气流隔板改善滤筒脉喷清灰性能的数值模拟[Ｊ].南昌大学学报(工科版)ꎬ２０２１ꎬ４３(４):３８４－３９１.[１２]ＳＨＩＭＪꎬＪＯＥＹＨꎬＰＡＲＫＨＳ.Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆａｉｒｉｎｊｅｃｔｉｏｎｎｏｚｚｌｅｓｏｎｆｉｌｔｅｒｃｌｅａｎｉｎｇｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｕｌｓｅ￣ｊｅｔｂａｇｆｉｌ￣ｔｅｒ[Ｊ].ＰｏｗｄｅｒＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１７ꎬ３２２:２５０－２５７. [１３]张硕ꎬ谭志洪ꎬ刘丽冰ꎬ等.脉冲喷吹流动对带双拉瓦尔喷嘴滤筒除尘特性的影响[Ｊ].环境污染与防治ꎬ２０２１ꎬ４３(４):４１１－４１５.[１４]郗元ꎬ姜文文ꎬ代岩ꎬ等.基于ＣＦＤ的锥形散射器强化清灰特性数值模拟及优化[Ｊ].轻工机械ꎬ２０２１ꎬ３９(１):９８－１０３.[１５]薛峰ꎬ李朋ꎬ黄琬岚ꎬ等.喷嘴型式对滤筒脉冲定阻清灰效果的影响[Ｊ].中国粉体技术ꎬ２０２２ꎬ２８(５):４８－５６. [１６]ＬＩＪＬꎬＷＵＤＳꎬＷＵＱＱꎬｅｔａｌ.Ｄｅｓｉｇｎａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｎｏｖｅｌｃｏｌｌｉｄｉｎｇｐｕｌｓｅｊｅｔｆｏｒｄｕｓｔｆｉｌｔｅｒｃｌｅａｎ￣ｉｎｇ[Ｊ].ＳｅｐａｒａｔｉｏｎａｎｄＰｕｒｉｆｉｃａｔｉｏｎＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１９ꎬ２１３:１０１－１１３.[１７]张情ꎬ钱云楼ꎬ刘东ꎬ等.文丘里对脉冲滤筒除尘系统清灰影响的实验研究[Ｊ].环境科学与技术ꎬ２０１５ꎬ３８(７):１３３－１３７.[１８]ＬＩＵＸＣꎬＳＨＥＮＨＧ.ＥｆｆｅｃｔｏｆＶｅｎｔｕｒｉｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｏｎｔｈｅｃｌｅａｎｉｎｇｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆａｐｕｌｓｅｊｅｔｂａｇｈｏｕｓｅ[Ｊ].ＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅｓꎬ２０１９ꎬ９(１８):３６８７.[１９]ＷＵＱＱꎬＬＩＪＬꎬＷＵＤＳꎬｅｔａｌ.ＥｆｆｅｃｔｓｏｆｏｖｅｒａｌｌｌｅｎｇｔｈａｎｄＯＤｏｎｏｐｐｏｓｉｎｇｐｕｌｓｅ￣ｊｅｔｃｌｅａｎｉｎｇｆｏｒｐｌｅａｔｅｄｆｉｌｔｅｒｃａｒｔｒｉｄｇｅｓ[Ｊ].ＡｅｒｏｓｏｌａｎｄＡｉｒＱｕａｌｉｔｙＲｅｓｅａｒｃｈꎬ２０２０ꎬ２０:４３２－４４３.５１第１期㊀㊀㊀㊀㊀李建龙等:环形缝隙喷嘴改进导流内锥式除尘滤筒脉冲喷吹性能的数值模拟。

基于材料及结构的直升机噪声抑制技术研究进展

基于材料及结构的直升机噪声抑制技术研究进展李文智*, 曹瑶琴, 何志平（中国直升机设计研究所, 江西景德镇 333001）摘要：直升机因其独特的飞行模式，实现了快速发展和在各个领域的广泛应用。

随着对直升机舒适性、低声污染性等要求的提出，其噪声问题成为亟须解决的问题。

本文以直升机外部噪声和内部噪声的主要产生来源及传播途径为切入点，综述了国内外基于材料及结构的直升机噪声控制现状，分别阐述了传统隔声材料、智能压电控制材料、声学超材料/结构、阻尼材料的噪声控制特性和效果，传统材料已不再适用于现阶段直升机轻量化减振降噪的需求，智能复合材料、新型吸声结构、声学超材料因其优异的降噪能力及降噪特点，将成为更具发展前景的减振降噪选择。

最后结合现阶段直升机减振降噪材料发展现状，提出未来直升机降噪材料/结构的发展趋势主要为主动降噪技术、共振吸声、超材料声学带隙、阻尼材料降噪等，并为直升机未来减振降噪材料/结构的研究发展方向提出了可行的研究思路。

关键词：直升机；减振降噪；材料；结构；发展现状及趋势doi ：10.11868/j.issn.1005-5053.2021.000095中图分类号：V259 文献标识码：A 文章编号：1005-5053(2022)02-0001-10直升机因其垂直起降、空中悬停、无场地限制等特性，在医疗、运输、侦查、救援等领域得到广泛应用，人们对直升机的认识也通过不同途径得到了极大的提升。

与此同时，日益突出的直升机振动及噪声问题也越来越被关注，该问题一方面会影响装备自身的可靠安全运行，另一方面会对机舱内部人员的身心健康以及周围环境形成噪声危害，也会降低直升机的舒适性和隐蔽性[1]。

近年来，随着民用直升机市场的开拓，直升机行业对直升机噪声及其污染越来越重视，一些国家也已经或正在将直升机噪声水平列入适航条款要求[2]。

此外，在军用直升机领域，除舱内人员舒适性问题外，其隐蔽性问题最为突出。

随着声探测技术的发展，包括瑞典“直升机搜索装置”和英国的“警戒哨”预警系统在内的新型低空声探测系统，以及美、俄等国研发的新型声探测反直升机地雷的逐渐成熟和列装，严重威胁了军用直升机的战场生存能力。

