DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 5. 还原方法简介 根据长江流域的产汇流特性以及实时预报经验，本次洪水过程还原按地区进行分类，长江上游来水还原采用水量平衡方法，长江中下游的洪水还原采用大湖演算方法和一维水力学模型相结合。 5.1. 水量平衡法 以宜昌流量为计算目标，基于水量平衡的原理，计算各水库各时段拦蓄水量及影响流量，错传播时间叠加至宜昌断面，获得上游水库群不拦蓄后的宜昌流量过程。 5.2. 大湖演算方法 长江中下游两湖出口地区的江湖关系十分复杂，实时预报中常采用湖泊水文预报的方法，将宜昌至螺山河段和整个洞庭湖视为一个大湖泊，推算螺山站的水位过程；将汉口至湖口、汉口至大通和整个鄱阳湖视为一个大湖泊，推算湖口、大通的水位过程。预报方案的基本原理为水量平衡原理：当入流大于出流时，蓄水量增加，水位上升，当入流小于出流时，蓄水量减少，水位下降。因此，将入流、出流及蓄水量的变化，组成湖泊水量平衡关系，作为调洪演算的基础 [ 4 ] 。 设时段开始时刻为t 1 ，终止时刻为t 2 ，假定蓄水量与出流为线性关系，即蓄水量和出流都是水位(Z)的单一函数，则时段内的水量平衡方程式可改写为： 式中： 为时段始末平均入流量(m 3 /s)； 、 分别为时段始末出流量(m 3 /s)； 、 分别时段始末江湖蓄水量(m 3 )， 为时段长(s)， 。 因此，可根据容蓄曲线和水位流量关系曲线绘制Z~ 和Z~ 关系曲线，据此进行调洪演算。根据 查得 ，加平均入流 得 ，查得 ，再以 为 ，重复上述步骤，求得下时段水位，依次类推， Table 1 List of reservoir information used in flood reductio 水系名称 水库名称 特征水位(m) 特征库容(亿m 3 ) 死水位 汛限水位 正常蓄水位 防洪库容 调节库容 总库容 金沙江 梨园 1605 1605 1618 1.73 1.73 8.05 阿海 1492 1493.3 1504 2.15 2.38 8.85 金安桥 1398 14103 1418 1.58 3.46 9.13 龙开口 1290 1289 1298 1.26 1.13 5.58 鲁地拉 1216 1212 1223 5.64 3.85 17.18 观音岩 1122 1122.3/1128.8 1134 5.42/2.53 3.83 22.5 溪洛渡 540 560 600 46.51 64.62 126.7 向家坝 370 370 380 9.03 9.03 51.63 雅砻江 锦屏一级 1800 1859 1880 16.05 49.11 79.9 二滩 1155 1190 1200 9.43 33.7 58 岷江 紫坪铺 817 850 877 1.67 7.74 11.12 瀑布沟 790 836.2/841 850 11/7.27 38.94 53.32 嘉陵江 碧口 685 697/695 704 0.5/0.7 1.46 1.53 宝珠寺 558 583 588 2.8 13.4 25.5 亭子口 438 477 458 14.4 17.32 40.67 草街 202 200 203 1.99 0.65 22.18 乌江 构皮滩 590 626.24/628.12 630 4.0/2.0 29.02 64.54 思林 431 435 440 1.84 3.17 15.93 沙沱 353.5 357 365 2.09 2.87 9.21 彭水 278 287 293 2.32 5.18 14.65 长江 三峡 145 145 175 221.5 165 450.7 清江 水布垭 350 397/391.8 400 5/1.8 23.83 45.89 隔河岩 160 193.6 200 5 19.41 33.4 高坝洲 78 - 80 - 0.54 4.89 洞庭湖水系 江垭 188 224/215 236 3.8/6.3 11.6 17.41 皂市 112 125/140 143.5 7.83/1.8 9.3 14.39 五强溪 90 102/98 108 