DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 大气降水是水文循环的重要环节，对降水氢氧稳定同位素的研究有利于揭示水循环规律、推断水汽来源，进而可深入分析流域水文过程。本文收集2013年11月~2014年5月鄱阳湖湿地降水样品，采用MAT253同位素比质谱仪连接Flash EA/HT对该地区降水氢氧稳定同位素进行测定，分析了其组成特征；并结合研究区气象观测数据，研究了降水中δ 18 O与氘盈余的变化规律。结果表明，鄱阳湖湿地大气降水线方程δD = 8.99δ 18 O + 11.52的斜率、截距均大于全球及我国大气降水线的平均水平，符合该地区湿润多雨的气候特点。δ 18 O与降水量呈显著负相关关系，表现为“降水量效应”，而温度效应在季风气候的影响下受到一定的抑制。氘盈余值受冬夏季风的影响，呈现出冬高夏低的季节性变化规律，与我国东部季风区的变化特征相符；影响氘盈余值的主要因素为相对湿度，两者呈显著负相关关系。 关键词 :氢氧稳定同位素，大气降水线，降水量效应，氘盈余，鄱阳湖湿地
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user: 1. 引言 湿地的生态功能被人们形象地喻为“地球之肾”，它在提供水资源、调节气候、降解污染、涵养水源和保护生物多样性等方面发挥了重要作用。鄱阳湖是我国第一大淡水湖，鄱阳湖湿地是国际重要湿地之一。近年来，受气候变化和人类活动的影响，鄱阳湖出现了低水位提前并持续时间延长、最低水位屡超历史记录的现象，导致湿地退化、草滩扩大、生物多样性减少等问题日益严重，鄱阳湖湿地保护逐渐受到国内外的广泛关注。 降水是水循环过程的一个重要环节，也是湿地水分的主要来源之一。降水中氢氧同位素丰度变化与产生降水的气象过程、大尺度环流形势和水汽源初始状态及水汽路径密切相关[ 1 ] -[ 3 ] ，已被广泛地应用于水文学、气象学和古气候学的研究中。世界各地大汽水中的 和 存在着正相关关系，Craig [ 4 ] 于1961年提出了全球大气降水线GMWL： ，世界各地降水的氢氧同位素都沿着该降水线分布；郑淑惠[ 5 ] 于1980年从八个站点收集到的107个降水样品分析得出我国大气降水线为 。全球大气降水线和中国大气降水线方程分别是根据世界各地和中国南北各地的观测数据得到的，是综合了干旱地区和湿润地区的月平均降水数据得到的结果。然而，不同地区大气降水中氢氧同位素的组成及变化是不同的。国内外学者对中国西北、中国南部、中国西南地区、中国北方沙区、长江流域和内蒙古等地区的大气降水氢氧同位素组成、水汽来源、变化特征和异常现象等进行了深入的研究[ 6 ] -[ 13 ] 。但由于区域气候状况和水分来源不同，区域大气降水线不尽相同，降水同位素的变化规律也有所差异。 近年来，鄱阳湖湿地的水文相关研究虽逐步深入，但稳定同位素技术在该地区的运用仍然较为缺乏，尤其是对氢氧稳定同位素的研究鲜有涉及。分析探讨该地区降水氢氧稳定同位素的组成与变化特征，可进一步研究大气降水的时空变化规律，揭示水循环机制，推断降水的水汽来源及水源地气象条件，为流域内水资源评价与管理提供理论依据。故本文收集鄱阳湖湿地吴城镇2013年~2014年95个降水样品，旨在分析鄱阳湖湿地水循环中大气降水稳定同位素的变化特征，探讨大气降水稳定同位素变化的影响因素，为深入研究鄱阳湖湿地流域水文过程奠定基础。
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user: 2. 研究区概况 鄱阳湖位于长江之南，江西省北部，地理坐标为115˚49'E~116˚46'E，28˚21'N~29˚52'N，上接江西境内赣江、信江、抚河、饶河、修水五条河流，下有湖口通长江。鄱阳湖区植被群落结构类型多样，季相变化丰富。在全湖尺度上，从优势群落比率来看，苔草是鄱阳湖面积最大、分布最广的植被类型。 本文以鄱阳湖国家级自然保护区湿地为研究对象(如图1所示)。保护区内有大湖池、沙湖、蚌湖、朱市湖、梅西湖、中湖池、大汊湖、象湖、常湖池9个湖泊，是世界上重要的候鸟越冬栖息地，全球最主要的白鹤与东方白鹳越冬地；每年10月至翌年3月，水落滩出，各种形状的湖泊星罗棋布，为水禽提供了适宜的栖息地与食物，是全球重要的湿地生态保护区。
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user: 3. 样品采集与分析 2013年11月~2014年5月于鄱阳湖湿地国家自然保护区内的吴城镇6号和7号采样点(如图2所示)收集降水样品，共59个，另外在2014年4月和5月增加了采样点1、2、3、4和5号，共收集降水样品36个，故全部收集的降水样品为95个。所有水样均用60 ml的聚乙烯塑料瓶子装满，避免瓶内有气泡，瓶口用密封膜或保险膜密封以防止水样蒸发。将样品放入已有冰袋的保温箱中保存，带回实验室后放入冰箱冷藏存放。 水样的氢氧稳定同位素采用MAT253同位素比质谱仪连接Flash EA/HT测定， 和 的仪器分析精度分别为2‰和0.2‰。测定水样氢氧同位素之前，先将水样经0.22 mm滤头过滤，然后装入1.5 ml自动进样瓶中。所有水样测定结果均用以VSMOW (Vienna Standard Mean Ocean Water)为标准的千分差表示： (1) 其中， 为了进一步分析鄱阳湖湿地大气降水稳定同位素变化的影响因素，本文还收集了附近国家级气象站——南昌气象站的气象数据，数据来源于中国气象科学数据共享服务网(http://www.escience.gov.cn/metdata/page/index.html)，包括：降水量、平均气温、平均相对湿度及平均风速。
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user: 4. 分析与讨论 4.1. 当地大气降水线 95个样品的氢氧稳定同位素组成特征如图3所示。从图3可知，氢氧稳定同位素组成变化幅度较大，氧同位素的变化范围为−22.61‰~−1.59‰，平均值为−4.64‰；氢同位素值为−64.97‰~8.49‰，平均值为−30.24‰。其中氢同位素出现两次正值，分别发生在2014年3月3日和4月19日，且均为采样点6，可能原因是这两次降水过后未能及时收集雨水，使样品发生了强烈的蒸发，进而导致重同位素的富集而轻同位素的贫瘠。利用95个样品的和 和 的分析数据，建立吴城镇大气降水线方程为 ，相关系数达0.94，具有显著相关性，且该方程的斜率及截距均大于全球与中国大气降水线方程[ 4 ] [ 5 ] [ 14 ] 。在干燥少雨的地区，雨 图1. 鄱阳湖国家级自然保护区 图2. 降水样品采集点位置分布图 图3. 吴城镇降水氢氧稳定同位素组成特征 滴在云底相对干燥的大气条件下发生二次蒸发会导致降水线方程的斜率和截距偏低；而湿润多雨的区域则相反。因此，本文所得大气降水线方程符合该地区湿润多雨的气候特点。 4.2. 降水中δ 18 O与温度、降水量相关关系 大气降水过程中，降水的氧同位素组成主要受温度和剩余云团水汽质量控制。温度制约着水汽的凝结与蒸发，影响着降水同位素的分馏，从而导致大气降水氢氧同位素的变化差异。蒸发过程中同位素分馏作用随着温度的升高而减弱。当温度较高时，分馏作用较弱，水汽团中的 得以较大程度保留，这使得由这种水汽团所形成的降雨中的 含量较高；否则反之。