基于本地测量的高比例新能源电力系统不平衡功率估算与附加功率控制策略

㊀㊀㊀㊀收稿日期:2021-04-16;修回日期:2021-07-16基金项目:国网山西省电力公司电力科学研究院科技项目(S G T Y H T /19-J S -215);国家自然科学基金青年科学基金(51807150)通信作者:李佳朋(1994-),男,博士研究生,主要从事新能源电力系统保护与控制研究;E -m a i l :n y j p1994@163.c o m 第37卷第3期电力科学与技术学报V o l .37N o .32022年5月J O U R N A LO FE I E C T R I CP O W E RS C I E N C EA N DT E C H N O L O G YM a y 2022㊀基于本地测量的高比例新能源电力系统不平衡功率估算与附加功率控制策略张军六1,李佳朋2,3,唐㊀震1,陈秋逸2,郝丽花1,李宇骏2,3,许㊀昭3(1.国网山西省电力公司电力科学研究院,山西太原030001;2.西安交通大学电气工程学院,陕西西安710049;3.香港理工大学电气工程学院,香港999077)摘㊀要:随着新能源渗透率不断地提高,电力系统惯量水平逐步下降,导致频率稳定问题愈加突出㊂提出一种提升新能源电力系统频率稳定性的控制策略,通过检测系统惯量中心频率变化率与系统等值惯量水平估算频率事件发生时系统的不平衡功率,并调整换流器功率参考值,为系统提供惯量支撑㊂所提的不平衡功率估算方法包括系统惯量中心频率变化率检测和系统等值惯量计算2部分:考虑到系统惯量中心频率曲线经过本地测量频率曲线二阶导数零点,系统惯量中心频率曲线可由二阶导数零点连接得到的分段线性曲线近似;系统等值惯量计及了系统中非同步元件的有效惯量,可通过统计系统同步惯量㊁发电机功率变化与不平衡功率总额获得㊂提出了按照新能源装机容量占比补偿不平衡功率的附加控制方法,在频率事件发生时快速调整新能源接入换流站的功率参考值,以抑制系统频率波动㊂P S C A D /E M T D C 仿真验证了所提附加控制策略的有效性㊂关㊀键㊀词:新能源接入;惯量响应;附加功率控制;频率稳定D O I :10.19781/j .i s s n .1673-9140.2022.03.006㊀㊀中图分类号:TM 732㊀㊀文章编号:1673-9140(2022)03-0050-11L o c a lm e a s u r e m e n t b a s e du n b a l a n c e d a c t i v e p o w e r e s t i m a t i o na n d s u p p l e m e n t a r ypo w e r m o d u l a t i o n f o r p o w e r s y s t e m sw i t hh i g h p r o p o r t i o n s o f r e n e w a b l e e n e r g yZ H A N GJ u n l i u 1,L I J i a p e n g 2,3,T A N GZ h e n 1,C H E N Q i u yi 2,H A O L i h u a 1,L IY u ju n 2,X UZ h a o 3(1.E l e c t r i cP o w e r S c i e n c eR e s e a r c h I n s t i t u t e ,S t a t eG r i dS h a n x i E l e c t r i cP o w e rC o m p a n y ,T a i yu a n030001,C h i n a ;2.S c h o o l o fE l e c t r i c a l E n g i n e e r i n g ,X i a n J i a o t o n g U n i v e r s i t y ,X i a n710049,C h i n a ;3.D e pa r t m e n t o f E l e c t r i c a l E n g i n e e r i n g ,T h eH o n g K o n g P o l y t e c h n i cU n i v e r s i t y ,H o n g K o n g 999077,C h i n a )A b s t r a c t :W i t h t h e i n c r e a s i n g l y h i g h p e n e t r a t i o no f r e n e w a b l ee n e r g y i n t ot h e p o w e r s y s t e m ,t h e i n e r t i a l e v e l o f t h e p o w e r s y s t e mi s g r a d u a l l y d e c r e a s i n g ,a n d t h e f r e q u e n c y s t a b i l i t y i s s u e h a s b e c o m em o r e p r o m i n e n t t h a n e v e r b e f o r e .T h i s p a p e r p r o p o s e s a s u p p l e m e n t a r y c o n t r o l s t r a t e g y t o i m p r o v e t h e f r e q u e n c y s t a b i l i t y o f t h e r e n e w a b l e e n e r g yi n t e -g r a t e d p o w e r s y s t e m ,w h i c h e s t i m a t e s t h e u n b a l a n c e d p o w e r o f t h e s y s t e mb y d e t e c t i n g t h e r a t e o f c h a n g e o f f r e qu e n -Copyright ©博看网. All Rights Reserved.第37卷第3期张军六,等:基于本地测量的高比例新能源电力系统不平衡功率估算与附加功率控制策略c y i n t h e c e n t e r o f s y s t e mi n e r t i a(C O I)a sw e l l a s t h ee q u i v a l e n t i n e r t i a l e v e l o f t h es y s t e m,a n dad j u s t s t he r ef e r-e n c e d p o w e r o f t h e c o n v e r t e r t o p r o v i d e i n e r t i a s u p p o r t f o r a cg r i d s.Th e p r o p o s e d u n b a l a n c e d p o w e r e s ti m a t i n g m e t h-o d i n c l u d e s t w o p a r t s:r a t e o f c h a n g eo fC O I f r e q u e n c y d e t e c t i o na n ds y s t e me q u i v a l e n t i n e r t i ac a l c u l a t i o n.S i n c e t h e C O I f r e q u e n c y c u r v e p a s s e st h r o u g ht h ez e r o p o i n t so ft h es e c o n dd e r i v a t i v eo ft h el o c a l m e a s u r e m e n tf r e q u e n c y c u r v e,t h eC O I f r e q u e n c y c u r v e c a nb e a p p r o x i m a t e db y t h e p i e c e w i s e l i n e a r c u r v e c o n n e c t e db y t h e s e c o n dd e r i v a t i v e z e r o p o i n t s.T h e s y s t e me q u i v a l e n t i n e r t i a c o n s i d e r i n g t h e e f f e c t i v e i n e r t i a o f t h e n o n-s y n c h r o n i z e d c o m p o n e n t s i n t h e s y s t e mc a nb e o b t a i n e db y c o u n t i n