8.9/13.5 20.2 42 柘溪 144 165/167.5 170 7/3.7 21.8 35.65 汉江 石泉 395 405 410 0.98 1.66 4.7 安康 305 325 330 3.6 16.77 32.04 潘口 330 347.6 355 4 11.2 23.53 黄龙滩 226 247 247 - 4.43 12.28 丹江口 150 160/163.5 170 110.21/80.53 163.6 339.1 鄱阳湖水系 万安水库 85 88/96 100 11.48/5 10.19 22.16 廖坊 61 61/62 65 0.86/0.91 1.14 3.1 柘林 50 63.5 65 21.9 34.5 79.2 表1. 还原计算考虑的水库基本信息表 即可得出口断面的水位过程。 5.3. 中下游干流水力学方法 将长江宜昌至大通1095 km河段的主要干支流水系概化为一维河网。利用2012年的干支流河道地形资料，一共设置了744个断面，断面平均间距约为2 km。 根据河网概化结果，共设置模型边界16个，其中宜昌水文站为上边界，大通站为下边界，区间有清江、湘江、资江、沅水、澧水、汉江、修水、赣江、抚河、信江、饶河、昌江、皖河、长河14个控制站作为区间点源入流，并使用NAM模型模拟宜昌–大通流域范围31个子流域内的降雨径流过程，产生的径流作为旁侧入流进入到模型的河网中。 根据各河段的河道形态及水位流量实测资料，针对不同水位将糙率分低水、中水、高水三段设置，如宜昌水文站，水位低于40 m时曼宁系数n设置为0.028，在40 m与49 m之间时曼宁系数n设置为0.025，高于49 m时曼宁系数设置为0.020，其他河段类似。 采用Nash-Sutcliffe系数和相对误差RE两个指标评价过程模拟精度，干流各站模拟过程与实测过程拟合程度相对较好。
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user: 6. 主要还原成果及对比分析 根据水库的坝上水位、出库流量和水位库容曲线开展洪水还原计算，还原计算的时段视各处的洪水过程特性和基础资料条件，选择3 h、6 h或1 d。还原时间自主要水库开始消落起，为2016年4月1日~8月10日。主要站还原过程与实况过程对比见图1。 6.1. 水库群汛前消落对中下游水位的抬高影响 4~5月，水库群消落平均抬高中下游干流水位1.2 m~0.5 m，其中沙市站约1.2 m，城陵矶站约0.8 m左右，汉口站约0.7 m左右，湖口站约0.6 m左右，大通站约0.5 m左右。从各旬来看，5月中旬影响最大，平均抬高沙市水位近1.8 m，汉口、大通分别抬高1.1 m左右、0.8 m左右(详见表2)。进入6月中下旬，长江中下游干流还原水位逐步逼近或超过实况水位过程，证明水库群消落带来的抬高影响逐步消失，7月份大洪水期间水库群消落对中下游干流水位无影响。 图1. 长江干流主要站水位过程还原与实况对比图 6.2. 水库拦蓄对“2016.07”洪水的防洪作用 通过还原计算初步分析，若长江上游水库不拦蓄，三峡水库按实际出库控泄，最高调洪库水位将达169 m左右。 通过水库群拦蓄洪水，平均降低荆江河段水位1.7 m~0.8 m，降低洪峰水位2.1 m~1.4 m；平均降低洞庭湖湖区及莲花塘河段水位约0.7 m；平均降低汉口河段水位约0.4 m；平均降低九江以下河段水位约0.2 m。 若水库群不拦蓄，长江中下游干流枝城以下江段水位全线超警，城陵矶河段水位超过保证水位，并形成两次洪水过程。第一次洪水过程中，沙市站将在7月1日短时超警；莲花塘站将于7月3日突破警戒水位，7月5日突破保证水位34.4 m，7日洪峰水位将接近35 m，超保时间将达7 d左右；汉口站将于7月4日突破警戒水位，7月8日出现洪峰水位28.59 m，并一直维持在警戒水位以上。第二次洪水过程中，沙市站将在7月19日短时超警；莲花塘站将于7月16日再次起涨，7月23日水位将达到34.4 m并维持2 d后转退，7月31日退至警戒水位以下，超警29 d (实况26 d)；汉口站将于7月17日再次起涨，7月21日最高涨至28.59 m，29日退至警戒水位以下，超警26 d (实况18 d)。 