DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 5. 结论 本文对单边直圆柔性铰链的柔度性能进行了分析，利用卡氏二定理推导出了单边直圆柔性铰链的柔度解析式，分析了结构参数对单边直圆柔性铰链柔度性能的影响关系，并用有限元的方法对其柔度公式进行了验证，和有限元法相比公式计算值的相对误差均在10%以内，公式所得的结果与有限元分析结果基本一致，从而验证了单边直圆柔性铰链柔度计算公式的正确性，为单边直圆柔性铰链的工程设计和计算提供了有价值的参考。
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user: 摘 要 为探索竞争性电力市场电价形成机制，本文以美国加利福尼亚州(以下简称加州)电力市场出清价格、电荷量为研究对象，利用格兰杰方法检测二者之间的因果关系。首先选取1999~2000年的实时电价与电荷量进行长程自相关性、互相关性检测。然后分别将1999年和2000年全年24个时段的电荷量及其对应电价的数据进行一阶差分，选用ADF检验法检测序列的平稳性，而后利用Granger检验法对一阶差分后的电荷量与电价序列进行因果关系检验。结果表明，电荷量与电价的具有显著的相关关系，且互为因果。最后为我国电力市场健康运行提供了建议。 关键词 :加州电力市场，自相关，互相关，Granger因果检验 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 随着电力市场化改革的深入，电价的制定、电力市场的竞价成为了电力市场研究领域的热点问题。电价的变化包含了电力市场中的多种信息，并能较好地反映市场的变化。对电价的了解不够或是反应不当，将会极大程度上影响发电商的利益。而找到电价与电荷量的相关性，不仅有助于揭示电价这一重要信号在电力市场中的变化规律，也对于发电厂竞价策略的制定具有重要意义。 电价作为反映电力市场状况的核心指标，是电力市场的一个研究热点。电价受到发电量、用电量以及输电网的运行状态的影响，这些因素的共同作用让电价的变化异常复杂，具有极强的不确定性。为了研究电价，Davison等 [ 1 ] 提出了一种不同于直接电价模型的随机电价模型；刘莉等 [ 2 ] 将多标度分形理论应用于发电商竞价策略的制定，并由此制定出最优竞价策略；王访等 [ 3 ] 认为不同电力市场与不同时段的分形各不相同，也可以利用分形参数的差异来区分不同时段的电价。对于不同的时段，各个因素对于电价有着不同的影响。本文主要从用电量这个影响因子入手，选取分时段电价的数据，利用基本的统计学方法，着重研究电价与电荷量的相关性以及深层次的关联，为实现更好的定价决策提供参考。 本文采用1999年和2000年美国加州电力市场每时段电荷量与电价数据为研究对象，分析它们之间的相关关系，为电力市场定价决策与市场化竞价提供进一步的支持。首先对它们进行描述统计分析，揭示其线性关系；接着研究电价与电荷量的自相关性及电价与电荷量的互相关性；最后为了探寻电价与电荷量的相互影响，在进行ADF检验后，对原始数据进行一阶差分，用加州电价和电量的自相关性和互相关性的显著性并结合AIC检验来确定各检验的最大时滞项后，对电价与电荷量进行Granger因果检验，得出其相互影响、相互制约的关系。最后提出相应的建议，为我国电力市场的定价以及竞价策略提供合理的参考。
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user: 2. 加州电价及负荷量相关性分析 2.1. 电价与负荷量的回归分析 建立线性回归模型 y i = a + b x i + e i ，其中 y i 为电价， x i 是用电量， e i 为服从高斯分布的白噪声序列。将加州电力市场1999~2000年的电价及电荷量进行K均值聚类，分别选出24个时段的聚类值来代替该时段的电价及电荷量，并由SPSS软件进行拟合比较，分析1999年和2000年电价及电荷量关系，可看出无论是常数项还是自变量，其t统计量对应的p值都小于显著水平0.05，在此水平下都通过了检验，且模型R 2 均约为0.86，因此电价及电荷量间有较为显著的线性关系，具体关系如表1所示： Table 1 Analysis of linear fitting of quantity and price in California 1999 and 2000 yrs in electricity market 非标准化系数 标准化系数 t Sig. B 标准误差 Beta 1999年 (常数) −24.120 1.605 −15.026 0.000 负荷量 0.002 0.000 0.989 30.732 0.000 2000年 (常数) −114.451 2.537 −4.664 0.000 负荷量 0.011 0.001 0.881 8.752 0.000 表1. 加州电力市场1999年和2000年电价及电荷量的线性拟合分析结果 2.2. 电量与电价的自相关性分析 电量和电价时常受汛期、旱期、负荷的谷峰等因素的影响，为探究电量和电价序列的变化是否受到历史值的影响，我们在下面的分析中对所选取的电量、电价的一阶差分序列进行研究。将1999年和2000年全年24个时段的电荷量及其对应电价的所有数据分别导入Eviews软件，进行一阶差分处理，并作出相关图，如果所得检验概率小于显著性水平，则拒绝原假设，认为序列存在自相关性。加州1999和2000年全年的数据的相关图如图1、图2所示。 图1. 加州1999年电量电价的自相关图 图2. 加州2000年电量电价的自相关图 由以上两图不难看出：1999年和2000年的电价和电量的检验概率p值均小于显著性水平0.05，并且1999年和2000年的电价、电量的自相关图中的AC均不为0，说明加州1999年和2000年的电价和电量序列的变化受到自身历史值的影响，具有显著地长程自相关性。 2.3. 电量与电的互相关性分析 为了探寻电量和电价时间序列的长程互相关性，分别将1999年和2000年的全年24个时段的电荷量及其对应电价的数据导入Eviews，进行互相关性分析 [ 4 ] ，得到这两个序列的t统计量的值，比较t统计量与临界值的大小，结果如表2所示： Table 2 Cross-correlation between quantity and price in California 1999 and 2000 yrs in electricity market 相关性 1999年 2000年 X Y X Y X 1.0000 1.0000 Y (t-统计量) 0.6427 (78.4989) 1.0000 0.5932 (18.4271) 1.0000 表2. 加州电力市场1999年和2000年电荷量和电价互相关关系 说明：表中的X代表电价，Y代表电荷量。 从上述两表中可以看出：1999年和2000年的t统计量的值都远大于0.05显著性水平下的临界值3.629，表明电荷量和电价之间具有显著的互相关性，并且1999年和2000年中电量和电价的相关系数大于0，表明电价和电量具有正相关性。
