DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 算法描述 2.1. 系统设计思路 漏电保护器俗称漏电开关，是指用于1 kV以下低压配电系统中电路或电器因绝缘受损而发生对地短路时防人身触电和电气火灾的保护电器。三相供电线路的环境湿度与漏电流测量原理如图1所示，其中，湿度传感器用于测量三相供电线路周围的环境相对湿度。关键部件是漏电流传感器，它由铁芯和绕在铁芯上二次线圈组成检测元件，电源相线和中性线穿过环形铁心构成了互感器的一次线圈N1，缠绕在环形铁芯上的绕组构成了互感器的二次线圈N2。C1为配电系统相线的对地电容，当通电时，相线的电流将分为二路：一路通过电容流向大地，另一路通过负载流回。正常情况下，通过漏电流传感器一次线圈电流的相量和为零，二次侧感应电流也为零；当用电设备绝缘损坏发生漏电时，漏电流传感器一次线圈流过电流的向量和不等于零 [ 16 ]，当二次侧感应电流达到漏电动作电流时，便会通过漏电脱扣器使开关迅速自动断开电源，从而起到漏电保护作用。环境湿度对接地电容C1的影响在于，环境湿度越大，电容的介电常数越大，相应的电容C1值越大，从而使得通过接地电容流向大地的电流I C1 越大，最终使得通过相线的电流与通过零线的电流差，即泄漏电流越大 [ 17 ]。 图1. 三相供电线路的漏电流测量原理图 基于漏电流与环境湿度关系辨识的供电线路绝缘状态评估评估流程如图2所示。首先，监测并统计过去一年某地区三相供电线路的环境湿度以及漏电流的数据，再基于最小均方二乘拟合得到漏电流关于环境湿度的拟合目标曲线。 2.2. 基于最小二乘法的评估模型建立 最小二乘拟合函数法适用于对某一过程进行实时不间断模拟和预测未知值，因此，可用于对供电线路的绝缘状态评估。基于供电线路漏电流与湿度关系辨识的供电线路绝缘状态评估步骤如下：首先，利用湿度传感器、漏电传感器获取供电设备的环境湿度数据和漏电流数据，通过积累得到近一年的环境湿度和漏电流数据，如表1所示(仅显示前3个月数据)，其中环境湿度单位为%，漏电流单位为μA；其次，利用Matlab对环境湿度和漏电流进行拟合，得到目标的拟合轨迹和函数方程；最后，设定评估状态的临界值，对一定环境湿度下供电线路产生的漏电流进行评估，由此确定三相供电线路的绝缘状态。 图2. 漏电保护评估流程算法 Table 1 Ambient humidity and leakage current raw dat 时间 1-1 1/2 1/3 1/4 1/5 1/6 1/7 1/8 1/9 1/10 湿度 68 73 74 83 78 78 78 75 84 85 漏电流 250 250 300 340 320 320 310 260 360 360 时间 1/11 1/12 1/13 1/14 1/15 1/16 1/17 1/18 1/19 1/20 湿度 88 86 81 79 79 80 82 84 89 86 漏电流 400 360 300 300 310 300 350 360 390 410 时间 1/21 1/22 1/23 1/24 1/25 1/26 1/27 1/28 1/29 1/30 湿度 76 79 84 88 70 74 68 73 74 76 漏电流 280 280 360 380 270 280 250 250 260 260 时间 2/1 2/2 2/3 2/4 2/5 2/6 2/7 2/8 2/9 2/10 湿度 88 87 87 87 84 83 78 78 79 80 漏电流 400 410 380 370 350 340 320 310 320 330 时间 2/11 2/12 2/13 2/14 2/15 2/16 2/17 2/18 2/19 2/20 湿度 88 87 87 87 84 83 78 78 79 80 漏电流 400 410 380 370 350 340 320 310 320 330 时间 2/21 2/22 2/23 2/24 2/25 2/26 2/27 2/28 2/29 2/30 湿度 88 86 81 79 79 80 82 84 89 86 漏电流 400 360 300 300 310 300 350 360 390 410 时间 3/1 3/2 3/3 3/4 3/5 3/6 3/7 3/8 3/9 3/10 湿度 76 79 84 88 70 74 68 73 74 76 漏电流 280 280 360 380 270 280 250 250 260 260 时间 3/11 3/12 3/13 3/14 3/15 3/16 3/17 3/18 3/19 3/20 湿度 68 73 74 83 78 78 78 75 84 85 漏电流 250 250 300 340 320 320 310 260 360 360 时间 3/21 3/22 3/23 3/24 3/25 3/26 3/27 3/28 3/29 3/30 湿度 88 86 81 79 79 80 82 84 89 86 漏电流 286 330 289 352 299 305 400 402 395 320 表1. 环境湿度与漏电流原始数据 由表1中得到的数据，假设三相供电线路的漏电流y是环境湿度x的函数，即 y = f ( x ) ，令 f ( x ) = a 1 r 1 ( x ) + a 2 r 2 ( x ) + ⋯ + a m r m ( x ) (1) 其中， r j ( x ) 是选定的一组线性无关的函数， a j 是待定系数( j = 1 ， 2 ， ⋯ ， m ，m < n，n为观测点的个数，m为线性无关组中元素个数)。记 J ( a 1 ， a 2 ， ⋯ ， a m ) = ∑ l = 1 n | f ( x i ) − y l | 2 (2) 为选取合适的 a 1 ， a 2 ， ⋯ ， a m ，使J达到最小，需利用极值的必要条件 ∂ J ∂ a k = 0 ( k = 1 ， 2 ， ⋯ ， m ) ，得到关于 a 1 ， a 2 ， ⋯ ， a m 的线性方程组： ∑ l = 1 n r j ( x i ) [ ∑ p = 1 m a p r p ( x i ) − y p ] = 0 ， j = 1 ， 2 ， ⋯ ， m (3) 即 ∑ p = 1 m a p [ ∑ l = 1 n r j ( x i ) r p ( x i ) ] = ∑ l = 1 n r j ( x i ) y p ， j = 1 ， 2 ， ⋯ ， m (4) 记 R = [ r 1 ( x 1 ) ⋯ r m ( x 1 ) ⋮ ⋱ ⋮ r 1 ( x n ) ⋯ r m ∗ ( x n ) ] n × m ， A = [ a 1 ， a 2 ， ⋯ ， a m ] T ， Y = [ y 1 ， y 2 ， ⋯ ， y n ] T (5) 此时，方程组(4)可表示成 R T R A = R T Y (6) 当选取的函数 { r 1 ( x ) ， r 2 ( x ) ， ⋯ ， r m ( x ) } 线性无关时， R 列满秩， R T R 可逆，于是方程组(6)有唯一解 A = ( R T R ) − 1 R T Y (7) 由Matlab拟合后可得， a 1 = 0.1714 ， a 2 = − 19.83 ， a 3 = 802.6 ，从而得到三相供电线路的漏电流y和环境湿度x的函数，即 f ( x ) = 0.1714 x 2 − 19.83 x + 802.6 。