降水同位素含量与气温一般为正相关关系 [ 15 ] ，即“温度效应”。由吴城镇降水样品及气象数据可知，鄱阳湖湿地吴城镇降水同位素与月平均气温呈现正相关关系，线性关系为： ，相关系数为0.377。利用SPSS统计分析软件对该地区降水 月平均值与月平均气温做线性回归分析，发现该地区两者的线性相关性不显著。这可能是由于鄱阳湖湿地处于中低纬地区，属亚热带季风气候区，夏季受海洋性季风影响，降水量大，空气湿度高，降水过程中 的优先蒸发富集作用微弱，再加上水汽再循环的进一步干扰，使该地区温度效应受到抑制，故降水同位素与月平均气温的正相关关系并不明显。在某些季风盛行的地区，这种关系甚至不存在或是表现为负相关关系 [ 7 ] [ 9 ] [ 10 ] 。 “降水量效应”是指降水量与重同位素含量的负相关关系，其实质可以理解为一种“淋滤”作用，即同一来源水汽经历多次降水过程，降水同位素分馏作用引起剩余水汽中同位素比值持续偏轻的现象 [ 16 ] 。研究表明，在雨热同期的中纬度海洋或季风气候区，降水中稳定同位素具有明显的降水量效应，且该效应的产生与强对流天气的降水过程相联系。产生该效应的原因多种多样，可能是雨滴下降过程中发生了蒸发效应，也可能是雨滴与云团内部或与大气中同位素进行了交换 [ 5 ] 。由于吴城镇地区降水在时间上分布不均，雨量主要集中在3~7月，而其他月份分布较少，故从全年降水同位素数值来看，降水同位素与月降水量无明显的相关关系。本文选取降水集中的3~5月份，分析日尺度条件下降水同位素与降水量的关系。由相关数据分析得，鄱阳湖湿地吴城镇大气降水中 与降水量存在负相关性(如图4和图5)： ，相关系数为0.404 (p < 0.1)，显著相关。 由以上分析可得出，鄱阳湖湿地大气降水同位素 值的降水量效应更加强烈，而在季风气候影响下，温度效应则受到一定的抑制和掩盖。 4.3. 氘盈余的变化特征及影响因素 不同地区测得的局地大气降水线与全球大气降水线在斜率和截距上均有不同程度的差异，为了量化比较这种差异，Dansgaard [ 17 ] 提出了氘盈余参数(d-excess)的概念，并定义为： 。全球氘盈余平均值约为10‰。不同地区的氘盈余可以直观地反映该地区大气降水蒸发、凝结过程的不平衡程度。在季风气候区，降水中氘盈余多体现出与季节相关的变化规律[ 3 ] ，同时也反映出水汽团的多样性[ 18 ] 。在中国东部季风区，受季风影响，冬夏两季的降水水汽源地不同，加之水汽循环的季节变化，使氘盈余显示出冬高夏低的变化规律。水源地的气候条件如相对湿度、风速及气温对降水中氘盈余有很大影响，故通过研究氘盈余的分布特征，可以有效推断出降水的来源及水源地的气候变化特征。 吴城镇降水中氘盈余变化如图6所示，全年内氘盈余变化幅度为0.97%~23.97%，平均值为11.56%。可分为两部分研究：12~2月相对较大，变化范围为23.97‰~11.03‰，平均值为19.12%，总体在10‰之上，表明该地区冬季受大陆性气团影响，降水的水汽来源于内陆寒区，水源地气候干旱，相对湿度小，蒸发速率大且不平衡程度高，氘盈余偏高；而11月与3~5月则相对较小，变化范围为0.97‰~8.94‰，平均值为4.25%，总体在10‰以下，表明夏季受海洋气团影响，降水的水汽来源于低纬度海洋，水源地气候湿润，相对湿度大，蒸发速率小且不平衡程度较低，氘盈余偏低。研究结果与我国东部季风区氘盈余值冬高夏低的变化特征相符。 利用气象数据与降水样品分析吴城镇降水中氘盈余与平均相对湿度、气温、降水量及风速的关系。如图6和图7所示，氘盈余与平均相对湿度呈负相关关系，相关系数为−0.734 (p < 0.1)，显著相关；而与平均气温、降 图4. 降水中 与降水量对比图 图5. 降水中 与降水量线性关系 图6. 降水中氘盈余与平均相对湿度、气温、降水量及风速对比图 图7. 降水中氘盈余与平均相对湿度、气温、降水量及风速的线性关系 水量和风速的线性相关性不显著，表明相对湿度是影响氘盈余的主要因子。
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user: 5. 结论 本文通过收集鄱阳湖国家自然保护区内湿地2013年11月~2014年5月的95个降水样品和气象数据，分析了鄱阳湖湿地降水氢氧稳定同位素组成特征及其影响因素，得到以下结论： 1) 鄱阳湖湿地大气降水线方程： 的斜率及截距均大于全球大气降水线以及中国大气降水线方程，符合该地区湿润多雨的气候特点。 2) 鄱阳湖湿地降水中氧同位素与降水量呈现为显著负相关关系，与气温呈现不显著正相关关系，表现为“降水量效应”。 3) 鄱阳湖湿地降水中氘盈余主要受该地区的平均相对湿度的影响，并呈现为显著负相关关系。湿地降水中氘盈余的季节变化规律为冬高夏低，与我国东部季风区的氘盈余值变化特征相符。
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user: 摘 要 本文运用NCEP/NCAR再分析数据，计算分析了海河流域整层大气水汽含量即可降水量、纬向输送水汽通量、经向输送水汽通量以及流域的四个边界水汽通量的季节变化和年代际变化特征。结果表明：近50年来海河流域整层大气可降水量呈减小趋势，并于2009年降到近50年的最低值，夏季大气可降水量高于其他季节；经向和纬向水汽输送通量年际变化均呈减小趋势，但纬向水汽输送方向全年由西向东，而经向水汽输送方向冬半年为由北向南，夏半年由南向北；海河流域的水汽收支代际变化均为输入，但总体上呈下降趋势，且夏季水汽输入多于其他季节，水汽收支主要受经向水汽输送的影响，且受到东亚夏季风和中纬度西风带自西向东的水汽输送控制。 关键词 :水汽含量，水汽通量，水汽收支，海河流域
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user: 1. 引言 20世纪以来以气温升高为主要特征的气候变化改变了区域水循环过程，有预测表明未来干的地区愈干而湿的地方愈湿[ 1 ] [ 2 ] 。尤其是近年来旱涝灾害的频发发生，使得水资源开发利用和社会经济发展需求难以兼容。海河流域是我国水资源开发利用程度较高的流域之一，气候变化进一步加剧了流域水资源供需矛盾，使得流域内面临一系列的生态、社会和经济用水的问题[ 3 ] -[ 5 ] 。研究流域水汽输送和变化特征有助于理解气候变化背景下流域内水循环变化特征，了解水分来源和变化规律，服务于流域未来水资源规划与管理。 针对华北地区海河流域大气中的水份输送过程和水汽来源等问题的研究，已经取得了一些重要的研究成果[ 6 ] -[ 10 ] ，研究表明海河流域大气水汽含量和水汽输送存在显著的年代际变化特征[ 11 ] ，近50年来水汽含量持续减少[ 12 ] ，其夏季水汽输送主要受到中纬度西风带的水汽输送、来自孟加拉湾的水汽以及来自我国南海和西太平洋的水汽影响，并且具有明显的年代际变化[ 13 ] [ 14 ] 。但由于过去的研究受到资料年代较短的限制，很少将大气可降水量、水汽输送通量和水汽收支作为一个整体全面分析。本文通过对NCEP/NCAR再资料进行计算，对近50年来海河流域大气中水汽含量即可降水量，整层大气纬向水汽输送通量、经向水汽输送通量的年际变化和季节变化，以及东南西北四个边界的大气水汽收支代际变化和季节变化特征进行了详细分析，以期加深对海河流域的水循环机理的理解和认识，为进一步研究和合理利用大气水资源提供一定的科学依据。