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user: 3. Granger (格兰杰)因果检验 3.1. 平稳性检验及滞后项的确定 在对加州电力市场电量电价数据进行分析之前，首先要检验变量的平稳性，否则会产生伪回归现象。本文选用ADF检验 [ 5 ] 检测序列的平稳性。为此，将1999年和2000年的电价与电量数据进行ADF检验，若p值大于显著性水平0.05，则表明该序列不平稳。实验发现原始数据在经过一阶差分后p值为0.0000，小于0.05的显著性水平，说明一阶差分后的电价及电量序列是平稳的 [ 6 ] 。 Granger因果检测 [ 7 ] 中一个最重要的工作的滞后项的确定，不同的滞后会带来不同的检测结果，本文利用加州电价和电量的自相关性和互相关性的显著性并结合传统的AIC检验来确定各Granger因果检测的最大时滞项。 记R m 为电价和电量变化序列(一阶差分序列)互相关性显著的自由度所对应的滞后项的集合，C m 为电价变化序列自相关性(记为Q C (m))显著的自由度所对应的滞后项的集合，K m 为电量序列自相关性(记为Q K (m))显著的自由度所对应的滞后项的集合，即： { R m = { m | Q c c ( m ) > χ α 2 ( m ) } C m = { m | Q C ( m ) > χ α 2 ( m ) } K m = { m | Q K ( m ) > χ α 2 ( m ) } (1) 之后，求出上述三个集合的交集I m ： I m = R m ∩ C m ∩ K m (2) 互相关统计量为： Q c c ( m ) = N 2 ∑ i = 1 m ρ i 2 N − i (3) 其中 ρ i = ∑ k = i + 1 N x ( k ) y ( k − i ) ∑ k = 1 N x ( k ) 2 ⋅ ∑ k = 1 N y ( k ) 2 。 { x ( k ) } 为电量和电价的一阶差分序列， k = 1 ， 2 ， ⋯ ， N ，其中N为序列长度。自相关统计量为： Q ( m ) = N ( N + 2 ) ∑ i = 1 m r i 2 N − i ， (4) 其中 r i = ∑ k = i + 1 N x ( i ) x ( k − i ) ∑ k = 1 N x ( k ) 2 。由AIC统计量最小的原则来确定最大时滞项： AIC = − 2 l N + 2 n N ， (5) 其中 l = − N k 2 ( 1 + ln 2 π ) − N 2 ln | 1 N ∑ ε ^ t ε ^ ′ t | ，k是内生变量个数， n = k ( d + p k ) 是被估计参数的总数，d是外生变量个数，p是滞后阶数。 3.2. Granger因果分析 Granger因果检验假定变量y或变量x的预测信息全部包含在这两个时间序列之中，检验要求估计以下两个回归： { y t = ∑ i = 1 m α i x t − 1 + ∑ j = 1 m β j y t − j + u 1 t ， x t = ∑ i = 1 m λ i x t − i + ∑ j = 1 m δ j y t − j + u 2 t . (6) 其中干扰项 u 1 t 和 u 2 t 互不相关，对上式第1个方程中检验变量x是否是引起y的变化，现假设为x不是y变化的原因，即 α 1 = α 2 = ⋯ = α m = 0 ，构造检验统计量： F = ( R S S R − R S S U R ) / m R S S U R / ( N − k ) ， (7) 其中，RSS R 是(6)式只对y的滞后项进行的回归(这一回归中没有把滞后项x包括进来，这是一个受约束的回归)残差平方和；RSS UR 是(6)式对所有变量的回归(这一回归包括x的滞后和y自身的滞后，这是一个无约束的回归)残差平方和。m是变量x的滞后阶数，k是指无约束回归中为之参数个数。 同理第2个方程检验y的滞后是否为x的原因，原假设为y不是x变化的原因，即 δ 1 = δ 2 = ⋯ = δ m = 0 。在原假设下，F统计量服从自由度为m和(N − k)的F分布。通过查表可得在给定显著性水平 α ( α = 0.05 ) 下的F分布临界值 F α ( m ， N − k ) 。当 F > F α ( m ， N − k ) 时，则拒绝原假设，认为此时x(y)的滞后对y(x)会造成影响。 根据上述检验原理，对加州电量和电价一阶差分序列进行Granger因果检验。由3.1可知，电量和电价的变化序列(一阶差分序列)均为平稳序列，其因果检验的结果如表3所示： 在显著性水平为0.05的条件下均应拒绝原假设，说明电价是电量的Granger原因，且电量也是电价的Granger原因，即二者互为因果关系。 Table 3 The result of Granger causality test for electric quantity and price in 1999 and 2000 yrs (α = 0.05 年份 原假设 F值 p值 决策 滞后阶数 1999年 电价不是电量的Granger原因 75.5125 3.00e−33 拒绝原假设 22 电量不是电价的Granger原因 214.501 1.00e−91 拒绝原假设 2000年 电价不是电量的Granger原因 68.1943 2.00e−17 拒绝原假设 26 电量不是电价的Granger原因 38.8408 4.00e−30 拒绝原假设 表3. 加州1999年和2000年电价与负荷量的Granger因果检测结果(α = 0.05)
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user: 4. 结论及建议 4.1. 结论 通过对加州1999年和2000年电价、电荷量数据的Granger检验发现，电价与电荷量具有较强相关性，电价受到电荷量的影响，而电荷量的变化也与电价密切相关。因此，在这种双向影响的情况下，电力市场的运营商考虑到用电者对电价的变化的敏感度后，可根据实时的用电情况合理调整分时段的电价。 4.2. 对我国电力市场健康运营的启示与建议 1) 促使电价的合理制定，保障电力市场合理运行 自从电力市场的改革深化以来，电价的制定成为了重点研究对象。加强对电价的研究，能使我国电力市场更加健康合理地运行与发展。运营商根据实时用电情况合理调整分时段的电价，可以督促人们养成节约用电的习惯。 2) 节约用电，建设资源节约型社会 建设资源节约型社会，其目的在于追求更少资源消耗、更大经济和社会效益，实现可持续发展。提高国民的节约用电意识，对于建设资源节约型社会有着必不可少的作用。用电者也应清醒的意识到其用电行为也将会影响电力价格的制定。 3) 加强对于各国电力市场的研究，促进电力市场的繁荣发展 在全球化、一体化高速发展的当今时代，我们需要不断的学习以求高速发展。在电力市场研究方面亦是如此。对于他国电力市场优秀政策以及精彩研究的交流和学习，可以帮助我们更好的发展我国的经济 [ 8 ] 。在交流中汲取各自之长处，并从而因地制宜地设计出适合我国国情的电价制定方案、电力市场运行方案等，促进我国电力市场的繁荣发展。