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user: 3. 算例分析 3.1. 三相绝缘状态的判别 由上述算法可得到目标漏电流与环境湿度的函数关系，即目标的拟合方程 [ 18 ]，结果如图3所示。 图3. 环境湿度与漏电流拟合方程 在三相供电线路的不同地点测量环境湿度与漏电流值，分别进行上述算法拟合，得到三组不同的相关系数，如表2所示 [ 19 ]。 Table 2 Correlation between leakage current and ambient humidit (−1 ≤ 相关系数 ≤ 1) 地点 I1 I2 I3 I 平均 湿度 0.9412 0.8975 0.9213 0.9200 表2. 泄漏电流与环境湿度的相关性 对供电线路绝缘状态进行评估，由湿度传感器测得的实际环境湿度为W (%)，由漏电流传感器测得的漏电流为 i 0 (μA)，由图3可知此时环境湿度W(%)对应的漏电流值为 i ′ 0 (μA)。令 o ^ ( m ) = i 0 − i ′ 0 ，设定 o ^ ( m ) 的临界值为 o ^ z d ，其中由于目标拟合轨迹均是在绝缘正常情况下拟合得到的，故而临界值可设定为所有原始数据点在垂直方向上距离曲线的最大值。评估判据如下： case1：若 i 0 > i ′ 0 且 o ^ ( m ) > o ^ z d ，则三相供电线路绝缘异常； case2：若 i 0 ≤ i ′ 0 时或 i 0 > i ′ 0 且 o ^ ( m ) ≤ o ^ z d ，则三相供电线路绝缘正常。 上述评估方法充分考虑了环境湿度与漏电流的测量误差，由算例分析结果可知，相关系数维持在0.9左右，符合相关系数按照0.8~1.0为强相关这一标准，因此，该漏电监测效果稳定，可为低压漏电检测提供参考依据。 3.2. 有效性验证 基于表1数据和图3拟合曲线，验证本文所提评估方法的有效性。未来某一周该地区三相供电线路湿度W (%)和漏电流 i 0 (μA)数据如表3所示 [ 20 ]，可验证其三相供电线路绝缘是否正常。 Table 3 Humidity and leakage current data of three-phase power supply line in this area in the coming wee 第一天 第二天 第三天 第四天 第五天 第六天 第七天 湿度 85 78 89 84 77 86 90 漏电流 330 320 400 360 280 340 500 表3. 未来某一周该地区三相供电线路湿度和漏电流数据 由农村低压电网三相供电系统当天实际的情况可知，该周内，第一至六天线路均绝缘良好，漏电保护装置不动作；第七天线路绝缘损坏，脱扣器动作，切断电路。 表3中给出的数据即为当天的三相供电线路的环境湿度值W (%)及供电线路的实际漏电流值 i 0 (μA)，由图3的拟合曲线可得到环境湿度W (%)对应的拟合漏电流值 i ′ 0 (μA)。拟合曲线中，各数据点垂直方向距离曲线的最大值为80 (μA)，故而绝缘状态评估的临界值 o ^ z d 为80(μA)。 前六天中 | o ^ ( m ) | = | i 0 − i ′ 0 | ≤ 80 ；第七天中 i 0 > i ′ 0 且 | o ^ ( m ) | = | i 0 − i ′ 0 | > 80 ，即前六天中线路绝缘正常，第七天线路绝缘损坏，脱扣器动作，故而拟合曲线与实际情况相符合。
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user: 4. 总结 本文根据实际农村电网的漏电保护要求和农村用电安全，提出了基于供电线路漏电流与湿度关系辨识的供电线路绝缘状态评估，该方法逻辑简单且稳定性好，对于提升农村电网漏电保护可靠性具有良好的匹配效果。结果表明：环境湿度与漏电流的相关系数维持在0.9左右，可以准确反映出环境湿度变化时所引起的线路漏电流变化，一旦发生漏电或触电事故时，漏电电流达到其事先设定的动作电流值，就会立即跳闸、断电，对农村漏电保护的监测和评估具有重要参考意义。
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user: 摘要 氨气作为一种可持续和可再生燃料近年来引起研究者广泛的兴趣，然而由于较低的层流火焰传播速度和较高的NO排放，需要对此进行进一步研究。本文通过数值研究的方法，计算了NH 3 -H 2 -空气火焰的火焰传播速度和NO排放量，并且进行了火焰的详细反应敏感性分析，研究了化学当量条件下氢气对于火焰传播速度以及NO影响的原因。结果表明，随着燃料中H 2 成分的增加，改变了火焰中自由基的浓度，提升了火焰中重要反应的反应速率，同时对反应路径有着较为明显的影响，从而增强了火焰传播速度以及NO的摩尔分数。
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user: 1. 引言 化石燃料的广泛使用所引起的大量二氧化碳排放造成了非常严重的温室效应。随着这些问题变得明显令人不安，寻找替代燃料已经成为全球关注的焦点。为了减少工业活动对环境的影响，科学家们提出了一些可持续和可再生的燃料 [ 1 ] [ 2 ]。尽管氢被认为是一种很有前途的燃料，但在找到一种安全实用的储存方法之前，实现全球氢经济是不可能的 [ 3 ] [ 4 ]。 无碳氨(NH 3 )具有比液氢更高的氢密度，是一种很有前途的绿色能源载体/储存介质。事实上，在温度为20℃，压力为8.6 bar的条件下，1立方米液氨中可以储存108 kg的氢气。在涉及金属氢化物的最先进方法中，NH 3 的氢密度比其他方法高4倍 [ 5 ]。目前，NH 3 是具有战略意义的化学物质，被广泛用作肥料或大多数其他合成肥料的原料，具有广阔的商业可行性。尽管氨具有毒性，但与氢和汽油相比，它的着火危险性要低得多。NH 3 的高着火温度使其在运输和分销方面相对安全 [ 6 ]。