g t h e s y n c h r o n o u s i n e r t i a o f t h e s y s t e m,c h a n g e o f a c t i v e p o w e r o f g e n e r a t o r s,a n d t h e t o t a l u n b a l a n c e d p o w e r.S u b s e q u e n t l y,a na d d i t i o n a l c o n t r o lm e t h o di s p r o p o s e dt oc o m p e n s a t ef o ru n b a l a n c e d p o w e r b a s e do n t h e p r o p o r t i o no f t h e c a p a c i t i e so f r e n e w a b l e e n e r g i e s.T h e r e f e r e n c e d p o w e r v a l u eo f t h e r e n e w a b l e e n e r g y s t a t i o n w i l lb e q u i c k l y a dj u s t e dt os u p p r e s ss y s t e mf r e q u e n c y f l u c t u a t i o n s w h e naf r e q u e n c y e v e n to c c u r s. P S C A D/E M T D Cs i m u l a t i o nv e r i f i e s t h e e f f e c t i v e n e s s o f t h e p r o p o s e da d d i t i o n a l c o n t r o l s t r a t e g y.K e y w o r d s:r e n e w a b l e e n e r g y i n t e g r a t i o n;i n e r t i a r e s p o n s e;s u p p l e m e n t a r yp o w e rm o d u l a t i o n;f r e q u e n c y s t a b i l i t y㊀㊀近年来,新能源发电以其清洁㊁可再生等优势得到了大力发展,新能源占比日益提高[1-4]㊂截至2019年底,中国风电和光伏发电累计装机分别达到2.1亿千瓦和2.04亿千瓦,新能源装机并网容量居世界首位,部分地区新能源出力占比已逾50%[5]㊂然而,电力电子换流器型电源与系统频率间缺乏耦合,难以在系统受扰后为其提供功率支撑㊂随着传统同步电源被换流器型电源逐步替代,电力系统惯量水平日益下降,系统动态过程中频率变化快,容易超出规定频率波动范围[6-7]㊂因此,高比例新能源电力系统具有低惯量特点,如何保证该系统的频率稳定成为挑战㊂电力电子换流器控制具有灵活性高㊁响应速度快等特点,通过改变换流器的控制特性可以改善低惯量新能源电力系统的频率响应㊂附加控制的核心在于从交流系统提取相应的扰动信号(系统频率㊁阻尼相关信号等)作为控制器的输入,通过设计合理的控制律,将扰动信息加到换流器功率调制端口,从而改变端口传输功率,达到改善交流系统暂态稳定㊁抑制系统振荡㊁提供紧急功率支援的目的㊂通常而言,提升系统频率稳定的换流器控制可以大体上分为下垂控制与虚拟同步控制㊂下垂控制使换流器传输功率响应交流系统频率扰动,在频率突变时向交流系统提供功率支撑,从而抑制频率偏移㊂此外,通过改变下垂系数可以方便地改变功率分配,故下垂控制在多端系统中具有发展优势[8-11]㊂文献[8]通过施加电压频率下垂控制,使直流系统传输功率可以响应交流系统的频率变化,利用多端直流系统实现了异步电网间的功率互济;文献[9]进一步考虑了直流系统中多端口间功率控制的耦合特性,并通过设计解耦控制算法实现了各端口功率的独立调制㊂尽管下垂控制结构简单㊁易于实施,但其仅在系统频率偏移较大时才能提供较强的功率支撑,动态特性有待提高㊂为了克服这一缺点,国内外学者对虚拟同步控制进行了大量研究[12-16]㊂虚拟同步控制通过设计控制方程使换流器模拟同步发电机的机电动态过程,从而给交流系统提供虚拟惯量与虚拟阻尼支撑㊂文献[12]对双馈风电机组利用风轮旋转动能参与调频的能力进行量化,通过施加虚拟惯量调频控制环改变风电机组的电磁转矩,实现风轮储能的快速吞吐;文献[13]考虑直驱风机背靠背直流母线侧配置的储能,利用风轮机械动能实现了虚拟惯量支撑;文献[14]讨论了虚拟惯量控制中频率微分信号获取慢㊁易引起谐波放大的问题,并提出了基于级联二阶广义积分器锁频环评估频率信号的虚拟惯量控制策略;文献[15]研究了虚拟惯量与虚拟阻尼对微电网频率稳定的影响,提出了微电网虚拟惯量与虚拟阻尼参数优化设计方法㊂然而,虚拟同步控制继承了同步发电机的机电暂态特性,如何匹配虚拟惯量与虚拟阻尼等控制参数以抑制系统的机电振荡成为难点㊂此外,多个虚拟同步机接入后,电网的动态特性愈加复杂,机组间存在耦合与相互激励,不利于虚拟同步控制的分析与设计㊂此外,以上频率控制器的设计都基于暂态频率的变化,无法利用换流器的快速功率调制,导致在扰动初期,频率变化迅速,频率偏移较大,暂态频率稳定性问题无法得到较好地解决㊂为解决上述问题,本文基于附加功率控制框架15Copyright©博看网. All Rights Reserved.电㊀㊀力㊀㊀科㊀㊀学㊀㊀与㊀㊀技㊀㊀术㊀㊀学㊀㊀报2022年5月提出了适用于高比例新能源电力系统的频率稳定提升控制方法㊂如何快速估算系统的不平衡功率,从而给定补偿功率的目标值,是附加功率控制的核心㊂为快速估算事故发生时系统的不平衡功率,可以通过系统惯量中心频率变化率与系统等值惯量计算获得㊂具体而言,为了避免通讯延时,本文采用本地频率曲线二阶导数零点连接得到的分段线性曲线近似估算系统惯量中心频率的变化㊂而系统等值惯量的评估则基于同步惯量与系统功率变化间的数学关系,通过历史事故分析间接获得㊂确定系统不平衡功率后,新能源机组与同步机组出力按照其各自占比进行分配,附加控制快速调节新能源接入换流站的功率指令进行功率补偿㊂本文的主要贡献可以体现在以下方面㊂首先,针对现有系统惯量中心频率计算方法依赖于通讯㊁难以满足快速频率控制要求的问题,提出了基于本地频率曲线二阶导数零点检测的系统惯量中心频率估算方法,从而无需通讯就可以估算出系统惯量中心频率㊂其次,针对已有系统惯量水平计算方法中缺乏考虑负荷及电力电子设备对惯量的贡献的问题,提出了利用系统同步惯量与事后统计信息的系统惯量估算方法,可以更好地应用于高比例新能源电力系统㊂最后,通过系统惯量中心频率变化与系统惯量估算系统受扰时的功率缺额,并设计了相应的附加功率控制,从而为高比例新能源电力系统提供惯量支撑㊂本文对附加功率控制的改进主要体现在由频率-功率控制特性转变为直接基于系统不平衡功率估算进行补偿,且所提方法原理简单,实施不依赖于通讯,对高比例新能源电力系统具有较好的适应性㊂数值仿真将所提控制与传统下垂控制进行对比分析,验证了所提策略可以快速响应频率扰动,更好地抑制系统频率跌落或突增㊂1㊀无需通讯的系统惯量中心频率估算方法㊀㊀事故发生时系统的不平衡功率是未知的,为了在系统惯量响应阶段估算出系统的不平衡功率,本文通过系统频率变化率与系统惯量对其作间接估算,主要介绍了所提系统频率变化率估算方法的基本原理㊂当系统经受干扰后,同步发电机间存在相互摇摆,因此电力系统中在多个频率振荡㊂为了便于描述多机系统的频率响应过程,常在惯量中心(c e n t e r o f i n e r t i a,C O I)坐标下对系统进行建模分析[17]㊂系统C O I频率可由如下方程获得:f C O I=ðN i=1H i f iðN i=1H i(1)式中㊀N为系统内发电机数量;H i㊁f i分别为第i 台发电机的惯量常数和频率㊂由式(1)可知,计算系统C O I频率需要获取系统内每台发电机的频率,故C O I频率的测量依赖于广域测量系统(w i d e-a r e a m e a s u r e m e n t s y s t e m,WAM S)㊂对于输电网络,系统级通信的时间一般为分钟级㊂而本文所研究的快速功率调制需要在事故发生的1s内完成不平衡功率的估算㊂在这个时间尺度内,将各结点测量数据上送给调度中心计算系统C O I频率,并将指令返回给本地,是不切合实际的㊂因此,需要探索仅基于本地测量的C O I频率估算方法,以解决传统惯量中心频率计算方法无法满足功率调制快速性要求的矛盾㊂本文基于发电机频率响应曲线的特性,提出了一种无需通讯的系统C O I频率估算方法,具体说明如下㊂图1为经典的两区域系统,两区域分别用2台同步发电机表示,记为S G1与S G2,其电压与功角分别用U1㊁U2与δ1㊁δ2表示,R㊁X分别为联络线图1㊀典型两机系统F i g u r e1㊀t y p i c a l t w o-s o u r c e s y s t e m系统经受干扰后,2台发电机的转子运动可描述为2H1d f1d t=P m1-P e12H2d f2d t=P m2-P e2ìîí(2)式中㊀H1㊁H2分别为S G1㊁S G2的惯量常数;f1㊁f2分别为S G1㊁S G2的频率;P m1㊁P m2分别为S G1㊁25Copyright©博看网. All Rights Reserved.