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user: 摘 要 为了提高光伏并网微逆变器的性价比，研究了一种采用阻塞二极管和偏置二极管相组合的电流采样电路，实现了无额外电流传感器的峰值电流采样，在此基础上研究了无电压、无电流传感器的最大功率点跟踪(Maximum Power Point Tracking， MPPT)方法，并提出了基于电网半周期内峰值电流采样值之和的MPPT扰动算法，产生并网电流的给定值，基于这一并网电流给定值设计了占空比观测器，从而实现了并网微逆变器的开环控制。文中研究的控制方法可在较低成本的控制芯片中实现，程序算法简单、硬件成本低。实验验证了本文研究方法的可行性，从而获得了高可靠性和高性价比。 关键词 :并网微逆变器，最大功率点跟踪，峰值电流采样，占空比观测器 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 光伏并网新能源发电是智能电网的重要组成部分，这就对光伏能源并入电网提出了高要求，各国都经过并网逆变器将光伏这一间隙性的能源送入电网 [ 1 ] 。并网逆变器经历了大规模并网发电架构、组串型并网架构，和并网微逆变器。当今分布式发电是主流市场，采用的是组串型并网逆变器，但为了避免热斑效应，提高光伏发电的利用能力，并网微逆变器已受到关注 [ 2 ] 。然而并网微逆变器相对于其它架构的并网逆变器而言存在成本高的缺点，这严重限制了光伏并网微逆变器的推广应用 [ 3 ] 。 为了提高性价比，国内外大多从电路拓扑的研究着手以简化成本和控制方法 [ 4 ] ，文献 [ 5 ] 是一种单级式的带工频升压变压器发电方案，但工频变压器体积不便于小型化；文献 [ 6 ] 研究了推挽电路一级式并网拓扑，但存在高频变压器偏磁的隐患；文献 [ 7 ] 采用了反激型电路，但设计在电流断续工作模式，故其功率密度还须进一步优化 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] 。由于反激易于小型化，故目前市场上大多采用反激型电路作为并网微逆变器的主电路，论文在现有技术的基础上，研究控制方法以提高性价比 [ 13 ] 。 论文针对目前大多的单通道两级式并网微逆变器应用，研究了双通道光伏并网微逆变器的控制方法。即两套光伏组件共用一个光伏并网微逆变器，两块光伏组件通过各自的反激变换电路，共用一套滤波器、一套倒相逆变器和一套控制电路，显然，与目前市场上的单通道微逆变器相比，可降低成本，提高功率密度，从而提高性价比 [ 14 ] [ 15 ] 。本文为了进一步降低成本，研究一种无额外电流传感器的开环控制策略，无需通过光伏组件的电压和电流计算功率来判断是否达到最大功率点，而是根据电网半周期内开关管中峰值电流之和的大小判断，对并网电流的给定值进行扰动，从而得到最大功率点时并网电流的给定值，再根据这一并网电流给定值采用提出的占空比观测器得到反激开关管的占空比，无需传统的电流闭环控制，故算法简单，可采用低成本的数字芯片实现控制以进一步提高性价比。
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user: 2. 峰值电流的采样电路 图1给出了利用开关管压降采样峰值电流的电路原理图。TR1为反激变压器，Q1为反激高频MOS管，反激开关管驱动信号由MCU经过驱动电路得到，驱动电路的信号经过两路，一路经门极限流电阻R1控制Q1的通断，另一路送到峰值电流采样电路，峰值采样电路中的阻塞二极管D2的阴极与Q1的漏极相连，故D2的阳极电压V ip 即对应Q1中通过电流i p 时的采样电压值，V ip 再经过偏置二极管D3，抵消掉D2的管压降后经差分调理电路便得到开关管Q1中电流的采样值，送入数字芯片MCU。与传统的电阻采样、电流霍尔传感器或电流互感器采样得到电流相比，本方法能利用开关管的导通电阻就可得到电流采样值，只要偏置二极管D3和阻塞二极管D2选择相同型号，就可以获得电流的精确采样值。故可降低成本，并提高可靠性。 图1. 基于关管压降的峰值电流采样电路原理图
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user: 3. 基于峰值电流之和的MPPT扰动观察法 提出一种基于峰值电流的光伏并网微逆变器最大功率点快速算法。传统的最大功率点跟踪采用扰动观察法，是根据组件的电压和电流乘积计算得到功率，再根据组件输出功率的大小来实现组件给定电压的扰动，或并网给定电流的扰动，最终实现最大功率点的跟踪。 在传统的反激型并网微逆变器中，反激变换器设计在断续或临界连续状态，开关管Q1中的电流波形如图2，其中的第一部分为上一次电网半周期的峰值电流，第二部分为此时的电网半周期的峰值电流。当微逆变器实现了单位功率因数并网发电时，并网电流的相位是跟电网电压相位保持一致的，在电网电压达到最大和最小值时，这个瞬间相对的反激电路开关管中电流峰值也应达到最大值，假设在第k次电网半周期反激电路中的峰值电流是I pk_i (k)，在半周期内第i个开关周期T s 内的平均电流是I p_i (k)，光伏组件的输出电压为U i ，输出电流为I i ，组件的输出功率P PV 由公式(1)计算： 图2. 两个半周期的峰值电流示意图 P p v = U i ⋅ I i = 2 π ⋅ U i ⋅ I p _ i ( k ) (1) 假设第k次电网半周期即为当前的半周期，在当前半周期的第i次开关周期T s 内的开关管导通时间为t on ，即可计算出此时的峰值电流I pk_i (k)和单个周期内平均电流I p_i (k)之间的算数关系，可得公式(2)： I p _ i ( k ) = 1 2 ⋅ t o n ⋅ I p k _ i ( k ) T s (2) 设反激变压器原边电感的感量为L p ，根据光伏组件的输入电压U i 和MOS管中峰值电流I pk_i (k)之间的关系，能够列出公式(3)： t o n = L p I p k _ i ( k ) U i (3) 联立式(1)、(2)和(3)可得到组件功率的计算公式(4)： P i = I i ⋅ U i = L m ⋅ I p k _ i 2 ( k ) π ⋅ T s (4) 从公式(4)能得到逆变器的输入功率P i 和 I p k _ i 2 ( k ) 成正比。因在反激电路中I pk_i (k) > 0始终成立，故 I p k _ i 2 ( k ) 是I pk_i (k)的增函数(I pk_i (k) > 0)。由上述分析知，在进行最大功率跟踪时，能用I pk_i (k)是否达到最大值来判断最大功率点跟踪，而无须经过组件电压、电流的乘积计算组件的输出功率，这就节省了程序的资源，提高了算法的速度。由式(4)可见，这种最大功率点的跟踪无需采集组件的电压值。 但在实际应用中，很难通过如图1的峰值电流采样电路得到恰好对应着电网电压峰值时的开关管峰值电流I pk _max (k)，并且开关噪声不可避免。