此外，可以使用Haber-Bosch工艺，以甲烷为原料 [ 7 ] [ 8 ] 并通过煤的气化合成NH 3 ，从商业设施中很容易生产NH 3 。将来，NH 3 可能由阳光、水和空气合成 [ 9 ]。 过去，NH 3 用作内燃机、火箭发动机和燃料电池的燃料用途有限 [ 10 ]。由于其较低的火焰速度，因此不能在内燃机中直接使用NH 3 作为燃料。作为另一种无碳燃料，NH 3 的可燃极限很窄(空气中的体积含量为15.5%至27%)且燃烧速度较低 [ 9 ]，但是可以通过添加燃烧速度较高的物质(如CH 4 和H 2 )来提高。使NH 3 成为常规内燃机实用燃料的一种方法是将其部分分解。NH 3 分解产生的氢气对于燃料可燃性的提高具有很强的促进作用 [ 11 ]。NH 3 -H 2 -空气混合物的反应只包括水(H 2 O)蒸汽和氮气(N 2 ) (以及少量的NO和N 2 O)作为最终产物。 作为可用于各种发电系统的清洁燃料，在最近十年中，许多研究致力于预测NH 3 的燃烧过程。过去，NH 3 -空气火焰和部分裂解的NH 3 -空气火焰的结构也经过了多次研究 [ 12 ] [ 13 ] [ 14 ]。与纯H 2 燃烧相同，NH 3 和H 2 混合物的燃烧不会产生CO 2 。Aaron等人 [ 14 ] 采用NH 3 和柴油双燃料方法，研究了压燃式发动机的燃烧和排放特性。由于较低的燃烧温度导致较低的热氮氧化物，如果NH 3 在总燃料能量中所占比例低于40%，氮氧化物排放量可能会减少。如果NH 3 占燃料能量的大部分，氮氧化物会显著增加燃料结合氮的量。HadiNozari等 [ 15 ] 数值研究了NH 3 -H 2 -空气混合物在高压和稀薄条件下的燃烧特性。结果表明，自由基对燃烧特性有很强的影响。NOx形成的复杂化学高度依赖于控制燃料NOx和热NOx含量的燃料混合物组成。在富燃料条件下操作，掺NH 3 火焰的总NOx生成量会明显减少。Lee [ 16 ] 等人通过实验和数值方法研究了火花点火球形层流预混NH 3 /H 2 /空气火焰的表面不稳定性的传播，发展以及氮氧化物(NOx)的排放。NH 3 替代可大幅降低火焰燃烧速度，在所有情况下，NH 3 的加入都会增加NOx和N 2 O的形成。这些结果证明了NH 3 作为无碳清洁添加剂的潜力，可以改善H 2 /空气火焰中的安全性能。Li等人 [ 17 ] 实验研究了不同空燃当量比和燃气中初始H 2 浓度下H 2 和NH 3 燃烧时的燃烧特性和NOx生成情况。与纯H 2 -空气燃烧相比，H 2 -NH 3 -空气燃烧降低了热NOx，NOx浓度在化学计量燃烧时达到最大值。 由于化学过程中缺乏碳，因此NOx是NH 3 燃烧的唯一污染物。因此，过去大多数研究的主要目标之一是使NH 3 燃烧中氮氧化物的浓度最小化。NH 3 -H 2 混合燃烧后的NOx包括热NOx和燃料NOx，这与在H 2 -空气和H 2 -烃空气中的燃烧完全不同 [ 17 ]，通常，氨燃烧中的氮氧化物形成主要是燃料结合的氮，而不是大气氮产生的热NOx [ 18 ]。因此，需要对NOx形成途径的详细分析，以准确预测由于燃料结合的氮导致的排放。有关NH 3 -H 2 -空气的火焰传播速度和NOx生成的报道很少，NH 3 和H 2 作为有前途的工业燃料在NH 3 -H 2 -空气燃烧中的燃烧速度和NOx生成有待研究。 本研究通过数值计算的方法，计算了不同NH 3 -H 2 -空气的层流火焰传播速度以及NOx的排放浓度，通过计算详细的NH 3 -H 2 -空气层流火焰的火焰结构、详细化学反应的敏感性分析，相关重要反应的反应速率以及不同掺H 2 比例下NO的生成和消耗路径，研究了氢气的加入对于提升NH 3 -空气火焰传播速度和NOx排放背后的原因。
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user: 2. 方法 本研究采用Chemkin Pro [ 19 ] 软件包中的一维层流火焰速度模型，火焰速度计算模型考虑了自由传播的火焰，用于确定在指定压力和入口温度下混合气体的特征火焰速度。在这种情况下，不考虑热损失，因此温度应该根据能量方程计算。火焰传播速度在一定程度上取决于热量的传递，而预测温度分布是火焰速度计算的一个组成部分。此模型可以计算预混火焰传播速度，火焰的详细结构以及对特定燃烧特性进行敏感性分析。 在预混火焰模型中，用隐式有限差分法求解了反映火焰动力学的控制方程。Chemkin中的火焰速度计算涉及假定一维流动的自由传播火焰。这种结构用于评估在规定的进口压力和温度下，给定的混合气体的火焰速度。对于稳态条件，控制守恒方程的定义如下 [ 20 ]： 连续性方程： M ˙ = ρ u A (1) 能量方程： M ˙ d y d x − 1 c p d d x ( k A d T d x ) + A c p ∑ k = 1 K ρ Y k V k c p k d T d x + A c p ∑ k = 1 K ω ˙ k h k W k + A c p Q ˙ r a d = 0 (2) 组分守恒方程： M ˙ d Y k d x + d d x ( ρ A Y k V k ) − A ω ˙ k W k = 0 (3) 状态方程： ρ = P W ¯ R T (4) 式中x——空间坐标 M ˙ ——质量流率 T——温度 Y k ——第k种组分的质量分数 P——压力 u——流体速度 ρ——质量密度 W k ——第k种组分的分子量 W ¯ ——混合物的平均分子量 R——通用气体常数 λ——混合物的热导率 c p ——混合物的定压热容 c p k ——第k种组分的恒压热容 ω ˙ k ——每单位体积中第k种组分通过化学反应产生的摩尔生成速率 h k ——第k种组分的比焓 Q ˙ r a d ——气体辐射引起的热损失 A——包围火焰流管的横截面积 自由传播的绝热火焰模型采用混合平均传输选项计算组分的扩散系数，与多组分传输计算方法相比，虽然这种方法的在计算精度虽然有所降低，但是很大程度上减少了计算所需的时间并且更容易收敛 [ 19 ]。自适应网格梯度和网格曲率均设置为0.1。 计算采用了详细反应机理GRI-Mech 3.0 [ 21 ]，GRI-Mech 3.0是一种用于模拟天然气和氢气燃烧的优化机理，包括NO生成和再燃化学反应，该模型已根据氢气，甲烷等碳氢化合物及其混合物层流火焰的氧化，着火，火焰传播速度，火焰结构的实验数据进行了广泛验证。 灵敏度分析方法用于研究数学模型输出的变化如何依赖于模型输入参数的变化。局部归一化灵敏度系数写为 [ 22 ]： S ¯ = k j c i ∂ c i ∂ k j = ∂ ln c i ∂ ln k j (5) 归一化灵敏度矩阵表示为由参数k j 的变化引起的浓度c j 的变化。 燃料组分由NH 3 和H 2 组成，H 2 的含量通过氢气所占燃料的质量分数 Y H 2 表示为： Y H 2 = m H 2 m H 2 + m NH 3 (6) 式中： Y H 2 ——燃料中H 2 的质量分数 m H 2 ， m NH 3 ——分别表示燃料中H 2 和NH 3 的质量 氧化剂为空气，初始温度和初始压力设置为常温常压(300 K，1 atm)。