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user: 2. 资料及方法 本文所用再分析资料为美国国家环境预测中心/国家大气研究中心(NCEP/NCAR)再分析气候资料集。选取时间从1961年1月至2010年12月共50年，格点为2.5˚ × 2.5˚的逐月风场、水汽场和地面气压场资料，包括比湿(q)、纬向风(u)、经向风(v)以及地面气压(P S )等要素。计算了海河流域整层大气水汽含量，水汽水平输送通量以及流域的东南西北四个边界的水汽收支。将水汽水平输送矢量分解为经向输送和纬向输送两个分量，并规定：向东的纬向输送通量为正，向西的纬向输送通量为负；向北的经向输送为正，向南的经向输送为负。在流域的四个边界的水汽收支计算中由于海河流域的边界不规则，本文选取该流域的计算范围为东经112.5˚~120˚，北纬35˚~45˚，具体计算公式如下。 整层大气水汽含量即可降水量W [ 15 ] ： 垂直积分的水汽水平输送通量Q [ 16 ] ： 局地水汽收支[ 7 ] ： 式中：q为比湿(g/kg)；g为重力加速度(9.8 m/s 2 )；P S 为地面气压(hPa)，一般取P S = 1000 hPa；P T 为大气顶处的气压，考虑到更高层水汽含量少，水汽资料也不很准确，故本文中取P T 为300 hPa；x，y和t分别为格点经度、纬度和时间；Q u ，Q v 分别为纬向和经向水汽通量；u为纬向风(m/s)；v为经向风(m/s)； 为单位面积；l s ，l n ，l e ，l w 分别代表南边界，北边界，东边界，西边界的格距长度。
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user: 3. 海河流域大气可降水量和水汽水平输送通量特征 3.1. 大气可降水量和水汽输送通量年际变化特征 海河流域大气水汽含量存在显著的年际变化，总体呈现下降趋势其线性倾向率为−0.07 mm a −1 (图1(a))。20世纪60年代初期水汽含量高，从60年代中期开始水汽含量逐渐减少并于70年代后期开始处于负距平(图1(b))，在90年代初略有增加随后又持续减少直至大约2009年达到近50年来最低值。水汽含量即可降水量总体呈现减少趋势，影响到区域降水量的变化。海河流域近50年来降水量整体上呈减少趋势[ 17 ] [ 18 ] ，有文献分析表明降水量减少与东亚夏季风减弱和环流异常引起的水汽输送变化密切相关 [ 19 ] -[ 21 ] 。 纬向水汽输送通量年际变化整体呈下降趋势，其线性倾向率为−0.76 kg/(m⋅s)a −1 (图2(a))，纬向水汽输送方向始终为由西向东。20世纪60年代至70年代中期纬向水汽输送通量持续减小但均处于正距平(图2(b))，70年代末期到80年代纬向水汽输送较稳定，从90年代开始一直到21世纪初逐渐减少并连续处于负距平，约在2005~2010年纬向水汽输送通量达到近50年来的最小值。 经向水汽输送通量年际变化整体也呈下降趋势倾向率为−1.05 kg/(m⋅s)a −1 (图2(c))，并且其下降趋势比纬向水汽输送通量更明显。20世纪60年代中期之前NCEP/NCAR再分析材料的计算结果数值很高，随后一直至70年代初期持续减小，但都处于正距平(图2(d))且方向为由南向北。从70年代中后期开始一直到21世纪初经向水汽输送通量较稳定并且均处于负距平，其方向转变为由北向南。 3.2. 大气可降水量和水汽水平输送通量季节变化特征 从海河流域上空的大气水汽含量季节变化(图3)呈现单峰变化特征。夏季大气水汽含量高于其他季节，最高值出现在7月份，冬季较低，最低值出现在1月份。海河流域整层大气水汽含量的年平均值(表1)为18.34 mm，夏季平均值则达到37.46 mm，远高于秋季(16.80 mm)、春季(14.16 mm)与冬季(5.56 mm)。夏季的水汽输送对海河流域整层大气水汽含量即可降水量贡献最大。 图1. 1961~2010年海河流域整层大气水汽含量的年代际变化。(a) 年际变化；(b) 水汽含量距平 图2. 海河流域水平水汽输送通量 (a) 纬向水汽输送通量年际变化；(b) 纬向水汽输送通量距平；(c) 经向水汽输送通量年际变化；(d) 经向水汽输送通量距平 图3. 海河流域整层大气水汽含量月变化特征 纬向水汽输送通量的NCEP/NCAR再分析数据的计算结果(表1)年平均75.37 kg/(m s)即年均水汽输送方向为由西向东，其季节变化中夏季最高，然后依次为秋季、春季、冬季；经向水汽输送通量年平均值为2.16 kg/(m s)即年均水汽输送方向为由南向北，但全年中仅在夏季水汽输送方向为由南向北，其他季节水汽均为由北向南输送。 纬向水汽输送通量全年均为正值(图4)，即水汽输送方向均为由西向东，其季节变化具有单峰特征，由冬季1月份的最低值逐步增加，到7月份达最高值后减少，9月份略有回升后又逐渐下降；经向水汽的输送年尺度上具有南北向的冬夏转换，即冬半年水汽输送方向为由北向南而到夏半年方向转为由南向北，且逐月变化呈单峰特征，经向水汽输送方向转换分别发生在5月份和9月份，冬半年经向水汽输送通量稳定其方向由北向南，夏半年在5月其方向转变为由南向北并在输送通量陡增到7月达极大值之后迅速减小，到9月水汽输送方向从由南向北再次转变为由北向南输送并渐趋平稳。
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user: 4. 海河流域水汽收支特征 4.1. 海河流域水汽收支的代际变化特征 海河流域水汽收支的代际变化大体呈下降趋势且均为输入(图5)。从20世纪60年代开始水汽输入量持续减少，但在21世纪初水汽输入量略有上升；北边界60年代为输出，之后从70年代开始转为输入并输入量逐渐增多；南边界60年代输入量大，随后减小并于90年代和21世纪初水汽转为输出但输出量少；西边界从60年代开始始终表现为输入且输入量逐渐减少；东边界始终表现为水汽输出，其输出量从60年代开始持续减少。 4.2. 海河流域水汽收支的季节变化特征 海河流域的整层水汽总收支全年为输入，并且夏季水汽输入多于其他季节(如图6)。海河流域东边界全年输出，在夏季显著增多在7月有一个输出高峰；西边界全年输入，逐月变率较小且冬季输送量较少；南北边界冬 Table 1 Seasonal variation of water vapor content and water vapor flux in the Haihe River basi 参量 年平均 春季 夏季 秋季 冬季 水汽含量Q (mm) 18.34 13.86 37.46 16.49 5.56 纬向水汽输送量Q u (kg/(m s)) 75.37 73.77 100.83 84.10 42.78 经向水汽输送量Q v (kg/(m s)) 2.16 −9.78 46.76 −10.57 −17.75 表1. 海河流域整层大气水汽含量与水汽输送通量的季节变化 图4. 海河流域整层大气纬向(左图)和经向水汽输送通量(右图)的月变化特征 图5. 1961~2010海河流域水汽收支的代际变化 图6. 海河流域四个边界水汽输送量及水汽收支的月变化特征 图7. 海河流域水汽收支 (a) 年平均水汽收支；(b) 夏季水汽收支 夏反向，南边界水汽输送在4月份之前一直为输出，到5月份明显增大且转变为输入，在7月输入量达到极大值后持续减少到9月份又转变为输出；而北边界除在夏季7、8两月为输出外，其他月份均为水汽输入。 受经向水汽输送的影响，海河流域在1961~2010的年平均整层大气水汽收支为输入(如图7)。海河流域的水汽收支随季节变化显著，夏季是空中水汽资源收入的主要季节，主要受到东亚夏季风和中纬度西风带自西向东的水汽输送影响[ 13 ] [ 19 ] [ 22 ] ，夏季西、南边界为水汽输入，东、北边界水汽输出。