如图2，设当前电网半周期为第K个，前一个电网半周期为K − 1个的话，结合以上分析不难知道，若在并网电流增加的情况下，第K个电网半周期内的I pk_i (k)大于第K − 1个电网半周期内对应的I pk_i (k − 1)，故第K个电网半周期内所有的电流峰值之和也将大于第K − 1个电网半周期内的电流峰值之和。反之则反之。公式(5)给出了电网半周期内的电流峰值之和。 I t o t a l = ∑ i = 1 N I p k _ i ( k ) = k c o f f ⋅ I p k _ max ( k ) (5) 式中，I pk_i (k)代表一个电网半周期内每个开关周期T s 内Q1中峰值电流的大小，N表示一个电网周期内峰值电流的采样次数，I pk _max (k)为单个电网半周期内峰值电流的最大值，k coff 是个常数，相当于平均系数，故也是数字滤波，增加了电流采样的抗干扰能力。由公式(5)知电网半周期内的峰值电流之和是该半周期内最大峰值电流I pk _max (k)的单调增函数(I pk _max (k) > 0)。由于单调增函数的反函数也是单调增函数，所以I pk_i (k)也是I total 的单调增函数。这样就可以知道，P pv 是I total 的单调增函数(I pk_i (k) > 0)，故可以通过电网半周期内的开关管Q1中峰值电流之和来判断并网微逆器是否实现了最大功率点跟踪，从而实现基于开关管峰值电流之和的MPPT扰动观察法。如图3给出了程序算法流程图。
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user: 4. 基于占空比观测器的控制方法 4.1. 反激变换器开关管占空比观测器设计原理 反激变换器的工作原理图如下图4所示。 反激变压器在开关Q1处于开通状态时，电感存储能量，当开关Q1关断，电感向后级传递能量。存在以下关系： i s _ p e a k = N ⋅ i p _ p e a k (6) 图3. 峰值电流之和的MPPT扰动观察法程序流程图 图4. (a) 反激变换器开关闭合；(b) 反激变换器开关断开 另外有： i p _ p e a k = V i n L p ⋅ t o n (7) i s _ p e a k = V o u t ( 1 / N ) 2 L p ⋅ t o f f (8) N为变压器原边与副边匝数比。实际图3中的负载为倒相逆变器，其两端电压为V out ，输出电流即为并网电流的绝对值，设电网电压 v g r i d = V g m ⋅ sin ( ω t ) ，电网电流 i g = I g m ⋅ sin ( ω t ) 。 下面分临界连续与断续模式分析原理。 1) 临界连续模式 并网电流的给定值不妨用来计算Q1的通断时间。由式(6)、(7)、(8)可计算出开关管Q1导通时间和关断时间，如式(9)和(10)。 t o n _ B C M = L p ⋅ i p k _ i ( k ) V p v (9) 可以得到Q1的关断时间为： t o f f _ B C M = L p ⋅ i p k _ i ( k ) V o u t ⋅ N 2 (10) 因是临界连续，故开关周期这t on _BCM 和t off _BCM 之和，推导出的副边电流计算公式如式(11)。 i s _ a v g _ B C M ( ω t ) = N ⋅ i _ r e f _ B C M ( ω t ) ⋅ t o f f _ B C M ( ω t ) 2 ⋅ [ t o n _ B C M ( ω t ) + t o f f _ B C M ( ω t ) ] (11) 令副边输出电流等于并网电流的给定值，得式(12)，I gm _ref 为输出电流峰值的给定。 i s _ a v g _ B C M ( ω t ) = I g m _ r e f sin ( ω t ) (12) 由此可得到在BCM模式下高频开关周期内的原边电流峰值： i p k _ i ( k ) = 2 ⋅ I g m _ r e f ⋅ [ V o u t ⋅ | sin ( ω t ) | V p v + | sin ( ω t ) | N ] (13) 将式(13)回代入式(9)和(10)便可计算出开关管Q1的通断时间。 2) 断续导通模式 当反激变流器工作于DCM模式时，并网电流基准用来控制主功率开关管S m 的关断，固定的开关周期控制主功率管的开通，因此主功率开关管S m 在固定的开关频率下工作。 由式(6)、(7)、(8)推导出DCM模式下开关管的关断时间如式(14)。 t o f f _ D C M = L p ⋅ i p k _ i ( k ) V o u t ⋅ N 2 (14) 将DCM模式下Q1的固定周期设为T DCM ，则推得副边电流表达式： i s _ a v g _ D C M ( ω t ) = 0.5 ⋅ N ⋅ i r e f _ D C M ( ω t ) ⋅ t o f f _ D C M ( ω t ) T D C M (15) 令副边输出电流等于并网电流的给定值，得式(16)，I gm _ref 为输出电流峰值的给定。 i s _ a v g _ D C M ( ω t ) = I g m _ r e f ⋅ sin ( ω t ) (16) 将式(15)代入式(16)推导出DCM模式下高频开关周期内原边电流峰值： i p k _ i ( k ) = 2 ⋅ I g m _ r e f ⋅ T D C M ⋅ V o u t ⋅ N L p ⋅ | sin ( ω t ) | (18) 将式(18)回代到式(14)便得到开关管的关断时刻。 4.2. 并网微逆变器的开环控制策略 并网微逆变器的开环控制方法如图5，采用如图3所示的峰值电流之和扰动观察法实现MPPT，MPPT算法产生并网电流的给定值I gm _ref (峰值电流)，经过占空比观测器得到反激开关管的通断时刻。 图5. 开环控制示意图 当电网电压在过零点附近时，由于反激电路输出能量较小，开关频率势必很高，故开关损耗增加，这不利于高效率和高功率密度的实现，为此可在电网过零附近按固定开关频率的断续工作模式进行控制。具体控制流程图，如图6，当系统开始运行时，计算t on 、t off 的值，再计算出反激电路的开关频f，当频率小于300 kHz时，反激电路工作在临界连续模式；当频率大于等于300 kHz时，反激电路工作在断续模式。 图6. 临界连续模式、断续模式切换流程图 相对于传统电流闭环的控制策略来讲，电流开环控制策略不需要反馈回来的电流来计算反激MOS管的占空比，而是直接通过观测计算的方法计算出反激MOS管的开通关断时间，这样就可以省去逆变后级的输出电流传感器，从而降低成本。另电流闭环控制进可以由调节器控制倒相逆变器桥臂中点输出的电压相位，从而控制输出滤波电感中的电流相位与电网相位一致，但在开环控制中，只能采用电网电压相位来控制逆变器桥臂中点电压相位，故需省去滤波电感，否则无法实现电感中电流与电网同步。由于网侧滤波电感的省去进一步降低了成本，当然并网电流的低谐波可由反激变压器的电感来实现。