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user: 3. 结果和讨论 不要使用空格、制表符设置段落缩进，不要通过连续的回车符(换行符)调整段间距。 图1展示了不同含H 2 比例的NH 3 -H 2 混合物的层流火焰传播速度随当量比的变化趋势，可以发现NH 3 -H 2 的火焰传播速度与一般燃料具有相似性，即在化学当量条件附近火焰传播速度高于富燃料和贫燃料区域，火焰传播速度的峰值出现在相比化学当量条件更富的区域，约为φ = 1.1的位置，这与Duynslaegher等人 [ 23 ] 所得的结论相类似，这可能是由于过量的燃料产生了一部分热量提升了火焰传播速度。从图1我们还可以看出，纯氨气的火焰传播速度非常低，约为7 cm/s，然而H 2 的加入很大程度的提升了火焰传播速度，当燃料中所含氢气的质量分数达到12.5%时，火焰传播速度几乎可以达到甲烷燃烧时的水平。此外可以发现，在化学当量条件附近，火焰速度增加的梯度比贫燃料和富燃料区域更大，并且燃料在富燃料区域的火焰传播速度略高于贫燃料区域。 图1. 层流火焰传播速度随当量比φ的变化 图2展示了不同含氢比例的NH 3 -H 2 混合物的燃烧后NO摩尔分数随当量比的变化趋势，可以发现，在贫燃料区域，NO的摩尔分数远高于富燃料区域，峰值出现在φ = 0.8的位置。然而随着化学当量比进一步增加，NO的排放逐渐降低，尤其当φ > 1之后，过量的NH 3 与NO反应，起到了脱硝的作用，NH 3 在非催化还原(SCR)技术中是一种重要的脱销剂 [ 20 ]。此外，燃料中H 2 的增加会增加出口处NO的摩尔分数，而此时燃料中初始NH 3 浓度是下降的，这表明H 2 的增加引起燃烧强度的增强，增加了火焰中快速型和温度型NO的增加。此外可以发现，随当量比进一步增加到1.2时，NO的摩尔分数基本不会随H 2 的增加而增加。 图2. 出口处NO摩尔分数随当量比φ的变化 如图3所示，使用详细反应机理GRI-Mech 3.0对不同H 2 含量的火焰进行了火焰传播速度的敏感性分析，确定了火焰中的限速反应，从而计算出相对于未拉伸层流燃烧速度的一阶归一化灵敏度。主要元素反应的敏感性系数为正数，则表明该反应促进了层流燃烧速度。当主要元素反应的灵敏度系数为负时，表明该反应抑制了层流的层流火焰速度。很明显可以发现，与火焰传播速度相关的自由基主要为H，O，OH自由基，并且与这些自由基相关的反应，如R38，R212，R185对于火焰的传播有促进作用，其中R38的促进作用最强，其次是R212；抑制作用最强的反应为R35以及R214。 图3. 出NH 3 -H 2 -空气火焰的层流火焰传播速度的一阶归一化敏感性系数，φ = 1 图4展示了φ = 1时，在火焰中NO浓度最大点处，NO浓度对基元反应速率常数的一阶归一化敏感性系数，图中显示了火焰中最重要的元素反应。其中敏感性系数为正表示该反应会促进NO的生成，敏感性系数为负表面该反应会抑制NO的生成。从图4我们可以看出，除了H，O，OH自由基以外，含氮自由基同样对NO的生成和消耗起着重要的作用，比如NH，NH 2 ，以及HNO自由基等，当纯氨燃烧时，对NO生成作用最强的反应是R197，其次是R201，这两个反应表明HNO是生成NO的重要前体，此外可以发现R38在促进NO生成反面同样起着非常重要的作用。抑制NO的反应为R202和R199，这表明NH自由基能与NO反应，起到了脱硝的作用。 图4. NH 3 -H 2 -空气火焰NO摩尔分数对基元反应的一阶归一化敏感性系数，φ = 1 图5展示了NH 3 -H 2 -空气的化学当量条件下火焰结构，其中燃料中H 2 的质量分数为0~0.1，当量比。通过比较图5(a)~(c)可以发现，随着燃料中H 2 含量的增加，由于燃烧强度的增强，火焰的反应区域变窄，引起火焰中自由基变化梯度有明显的增加。此外H，O，OH自由基在数量上有明显的增加，促进了火焰的传播。含氮自由基除NH自由基以外，NH 2 和HNO自由基在数量上没有明显的变化趋势，而NH自由基的增加，与更多的NO反应，抑制了NO的生成。 图5. NH 3 -H 2 -空气火焰的火焰结构，φ = 1 图6展示了NH 3 -H 2 -空气火焰中，对火焰传播和NO生成较为重要反应的净反应速率，如图6(a)所示，H 2 对于反应的净反应速率有较为明显的促进作用，随着燃料中H 2 的增加，促进火焰传播的相关反应，如R38，R84以及R85的净反应速率都有明显的增加，因此促进了火焰的传播；另一方面，抑制火焰传播的反应，如R212和R214，净反应速率虽然也会随着含H 2 量的增大而有所增加，但增加的幅度与R38这些促进火焰传播的反应相比较小，因此造成火焰传播速度最终是随含H 2 量的增加而增加。 图6(b)展示了火焰中与NO生成与消耗相关反应的净反应速率，与图6(a)相类似，所有反应的净反应速率都随着H 2 的增加而增加，尽管抑制NO的反应如R199和R202的净反应速率非常高，然而从图3可以知道，NO浓度随着H 2 含量的增加是增加的，这种情况出现的原因可能是火焰中NH自由基含量相对来说较低，如图5所示，其次是一部分NH自由基参与了如R197相关的生成HNO的反应，与NH自由基产生了竞争关系；另外从图4可以看出，反应R38也对NO的生成有促进作用，生成的O自由基与NH 2 自由基进一步反应，生成了HNO，进一步促进了NO的生成。 图6. 预混NH 3 -H 2 -空气火焰重要反应的净反应速率，φ = 1 图7显示了NH 3 -H 2 -空气化学当量火焰中，NO的生成及消耗路径，其中H 2 的质量分数为0~0.1。可以看出，HNO自由基是火焰中NO的重要前体，而NO主要与NH反应，大部分NO被还原成N 2 O，其次是N 2 和NNH，此外还有少部分NO被HO 2 氧化成NO 2 ，同时NO 2 又被H自由基还原成NO。 图7. NH 3 -H 2 -空气火焰NO的反应路径，φ = 1 随着燃料中H 2 含量增加，HNO->NO的路径发生了变化，H 2 引起火焰中H自由基数量的增加，HNO更倾向于与H反应生成NO，而HNO与OH的反应没有发现明显的变化，当Y H2 增加到0.1以后，N自由基优先于与O 2 反应，参与NO的生成，之后再与NO反应生成N 2 ；此外在H 2 的作用下，NO几乎不在通过HNO + M的路径生成。对于NO的消耗路径，除NO向N 2 O的反应有所变化外，NH对NO的还原路径没有较大的变化，而N原子对NO的还原随着H 2 含量的增加而增加。