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user: 5. 小结 1) 近50年来，海河流域整层大气可降水量年际变化总体呈现减小趋势，并且在21世纪之后连续10年出现负距平，在2009年降到近50年的最低值；可降水量的季节变化具有单峰结构，夏季大气水汽含量高于其他季节。 2) 经、纬向水汽输送通量年际变化整体均呈现下降趋势，并且近十年均连续处于负距平；两者季节变化也都具有单峰结构，并在7月份达到极大值；但纬向水汽输送方向全年均为由西向东，而经向水汽输送方向均有冬夏季转换特征，冬半年输送方向为由北向南，夏半年水汽输送方向为由南向北。 3) 海河流域水汽收支代际变化大体呈下降趋势且均为输入。受经向输送的影响，海河流域的整层水汽收支全年为输入；并且夏季水汽输入多于其他季节，夏季西、南边界为水汽输入，东、北边界水汽输出主要受到东亚夏季风和中纬度西风带自西向东的水汽输送影响。
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user: 摘 要 随着城市化进程的加快以及极端天气的频发，城市内涝现象日益严重。本文以大连市片区为研究区域，应用SWMM工具，结合ArcGIS，对其排水系统进行了模拟计算，研究分析了城市化对原有排水系统的影响，并提出应用了优化制动阀的改造措施。结果表明，城市扩张增加了汇水区的径流总量和老管网的排水负荷；优化制动阀能够通过控制上游管网中的水流，从而对下游管网中的水流起到错峰的作用，可作为防洪除涝的辅助措施。本文研究为城市排水系统规划设计和城市防洪排涝提供了理论依据和指导。 关键词 :城市内涝，改造措施，SWMM，城市化，排水系统，优化制动阀，模拟计算
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user: 1. 引言 科学研究[ 1 ] [ 2 ] 表明，不断加剧的全球气候变化、极端天气频发、快速发展的城市化等现象引发城市“热岛效应”、“雨岛效应”，导致城市洪涝灾害在频率和范围上都有增加的趋势。从城市排水管网角度分析，主要有两方面的原因[ 3 ] ：一是城市不透水铺装面积的增加导致产流量增大；二是城市不断扩张导致位于下游的老管网排水压力过大，而对其进行改造常用的工程措施往往成本较大[ 4 ] -[ 6 ] ，如何在控制成本的基础上对城市内涝进行防治是非常有意义的工作。目前管网改造常用的工程措施包括蓄水池、泵站、透水铺装和绿色基础设施等[ 7 ] ，蓄水池适合低洼难以排水地区，泵站适合临近受纳水体(河流、湖泊等)的易涝地区，而透水铺装和绿色基础设施适合于存在大量易改造不透水面积的市区。并且以上几种措施投资成本、占地成本都比较高。近年来，一种利用优化制动阀(Hydro-Brake Optimum)控制洪水的方式在国外得到了许多应用[ 8 ] [ 9 ] ，该设施主要通过控制上游的管网中的水流，使其与下游管网中水流错峰，从而达到减缓下游管网洪水压力的目的。 本文主要应用SWMM模型，结合ArcGIS，对城市化前后的排水系统进行模拟计算，分析城市化进程对排水系统的影响，并提出了优化制动阀的改造措施，对优化制动对水流的控制进行了分析与讨论。
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user: 2. 研究区域及资料 2.1. 研究区概况 选取大连市某片区为研究对象，具有相对独立的雨水排水管网，排水口直接排向城市内河。其汇水区(黑色虚线框内)总面积为41.9 ha，其中不透水面积为27.2 ha，占65%，透水面积为14.7 ha，占35%。排水管网概化为37个管井节点、1个排放口和44根管道，管道总长度约2.77 km。 随着城市化进程加快，人口数量的增长，为满足居民住房需求以及地区发展需要，原有的林地、草地等被开发为居民建筑、广场等。城市面积向外扩张并铺设新管道，形成新的排水管网，但对于下游的旧管网并未进行相应改造使之与新管网相适应。城市扩张后，管井节点增至84个，管道增至91根，管线总长增至5.78 km，汇水区面积增至91.5 ha，全区不透水面积增至77.8 ha，占85%，透水区面积为13.7 ha，占15%。如图1为研究区城市扩张前后排水管网网系统结构图，其中红色虚线框内原为林地、草地、裸露土地等，在城市扩张前，这部分面积产生的汇水不经过下游排排水管网，因此在下文SWMM模型对现状排水管网进行模拟计算时，扣除了此部分的计算。城市化后，此部分产生的汇水经新敷设管道排出。 图1. 研究区排水管网系统结构图 2.2. 资料及处理 现有的基础资料包括该区域1515 m精度的DEM数据，管网CAD图，以及下垫面资料(包括土地利用类型、水系信息等)。现做以下处理[ 10 ] [ 11 ] ： 1) 首先根据管网数据需求，利用现有研究区排水管网CAD图和数据库中提取管网基础数据信息，包括管井、管长、管井标高等。对管网结构进行简化检查、连通性检查、水流方向检查等，保证管网拓扑结构的规范性和合理性。使用DEM插值自动生成管井地面高程，地面高程减去管井埋深得管井底部高程。若管道的坡度太大，则灵活修改管井底部高程。 2) 利用SWMM模型概化下垫面，依据土地利用利用状况和地表排水走向，由泰森多边形原理将汇水区自动划分为若干子汇水区，使每一个管井节点和排放口对应一个子汇水区，并提取汇水区面积的大小、宽度、平均坡度等，每一块汇水区面积产生的流量流入最近的检查井。本文研究区域将划分为38个子汇水区，城市扩张后，新汇水区划分为85个子汇水区。 3) 根据SWMM模型的数据输入需求和格式、利用该研究区已有的基础数据进行概化，得到模型输入文件，建立模型。 2.3. 降雨情景 根据《室外排水设计规范》对排水标准的规定，重现期一般取0.5~3年，重要地区等取3~5年或者更高[ 12 ] [ 13 ] 。本文研究区为较重要地区，采用了重现期为3年、5年和10年的降雨条件，并选择芝加哥降雨雨型[ 14 ] [ 15 ] ，历时2小时，降雨总量分别为48.9 mm、54.8 mm和62.7 mm。图2给出了由大连市暴雨强度公式生成的不同重现期短历时芝加哥雨型。