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user: 5. 实验分析 双通道交错反激型光伏并网微逆变器的主要性能指标如表1所示。这里的MCU选择的是Mc56F8245飞思卡尔芯片。 Table 1 Main performance indicators of dual-channel interleaved flyback photovoltaic grid-connected micro-inverter 参数 数值 输入电压范围 24V DC ~54V DC 电网电压范围 184V AC ~265V AC 输出电压纹波 ΔV dc < 1% 额定输出功率 P o = 490 W 效率 η > 95% 功率因数 PF > 0.99 输入电流总谐波畸变率 THD < 2.4% 表1. 双通道交错反激型光伏并网微逆变器的主要性能指标 为了验证该方案是否可靠，设计与制作了实验的样机，下面给出了实验波形。 如图7，当样机开始并网发电时，电流开始逐渐增加，经过一段时间之后，电流到达最大值，并处于该值恒定输出，表明了采用图3中基于峰值电流之和的MPPT扰动观察法能稳定实现光伏组件的最大功率输出。图8所示是反激电路中开关管的驱动波形，对于双通道来说，4只开关管实现了交错控制，可以减少输入电流纹波和网侧的电流纹波，并可减小输入、输出滤波器的体积，这对降低系统成本是有利的。图9是反激电路中开关管漏源电压及其采样波形，其中图9(b)是图9(a)的展开波形，结合图1，这里的通道1是开关管Q1漏源电压波形，通道2是送到MCU的AD采样信号(AD1)，实验表明可以采用开关管的导通电阻采样峰值电流，且论文中的峰值电流采样电路的有效的。图10给出了并网电流和电网电压的稳态波形，可以看出，并网电流能很好的跟踪电网电压，且电流畸变较小，表明文中设计的占空比观测器是有效的。图11是并网微逆变器的效率曲线图，满载时的效率达95.18%。图12功率因数曲线以及电流总谐波畸变曲线，当功率增加时，其功率因数也在增大，电流谐波畸变率减小，满载时候的网侧功率因数达到0.9959，电流总谐波畸变小于2.3%，满足了双通道交错反激型光伏并网微逆变器的性能指标。实验表明论文中的控制方法是可行的。 图7. 微逆变器发电最大功率追踪波形 图8. 前级四路MOS管的驱动波形 图9. MOS管漏级电压测试波形 图10. 并网电流和电网电压稳态波形 图11. 效率曲线 图12. 功率因数曲线和电流总谐波畸变曲线
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user: 6. 结论 论文采用MOS开关管导通电阻采样峰值电流，提出了一种基于峰值电流之和的MPPT扰动观察法，得到了并网电流的给定值，基于这一并网电流给定值按断续和临界连续设计了占空比观测器，并给出了断续与临界连续切换方法，从而实现了并网微逆变器的开环控制方法。论文所研究的并网微逆变器控制方法可省去额外的电流传感器，可在低成本的数字芯片中实现算法，故能降低并网微逆变器的成本，提高性价比，有助于并网微逆变器的应用推广，获得光伏能源的高效利用。
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user: 摘 要 由于配电设备的全生命周期构成因素是随时间不断变化的动态过程，因此针对配电网规划或改造过程中的设备选型问题，本文以配电变压器为研究对象，建立一套全生命周期模型，为配电网设备选型提供参考依据。首先充分考虑配电变压器全寿命周期成本的主要影响因素，对变压器投资阶段、运行阶段、运行维护阶段、故障阶段以及退役阶段分别进行建模；然后利用资金时间价值方法，构建变压器全寿命周期成本的资金时间价值模型，用以计算配电网变压器整个运行年限内的全周期成本；最后以深圳龙岗局配电网规划项目作为案例推演，通过比较两款不同型号变压器的全生命周期成本来证明所建立模型的有效性和实用性，并且通过模型模拟结果直观反映配电变压器不同阶段的成本波动情况。 关键词 :配电网变压器，全生命周期成本，资金时间价值，设备选型 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在配电网规划或改造过程中，设备投资问题逐渐成为电力人员关注的焦点，其中变压器的投资问题更显突出，变压器的选型投资决策也因此成为电力企业投资时极为关注的焦点。通过多年的电网建设、城市、农网改造、电网经济运行水平提高等方面的工作，粗犷性的投资已不适应“精益化”的管理要求，投资综合效益最大化是未来的趋向，如何将投资和降低综合损耗实现最优化是目前需要思考和研究的问题 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。通过目前配电网的发展方向，可知在配电网网架上取得最大效益的空间已不大，而配电变压器的选型是提高投资综合效益的有效手段，因此有必要对低压配电设备具体情况进行分析，以台区经济运行为基础，找出最适合当地的配电变压器，并探索出一套模型，使配变设备选型标准化、易于推广应用，实现投资综合效益最大化。 20世纪90年代初，我国电力企业开始对资产全寿命周期成本(life cost cycle，LCC)管理方法进行研究，2002年国家电网部分供电公司在工程决策中首次全面推行全寿命周期管理，并取得了预期效果。除此之外，LCC管理在主电网规划、配电网规划、电力工程、高压电力设备选型方面都已经被广泛研究和应用 [ 4 ] 。 针对LCC管理在配电网规划和改造中具体配电设备选型的应用，国内学者已经进行了大量的研究和探索。文献 [ 5 ] [ 6 ] 建立了考虑资金时间价值的电力变压器全寿命周期成本计算模型，并采用灵敏度分析方法对配电变压器的影响因素进行灵敏度分析。文献 [ 7 ] 对配电装置运行的全过程费用进行拆分，提出了配电装置的全寿命周期费用模型，并结合变电站改造的实际算例，通过对两种方案的比较分析，得出了变电站配电装置改造的经济性方案。文献 [ 8 ] 基于全寿命周期成本(LCC)理论建立了海上升压站主变压器的成本分析模型，通过对模型中各组成部分进行分解计算和对重要影响因素的灵敏度分析得出最优冗余配置方案。 由以上分析可知，学者们在研究配电网设备的全寿命周期成本时都考虑了资金的时间价值，但是部分配电网设备的LCC构成因素是随时间变化而变化的，例如变化的设备在确定的运行年限内的故障率或设备的故障修复时间等因素在LCC计算过程中都非一成不变的。因此，本文将以配电网变压器这一主要设备为研究对象，充分考虑影响变压器成本的动态变化，基于资金时间价值方法，模拟并计算全生命周期成本，为配电网设备选型提供参考依据。