Table 2 Effect of reservoir group operation on water level in the middle and lower reaches of Yangtze River (water level: m 时间 四月 五月 上旬 中旬 下旬 月 上旬 中旬 下旬 月 莲花塘 0.54 0.62 1.19 0.78 0.78 1.24 0.61 0.87 汉口 0.47 0.54 1.05 0.69 0.71 1.14 0.55 0.80 九江 0.38 0.45 0.91 0.58 0.60 1.00 0.51 0.70 大通 0.32 0.37 0.7 0.46 0.47 0.76 0.38 0.54 表2. 长江上游水库群对中下游干流水位影响分析(水位：米) Table 3 Comparison of observed and reduced water level in the middle and lower reaches of Yangtze Rive 类别 项目 沙市 莲花塘 汉口 九江 大通 特征值 警戒水位(m) 43 32.5 27.3 20 14.4 保证水位(m) 45 34.4 29.73 23.25 17.1 实测 最高水位(m) 41.37 34.29 28.37 21.68 15.66 最高超警戒水位(m) −1.63 1.79 1.07 1.68 1.26 超警戒时间(d) 0 26 18 29 26 从高到低排位 65 5 5 7 6 还原后 最高水位(m) 43.1 34.99 28.78 21.91 15.9 最高超警戒水位(m) 0.1 2.49 1.48 1.91 1.5 超警戒时间(d) 2 29 26 29 27 超保证时间(d) 0 7 0 0 0 从高到低排位 37 4 4 6 3 还原-实测 洪峰水位降低(m) 1.73 0.7 0.41 0.23 0.24 超警时间缩短(d) 2 3 8 0 1 资料序列长(年) 73 27 150 111 79 表3. 长江中下游干流主要站洪峰水位还原前后对比 6.3. 还原前后洪峰水位对比及排位 如表3所示，中下游干流莲花塘站、汉口站、大通站洪峰水位分别为34.29 m、28.37 m、15.66 m，列有水文记录以来的第5~第6位。若水库群不拦蓄，洪峰水位分别为34.99 m、28.78 m、15.9 m，列有水文记录以来的第3~第4位。莲花塘附近江段洪峰水位接近1996年，汉口及其以下江段较1996年偏高0.1~0.35 m。
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user: 7. 结论 通过还原对比分析长江上中游水库群运用前后中下游干流主要站水位过程，可以得出以下两条结论： 1) 长江上游水库群汛前提前腾库，对汛前4~5月期间中下游干流的水位有抬高作用，但对大洪水期间中下游干流水位无影响，反而为大洪水期间的水库群调度实践赢得主动。 2) “2016.07”洪水期间，长江流域水库群联合防洪调度实践，对降低中下游干流洪峰水位、缩短高水持续时间发挥了显著作用，有效缓解了长江中下游干流的防洪压力，对取得长江防洪的决定性胜利发挥了关键作用。
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user: 摘 要 传统轨道结构中，钢轨铺设在均匀离散分布的轨枕上。钢轨支承方式不仅关系到轨道线路的建设造价，也对轨道车辆的运行安全与稳定有着重要的影响。本文基于车辆–轨道耦合动力学仿真，对钢轨连续及离散支承情形下地铁线路轮轨动力响应进行比较分析。计算结果表明，新型连续支承轨道结构上地铁车辆的轮轨力及钢轨的振动性能均优于传统的离散支承轨道。对于传统的钢轨离散支承地铁轨道，轨枕间距越小，车轮越过轨枕所引发的轮轨动态作用力和钢轨振动加速度越大。 