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user: 3. 模型与方 3.1. 模型简介及参数设置 1971年，麦特卡夫-艾迪有限公司、弗罗里达大学和美国水资源有限公司在美国环保局的发起下，共同研制了一个综合性数学模型-SWMM (Storm Water Management m Model)模型，主要用于规划和设计阶段对城市暴雨、洪水的设计和管理。SWMM模型可以模拟完整的降雨、下渗、蒸发、径流过程和污染物运动过程，核心部分包括计算模块、执行模块和服务模块，四个计算模块分别是径流模块、输送模块、扩充输送模块和存储/处理模块，一个服务模块包括统计模块、图表模块、合并模块、降雨模块和温度模块。各个模块既具有独立的功能，又相互联系[ 16 ] -[ 18 ] 。 模型中的确定性参数(管径、管道长度等)在导入SWMM中自动生成，其不确定参数参考国内外研究成果[ 19 ] [ 20 ] 及研究区域的地面特征设定。如本文取霍顿曲线最大和最小渗透率分别为76 mm/h和3.18 mm/h、不透水区和透水区的曼宁系数分别为0.01和0.24、管道粗糙系数为0.012等。模拟过程采用动力波进行流量演算，计算时间3.5 h，计算时间步长为5 min。 3.2. 优化制动阀工作原理 优化制动阀用于控制上游的水流从而起到防止或减缓下游洪水的目的。这种控制设备不需要能源，完全靠水压产生的涡流来控制流速，有效地减缓了出口的水流，以此控制流量[ 21 ] 。该装置一般适用于上游较不重要且洪水不大的地区，在允许淹没范围内，必要时可以通过牺牲上游地区来保全下游地区。文献[ 21 ] 对排水管道流量控制措施进行了研究，目前，孔口和涡流控制装置(优化制动阀等)是两种用于流量控制的装置，并结合实例研究和分析了两种控制措施对排水管道的控制效果，如图3所示。本次研究借助SWMM模型，由于在SWMM中没有优化制动阀工具选项，于是借助孔口装置进行简化分析。而对SWMM中孔口(Orifice)装置进行相关设置以后，借助孔口简化实现对排水管道的流量控制作用并对其效果进行分析。 3.3. 研究方法 1) 应用SWMM模型对城市化前后的排水管网进行模拟计算，从出水口状态、地表径流情况和管网负荷情况三方面进行对比分析与讨论。 2) 城市扩张后，下游旧管网未进行相应改造使之与新管网相适应，这种条件下，本文采用优化制动阀对上 图2. 不同重现期降雨情景 图3. 孔口与制动阀原理 游洪水进行控制，应用SWMM模型对优化制动阀添加前后的排水管网进行模拟计算，从流量、流速、溢流量三个方面对结果对比分析，讨论优化制动阀的控制效果。如图4所示，在上游设置优化制动阀O1和O2。
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user: 5. 结论 1) 基于SWMM模型所构建的城市排水管网系统模型能够对城市雨洪过程进行全程动态模拟，可以动态显示所有的模拟计算输出结果，查询任意时刻流域、节点、管网各项参数和模拟结果， 可以为城区防洪排涝工作提供技术支持。 2) 城市化对排水系统的影响表明，不透水面积增加导致产流量增大，城市面积的扩张增大了原有排水管网的负荷，增大了汇水区溢流量。所以在城市建设扩张当中，除了做好排水系统的规划设计外，更要保证一定比例的透水面积，增加绿化面积和透水铺装等。 3) 优化制动阀通过控制上游的水流，起到防止或减缓下游洪水的目的，可作为一种城市除涝手段。但在实际应用中，优化制动阀的单一措施往往不能取得理想的效果，仅靠管道本身的空间容量调节洪峰流量是有限的。本文的研究管网较为简单，在实际复杂排水系统管网中，还要结合蓄水池、泵站、绿色设施等方法。此外，优化制动阀的位置、数量、大小等设定，还需要深入研究。
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user: 摘 要 在介绍弱力焊工艺的基础上，本文主要分析了零件与机器人滚边工艺对弱力焊变形产生的影响，研究了内板上凸点尺寸与位置精度、外板上舌头形状、滚边轨迹、滚边压力、滚边步数对改善弱力焊外观质量所必须的特殊要求，为减小弱力焊变形，优化弱力焊的零件与滚边要求，提升发动机罩的外观质量提供了理论依据。 关键词 :弱力焊，机器人滚边，变形
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user: 1. 引言 为提高汽车的安全性，增加碰撞时发动机仓对外力的缓冲作用，同时为防止打开机罩时机罩的内板与外板之间发生错动，现在诸多汽车的发动机罩在包边的同时，又在包边后的翻边上增加了弱力焊。弱力焊点是一种工艺焊点，不能用作强度连接焊点，其实质就是在包边处的内板上增加凸点，采用单面点焊的形式把机罩内板与外板翻边焊接在一起，防止包边后内外板间发生相对运动，此连接方式主要用作开启件涂胶压合，经油漆烘干炉烘烤前的定位，提高了发动机罩的外观质量与安全性 [ 1 ] 。但是，就目前弱力焊的使用来看，弱力焊后的机罩外表面变形问题一直是阻碍该项目发展的一个重要问题，这也影响了弱力焊在汽车覆盖件上的使用与推广。本文主要研究了内板上凸点尺寸与位置精度、外板上舌头形状、滚边轨迹、滚边压力、滚边步数对对改善弱力焊外观质量所必须的特殊要求，为减小弱力焊变形，提升发动机罩的外观质量提供了理论依据。
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user: 2. 发动机罩弱力焊工艺 发动机罩弱力焊工艺原理如图1所示，凸点一般设置在内板上，当机器人滚压包边完成后，机罩总成被搬运至弱力焊拼台进行焊接，当变压器通电时在凸点电极的压力作用下凸点处电流优先导通且在辅助电极之间形成焊接回路，且凸点处由于接触面积较小形成很大的电流密度，在电阻的作用下此处产生了较大的热量，并使金属熔化形成熔核，同时在熔化状态下的凸点在电极压力的作用下被压溃到外板上，并最终形成弱力焊点 [ 2 ] 。
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user: 3. 内板凸点尺寸、位置精度与外板舌头形状的要求 3.1. 内板上凸点尺寸与位置精度 如图2(a)所示，凸点冲压成型后，由于加工硬化的作用在凸点的周边会产生一个加工硬化区域，这个区域的金属强度要比未经过变形的区域大很多，当受到外力的作用时就会把外力直接传递到外板表面，导致外板的表面变形。因此，凸点的尺寸与位置精度如果设置不合理或者加工时达不到所设置的精度要求，会对下工序的滚边以及焊接的质量造成很大的影响。根据多年的生产经验发现，会影响下工序的关键尺寸除了标准所标示的尺寸外还有凸点含加工硬化区域的宽度W以及凸点加工硬化区域边沿中心到内板切边的距离D，见图3(b)。D的取值是一个范围，其计算如公式(1)所示： (1) 图1. 弱力焊原理示意图 图2. 机罩弱力焊常用凸点形状及位置。(a) 凸点尺寸，(b) 凸点位置 图3. 机罩弱力焊常用舌头形状。(a) 梯形舌头，(b) 半圆形舌头 式中：Ls为包边长度；W为凸台的宽度(按标准约为3.45 mm)；C为包边后内外板之间的间隙；D为内板凸台中心到切边的位置；R为外板舌头的(高度)半径；H为翻边高度， ；E为包卷值；e为外板厚度；1为冲压后凸点的单边宽度变形系数。单位均为mm； 同时，为了保证这些关键尺寸的加工精度在进行凸点定义时必须加上公差要求，经验公差为 mm。 为了减小焊接电流的分流影响，应保证内外板在凸点里侧有0.5 mm的间隙。同时弱力焊点的位置布置在造型弧度变化较大的区域，能够获得比在平直面上更优质的弱力焊焊点。 3.2. 外板弱力焊处舌头的形状 外板上舌头的形状不能太宽，即图3(a)中的k1、k2值不能太大，否则焊接后易出现焊点变形，见图4(a)，应该依据内板上凸台的尺寸来确定舌头的宽度，以正好覆盖或略大于整个舌头的宽度为宜。