第37卷第3期张军六,等:基于本地测量的高比例新能源电力系统不平衡功率估算与附加功率控制策略S G 2的机械功率;P e 1㊁P e 2分别为S G 1㊁S G 2的电磁功率㊂同时,结合网络方程可以计算出2台发电机的电磁功率变化量为P e 1=R U 21-R U 1U 2c o s δ12+X U 1U 2s i n δ12R 2+X2P e 2=R U 22-R U 1U 2c o s δ12-X U 1U 2s i n δ12R 2+X 2ìîí(3)式中㊀δ12为2台发电机转子的功角差,δ12=δ1-δ2㊂在惯量响应阶段,可认为原动机出力不发生变化㊂式(2)中的2个等式分别对时间t 求导,可得:2H 1d 2f 1d t 2=-d P e 1d t 2H 2d 2f 2d t 2=-d P e 2d t ìîí(4)㊀㊀结合式(3)与式(4),并忽略功率扰动时交流系统结点电压的微小变化,有2H 1d2f 1d t2=-R U 1U 2s i n δ12+X U 1U 2c o s δ12R 2+X2f 122H 2d2f 2d t2=-R U 1U 2s i n δ12-X U 1U 2c o s δ12R 2+X 2f 12ìîí(5)式中㊀f 12为2台发电机的频率差,f 12=f 1-f 2㊂令式(5)中2个等式的左边分别为零,可得f 12=0,也即此时系统内发电机频率相等㊂结合式(1)与式(5),有d 2f 1d t 2=0o r d2f 2d t2=0⇔f 1=f 2=f C O I (6)㊀㊀式(6)说明,当发电机频率对时间的二阶导数为零时,系统内所有发电机频率相等,且此时发电机频率曲线与系统C O I 频率曲线重合㊂简言之,系统C O I 频率必过任意发电机频率曲线二阶导数零点㊂对于一般的多机系统,可以用两群系统进行等值[18],从而将上述证明推广到更一般的系统中㊂在频率暂态过程中,本地频率围绕系统惯量中心频率小幅波动,并最终在系统内所有发电机频率趋于一致时收敛于系统惯量中心频率曲线[19]㊂大量仿真分析表明,当本地频率曲线呈凹性时,本地频率曲线基本位于系统惯量中心曲线上方;而当本地频率曲线呈凸性时,本地频率曲线基本上位于系统惯量中心曲线下方㊂因此,在本地频率曲线的拐点处,本地频率曲线应与系统惯量中心频率曲线非常接近㊂这是由于发电机间转子摇摆的振荡模态可以用衰减正弦函数表示,当发电机频率二阶导数为零时,发电机频率近似与其机间振荡的摇摆中心频率(系统惯量中心频率)一致㊂利用这一性质,将本地测量频率曲线二阶导数零点依次连接,得到的分段线性曲线可以近似代替系统C O I 频率曲线,从而避免了获取C O I 频率时对通讯的依赖㊂两区域系统受扰后的频率响应如图2所示㊂其中,红色的点线由S G 1频率曲线获得,每个点即S G 1频率曲线的二阶导数零点㊂由图2可知,频率暂态过程中,发电机S G 1的频率曲线围绕系统CO I 频率振荡,而本文所提的分段线性近似曲线与C O I 频率曲线几乎完全重合,从而验证了该方法的有效性㊂频率/p .u .1.0000.9990.9980.9970.9960.995时间/s图2㊀两机系统受扰后的频率响应F i gu r e 2㊀F r e q u e n c y r e s p o n s e o f t h e t w o -s o u r c e s ys t e ma f t e r p o w e r d i s t u r b a n c e 2㊀系统等值惯量估算方法惯量是电力系统重要的物理属性之一,反映了系统遭受干扰后频率变化的快慢程度,系统惯量越大,则受到同样大小的功率干扰后频率变化越慢,单位时间内变化幅度越小㊂系统惯量可以大体上分为同步惯量㊁负荷惯量与新能源惯量[20]㊂其中,同步机提供的惯量具有明确的物理意义,对其评估较为容易,而负荷与新能源的惯量响应较复杂,不易直接计算㊂因此,本文利用同步惯量和系统功率变化间35Copyright ©博看网. All Rights Reserved.电㊀㊀力㊀㊀科㊀㊀学㊀㊀与㊀㊀技㊀㊀术㊀㊀学㊀㊀报2022年5月接估算系统的惯量水平㊂第i 台同步电机的惯量常数由该发电机同步转速下存储的动能与电机额定容量的比值决定,即H i =2J iπ2f 2n S i(7)式中㊀J i 为第i 台发电机的转动惯量;f n 为系统额定频率㊂结合发电机的频率变化率,可以计算第i台发电机的出力变化为ΔP G i =-2H i d Δf i d t(8)㊀㊀系统同步惯量H G 和发电机总共的出力变化ΔP G 可按如下计算得到:H G =ðNi =1H iΔP G =ðNi =1ΔP G iìîí(9)㊀㊀当系统中仅含同步惯量时,结合式(1)㊁(8)㊁(9)可得:2H G d Δf C O I d t=-ΔP G (10)㊀㊀相似地,在计及系统中异步电机提供的惯量与新能源提供的虚拟惯量时,应有:2H s ys d Δf C O I d t=-ΔP (11)式中㊀H s y s 为系统等值惯量;ΔP 为系统不平衡功率㊂由于ΔP 计及了系统内非同步元件的功率变化,有ΔP >ΔP G ㊂结合式(10)㊁(11),可得到系统等值惯量的计算公式为H s ys =ΔPΔP GH G (12)式中㊀H G 和ΔP G 需要根据频率事件后的测量记录结果,统计在投发电机的惯量与其出力变化量得到;ΔP 可通过事故分析获得㊂频率事故后,统计计算得到的系统惯量将成为下次频率事件时系统等值惯量的参考值㊂值得注意的是,式(12)近似认为系统等值惯量与同步惯量之比等于系统遭受干扰并恢复稳态时系统功率变化与发电机功率变化间的比值㊂实际上,在系统遭受干扰后的初期,整个系统的不平衡功率很难快速获得㊂而式定义的系统等值惯量可以用于粗略计算系统不平衡功率的大小,这对后续稳定提升控制的设计有重要意义㊂由于后续控制并不需精确计算出ΔP ,系统惯量亦不必非常精确,故所提的等值惯量估算方法是合理的㊂3㊀附加功率控制策略随着新能源占比的不断增加,电力系统惯量水平逐渐下降,系统受扰后频率稳定性问题突出㊂为了保证系统的频率稳定,可利用新能源接入换流站的快速功率调节为交流系统提供紧急功率支持㊂具体地,可改变换流器的外环功率控制特性,使新能源的输出功率响应交流系统频率扰动,这类控制即为新能源的附加功率控制㊂3.1㊀传统下垂控制策略功率频率下垂控制结构简单,可以方便为交流系统提供频率支撑㊂其控制率可以由如下方程描述:P i n v =P r e fi n v +K d (f P C C -f n )(13)式中㊀P i n v ㊁P r e fi n v 分别为逆变站功率外环控制的指令值与参考值;f P C C 为公共耦合点(p o i n to f c o m -m o n c o u p l i n g ,P C C )的测量频率;K d 为功率频率下垂系数㊂逆变站下垂控制如图3所示㊂fK df nP invP invref+++-图3㊀传统功率—频率下垂控制F i gu r e 3㊀T r a d i t i o n a l p o w e r -f r e q u e n c y d r o o p c o n t r o l 由式(13)可知,只有当交流系统频率较额定频率偏移较大时,逆变站才能为系统提供较大的频率支撑㊂在系统发生频率事件初期,传统功率频率下垂控制响应很慢,难以有效地抑制系统频率下跌或突增㊂此外,K d 的选定往往依赖于工程经验,如何从理论角度给出下垂系数的整定方式仍有待进一步研究㊂3.2㊀所提附加功率控制策略本文利用系统受扰后的频率曲线与系统等值惯量快速估计系统的不平衡功率,从而在惯量响应阶段调整新能源发电出力,以减小系统频率偏差㊂根据式(11),系统不平衡功率计算公式为45Copyright ©博看网. All Rights Reserved.