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user: 2. 全生命周期成本构成 电力工程规划和建设项目全生命周期成本是指在项目策划、立项、设计、建设实施、运行维护、报废等各阶段所产生的费，主要包括项目前期费用、设计费、施工费、监理费、运行费、日常维修、大修、停电故障成本、报废等费用。不同阶段生命周期成本的构成情况如图1所示。 图1. 全生命周期构成情况 以系统的观点来看，配电网变压器的LCC是一个完整的、动态变化的系统，该系统的核心是变压器的成本，它由多个因素共同组成。同大多数配电设备LCC模型相似，配电网变压器的LCC也是由投资成本、运行成本、检修维护成本、停电故障成本及退役处置成本共5部分组成 [ 9 ] ，如式(1)所示。 L C C 变 压 器 = C I + C O + C M + C F + C D (1) 式中：C I 为变压器初始投资成本；C O 为变压器运行成本；C M 为变压器检修成本；C F 为变压器故障成本；C D 为变压器退役处置成本。它们在变压器全生命周期内的不同时间阶段内发生，并对总体LCC产生不同的影响。
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user: 4. 基于资金时间价值的变压器LCC模型 资金的经济效益，除了受资金多少的影响，还受资金产生时间点的影响，当前的资金比将来同样数量的资金更有价值，不同时刻投入资金以及对应效益具有不同的价值，从而当前所持资金较将来对应的相等资金而言会有更高的价值 [ 10 ] 。 实际工程的经济分析里，资金的时间价值一般有如下几种表示方法：现值P，表示未来某个时刻上的资金折算至当前对应的价值，它体现了现金流量图上起始点的投资数额；终值F，指现在的资金折算到未来某个时刻对应的价值，它的概念是在一定利率下，经过一定次的利息计算后，本金所产生的新的价值；等年值A，指各年等额收入或支出的金额，一般用等额序列表示。 资金现值与终值均为一次性支付，如果没有强调的话，现值对应工程开始的首年年初，终值对应工程的最后一年年末，等年值对应每年年末。计算资金时，一般要把将资金换算成同一种形式，三种资金互相换算的公式如式(22)所示。 X = Y × ( X / Y ， p ， t ) (22) 式中：p为社会折现率，t为成本发生的时间，单位通常为年， ( X / Y ， p ， t ) 是指考虑p和t的情况时，由Y折算到X的折算系数。 配电变压器设备的LCC指设备在其寿命周期内产生的费用，计算该费用时应当考虑资金的时间价值。求解LCC时，先求出设备在其寿命周期内每年的成本，然后根据社会贴现率以及通货膨胀率折算至设备购买时的现值，最后把每年对应的现值进行求和得到设备的LCC。 LCC = ∑ t = 0 T − 1 C t ( 1 + r 1 + R ) t (23) 式中：T为设备的寿命年限；C t 为设备每年花费成本；r为通货膨胀率，R为社会贴现率。 因此根据上节的变压器LCC的各阶段的具体建模情况，将各阶段的成本花费计算公式进行同一形式的资金时间换算可得： LCC = ∑ t = 0 T − 1 ( 1 + r 1 + R ) t ⋅ [ ( C g m + C a z + C q t ) + ( C P + a ⋅ P g ( 8760 ) 2 x x + 8760 / T R + a ⋅ t max S ⋅ y ⋅ R U 2 )     + ( ( P m 1 ⋅ T c ⋅ a + A ⋅ γ ) + ( ∑ i = 1 K a 2 L i [ ∑ j N ( λ ′ j r ′ j + λ j r j ) ] ) + ∑ f ∈ B C f ， i )     + ( ∑ S ∈ ψ [ ( P f 1 ， s ⋅ T S ⋅ a 2 ) + ( η S C m ， s + [ 1 − η S ] C r ， s ) ] ) + ( C b f − C c z ) ] (24)
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user: 5. 算例分析 根据国家及行业标准在深圳龙岗地区进行规划建设，从两个不同厂家选择两款同类型的三相双绕组有载调压变压器进行LCC计算并比较，它们共同的主要技术指标及工程数据如下。 变压器的额定容量为100 MVA；全生命周期寿命年限为30；额定电压等级为220 ± 8*1.5%/21；冷却方式为ONAN；联结组别号为Ynd11；功率因数为0.95；阻抗电压为Uk = 16%；年平均负荷率为50%：环境年平均温度为25℃；防污等级为d级；所有设备抗震按7度计算，8度构造措施；噪音水平 ≤ 65 dB (A)；低压侧经接地变小电阻接地或不接地运行方式。通过行业标准规定确定的A、B配电变压器模型变量值如表1所示。 Table 1 Transformer model variable valu 变量名称 变量单位 A变量取值 B变量取值 售电电价 a/(元∙(kW∙h) −1 ) 0.63 0.63 购买成本 C gm /元 58，720 72，314 运行人员成本 C p /元 2314 1920 固定功率损耗 P g /kW 56 32 故障修复时间 T R /h 3 2.5 输送电量 E/kW∙h 3，015，600 3，015，600 最大负荷下的有功功率 P A ，max /kW 58.2 69.3 等效电阻 R/Ω 2.17 3.10 故障率 x 0.015 0.009 负荷停电持续时间 T c /h 4.5 2.75 检修导致单位时间失负荷量 P m 1 /kW 3120 3120 开关操作费用 γ/元 195 210 随机失负荷单位电价 a 2 /kWh 0.68 0.68 需检修的负荷节点数 K 20 20 故障导致单位时间失负荷量 P f 1 /kW 2318 2318 其他费用比例系数 λ/% 3 3 报废成本比例系数 α 2.5 2.5 残值成本比例系数 β/% 3 3 表1. 变压器模型变量取值 其中设备j的检修停运率 λ ′ j 、设备j的平均检修持续时间 r ′ j 、设备j的故障停运率 λ j 、设备j的平均故障修复时间 r j 、设备f选择检修方式i对应的检修费用C f，i 、以及 η S 、C m，s 、C r，s 等指标则根据具体涉及设备参考深圳电网规划建设指标一一设定。 将上述定义变量值带入配电变压器模型中，计算单位年限内各阶段的具体花费成本，可得A、B变压器的各阶段成本对比结果如下表2所示。然后将A、B变压器30年寿命内每年对应的成本现值根据式(23)进行折算后求和所得结果如表3所示。 Table 2 Cost comparison of various stages of A and B transformer 成本 变压器A 变压器B 初始投资成本C I 64，592 79，545.4 运行成本C O 23，539.094 15，451.421 检修维护成本C M 16，637.2 9771.4 故障损失成本C F 19，493.08 10，454.66 退役处置成本C D 8514.4 10，520.53 LCC 132，775.774 125，743.411 表2. A、B变压器各阶段成本对比元 Table 3 LCC comparison of A and B transformers after conversio 成本 变压器A 变压器B LCC 404.72万元 327.62万元 表3. 