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user: 4. 结论 本文通过数值计算的方法，计算了NH 3 -H 2 -空气的火焰传播速度以及NO摩尔分数，通过火焰结构，反应速率，敏感性分析以及NO的反应路径的方法，研究了H 2 的加入对于提升氨气空气火焰传播速度和NO排放背后的原因。本文得出的结论如下： 1) 纯氨气的火焰传播速度非常低，约为7 cm/s，然而H 2 的加入很大程度上提升了火焰传播速度，在化学当量条件附近，火焰速度增加的梯度比贫燃料和富燃料区域更大，并且燃料在富燃料区域的火焰传播速度略高于贫燃料区域。 2) 燃料中H 2 的增加会引起燃烧强度的增强，增加了火焰中快速型和温度型NO的增加。此外可以发现，随当量比进一步增加到1.2时，NO的摩尔分数基本不会随H 2 的增加而增加。 3) 与火焰传播速度相关的自由基主要为H，O，OH自由基，并且与这些自由基相关的反应，如R38，R212，R185对于火焰的传播有促进作用，其中R38的促进作用最强，其次是R212；抑制作用最强的反应为R35以及R214。除了H，O，OH自由基以外，含氮自由基同样对NO的生成和消耗起着重要的作用，其中火焰中NH自由基是消耗NO最重要的自由基。 4) H 2 对于反应的净反应速率有较为明显的促进作用，随着燃料中H 2 的增加，促进火焰传播的相关反应，如R38，R84以及R85的净反应速率都有明显的增加，因此促进了火焰的传播；另一方面，抑制火焰传播的反应，如R212和R214的净反应速率随H 2 含量增加的幅度与R38这些促进火焰传播的反应相比较小，因此造成火焰传播速度最终是随含H 2 量的增加而增加。NO浓度随着H 2 含量的增加而增加的原因可能是火焰中NH自由基含量相对来说较低，其次是一部分NH自由基参与了如R197相关的生成HNO的反应，此外生成的O自由基与NH 2 自由基进一步反应，生成了HNO，进一步促进了NO的生成。 5) 随着燃料中H 2 含量增加，H自由基数量的增加，HNO更倾向于与H反应生成NO，当 Y H 2 增加到0.1以后，N自由基优先于与O 2 反应，参与NO的生成，此外在H 2 的作用下，NO几乎不在通过HNO + M的路径生成。对于NO的消耗路径，除NO向N 2 O的反应有所变化外，NH对NO的还原路径没有较大的变化，而N原子对NO的还原随着H 2 含量的增加而增加。
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user: 摘要 直流电网故障快速清除是保证电网持续可靠运行的关键。平波电抗器、故障限流器和混合式断路器等设备可使故障电流发展速度得以削弱，同时，他们对故障电流发展特性也有一定影响，需要进一步研究使平波电抗和故障限流器配置更合理。首先研究了多种限流设备的共同限流下，综合考虑故障限流器的能量吸收及断路器的动作时序，给出了直流电网故障电流计算方法。其次，将减小断路器开断电流和限流设备吸收能量作为优化目标，得到了直流电抗参数配置的优化方法。最后在PSCAD/EMTDC进行仿真验证，结果表明所提优化方法比之前优化方法降低故障开断电流15%。
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user: 1. 引言 由于电力需求的增加，直流系统互联成网以提供和获取电力。柔性直流电网可控性高，交流侧的有功功率和无功功率快速解耦 [ 1 ] [ 2 ]，能够接纳多种可再生能源的接入 [ 3 ]，是实现多电源供电、多落点受电、能源资源互补优化配置的有效途径，目前国内已建成张北可再生能源柔性直流电网示范工程 [ 4 ] [ 5 ]。 但是，一旦发生直流故障，故障电流会从互联的各换流站流出，使整个直流电网受到影响。与交流电网相比，直流电网呈现故障电流来源更多、发展速度更快、电网中近端换流站对故障电流的贡献更大以及电网设备耐受过电流能力更弱等特点 [ 6 ]。 针对直流电网的故障保护，现有方法主要包含以下三种： (1) 限制故障后能量源馈入能量 [ 7 ]。 (2) 提高故障开断速度 [ 8 ]。 (3) 抑制故障电流上升率 [ 9 ] [ 10 ]。 考虑目前工程应用的DCCB在短时间内开断大容量的故障电流技术上难以实现，因此上述方法(1)和(2)对基于半桥MMC的直流电网来说实现难度较大，故更易于实现的方法是上述的故障限流手段(3)，即增加限流设备如平波电抗器(Current Limited Reactor， CLR)、故障限流器(Fault Current Limiter， FCL)和混合式直流断路器(Hybrid DC Current Breaker， H-DCCB)，并对参数进行优化。 目前对于限流电抗参数优化的论文主要集中在传统高压直流输电的可靠运行及减小经济成本中，如文献 [ 11 ] [ 12 ] 对于超高压直流输电中的平波电抗进行了优化分析，以防止低负荷时电压断续为约束对电网的平抗进行了优化，文献 [ 13 ] 针对一端为海上MMC平台的多端直流系统的电抗器进行了优化配置，考虑了电抗器的质量对海上平台的建设成本的影响。文献 [ 14 ] 针对多端直流电网限流电抗配置问题，以限流电抗总感值最小为目标，以故障电流小于DCCB开断电流、MMC不闭锁作为约束进行了优化配置，但其计算过程采用了近似模型，不够精确；文献 [ 15 ] 针对平抗的位置进行优化，但是仅考虑了平波电抗器这一种限流设备。文献 [ 16 ] [ 17 ] 针对多种限流设备的直流电网，在平波电抗器的基础上分析了不同类型故障限流器动作特性，以开断的直流电流最小对平波电抗值进行了优化。但是文献 [ 17 ] 使用的故障限流器和DCCB共用一条通流支路，不适用于已建成的断路器拓扑，且两者的动作时序固定，对其他种类的限流器拓扑不具指导意义，没有普适性。以上这些论文没有考虑实际工程中的多种限流设备，没有对多种设备动作过程进行建模分析，优化结果存在一定的不准确，需要进一步地研究。 文章首先分析了故障点两侧FCL和DCCB中的避雷器的能量耗散过程以及断路器动作时序问题，给出了详细的故障电流计算方法。最后，基于得到的故障电流计算方法，得到了适用于直流电网的使故障限流器和断路器吸收能量最小以及开断电流最小的直流侧电抗器的优化配置方法。为含有多种限流设备的直流电网点抗优化配置方法提供了一种思路。