第37卷第3期张军六,等:基于本地测量的高比例新能源电力系统不平衡功率估算与附加功率控制策略ΔP =-2H s ys d ^f C O Id t(14)其中,^f C O I 为系统C O I 频率估计值,可由本文所提的C O I 频率估算方法处理P C C 测量频率获得㊂为了避免噪声干扰下附加功率控制频繁改动换流器传输功率指令值,加设启动判据对频率事件进行检测:f P C C -f n >Δf se t (15)式中㊀Δf se t 为频率事件启动阈值㊂当检测到频率事件后,系统C O I 频率按照文第1节中所提的分段线性近似方法估算㊂首先,计算频率的二阶差值序列,即y (n )=(f P C C (n )-f P C C (n -1))-(f P C C (n -1)-f P C C (n -2))=f P C C (n )+f P C C (n -2)-2f P C C (n -1)(16)式中㊀n 为离散时间采样点序号;y (n )为时刻n 对应的频率二阶差值点;f P C C (n )为时刻n 对应的P C C 点测量频率㊂注意到附加功率控制关注的是事故发生初期的系统惯量中心频率变化率,可以通过检测本地频率曲线前2个二阶导数零点相连得到的直线斜率获得㊂因此,分段线性逼近曲线的非光滑特性不会对频率控制策略产生影响㊂检测二阶差值序列的前2个过零点n 1㊁n 2的条件式为y (n )y (n -1)ɤ0(17)㊀㊀相应的,C O I 频率变化率可按下式估算:d ^f C O I d t =f P C C (n 2)-f P C C (n 1)t (n 2)-t (n 1)(18)㊀㊀在系统频率暂态过程中,发电机间的转子摇摆远快于系统惯量中心频率的变化过程,这是由于每台发电机的惯量都显著小于系统惯量㊂机间频率摇摆一次,发电机的频率曲线的凹凸性改变2次,即产生2个二阶导数零点㊂考虑到输电级系统的频率首摆通常在10s 左右的时间尺度[21],保守估计前2次二阶导数零点检测完成的时间应明显小于5s ㊂因此,基于二阶导数零点检测的系统惯量中心频率估算方法可以满足附加频率控制的快速性要求㊂系统等值惯量仍为上次事后分析获得的H s ys ,其计算方法已在文第2章中介绍㊂将式(18)代入式(14),可以得到系统的不平衡功率:ΔP =-2H s ys f P C C (n 2)-f P C C (n 1)t (n 2)-t (n 1)(19)㊀㊀估算出系统不平衡功率后,可根据新能源装机容量与系统总装机容量的比值,安排新能源机组承担系统的功率缺额或盈余㊂结合式(14)㊁(18),并考虑到新能源接入站的容量限制,新能源的出力指令值为P i n v =m i n P c a p ,P r e fi n v -2H s ys K r f P C C (n 2)-f P C C (n 1)t (n 2)-t (n 1){}(20)式中㊀P c a p 为换流站容量;K r 为新能源装机容量与系统装机容量之比㊂由于附加功率控制仅在系统频率暂态阶段起作用,可利用风机转子动能㊁直流电容储能以及储能系统(e n e r g y s t o r a g e s y s t e m ,E S S)[22-23]能量调节等方式为系统提供短时的频率支撑,一定程度上避免了新能源随机性与波动性带来的影响㊂本文所提控制策略如图4所示,其中包括频率事件检测㊁系统惯量中心频率变化率估算㊁系统等值惯量评估㊁新能源与同步机协同控制4个部分㊂频率事件检测通过计算P C C 点的频率偏移值实现,当P C C 频率与额定频率差超出阈值时,附加功率控制启动㊂系统惯量中心频率变化率估算基于本地测量的P C C 频率的二阶导数零点检测实现,注意到所提控制方法旨在频率事件发生初期进行一次功率补偿,故只需检测前2个二阶导数零点㊂得到前2个本地频率二阶导数零点后,系统惯量中心频率变化率可按式(18)计算得到㊂系统等值惯量可通过历史事故分析确定,这是由于系统等值惯量与不平衡功率难以同时获取,故采用上次频率扰动后评估的系统等值惯量近似替代当前系统的等值惯量㊂根据式(12),通过统计同步机惯量㊁出力变化与系统功率不平衡量,可以计算出系统的等值惯量㊂结合系统惯量中心频率变化率估算与系统等值惯量评估的结果,可以根据式(19)计算出事故发生时系统的不平衡功率,从而确定附加功率控制的控制目标㊂新能源机组与同步机组出力按照其各自占比分配,附加控制快速调节新能源接入换流站的功率指令进行功率补偿,而同步机则按照自身特性及原动机特性为系统提供频率支撑㊂55Copyright ©博看网. All Rights Reserved.电㊀㊀力㊀㊀科㊀㊀学㊀㊀与㊀㊀技㊀㊀术㊀㊀学㊀㊀报2022年5月图4㊀所提附加功率控制策略F i g u r e4㊀B l o c kd i a g r a mo f t h e p r o p o s e d s u p p l e m e n t a r yp o w e r c o n t r o l4㊀仿真分析为验证本文所提控制策略的有效性,在P S C A D/E MT D C中搭建了如图5所示的新能源电力系统㊂该系统新能源装机容量占比为40%,系统特性已与传统同步电源主导的电力系统有明显区别㊂测试系统包含3台等值发电机,每台发电机用经典二阶模型表示,并配有相应的调速系统㊂负荷采用恒阻抗模型,并通过R X模型表示的架空线路与发电机连接㊂光伏发电集中升压后经互联换流器接入3号结点㊂为了平抑新能源出力的波动,在直241563SG3SG2SG1P dcESSPV图5㊀测试新能源电力系统F i g u r e5㊀O u t l i n e o f t h e t e s t s y s t e m w i t hr e n e w a b l e e n e r g y i n t e g r a t i o n 流侧配有具备快速功率调制能力的储能系统㊂换流器采用功率频率下垂控制,其与交流系统的无功交互控制为零㊂测试系统的主要参数如表1所示㊂表1㊀测试系统主要参数T a b l e1㊀C o n c e r n e d p a r a m e t e r s o f t h e t e s t s y s t e m参数单位数值测试系统基准容量MV㊃A100测试系统基准电压k V230测试系统频率H z50同步发电机S G1~3的惯量常数s23.64,7.84,11.01 S G1~3的暂态电抗p.u.0.06,0.12,0.18S G1~3调速器时间常数s5,3,3S G1~3调速器测速环节放大倍数 -25,-15,-20新能源装机容量与系统装机容量比值 0.4功率频率下垂系数 -20频率事件启动阈值p.u.0.0005 4.1㊀负荷突增测试系统6号节点吸收功率突增0.4p.u.时系统的动态过程如图6所示㊂当负荷突增时,由于发电机发出功率小于系统消纳功率,发电机转子减速以释放旋转动能为交流系统提供功率支撑,系统频率随即下跌㊂65Copyright©博看网. All Rights Reserved.第37卷第3期张军六,等:基于本地测量的高比例新能源电力系统不平衡功率估算与附加功率控制策略频率/p .u .时间/s频率/p .u .换流器传输功率变化量/p .u .0.40.30.20.10.0图6㊀不同控制策略下负荷突增时的系统动态F i gu r e 6㊀D y n a m i c s o f t h e t e s t s y s t e mu n d e r s u d d e n i n c r e a s e o f l o a dw i t hd i f f e r e n t c o n t r o l s t r a t e gi e s 图6(a)为新能源不参与惯量响应与调频过程时系统的频率响应㊂由图6(a)可知,系统动态过程中,发电机频率曲线围绕系统C O I 频率曲线波动,发电机频率曲线二阶导数零点相连得到的分段线性曲线即为C O I 频率估算曲线㊂根据上述分析可知,本文所提C O I 频率估算方法所得的计算结果几乎与实际的系统C O I 曲线重合,很好地验证了所提频率估算方法的准确性㊂此外,从事故发生到检测出前2个二阶导数零点的时间间隔为0.584s ,说明所提方法可以快速估算系统惯量中心频率的变化率㊂图6(b )㊁(c )分别为下垂控制和所提控制下系统的动态过程㊂由图6(b )㊁(c )可知,由于新能源对交流系统的支撑作用,系统频率偏移明显较无附加控制时少㊂此外,下垂控制在系统频率偏离额定值较大时才能提供较强的功率支撑,其对应的频率最低点仍不理想(频率最低点约为0.9932p .u .)㊂由图6(c)可知,本文所提方法估算出的系统功率缺额与真实值十分接近,且所提控制策略可以在频率跌落初期迅速估算并补偿系统的功率缺额,因而对系统频率下跌有更好的抑制作用(频率最低点约为0.9944p.u .)㊂因此,所提控制策略可以改善系统受扰后的频率动态过程,提升系统的首摆稳定性㊂4.2㊀负荷突降测试系统5号节点消纳功率骤减0.6p .u .时系统的动态过程如图7所示㊂图7(a)为新能源不响应交流系统频率变化时的系统动态过程㊂由图7(a )可知,负荷减小后发电机产生功率盈余,使转子加速㊁系统频率上升,频率最高点约为1.0064p .u .㊂从事故发生到检测出前2个二阶导数零点的时间间隔为0.403s,满足附加功率控制的快速性要求㊂此外,分段线性估算曲线与真实的系统C O I 频率曲线十分接近,再次验证了所提C O I 频率估算方法的准确性㊂图7(b )㊁(c )分别为负荷突降时系统的频率响应过程与换流器的出力变化㊂由图7(b )㊁(c)可知,频率/p .u .时间/s分段线性近似1.00355频率/p .u .换流器传输功率变化量/p .u .图7㊀不同控制策略下负荷突减时的系统动态F i gu r e 7㊀D y n a m i c s o f t h e t e s t s y s t e mu n d e r s u d d e n d e c r e a s e o f l o a dw i t hd i f f e r e n t c o n t r o l s t r a t e gi e s 75Copyright ©博看网. 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噪声控制工程习题解答