折算后A、B变压器LCC对比 为了更清晰、直观的反映出两款变压器在全寿面年限内各阶段的成本对比情况，将资金折算后的两款变压器每阶段成本仿真结果绘制成柱形图进行比较，具体结果如下图2所示。 图2. A、B变压器LCC对比结果 从图2结果中可看出变压器B的投资成本比变压器A高，即变压器B在规划建设前期需投入更多的资金，但在之后的运行成本、检修维护成本及故障损失成本上，变压器B都较变压器A更节省资金。另外退役处置成本上变压器B也需要比变压器A花费更多。 进一步分析可知，由于变压器B前期投资更高，则在稳定性和智能性上要较变压器A更好，针对灾害问题变压器B也会有更好的抵御性，因此后续阶段的运行维护成本和故障成本也相对较低。但在故障后的设备更换和退役后的设备处置方面，由于变压器B的高性能化，因此也需要投入更多成本进行相匹配的处理。 综上所述，在单位年限内的LCC成本上，变压器B比变压器A节省7032.363元，在30年寿命周期折算后的LCC上，变压器B比变压器A节省77.1万元，因此变压器B较变压器A更适合此地区的配电网规划建设。
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user: 6. 结论 针对配电网升级改造过程中的设备选型投资决策问题，本文以配电网变压器这一重要设备为研究对象，充分考虑影响变压器全寿命周期成本的动态变化，利用资金时间价值方法，构建配电网变压器全寿命周期成本的资金时间价值模型，用以模拟和计算配电网变压器全生命周期成本。并且选取深圳龙岗地区配电网规划项目进行算例推演，对选自两款不同厂家的变压器进行全生命周期成本计算。通过算例仿真，结果证明了变压器的前期投资成本并非与最终的总LCC成本成正比，对变电设备进行规划或改造时必须同时考虑LCC各阶段的具体影响，才可以得到全局最优的设备建设策略。此外也证明了针对配电变压器的设备选型问题，本文所建立模型具有适用性和有效性。
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user: 摘 要 针对城市交通噪声及空气污染严重的现状，结合现有通风隔声窗的不足，设计了一种基于纳米二氧化钛光催化降解技术的通风净化隔音的新型环保窗，改善现在市场上采用物理过滤吸附的方法的传统净化窗。对开启内外窗的连杆机构及其部件进行优化，解决两窗开启的干涉问题，对开窗的滑撑进行受力分析及校核；通过拨叉与转角器的组合，实现用一种交互方式达到内外两窗的三种开窗状态的效果。本设计对传统窗户的节能减排降噪具有借鉴和指导作用。 关键词 :节能，环保，通风，隔音窗，光催化降解 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 近年来随着中国的不断发展，国内大型城市雾霾问题频频出现，雾霾天气会让交通更加堵塞，为城市交通埋下隐患；与此同时，城市噪声污染问题也日益严峻。在如此环境下，将严重影响到人们的日常生活和身体健康 [ 1 ] ，因此，城市急需一类既能降低外界噪音又可以净化外界空气污染的窗户来替代现有的传统窗户。 在此背景下，不少研究者开始对自然通风窗进行改进，希望能达到通风、除噪等多重效果。早在1937年，Ford和Kerry研究发现双层玻璃的降噪效果比单层玻璃强 [ 2 ] 。而在2004年，翟国庆等使用隔声性能好的中空玻璃来制作窗户 [ 3 ] 。近几年来，通风方式通常为机械式和自然式相结合 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 。但是，多数研究仅仅是针对通风和隔声两种性能的研究，针对窗户的净化性能的研究和设计较为罕见。在双层隔音窗的基础上，设计了一款兼顾净化与通风功能的隔声窗。
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user: 2. 通风净化隔音窗整体设计方案 2.1. 全闭状态，用于冬季保温 如图1所示，双层玻璃窗结构的真空隔层空间形成封闭空间，当太阳辐射通过外层窗时，热量将会 图1. 冬季双层玻璃窗机构及空气流动图：1：外层窗；2：内层窗；3：隔层空间 被吸收、透过、反射。导致外层窗窗体热量上升，外层窗窗体通过对流传热使隔层空间中的空气的热量提高，另外透过的热量将以辐射传热的形式使隔层空间中的空气热量上升。这样隔层空间中的空气会将热量通过对流换热和辐射传热传到内层窗，内层窗在通过上述两种传热方式加热室内空气，进而减少了建筑室内的采暖能耗，实现了窗的保温性能。 2.2. 外窗开启内窗关闭状态，用于夏季隔热 如图2所示，夏季开启外层窗。此时窗体一侧的通风口与隔层空间形成流动空气，通过对流传热将隔层空间中空气的热量带走。隔层空间之中的热量降低从而降低了内层窗的表面温度，从而减少了室内制冷能耗，实现窗户的隔热性能。 图2. 夏季双层玻璃窗机构及空气流动图：1：外层窗；2：内层窗；3：隔层空间 2.3. 全开状态，即通风状态 如图3所示，想要通风时，打开内外层窗任意角度，室外空气将通过纳米级二氧化钛薄膜过滤网，过滤降解室外空气的污染物再通过内窗进入室内，保证了输入空气的洁净度，达到了通风换气的性能。 图3. 通风情况下双层玻璃窗机构及空气流动图：1：外层窗；2：内层窗；3：隔层空间；4：过滤网 其中，通风窗的双层玻璃结构和其中的真空区大大增强了声波的反射、吸收与转化，体现了窗户的隔音性能。 2.4. 开窗机构的选择设计 内外两窗为了在保持各自不相同的运动轨迹，开窗后同时保持内外两窗的间距，因此需要不同的开窗机构。利用不同机构开启关闭之间的空间差，避免两窗干涉。 表1中列举了市面上常见的几种开窗机构 [ 7 ] ，通过对比各大重要属性的数据，选择最合适的开窗机构应用于本设计中。 Table 1 Data comparison of several common windowing mechanism 开窗机构 基本功能 支撑强度 可开角度 开窗位置 安装位置 滑撑 开窗支撑 强 90˚ 向中线移动 上下侧边 风撑 固定支撑 强 任意 固定 上下侧边 铰链 开窗支撑 弱 90˚~180˚ 略微向外侧移动 左或右单侧边 合页 开窗支撑 弱 90˚~180˚ 固定 左或右单侧边 表1. 几种常见开窗机构的数据对比 由表1可以清楚的看到各种开窗机构的优缺点： 对于外层窗，杆件的受力较小、需要贴近旋转轴一侧做开窗动作，本设计选择铰链与风撑的组合运用在外层窗上较为合适。 对于内层窗，考虑到需要与外层窗保持一定间距，选择开窗动作向中线移动的滑撑机构较为合适。