舌头的高度值h亦不能太大，否则会在滚边过程中因为翻边高度的突然变化而造成k包边R角不均匀与修边线边缘下塌等外观缺陷。 为了获得较好的焊点质量，减小焊点变形，可以采用半圆形舌头进而很好的解决焊点变形缺陷，如图3(b)和图4(b)中所示。 半圆舌头的半径R的计算如公式(2)： (2) 倒圆角r的取值大可以减小舌头处翻边高度突然变化带来的滚边缺陷，但是当r过大时会使舌头形状变大，滚边时在舌头根部留下长的滚边压痕，影响滚边的外观质量，同时大尺寸的舌头也易产生焊点变形，因此，圆角过渡与舌头的切点以不超过内板凸点中心所在的高度为宜，所以r的取值公式如下： 为最大限度的减小翻边高度突然变化带来的滚边缺陷，r的选择可直接通过公式(3)选取： (3) 总之，由于弱力焊本身的条件限制，外板翻边上必须设置一个舌头，舌头处的翻边高度比其他区域高出，在滚边的过程中此处的受力过程和力的作用点与翻边其他区域是不一样的，这样在采滚边时就会产生不一样的滚边结果，因而这不可避免的产生包边边缘翘起与包边R角偏大等缺陷，这些缺陷不可能消除，只能使其尽量减小。 图4. 机罩弱力焊常用舌头形状对应焊点。(a) 实际梯形舌头焊点，(b) 实际半圆形舌头焊点
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user: 4. 机器人滚边对发动机罩弱力焊变形的影响 弱力焊变形产生的一个重要环节就是滚边之后产生的变形，其中滚边轨迹、滚边步数、滚轮的压力以及滚边速度的影响是滚边后产生变形的重要影响因素 [ 3 ] 。 1) 滚边轨迹的影响 机器人在滚边过程中由于机器人本身的精度误差以及内外板在滚边胎模上的定位误差 [ 4 ] ，会导致在实际滚边过程中，滚轮的实际轨迹与原来设定的轨迹有一定的误差，常见的实际滚边情况及其对外观变形的影响，见表1。 由表1可以看出，在实际滚边过程中，由于滚边过程本身受机器人精度、内外板定位精度以及零件的状态等因素的限制，其滚压过程中在经过所有凸点时不可能与我们所要求的理论轨迹完全一致，致使轨迹一、轨迹二和轨迹三有可能都会出现在滚边过程中(可通过观察翻边和耳朵处滚边压痕来判断)，这就增加了滚边之后凸点处外观变形的不确定性。 在实际生产过程中，由于理论轨迹对滚边机器人的节拍损失较大，所以一般不使用。实际滚边轨迹一，通过调整机器人的轨迹，既能很好地保证机器人节拍，又能保证滚边后的翻边与外观质量，所以，生产过程中经常使用。 2) 滚轮压力的影响 常见的滚边过程一般分为三步，第一步翻边角度从90˚到60˚，第二步翻边角度从60˚到30˚，第三步翻边角度从3˚到0˚。第一步滚边时，由于零件型面、翻边高度的变化，使翻边的受力并不是均匀的，致使翻边的形变也不是均匀变化的，表现为翻边波浪变形；第二步是对第一步滚边状态的延续，也会使翻边产生波浪变形；第三步，是获得优质滚边质量的关键，因此，如果滚轮的压力不足就不能够把前两步产生的波浪边形完全压平，致使滚边完成后包边出现波浪边形，同样会反馈在外板外观质量上 [ 5 ] 。 外板弱力焊舌头处的翻边高度要比其他翻边区域高出，经过两步预包边后，会产生较大的波浪边形，表现为舌头根部凸出，中间凹下，如图5所示。如果最后一步滚轮的压力不足就不能够把前两步产生的波浪边形压平，就必然会导致滚边完成后弱力焊部位包边出现波浪边形，并反馈在外板外观质量上，另外，由于滚边轨迹只滚过舌头的根部以下，即使再大的滚边压力也无法消除舌头根部及以上区域由于波浪变形产生的加工硬化。因此，增大第三步滚边压力只可能使变形尽量减小，却不可能完全消除。 3) 滚边步数的影响 三步滚边方式能够很好的满足普通的零件滚边，但弱力焊区域由于舌头处的翻边高度突然变化往往会产生较大波浪边形和钣金加工硬化，这种情况下增加一次滚边步骤往往会得到更加平滑光顺的包边状态，所以对有弱力焊部位，在条件允许的情况下可以采用四步滚边方式或在三步滚边的基础上增加局部五步滚边的方式[ 6 ] ，如图6(a)、图6(b)所示。 Table 1 Influence of surface distortion with roller hemmin 理论滚边轨迹 实际滚边轨迹一 实际滚边轨迹二 实际滚边轨迹三 受力 示意图 实际图 备注 说明 滚轮终端绕过内板加工硬化区域，滚压包边时此区域未受到外力作用，滚边完成后外板表面无变形。但是，这种轨迹需在凸点周围增加多个特征点，这就增加了机器人的滚边时间。 滚轮终端在凸点斜坡处，受力点在凸点的加工硬化区域，当施加滚边压力时，在滚轮下的凸点区域就会发生图示的变形，这个变形会直接发应在滚边完成后的外板表面上。 滚轮终端在凸点上，受力点在凸点的加工硬化区域，当施加滚边压力时，在滚轮下的凸点区域就会发生图示的变形，外板表面会产生两个凸点。 滚轮终端始终与翻边边缘保持一定距离，凸点处，滚轮终端在凸点的加工硬化区域外，滚边完成后的外板表面不会发生变形，但是翻边上留有长长的深压痕，影响翻边的外观质量。 表1. 滚边轨迹对外观变形的影响 图5. 两步滚边后舌头形状 图6. 不同滚边步数。(a) 整体四步滚边(包边厚度均匀，平滑)，(b) 局部五步滚边(包边厚度不均匀，五步滚边处厚度比其他三步滚边区域小)
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user: 5. 小结 如前所述，弱力焊质量的好坏，对内板上凸点的尺寸与位置以及外板舌头的形状都有特殊的要求，除此之外，滚边过程中产生的变形，又由于弱力焊本身对零件的特殊要求不可避免，因此弱力焊变形只能通过优化工艺措施使其尽量减小，但不可能完全消除。
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user: 摘 要 工程中常采用计算机仿真对大电网的运行特性进行分析计算。其中机电暂态仿真主要对大电网整体的稳定性进行分析，电磁暂态仿真主要针对局域电网的动态特性进行研究，如电力系统过电压计算、保护及控制装置及直流电力电子设备开关特性等。我国电力系统数据主要沿用机电暂态仿真软件格式填写记录，电磁暂态仿真数据匮乏，因此需要将机电暂态数据转换为电磁暂态数据。本文通过对潮流数据和动态模型转换进行分析，针对PSASP和PSCAD两软件的共有模型(如发电机、变压器、输电线路、负荷及补偿器等)，进行参数比较后利用数学等值计算对模型进行转换，从而通过数学分析充分验证了PSASP模型向PSCAD转换的可行性。 关键词 :PSASP，PSCAD，模型转换