环境噪声控制工程（第一版）（32学时）习题解答环境学院环境工程系主讲教师：高永华二一年十月第二篇《噪声污染控制工程》部分第二章习题3．频率为500Hz 的声波，在空气中、水中和钢中的波长分别为多少？ (已知空气中的声速是340 m/s ，水中是1483 m/s ，钢中是6100 m/s) 解：由 C = λf （见p8, 式2-2） λ空气= C 空气/f= 340/500 = 0.68 m λ水= C 水/f = 1483/500 = 2.966 m λ钢= C 钢/f = 6100/500 = 12.2 m6．在空气中离点声源2m 距离处测得声压p=0.6Pa ，求此处的声强I 、声能密度D 和声源的声功率W 各是多少？解：由 c p I e 02/ρ=（p14, 式2-18）= 0.62/415 （取20℃空气的ρc=415 Pa·s/m, 见p23）= 8.67×10-4 W/m 2202/c p D e ρ=（p14, 式2-17）= 0.62/415×340 （取20℃空气的ρc=415 Pa·s/m, c=340 m/s, 见p23）= 2.55×10-6 J/m 3对点声源，以球面波处理，则在离点声源2m 处波阵面面积为S=4πr 2=50.3 m 2, 则声源的声功率为: W=IS （p14, 式2-19） =8.67×10-4 W/m 2 × 50.3 m 2 =4.36×10-2 W11．三个声音各自在空间某点的声压级为70 dB 、75 dB 和65 dB ，求该点的总声压级。