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user: 2. 考虑并联MOA的限流电抗器吸能的故障等效建模 典型的电感型FCL主要包括正常运行导通的稳态通流支路和故障后投入的主限流支路 [ 18 ]，主限流支路由限流电抗以及并联MOA组成，流经限流电抗和MOA支路的电流分别为i F ，i MOA ，如图1所示，故障限流器的动作原理及时序如图2所示。 图1. 故障限流器拓扑 图2. 故障限流器动作时序及原理 图1中MOA支路的主要元件是金属氧化锌压敏电阻(Metal-Oxide Varistors， MOV)，其V-I特性可以用分段函数特性来表示 [ 19 ]。由于限流器主要功能是限流，不具备切断故障电流的能力，因此其额定电压应小于电网电压。 为达到最佳的故障限流效果，故障限流电抗器应该对称安装在换流站出口的正负极线路上。暂不考虑DCCB投入时序的暂态过程对故障电流的影响。在t 2 时刻故障限流器中UFD完成开断，开始投入限流电抗和并联MOA时的等效放电回路如图3所示，i f 表示故障电流。 从图中可以看出，限流电抗的增加使得系统时间常数增大，抑制了故障电流上升率。下面具体分析并联MOA支路投退的暂态过程。 当并联MOA及FCL投入瞬间，故障电流流经MOA支路以及限流电抗支路，两条支路电流满足下列关系。 图3. 投入限流电抗L F 后的等效电路 i f = i MOA + i F (1) 在限流电抗刚投入电路时，由于MOA支路与其并联，此时流经MOA的电流即为故障电流i f ，限流电抗上的电流i F 等于0，没有发生电流突变，不会产生过高的电压冲击。根据MOA的V-A特性曲线可知： u MOA ( i MOA ) = L F d ( i f − i MOA ) d t (2) 当MOA投入电路吸收能量后，在u MOA 降低至比U MOAn 小的时候，MOA退出电路，不再吸收能量，在MOA投退过程中，对文献 [ 20 ] 所提的故障电流计算方法的影响是增加了故障两侧限流电抗电流的状态变量，需要增加两个额外的状态方程，如式(8)所示： { A ⋅ u = R ⋅ i + L ⋅ d i d t + [ u M O A 1 ， u MOA 2 ， 0 ， 0 ， 0 ] T d u d t = C ⋅ i d i F d t = diag ( 1 L F 1 ， 1 L F 2 ) ⋅ [ u M O A 1 ， u MOA 2 ] T (3) 式中，u MOA1 和u MOA2 分别是故障点两侧限流器的电压，由式(7)决定。i为支路电流矩阵；u为节点电容电压矩阵；A为支路与节点的关联矩阵；R为电阻系数矩阵；L为电感系数矩阵。具体列写方式如文献 [ 20 ] 所述，这里不再赘述，矩阵C为： C = − d i a g [ 1 / C C1 1 / C C 2 1 / C C3 1 / C C4 ] ⋅ A T (4) 下面解释为什么考虑FCL并联的避雷器支路的能量吸收过程。当FCL无并联MOA时，故障发生到检测到过流后，经过IGBT开关以及UFD开断，故障电流于t 1 时刻瞬时转移到限流电抗支路，由于在故障电流转移前和转移后瞬时，限流电抗器遵循磁链守恒定律，即式(5)： ( L eq + L dc + L L ) ⋅ i f ( t 1 − ) = ( L eq + L dc + L L + L F ) ⋅ i f ( t 1 + ) (5) 所以无并联MOA的FCL投入后，故障电流会发生突变，理论上会产生L F di f /dt = ∞的无穷大电压。这会使得限流器的电压应力极大，需要配置昂贵的防止过压的保护器件，因此实际设计的电抗型FCL都需要并联MOA，此外，从计算的角度来看，当不考虑并联MOA的时候，故障回路将只增加限流电抗而不增加并联支路，故障电流计算将不会增加额外的状态变量，如式(8)所示，最终计算的故障电流峰值将会比考虑并联MOA支路的计算值偏大。故需要在计算故障电流时将MOA支路投退的过程加入加来，使计算结果更加精确且符合工程实际。
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user: 3. 考虑混合式断路器动作时序的故障等效建模 故障清除过程的关键设备除FCL之外，最重要的就是高压直流断路器，该设备的动作时序受保护检测时间影响，本文对此不进行深究，但除此之外，断路器自身动作时序也会影响故障电流的发展及开断电流大小。当系统中一点发生故障，故障点两侧的断路器受到跳闸指令后立刻动作，邻近同一换流站的DCCB有相同的动作。由于故障线路两侧的故障电流与故障点位置和故障前初始潮流方向有关，因此故障后两侧断路器即使同时收到动作信号，其动作过程也并不相同，时序上有一定的先后。下面将对这个过程进行分析。 张北工程才用的混合混合直流断路器如图4所示，正常情况下，电流流经主支路，主支路包括超快速隔离开关(Ultra-Fast Disconnector， UFD)和负荷电流开关(Load Current Switch， LCS)。此时主支路等效为阻抗接入支路，阻抗值很小可忽略。t 0 时刻线路故障，DCCB在未收到故障指令之前仍保持第一个工作状态。收到跳闸指令后，转移支路的全桥子模块的下桥臂两个IGBT闭合，LCS支路IGBT断开，200 ms后故障电流转移到转移支路，此时断路器仍等效成小阻抗。 图4. 级联全桥直流断路器拓扑 t 1 时刻，主支路的机械开关达到安全开距，全桥子模块的下桥臂IGBT断开，故障电流开始向电容充电。此时断路器等效电路为多个子模块电容串联而成的等效小电容。经过约数十ms，在t 2 时刻电容电压充到MOA的钳位电压，故障电流转移到能量吸收支路(Energy Absorption Branch， EAB)。能量吸收过程应当位于金属氧化物V-I特性曲线的线性部分，意味着在这个阶段能量吸收支路等效为一个串联的直流电压源。因此t 0 -t 1 电路等效为小电阻，用标识O表示，t 1 -t 2 电路等效为电容，用标识C表示，t 2 -t 3 电路等效为电压源，用标识S表示，t 3 时刻以后，直流断路器开断，电路为开路，用标识B表示，动作时序如图5所示。 将故障点两侧直流断路器CB1和CB2的等效电路添加到张北四端故障计算程序中，以MMC1出口侧双极故障为例，改编后的计算过程如下： (1) CB1和CB2不动作状态(1O2O) 在t 1 时刻之前，断路器等效为小电阻，可忽略，故障电流计算方程仍如文献 [ 20 ] 所示。 图5. 级联全桥断路器动作时序图 { A ⋅ u = R ⋅ i + L ⋅ d i d t d u d t = C ⋅ i (6) 式中，A、R、L、C矩阵列写方法如文献 [ 20 ] 所述，这里不再赘述。 (2) CB1和CB2等效为电容状态(1C2C) 因为CB1和CB2同时收到断路操作的命令，理论上故障点两端的断路器CB1和CB2同时转移到转移支路的电容支路。CB1和CB2等效成串联接入的电容，1O2O阶段最终状态作为1C2C状态的初值。 