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user: 1. 引言 在我国发电资源分布上，呈现出经济发展相对落后的西部地区资源丰富、经济较发达的东部地区资源贫乏的局面。因此，实施“西电东送”战略是应对我国不均衡的资源分布与生产力布局的客观要求，对加速调整我国的能源结构和东部快速经济发展、西部大开发战略都发挥着重大作用。因此实现我国大电网之间的互联可实现多方效益。目前，国外很多国家的电网均实现了全国电网的互联，比如北美、欧洲、巴西等。因此，实现大电网互联是世界范围内各个国家和地区电网发展的客观规律[ 1 ] 。 我国的电网互联经历了从城市小电网、省级电网、区域电网，再逐渐发展至全国联网的历程，电网规模随着互联进程的推进逐步扩大。当前，我国电网已经进入跨大区互联、特高压交直流混合输电阶段。按照电网规划，我国特高压交直流输电系统传输容量将提升至200 GW以上，实现西北、华北、华中和华东电网的互联，并且将覆盖大电源基地以及负荷中心，从而形成覆盖17个省级行政区的特高压电网[ 2 ] 。跨区大电网的互联能够极大提升我国大型能源基地以及清洁能源的集约高效开发利用，大力促进我国电力能源结构的优化调整、大气污染的加速治理以及节能减排目标的提前实现[ 3 ] 。 研究跨区互联大电网的安全稳定运行极为重要，工程中为节约成本通常采用计算机仿真对大电网的运行特性进行分析计算[ 4 ] 。其中机电暂态仿真主要对大电网整体的稳定性进行计算分析，为确定合理的电网结构及参数提供依据。与机电暂态仿真不同，电磁暂态仿真主要针对局域电网的动态特性进行研究[ 5 ] ，如电力系统过电压计算、绝缘配合、次同步谐振、谐波分析、保护及控制装置等的分析计算；对传统机电暂态仿真不能模拟的直流输电中的电力电子设备的开关特性电磁暂态仿真也能够详细模拟[ 6 ] 。然而，我国电力系统数据主要是沿用机电暂态仿真软件格式填写记录的，电磁暂态数据匮乏[ 7 ] 。故需将机电暂态数据转换为电磁暂态数据，才能对交直流电网进行更为详尽的仿真[ 8 ] 。旨在解决上述问题，本文创先对PSASP机电暂态模型向PSCAD电磁暂态模型转换的方法进行研究，具有重要的工程实际意义。
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user: 2. 潮流数据转换可行性分析 仿真计算中的数值积分算法、潮流迭代解法和元件的模型，PSASP和PSCAD两个软件有所不同，但是仿真计算结果均是对相同网络电气特性的描述。进行数据转换过程中，机电暂态模型和其对应的电磁暂态转换模型的仿真本质上均为对相同电力网络电气特性的反应，因此如果两个软件的仿真曲线的发展趋势相同，尽管存在一些差异，也能够验证模型转换的正确性和有效性[ 9 ] -[ 16 ] 。 电流和电压之间，在电网络理论中存在如下关系： (1) 写成向量形式，如下式： (2) 欲求解上式中电力网络的节点电流，由于网络为已知网络，其节点导纳矩阵为已知量，故只需求解出电力网络的节点电压。求解完毕，便能够得到电力网络中的功率分布，因而得到了网络的潮流分布。 2.1. PSASP潮流计算 PSASP软件中电力网络稳定运行状态下各电气参数的求解，需要给定电网参数与结构、发电机与负荷等元件的运行状态。一般待求解的运行参数有各个母线节点的电压相角与幅值、各个支路的有功与无功功率及电力网络的功率损耗等。一般给定的运行参数包括网络中平衡节点的相角和电压、枢纽点的电压、各个电源的功率、负荷的功率等。 根据以上各未知量和已知量，列出如式(1)的节点方程，便可对潮流计算进行求解。由于潮流方程为非线性方程，需要利用迭代算法对方程组进行求解。在迭代过程中可能会出现迭代不收敛的问题，因此PSASP提供了多种迭代求解算法以保证其计算过程的收敛，如牛顿法(功率式)、PQ分解法、牛顿法(电流式)、最佳乘子法、PQ分解转牛顿法等等[ 17 ] 。 2.2. PSCAD潮流计算 与机电暂态仿真潮流计算略有不同，PSCAD仿真软件基于EMTP理论开发而出，其潮流计算需要事先设置给定的电压幅值及有功功率或有功及无功功率或其他条件，然后通过调节电流的幅值和相角进行不断的稳态解迭代求解，直至符合给定的条件停止。计算开始时刻参数变量值设为0，然后依据设定的元件参数，对网络变量进行逐步调整，直至达到设置的给定要求。 PSCAD采用联立求解法进行潮流求解，需要将包括电力电子设备的所有交流系统和直流系统的运行状态方程全部列出，然后利用联立求解方法计算出网络中所有未知量的值，直到满足给定的要求。 综上所述，软件PSASP和PSCAD的潮流计算方法存在不同，潮流求解算法、迭代算法等均有差异[ 7 ] ，但是从本质上分析两种软件的潮流求解过程均是对式(1)的求解。因此从潮流数据转换角度来分析，PSASP模型向PSCAD转换具有可行性。
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user: 3. 动态模型转换可行性分析 机电暂态仿真软件PSASP的仿真步长较长，不能达到电磁暂态过程仿真的要求，尤其是包含大量电力电子开关设备的直流输电系统的电磁暂态动态特性。而电磁暂态仿真软件PSCAD的仿真步长短，对交流或直流系统电磁暂态动态特性能够模拟得很详尽[ 18 ] 。两种软件的数值求解方法也有一些不同，PSCAD相对于PSASP的数值求解结果，有着更高的精度和更小的误差。由于两种软件中构建的模型存在差异，因此很难详细分析两种软件对同一网络的仿真动态波形图，而对软件转换的定量分析需要保证两种软件的仿真曲线变化一致。但是由于两种软件仿真研究的侧重点存在不同，PSCAD重点研究电力网络发生故障或操作后产生的过电压和过电流现象，而PSASP重点研究电力网络受到扰动后发电机转子的运行状态和母线节点电压的变化情况。因此本文此处可不需定量分析两种软件动态模型转换的可行性，而从物理意义出发对转换可行性进行分析[ 19 ] 。所以通过分析PSASP软件和PSCAD软件中动态模型的仿真结果的发展趋势一致即可认为两种软件在动态模型转换上具有可行性。 (1) 发电机模型转换可行性分析 两种软件动态模型仿真研究的侧重点存在差异，尤其体现在发电机模型。发电机模型在PSASP软件中为6阶模型[ 20 ] ，不计转子转速对输出功率的影响以及定子绕组的电磁暂态过程，因此对于发电机详细的动态特性不能完全精确地进行模拟。而发电机模型在PSCAD软件中为8阶模型，考虑了转子转速对功率的影响以及定子绕组的电磁暂态过程[ 21 ] ，因此能够对于发电机详细的动态特性能完全精确地进行模拟。虽然两种软件发电机模型存在上述不同，但是这些差异对本文提出的方法影响不大，因为从发电机及网络体现的动态特性曲线的发展趋势来看，两种软件的发展趋势可以达到一致。 (2) 变压器模型转换可行性分析 变压器在两种软件中的模型不完全相同，但是其数值求解方法基本相同。变压器模型在PSASP软件中需要提供变压器零序参数，而在PSCAD软件中软件自身可以根据选择出的变压器接线方式计算出变压器的零序参数[ 22 ] 。本文在进行模型转换时，需要根据PSASP软件的变压器的绕线及接地方式，对应的生成相应的PSCAD变压器模型的接线设置。 (3) 线路模型转换可行性分析 PSASP采用Π型集中参数模型，PSCAD也提供了Π型模型、Bergeren模型和频率特性模型。因此，两种软件中的线路模型所体现出来的物理特性可以达到一致。用户可以根据实际要求对线路转换模型进行选择。 (4) 负荷模型转换可行性分析 负荷模型在PSASP软件体现为恒定阻抗、恒定电流、恒定功率以及感应电动机的组合，在PSCAD中也提供了一系列的恒定负荷和可变负荷，包括阻性、感性、容性负荷及感应电动机模型[ 23 ] ，因此能满足两种软件负荷动态模型的转换。 由以上分析可知，尽管PSCAD与PSASP存在一些差异，但是差异的产生是由于PSASP和PSCAD软件中的算法和模型存在不同的原因，而不是系统动态特性本质上的不同[ 24 ] 。因此电力网络在同样的运行工况下体现出的发展趋势与动态特性大体上一致即可验证模型转换在动态模型上的可行性。