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user: 3. 净化隔音原理 3.1. 净化原理 最常用的光催化剂—二氧化钛是一种电子导电型半导体氧化物，光催化机理的机理如下图4所示：当用光照射半导体化合物时，并非任何波长的光都能被吸收和产生激发作用，只有其能量E满足式(1)的光量子才能发挥作用 [ 8 ] ，即： E = h c λ ≥ E g ，   eV (1) 式中：h-普朗克常数，4.138 × 10 −15 eV·s；c-真空中光速，2.998 × 10 17 nmgs −1 ；λ-光子波长，nm。 图4. 光催化机理示意图 整个光催化反应可以看作为两个步骤的结合： 光催化剂吸收光能，使表面发生光激发，产生电子(e − )和正孔(h + )； 光照之后，电子流失即凭空消散(氧的还原)，正孔的作用是氧化分解吸附物质，产生有机物。 本设计所采用的是基于纳米二氧化钛光催化降解技术的净化方案。因此，相比之其他的净化方案，本设计所使用纳米光催化降解技术具有以下优点： 1) 全面性：光催化剂在理论上可以完全有效地降解包括甲酸、苯、甲苯、二甲苯、氨等污染物，同时还具有高效的消毒性能，它可以将细菌释放出的毒素进行分解及无害化处理； 2) 持续性：在光催化降解反应过程中，光催化剂本身是不会产生任何变化或者损耗，只需要在光的照射下就可以实现持续不断地净化污染物，如此光催化剂的持续作用时间十分可观； 3) 安全性：光催化剂是属于无毒、无害的物质，对人体的伤害等于零，安全可靠。其反应的最终产物是水、二氧化碳和其他无害物质，而且不会产生任何二次污染； 4) 高效性：光催化剂，只需利用取之不尽、用之不竭的太阳能就可以实现将扩散开来的污染物以及低浓度气体清除甚至净化。 而在光催化剂中，纳米二氧化钛光催化剂的特性及效果尤为突出且稳定，相比之其他的光催化剂，它具有以下三项优点： 1) 氧化分解能力强，具有显著的效果； 2) 光催化剂本身最为稳定，耐候性好，而且安全无毒； 3) 成本极低，只需光源就可实现净化，无二次污染。 因此该催化剂又誉为“环境催化剂”环保材料，作用广泛，适合用作本设计净化方案。 3.2. 隔音原理 3.2.1. 隔声量 本设计所提到的隔声，即构件对声音的隔绝能力，一般用隔声量R (单位dB)来表示。隔声量又称为传声损失，对于给定的隔声构件，隔声量与声波频率密切相关，低频时的隔声量较低，高频时的隔声量较高。其中构件透射系数τ的定义是其两边的透射波声功率W 2 与入射波声功率W 1 之比，即： τ = W 2 W 1 (2) 那么，隔声量R为： R = 10 lg 1 τ = 10 lg W 1 W 2 (3) 3.2.2. 声强 声强是一个具有方向性的，描述声场内声能流的物理量。其定义是通过垂直于声传播方向的单位面积上的平均声能流 [ 9 ] ，即： I = W ¯ S (4) 式中 W ¯ 为一定面积内的平均声能量，S为该面积的值。声场中某点的瞬时声强可以用该点瞬时声压p(t)和瞬时质点速度u(t)的积来表示。 I ( t ) = p ( t ) × u ( t ) (5) 提高窗扇的隔声能力，有以下几种做法： 1) 改善窗扇轻、薄、单的声学特性； 2) 密封缝隙，减少缝隙的透声； 3) 使用多层玻璃，并且保证足够的玻璃间距。 由上几点可以看出，隔声主要与窗扇以及玻璃的材料结构以及性质有关，密实的结构一般具有良好的隔音效果。普通结构单窗的隔声量会随着窗扇质量的增大而提高。
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user: 4. 分析与校核 4.1. 对滑撑受力分析 本设计对于滑撑的进行受力分析，分成了三种情况： 窗扇没有开启或者关闭的外力时，稳定在某一位置上的情况下(图5)： 图5. 无启闭力的滑撑受力模型 图中符号的含义分别如下：F 11 -窗扇上沿滑撑长连杆所受的拉力；F 12 -窗框上沿滑撑滑块所受的拉力；N 11 -窗扇上沿滑撑中连杆铆接点所受的压力；N 12 -窗框上沿滑撑滑块所受的压力；F 21 -窗扇下沿滑撑长连杆所受的拉力；F 22 -窗框下沿滑撑滑块所受的拉力；N 21 -窗扇下沿滑撑中连杆铆接点所受的压力；N 22 -窗框下沿滑撑滑块所受的压力；G-窗扇自身的重量；a-窗扇开启的角度；b-长连杆开启的角度。 为了简化操作，根据空间力学平衡原理，本设计只对有用的力列出了力矩方程： { F 12 + F 22 = 0 F 11 + F 21 = 0 其中对于Y轴，做力矩方程： G × B 2 × sin a = F 11 × sin b × H + F 12 × H (6) 对于M轴(M轴是窗扇的重心轴线在窗框y-z平面上的投影)，做力矩方程： F 11 × ( B 2 × cos a − y 2 ) × sin b = F 12 × ( B 2 × cos a − y 1 ) (7) 可以得出： F 11 = − F 21 = G ⋅ B 2 H ⋅ sin a sin b ⋅ B 2 cos a − y 1 B cos a − ( y 1 + y 2 ) = G ⋅ B 2 H ⋅ sin a sin b ⋅ x 1 x 1 + x 2 (8) F 12 = − F 22 = G ⋅ B 2 H ⋅ sin a sin b ⋅ B 2 cos a − y 2 B cos a − ( y 1 + y 2 ) = G ⋅ B 2 H ⋅ sin a sin b ⋅ x 2 x 1 + x 2 (9) 中对于X轴，做力矩方程： G × B 2 × cos a = N 11 × y 2 + N 12 × ( B × cos a − y 1 ) ∑ Z = 0 (10) G = 2 × N 11 + 2 × N 12 由以上，可以得出： N 11 = N 21 = G 2 ⋅ B 2 cos a − y 1 B cos a − ( y 1 + y 2 ) = G 2 ⋅ x 1 x 1 + x 2 (11) N 12 = N 22 = G 2 ⋅ B 2 cos a − y 2 B cos a − ( y 1 + y 2 ) = G 2 ⋅ x 2 x 1 + x 2 (12) 4.2. 对滑撑变形校核 本设计所用的为平开窗，在承受窗扇重力的情况下，会出现一定的受力变形。需要对窗扇的重力压力引起的滑撑变形分析。 现在市面上的滑撑当中长连杆的尺寸一般为宽18 mm，厚2.5 mm；材料一般为304不锈钢钢板。 代入弯曲刚度公式： E I Z = E × b h 3 12 (13) 可以计算得出长连杆的弯曲刚度： E I Z = 85.05 × 10 5   N ⋅ mm 2 。 单独对滑撑部分进行简化成力学模型(如图6) 图6. 滑撑部件的受力模型 图中符号的含义分别如下：A-窗扇的重心点；P-窗扇重力的一半；L-滑撑托臂的长度； 考虑到滑撑是成对使用，起到分担窗扇重量的效果，所以取重量P = G/2，可以得出下垂变形量y A ： y A = P ( L − B 2 ) ⋅ B 2 6 E I L [ L 2 − ( L − B 2 ) 2 − ( B 2 ) 2 ] (14) 取用市面上12寸的平开窗用滑撑，尺寸为600 mm × 1000 mm，中空玻璃采用常见的5 + 9A + 5型号，那么G ≈ 120 N，L = 250 mm，如此可以得出：y A ≈ 2 mm。 由此可见，在平开窗中使用滑撑部件所需要的承重能力是不可忽视的，若要减小连接杆的下垂变形量，连接杆的长度需要更接近窗宽的一半。