此时，电路中增加两个电容，使得状态变量增加两个，u CB1 和u CB2 ，因此矩阵C需要扩写成式(7) C = − d i a g [ 1 / C C1 1 / C CB1 1 / C CB 2 1 / C C 2 1 / C C3 1 / C C4 ] ⋅ A T (7) 式中，C CB1 表示断路器转移支路子模块电容串联后的等效电容。 (3) CB1等效为直压源，CB2等效为电容阶段(1S2C) 由于CB1和故障点之间阻抗较小，电流上升率更快。因此，CB1领先转移电流到能量耗散支路，此时系统等效电路为1S2C。此时，电路减少了一个电容，增加一个电流源，矩阵C需要扩写成式(8)，KVL方程变为式(9) C = − d i a g [ 1 / C C1 1 / C CB 2 1 / C C 2 1 / C C3 1 / C C4 ] ⋅ A T (8) A ⋅ u = R ⋅ i + L ⋅ d i d t + [ u MOA1 0 0 0 0 ] T (9) (4) CB1和CB2均为直流电压源等效电路(1S2S) 当CB2电流转移到能量吸收支路，CB1和CB2均为等效直流源，此时KVL方程变为式(10) A ⋅ u = R ⋅ i + L ⋅ d i d t + [ u MOA1 u MOA2 0 0 0 ] T (10) (5) CB1断开CB2直流源状态(1B1S) 此时故障一侧电路已被开断，故障电流状态变量减少一个，KVL矩阵降低一阶。 包括了以上直流断路器各个动作过程的直流故障计算从计算层面来说更加符合实际工程情况，考虑了直流断路器的动作时序的差异，使得电网故障计算更加精确，为后续的电抗器优化配置提供了基础和依据。
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user: 4. 考虑MOA的吸能过程和直流断路器动作时序的限流电抗优化 从上述分析可知，直流线路投入的FCL中的电抗值会影响线路的故障限流器和DCCB的能量吸收，进而影响DCCB动作时序以及故障开断电流值。本节将研究出口侧总电抗维持一定的情况下，限流电抗器的优化配置问题。 4.1. 优化目标函数 本节选取的优化目标主要包括两个方面：一个是限流设备的能量吸收，另一个是故障限流器的限流效果。其中限流设备的能量吸收包括电抗型FCL的并联MOA吸收的能量以及混合式DCCB的EAB支路吸收的能量，其能量越小，动作过程越快，越利于故障快速开断；故障限流效果即可以等效为故障后DCCB开断电流值，其值越小效果越好。 MOA中的能量可由式(11)计算得到： Q MOA = ∫ 0 t b u MOA i MOA d t (11) 式中，Q MOA 为MOA吸收的能量；t b 为MOA投入电路的时间。 从第三节对直流断路器动作的时序分析过程来看，当发生近端故障时，故障点两侧DCCB吸收的能量不同导致了两个断路器动作时序的差异，两者吸收的能量不是简单的相等关系或者仅需计算一端能量，另一端可以忽略的情况。因此能量计算时不仅需要计算近端DCCB中吸收的能量，还需要计算对侧DCCB中吸收的能量，在某些情况下两者的数值几乎是相近的。 根据式(3)~(5)可知，直流侧电抗器的配置影响了直流侧故障电流的大小。又根据式(8)~(10)和式(11)可知，限流电抗器L F 的配置影响了故障限流器和直流断路器中MOA吸收能量的大小。本小节优化目标为使得直流断路器的开断电流和故障限流器和直流断路器中的MOA吸收的能量之和尽可能的小，从而减小直流断路器的开关器件数量以及防止MOA的热超载。故障后FCL经过1.5 ms电流异常检测时间开始动作，2 ms UFD动作延时后3.5 ms开始投入限流电抗及MOA；混合式DCCB经过2 ms的检测时间动作，再经过UFD 2 ms动作延时达到额定开距，转移支路开关切换使得故障电流对电容充电，充到避雷器额定电压时MOA动作，完成故障电流开断。 目标函数可用式(12)表示，约束条件里包含四条线路各个站出口的双极短路故障情况。 min F = min ( ∑ i = 1 n = 8 I b ， ∑ i = 1 n = 8 Q MOAS i ) s .t . { I b ≤ 15   kA I dcpk ≤ 18   kA I b < I dc ( t = 3.5   ms ) L i = 1 ~ 8 ≥ 0.015   H (12) 式中，Q MOAS 为FCL和DCCB共同吸收的能量，各电流含义如上所述。 4.2. 多目标优化 针对上一小节所提的故障电流最小和吸收能量最小的多目标优化问题，可以使用变动权系数法进行处理。分别给优化目标F的两个子目标以不同权重k i ，做线性加权函数，把多目标问题转化为如下问题： { F = k 1 f 1 + k 2 f 2 k 1 + k 2 = 1 min F (13) 利用模拟退火智能算法(Simulated Annealing Algorithm， SAA)对式(13)进行优化求解，从而实现平波电抗器和故障限流器的优化配置。优化流程图如图6。 图6. 限流电抗器SAA优化流程 图6中k为循环计数变量。T为初始温度，q为冷却比率，d为领域大小，T end 为最终温度，这些都是SAA算法的固有参数，需要在求解开始时输入，将这些参数提供给算法循环。T、q、d和T end 参数决定SAA优化算法的两个迭代环的循环次数，内环循环每次迭代d次，最终收敛结束的判据是外环的温度小于最终温度T end ，此时优化过程结束。L 1 和L 2 分别是电抗器初始取值和每次内迭代环最初的新值。 目标函数通过罚函数进行修正，选取罚函数因子为M=10 7 。目标函数修正为： min F ′ = min F + M ( min [ 15 − I b ， 0 ] ) 2 + ⋯                                                                         + M ( min [ 18 − I dcpk ， 0 ] ) 2 + ⋯                                                                         + M ( min [ I dcpk − I b ， 0 ] ) 2 + ⋯ (14) 式中，min[a，b]表示为取a和b中较小的值。