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user: 4. PSASP与PSCAD共有模型转换等值计算 4.1. PSASP与PSCAD暂态参数 发电机模型在软件PSASP中的机电暂态参数如图1所示，在软件PSCAD中的电磁暂态参数如图2所示。 4.2. 模型转换等值计算 (1) 发电机名称(Machine name) PSCAD中的发电机命名为PSASP中发电机所在母线的名称；其中PSASP发电机所在母线的名称，为读取PSASP中发电机及其调节器数据中的“母线名”字段的值；然后，写入PSCAD中发电机“Machine name”字段下。 (2) 额定相电压有效值(Rated RMS Line-to-Neutral Voltage) 读取PSASP发电机及其调节器数据中“功率和电压(幅值)”字段值，经换算写入PSCAD中“Rated RMS Line-to-Neutral Voltage”字段下；同步发电机为了消除3次谐波和降低绝缘水平，一般采用星型连接方式，线电压不等于相电压；换算规则如下。 (3) 图1. PSASP发电机及其调节器机电暂态参数；(a)功率和电压；(b)参数组；(c)发电机 图2. PSCAD发电机及其调节器电磁暂态参数；(a) 基本配置；(b) 基本数据；(c) 发电机数据 式中：U m 表示PSASP发电机及其调节器数据中“母线名”字段母线的额定电压值，单位kV，三相线电压；k表示PSASP发电机及其调节器数据中“功率和电压(幅值)”字段值，当为“0”时，默认取值“1”；Ucad表示写入PSCAD发电机中“Rated RMS Line-to-Neutral Voltage”字段值，单位kV，相电压。 (3) 额定线电流有效值(Rated RMS Line Current) 读取PSASP发电机及其调节器数据中“发电机及其调节器(额定容量)”字段值，经换算写入PSCAD中“Rated RMS Line Current”字段下；同步发电机为了消除3次谐波和降低绝缘水平，一般采用星型连接方式，线电流等于相电流；换算规则如下。 发电机的相电压U p ： (4) 发电机的相电流I p ： (5) 代式(4)入式(5)中： (6) PSCAD中发电机的线电流I cad ： (7) 式中：T mva 表示PSASP发电机及其调节器数据中“发电机及其调节器(额定容量)”字段值，单位MVA；当为“0”时，默认等于“100”；U m 表示PSASP发电机及其调节器数据中“母线名”字段母线的额定电压值，单位kV，线电压；k表示PSASP发电机及其调节器数据中“功率和电压(幅值)”字段值，当为“0”时，默认取值“1”；I cad 表示写入PSCAD发电机中“Rated RMS Line Current”字段值，单位kA，线电流。 (4) 基准角频率(Base Angular Frequency) 工频频率为“50 Hz”，在PSCAD发电机中“Base Angular Frequency”字段下，写入工角频率“100 π” rad/s。 (5) 惯性常数(Inertia Constant) 读取PSASP发电机参数数据中“时间常数(TJ)”字段值，写入PSCAD发电机中“Inertia Constant”字段下。 (6) 电枢电阻(Armature Resistance) 读取PSASP发电机参数数据中“定子电阻”(R a )字段值，经换算写入PSCAD发电机中“Armature Resistance”字段下，换算规则如下。 PSASP数据中标幺值R a 有名化，单位Ω： (8) R a 有名值在PSCAD软件中标幺化： (9) 代式(8)入式(9)得： (10) Table 1 Generator reactance parameters in PSASP and PSCA PSASP PSCAD 参数名称 参数字符 参数字段 d轴同步电抗 X d D: Unsaturated Reactance d轴暂态电抗 D: Unsaturated Transient Reactance d轴次暂态电抗 D: Unsat.Sub-Trans.Reactance q轴同步电抗 X q Q: Unsaturated Reactance q轴次暂态电抗 Q: Unsat.Sub-Trans.Reactance 表1. PSASP和PSCAD中发电机电抗参数 Table 2 Generator time parameters in PSASP and PSCA PSASP PSCAD 参数名称 参数字符 参数字段 d轴励磁绕组定子开路时间 D: Unsat.Transient Time (Open) d轴阻尼D绕组定子开路时间 D: Unsat.Sub-Trans Time (Open) q轴阻尼Q绕组定子开路时间 Q: Unsat.Sub-Trans Time (Open) 表2. PSASP和PSCAD中发电机时间参数 式中：R aasp 表示PSASP发电机参数数据中“定子电阻”字段值；S p 表示PSASP中发电机参数数据中“标幺值基准信息”字段的值，单位MVA，当为“0”时，默认为PSASP中系统基准容量SB，通常为“100”；T mva 表示PSASP发电机及其调节器数据中“发电机及其调节器(额定容量)”字段值，单位MVA；当为“0”时，默认等于“100”；R acad 表示写入PSCAD发电机中“Armature Resistance”字段下的值。 (7) 发电机其他参数 发电机电抗参数如d轴同步电抗、q轴同步电抗等参数的等值计算同发电机电枢电阻R a 的计算过程，只需将式(10)中的电枢电阻对应参数替换即可，本文此处略写，表1所示为PSASP和PSACD软件中发电机电抗参数名称、参数字符和在PSCAD中的参数存放字段。 由于发电机的时间参数不用进行换算，可将PSASP软件中对应的时间参数的数值填写入PSCAD对应字段内，其时间参数名称、参数字符和参数字段如表2所示。
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user: 5. 结论 本文从潮流数据和动态模型转换对PSASP模型向PSCAD转换的可行性进行了验证，并最后详细分析了PSCAD与PSASP共有的现有模型(包括发电机、变压器、输电线路、负荷及补偿器等)等值转换的数学分析，通过数学分析充分验证了PSASP模型向PSCAD转换的可行性。
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user: 摘 要 分布式电源(Distributed Generation， DG)的选址定容问题是微电网发展中的一个重要研究课题。首先介绍了基于前推回代法的微电网潮流计算，给出了微电网的静态电压稳定指标。然后，在DG接入对各串并联支路电压水平影响的基础上，优选DG布局。同时考虑了网损改善程度及静态电压稳定性改善程度这两个重要指标，来优化DG的容量，并采用带惯性权重的粒子群优化算法(Particle Swarm Optimization， PSO)求解。最后通过算例仿真分析，结果表明采用该方法能有效提高系统的电压水平，降低有功网损，同时提高系统的静态电压稳定性，在分布式电源选址定容的规划阶段具有一定的实用价值。 关键词 :分布式电源，选址定容，网损，静态电压稳定性