解：三个声音互不相干，由n 个声源级的叠加计算公式：= 10×lg (100.1Lp1 + 100.1Lp2 +100.1Lp3) = 10×lg (100.1×70 +100.1×75 +100.1×65) = 10×lg (107 +107.5 +106.5) = 10×lg [106.5×(3.16+10+1)]= 65 + 11.5= 76.5 dB该点的总声压级为76.5 dB。

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第26卷第5期2011年10月北京信息科技大学学报Journal of Beijing Information Science and Technology UniversityVol．26No．5Otc．2011文章编号：1674－6864（2011）05－0033－07冲击噪声的有源控制方法综述周亚丽1，2，张奇志2，邵俊2（1.北京科技大学自动化学院，北京100083；2.北京信息科技大学自动化学院，北京100192）摘要：给出了冲击噪声的特性，概述了现存的冲击噪声有源控制方法，从计算量、稳定性、收敛性和消噪效果等方面对各方法的优缺点进行了分析。

给出了有关冲击噪声未来的研究内容及方向。

关键词：有源噪声控制；冲击噪声；α稳定分布中图分类号：TB 535文献标志码：A A review on active control methods of impulsive noiseZHOU Ya-li 1，2，ZHANG Qi-zhi 2，SHAO Jun 2（1.School of Automation ，University of Science and Technology Beijing ，Beijing 100083，China ；2.School of Automation ，Beijing Information Science and Technology University ，Beijing 100192，China ）Abstract ：The characteristics of impulsive noise are first given in this paper ，and then an overview of the existing active control methods of impulsive noise is presented．Furthermore ，advantages and shortcomings of every method are analyzed from several aspects such as computational load ，stability ，convergence and noise-cancelling effectiveness．Finally ，future works on active control of impulsive noise are given．Key words ：active noise control ；impulsive control ；αstable distribution收稿日期：2011-06-20基金项目：北京市属高等学校人才强教深化计划资助项目（PHR201106131）作者简介：周亚丽（1968—），女，辽宁沈阳人，在职博士生，教授，主要从事有源噪声与振动控制、智能信号处理等方面的研究。

0引言20世纪50年代以来，随着现代工业、交通运输业的发展，噪声污染问题日益严重，已成为世界范围内公认的三大主要环境污染（噪声污染、水污染、大气污染）之一，严重威胁着人类的身心健康及生存环境。

有资料显示，长期暴露在高噪声环境下，人们会出现听觉疲劳（如临床上报道的噪声聋）、疲乏无力、焦虑烦躁等症状，甚至直接导致某些疾病的发生（如神经系统、心血管系统疾病等）。

在工业领域，强烈的噪声会导致机器设备的声疲劳，长期作用将会缩短其使用寿命，甚至发生生产事故。

另外，噪声的影响在军事领域也一直备受关注，潜艇辐射噪声的控制水平不仅关系到对敌舰艇的探测和攻击，也关系到本艇的安全问题［1－3］。

根据噪声随时间的分布不同，噪声可以分为2种基本类型：一类是持续性稳态噪声，稳态噪声的强度随时间变化波动较小（声压级波动＜5dB （A ）），如电机、风机等产生的噪声；另一类是间歇性非稳态噪声。

非稳态噪声的强度随时间变化较大（声压级波动大于≥5dB （A ）），可分为瞬时的、周期性起伏的、脉冲的和无规则的噪声，其中持续时间小于0.5s ，间隔时间大于1s ，声压变化大于40dB 的噪声称为脉冲（或冲击）噪声，如锻锤、冲压、射击和建筑工地上的各种施工机械产生的噪声［4］。