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user: 5. 仿真验证 使用PSCAD/EMTDC搭建了如图7所示的张北四端真双极带金属回线的仿真模型，其参数如表1所示。在仿真系统，四端换流站主要电路参数相同，每条线路两端配备DCCB以及FCL。DCCB采取级联全桥混合式拓扑，MMC采取半桥拓扑。 Table 1 Four-terminal DC grid MMC parameter 换流站 桥臂电抗(mH) 桥臂子模块数 子模块电容(μF) 控制方式 MMC1 100 233 7000 定P = 1500 MW定Q = 0 Mvar MMC2 100 233 7000 定U dc = ±500 kV定Q = 0 Mvar MMC3 75 233 15000 定P = 3000 MW定Q = 0 Mvar MMC4 75 233 15000 定P = −3000 MW定Q = 0 Mvar 表1. 四端直流电网MMC参数 图7. 四端直流电网拓扑 当直流电网出口侧平波电抗和故障限流器中的电抗之和一定为150 mH时，不同平波电抗和故障限流电抗组合下，如图7所示临近换流站MMC2出口(稳态电流I 1 = −1.8299 kA)和MMC1出口(稳态电流I 1 = 1.8299 kA)故障后电流如图8所示。 图8. 不同直流电抗组合下直流故障电流 首先从图8(a)和图8(b)可以看出，考虑了限流电抗器及断路器动作时序后的故障电流计算与仿真结果之间差异很小，表明了理论分析的正确性。其次，从表2可以看出，线路上的平波电抗和限流器电抗在不同组合的情况下，故障开断电流以及故障限流器和断路器的MOA支路吸收能量均有差异。如在MMC1出口故障，电抗越大，故障电流峰值越小(i dcpk2 < i dcpk1 )，此时故障限流器中的MOA吸收能量更小，但是5 ms时刻故障开断电流更大(i b2 > i b1 )，这直接导致了断路器吸收能量增加以及断路器需要的开断能力的提升。 Table 2 Energy Absorption by FCL and DCCB under Different CLR FCL1 (kJ) FCL2 (kJ) DCCB1 (kJ) DCCB2 (kJ) MMC1出口L dc = 50 mH 7054 273 13985 5243 MMC1出口L dc = 100 mH 2452 62 16987 4843 MMC2出口L dc = 50 mH 1866 1826 12062 11300 MMC2出口L dc = 100 mH 745 528 13099 10824 表2. 不同平抗下故障限流器和断路器吸收能量 当式(11)中的k 1 = 1，k 2 = 0和k 1 = 0，k 2 = 1时，即分别以各个故障点开断电流之和最小(f 1.min )和各个故障点故障限流器和直流断路器的MOA能量之和最小(f 2.min )为单目标求解，分别求得f 1.min = 72.9799 kA和f 2.min = 254.4105 MJ。与文献 [ 16 ] 优化时未考虑直流断路器器动作时序时的优化结果相比较，本文优化计算得到的MOA吸收能量更多，开断的故障电流更小，下降了15.88%，本质上是由于本文所提方法计及了故障线路两侧断路器中的MOA能量，相较于文献 [ 20 ] 计算方法更加精确，更加贴近于实际工程。分别采取不同的权重系数，对两个目标函数分别配以不同权重，来进行直流电抗器的优化选取，得到的结果如表3所示。实际应用中，可以根据对断路器开断能力和避雷器吸收能量的重要程度来选取不同的参数组合。 Table 3 Optimization results of DC reactors under different weight k 1 ， k 2 优化电抗值(L 1 ， L 2 ， …， L 8 ) k 1 = 0， k 2 = 1 0.072 0.055 0.076 0.104 0.032 0.096 0.088 0.108 k 1 = 0.1， k 2 = 0.9 0.067 0.069 0.063 0.063 0.033 0.113 0.075 0.085 k 1 = 0.3， k 2 = 0.7 0.079 0.079 0.027 0.051 0.036 0.089 0.097 0.071 k 1 = 0.5， k 2 = 0.5 0.065 0.089 0.099 0.119 0.061 0.073 0.073 0.109 k 1 = 0.7， k 2 = 0.3 0.065 0.091 0.097 0.119 0.048 0.073 0.071 0.109 k 1 = 0.9， k 2 = 0.1 0.052 0.090 0.064 0.116 0.029 0.048 0.110 0.068 k 1 = 1， k 2 = 0 0.122 0.064 0.038 0.110 0.060 0.090 0.100 0.068 表3. 不同权重下直流电抗器优化结果
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user: 6. 结论 本文以张北四端真双极带金属回线直流电网为研究对象，分析了包含多种限流设备如平波电抗器、电抗型FCL和级联全桥DCCB的直流电网的故障特征。得到如下结论： (1) 对故障限流器中的吸能元件能量吸收过程和故障两侧断路器动作时序进行建模，给出了考虑多种限流设备动作的直流电网故障电流计算方法。 (2) 利用模拟退火算法给出了直流电网各条线路上的限流电抗器优化配置的方法，保证了在经济成本一定的情况下，限流效果达到最优。为直流侧限流电抗器参数的优化配置提供了理论依据。
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user: 摘要 自10世纪以来，犹太人散居在欧洲的各个国家，建立犹太社团，管理自己的内部事务。中世纪的西欧是犹太人历史演变的主要场所之一。虽然受到夫权社会“男尊女卑”观念的束缚，犹太妇女没有摆脱从属地位，但确实发生了一些积极的变化，她们的社会地位有所改善。相较于生活在其周围的基督教妇女，这种变化更明显。因为妇女的社会地位集中体现在教育和家庭婚姻中，尤其是后者，所以本文主要从这两个方面着手，尝试分析11~13世纪西欧犹太妇女的社会地位。
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user: 1. 引言 自10世纪以来，中世纪西欧是犹太人历史演变的主要场所之一。他们被当作是特殊的人群，无论是在宗教、家庭婚姻模式、从事行业还是所接受的教育上，都表现出鲜明的特性，尤其在周围基督教社会的对比之下。马克思曾说：“每个了解一点历史的人都知道，没有妇女的酵素就不可能有伟大的社会变革。社会进步可以用妇女的社会地位来准确地衡量。” [ 1 ] 占人口半数的犹太妇女无疑对整个犹太民族各个方面的发展起到了不可忽视的作用。尽管和当时世界上其它主要民族和地区的妇女一样，生活在父权或夫权主导的社会中。因为妇女的社会地位集中体现在教育和家庭婚姻地位中，所以本文试图从这两个方面来探究11~13世纪西欧犹太妇女的社会地位。