冲击性噪声主要来自于机械加工业及建筑业，如冲床冲压时产生的噪声、建筑工地上打桩机发出的打桩声等。

这类噪声具有突发性、瞬间高强度、不连续性、重复性等特点［5］。

冲击噪声危害程度比稳态噪声更大，其引起的听力损伤明显高于稳态噪声。

冲压工人在强烈噪声环境中工作，常有头昏脑胀、恶心和心悸之感，心电图中则出现ST 段异常、T 波改变、R －Q 间期增长等。

一次或多次接触高强度冲击噪声可导致爆震聋［6］。

有关持续性稳态噪声的有源控制研究，在过去的几十年里，取得了显著的成果，已有大量论文、专北京信息科技大学学报第26卷利及应用成果问世。

美国、英国、德国、日本、澳大利亚、新加坡及印度等国的多家科研机构从事这方面的研究工作，发表了一批非常有价值的研究论文［7］，在线性自适应算法、非线性自适应算法、无模型算法及虚拟传声算法等方面进行了大量的仿真分析及实验研究。

我国在这方面也取得了骄人的成绩，目前有中科院声学所、南京大学、西北工业大学、东南大学、哈尔滨工业大学、哈尔滨工程大学和上海交通大学等多家科研院所开展噪声有源控制方面的研究［8－16］。

尽管有关有源噪声控制（active noise control ，ANC ）的论文为数众多，但有关冲击噪声有源控制的研究还处于探索阶段。

主要原因是：冲击噪声属于非高斯稳定分布，不存在有界二阶矩［17］986－989。

而大多数有源噪声控制算法（如经典的Filtered-x least mean square （FXLMS ）算法）均以最小均方误差（二阶矩）为准则，来更新自适应滤波器的系数［18］24－25。

显然，对于冲击噪声来说，FXLMS 算法不再适用。

因此，如何选取代价函数（更新准则）是冲击噪声有源控制的核心问题。

1经典FXLMS 算法［18］24－28图1所示为有源噪声控制的基本框图。

其基本原理是基于声波的相消干涉原理，其中参考传声器采集噪声输入信号x （n ），误差传声器采集残差信号e （n ），送入有源噪声控制器，经过相应的算法处理，输出控制信号y （n ）。

y （n ）驱动消音扬声器产生和主噪声幅值相等、相位相反的次级声信号，二者叠加使误差传声器处的噪声得到有效衰减。

图1管道有源噪声控制系统图2所示为基于FXLMS 算法的有源噪声控制系统，其中P （Z ）为主声学路径，S （Z ）为次声学路径，H （z ）为次路径S （Z ）的估计，参考信号x （n ）经H （Z ）滤波后送给ANC ，因此命名为FXLMS 算法。

W （Z ）为具有横向结构的有限脉冲响应（finiteimpulse response ，FIR ）型滤波器，其次路径控制信号y （n ）可以表示为y （n ）=W T （n ）X （n ）（1）图2基于FXLMS 的有源噪声控制系统其中：W （n ）=［w 0（n ），w 1（n ），…，w L －1（n ）］T为自适应滤波器权值向量，长度为L ；X （n ）=［x （n ），x （n －1），…，x （n －M +1）］T 为M 阶的参考信号向量。

残余误差e （n ）表示为e （n ）=d （n ）－y'（n ）（2）其中，d （n ）=p （n ）*x （n ）是主路径噪声信号；y'（n ）=s （n ）*y （n ）是次级抗噪声信号，“*”代表线性卷积，p （n ）和s （n ）分别代表主路径P （z ）和次路径S （z ）的脉冲响应。

根据最小均方准则，设代价函数为J （n ）=E ［e 2（n ）］≈e 2（n ）（3）其中E ｛·｝代表期望算子。

则FXLMS 算法的权系数更新公式为W （n +1）=W （n ）－μe （n ）［h （n ）*x （n ）］（4）其中，μ为步长；h （n ）为次路径估计的脉冲响应；N 为次路径的长度。

由于FXLMS 算法具有简单易行、消噪效果好、计算量小、鲁棒性强等优点，在过去的几十年里得到了广泛的应用。

2冲击噪声的特性对于冲击噪声，通常采用对称α稳定分布（symmetric αStable distribution ，S αS ）来建模，其特征函数为φ（t ）=e－y |t |α（5）其中，α为特征指数，0＜α＜2；γ为分散系数，γ＞0。

图3为不同α值S αS 的概率密度分布曲线，从图中可以看出，α值越小，所对应的分布拖尾越厚，因此脉冲特性越显著；当特征指数α=2时，服从高斯分布；如果特征指数α=1，服从柯西分布；若满足0＜α＜2，且分散系数γ=1，就是标准对称α稳定分布［17］988－989。

对于0＜α＜2的α稳定分布，有如下定理［17］991。

43第5期周亚丽等：冲击噪声的有源控制方法综述图3不同α值S αS 的概率密度分布曲线定理1设X 是α稳定随机变量，若0＜α＜2，则有E ［X p］=ɕp ≥α（6）E ［X p ］＜ɕ0≤p ＜α（7）若α=2，则有E ［X p ］＜ɕ，p ≥0（8）由定理1可知，若α稳定分布的特征指数0＜α＜2，则只有阶数小于α阶的矩是有限的，因此，基于方差或二阶统计量有限假设的信号处理方法（如FXLMS 算法）将会显著退化，甚至会导致产生错误的结果。

α稳定分布与高斯分布的主要区别在于它们的拖尾，对于均值为零的非高斯α稳定分布随机变量X ，有lim t →ɕt αP （X ＞T ）=γC （α）（9）其中C （α）是依赖于α的正值常数。

这样，α稳定分布具有代数拖尾。

与此相反，高斯分布具有指数拖尾。

这就是说，α稳定分布的拖尾比高斯分布的拖尾要厚。

实际上，α值越小，其分布的拖尾越厚，意味着远离分布中心位置的随机变量的概率越大。

分散系数γ表示α稳定分布的分散程度，类似于高斯分布的方差。

因此，在α稳定分布中，不再采用最小均方误差准则，取而代之的是最小分散系数（minimum dispersion ，MD ）准则，即以残差信号的分散系数最小为目标来设计有源噪声控制器。

定理2设X 是均值为0的S αS 稳定随机变量，有［17］992E ［X p ］=C （p ，α）γpα，0＜p ＜α（10）式中C （p ，α）仅仅取决于p 及α，与随机变量X 无关。

定理3设X 是具有代数拖尾的随机变量，则［19］E ［lg X ］＜ɕ（11）定理4设X 是均值为0的S αS 稳定随机变量，定义其几何功率为［20］S 0=e E ［lg X ］（12）则S 0=（C g γ）1/αC g（13）式中C g =1.78为一个常数。