关键词 :地铁，轨道，连续支承，离散支承，轨枕间距，轮轨动力性能 Copyright © 2017 by authors 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，我国城市轨道交通发展迅速，截至2016年底，全国拥有轨道交通运营线路的城市已达29个，累计营业线路里程已达到3832公里。地铁以其“客运量大、速度快、安全、准点、保护环境、节约能源和用地”等众多优势而成为城市轨道交通的主力军。然而，地铁在运营过程中面临着运量大、运行密度高、高标准的环境振动控制等难题，这些问题均与地铁线路轨道结构及其性能密切相关。 如图1(a)所示，传统的轨道结构中钢轨铺设在均匀离散分布的轨枕上方。目前我国地铁轨道结构设计上轨枕的分布密度有1600根/km，1680根/km和1760根/km三种规格。其中1760根/km这种铺设方式主要应用于大坡度和小半径曲线区段。随着城轨线路减振降噪标准的提高，具有优良减振性能的新型钢轨连续支承轨道结构(图1(b))逐渐被应用于有轨电车及地铁线路。这种新型轨道的钢轨与道床的连接方式不同于传统的轨道结构中离散的扣件连接方式，它是在混凝土整体道床中设置一个凹槽，钢轨放置在凹槽内，以高分子弹性材料敷设至钢轨的轨头下方将钢轨固定。这种沿纵向连续的支承方式大大降低了由于传统离散支承的不平顺性引起的轨道结构振动，并通过钢轨周围的弹性材料变形耗能，具有减振降噪性能良好，稳定性好，养护维修量少等优点 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。 图1. 钢轨离散与连续支承轨道结构。(a)钢轨离散支承轨道结构；(b)钢轨连续支承轨道结构 轨枕的分布间距不仅关系到轨道线路的建设造价，也对轨道车辆的运行安全与稳定有着重要的影响。然而，国内外针对轨枕分布间距及钢轨连续和离散支承方式比较的研究不多。金学松和温泽峰 [ 4 ] [ 5 ] 的研究表明，传统轨道结构中钢轨的均匀离散支承方式对钢轨波磨的形成有着重要的影响。荆果和尚文军等 [ 6 ] [ 7 ] 采用脉冲锤击试验研究了轨枕间距对钢轨振动的影响。Ling等 [ 8 ] 比较分析了现代有轨电车线路中嵌入式钢轨连续支承轨道与传统离散支承板式轨道振动性能的差异。Wu等 [ 9 ] 研究了不同季节钢轨离散支承刚度变化对高速铁路轮轨动力学性能的影响。凌亮 [ 10 ] 分析了不同轨枕间距下高速列车轮轨稳态响应特征，并提出了轨枕间距与转向架轴距的合理匹配方案。综上所述，以往的研究大多关注传统有砟轨道及高速铁路轨道轨枕均匀离散分布与轮轨异常磨耗形成的相关性，而对于地铁线路整体混凝土道床轨道中轨枕分布间距的研究尚少。本文基于地铁车辆–轨道耦合动力学数值仿真，对我国地铁线路中采用三种典型轨枕间距设计的离散支承轨道与连续支承轨道的轮轨动力性能及轨道振动性能进行系统比较分析，相关结果可为地铁线路轨道结构的优化设计提供参考。
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user: 2. 数值模拟 基于车辆–轨道耦合动力学理论 [ 11 ] ，建立A型地铁车辆–混凝土板式轨道空间耦合动力学模型，如图2所示。计算模型中，A型地铁车辆简化为由一个车体、两个构架、和四个轮对组成的多刚体系统；每个车体、构架和轮对考虑纵向、横向、垂向、侧滚、点头(旋转)和摇头6个方向的自由度，整个车辆系统共有42个自由度。忽略车辆系统主要部件的弹性变形，仅考虑一、二系悬挂系统的非线性特性建模，如垂向减振器的阻尼非线性和止挡的刚度非线性特性。 整体混凝土道床轨道被视为由钢轨、扣件系统、轨道板及路基组成。其中左右钢轨被视为连续或离散弹性离支承基础上的Timoshenko梁，并考虑钢轨的垂向、横向和扭转振动。基于Timoshenko梁理论，钢轨弯曲振动可由平动和截面转动两个偏微分方程表示。对于传统离散支承轨道结构，钢轨的横向、垂向和扭转三个方向的运动方程可表示如(1)~(3)所示 [ 10 ] 。 图2. 地铁车辆–轨道耦合动力学模型 (1) (2) (3) 而对于新型的连续支承轨道结构，钢轨的横向、垂向和扭转三个方向的运动方程 [ 1 ] 可表示如(4)~(6)所示。 (4) (5) (6) 式(1)~(6)中，ρ、G、E、A分别为钢轨的密度、剪切模量、弹性模量及钢轨截面面积；κ y 、κ z 、κ r 分别为钢轨横、垂向截面的剪切因子及扭转剪切因子；I y 、I z 、I 0 分别为钢轨截面对y、z轴的惯性矩及扭转性矩；y、z和 分别表示钢轨横向、垂向和扭转位移，ψ y ，ψ z 分别表示钢轨z轴和y轴的截面转角变形；F wryi 和F wrzi 分别为第i位车轮作用于钢轨的垂向、横向荷载；F rfyj (t)和F rfzj (t)分别为第j扣件支点横向、垂向支反力；M wri 和M rfj 分别为第i位车轮作用于钢轨的力矩和第j扣件支点处钢轨支反力矩。 整体混凝土道床用三维实体有限元单元模拟，采用模态叠加方法求解其振动响应。扣件系统用三维粘弹性弹簧–阻尼单元模拟，路基支承层简化为均匀分布的弹簧–阻尼单元 [ 10 ] 。 车辆沿轨道运行时，轮轨空间接触关系起着关键性的作用。本文应用基于任意型面的轮轨接触几何关系数值算法，考虑实际轮轨型面和动态轮轨状态，来确定任意时刻的轮轨空间接触几何参数 [ 11 ] 。利用Hertz滚动接触理论计算轮轨法向正压力；轮轨蠕滑力的计算，首先按Kalker线性理论计算，然后采用沈氏理论(Shen-Hedrick-Elkins理论)进行非线性修正 [ 12 ] 。
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user: 3. 计算结果及分析 为调查钢轨支承方式及轨枕间距对地铁线路轮轨动力性能的影响，利用上述建立的地铁车辆–轨道耦合动力学模型分析采用钢轨连续支承和三种典型离散支承(轨枕间距分布为0.585 m、0.595 m和0.625 m)轨道结构的地铁线路轮轨力及钢轨振动响应。计算中，车辆参数源自国内某A型地铁列车，车辆定距为15.7 m，轴距为2.5 m，考虑车体重量为满载状态(AW3)，静轴重约为16 t，车轮踏面为LM；地铁线路为直线区段，钢轨型面为CN60，轨底坡为1/40，轨距为1435 mm。 钢轨沿纵向均匀离散支撑是传统轨道结构的基本特征，也是先天性的缺陷。当地铁车辆车轮从一个钢轨支点移动到下一个支点上方时，钢轨支承刚度的变化使得轮轨间产生小幅的冲击作用力，如图3所示。图3(a)比较了钢轨离散与连续支承方式对轮轨法向作用力稳态响应结果，图3(b)给出了轨枕间距变化对轨跨冲击力的影响规律，上述计算结果未考虑轨道不平顺的影响，车速为120 km/h。由图3(a)可知，离散支承轨道结构存在明显的轨跨冲击现象，而钢轨连续支承轨道结构中轮轨力变化平稳，无轨跨冲击附加力；轨枕间距为0.625 m的离散支承轨道中，车辆通过轨跨所引发的轮轨冲击力约为5 kN。图3(b)表明，钢轨离散均匀分布引发的轮轨力波动幅值随着轨枕间距的增大而减小。其原因在于，轨枕分布越密集，车辆通过状态下钢轨被激发的振动模态越丰富，从而导致轮轨作用更强烈，反之亦然。 图4(a)比较了钢轨离散与连续支承两种线路条件下钢轨垂向稳态变形，图4(b)给出了钢轨稳态变形与轨枕间距变化的关联性，此工况的计算条件与图3中对应工况的仿真条件一致。由图4(a)可知，连续支承轨道钢轨垂向变形变化平稳，而离散支承轨道中钢轨的垂向变形则随着车轮在轨枕上方的位置周期性变化而同样呈现周期性波动。图4(b)表明，轨枕间距越大，钢轨支承刚度波动越大，使得钢轨垂向变形的波动越显著。值得注意的是，钢轨离散支承造成的钢轨变形周期性波动会引发与恶化轮轨表面几何不平顺 [ 4 ] [ 5 ] [ 9 ] 。 图5~7进一步给出了轨道几何不平顺作用下轮轨相互作用力和钢轨振动性能的动态响应结果。图中，“sp”表示轨枕间距(m)，“sp = 0”为新型连续支承轨道结构。仿真计算中，轨道不平顺叠加有美国五级谱的长波随机不平顺与现场实测的短波不平顺(波长1 m以下)；地铁车辆运行速度为40~120 km/h。由图5可知，不同钢轨支承方式下轮轨力动态响应的变化规律与图3给出的稳态响应结果的变化规律一致：1) 钢轨连续支承线路条件下轮轨力明显低于钢轨离散支承线路；2) 三种工况下，轨枕间距越小，轮轨动态作用力越大。由此可见，太小的轨枕间距在某些情况下会增大轮轨冲击力，恶化地铁轮轨动力学性能。此外，轮轨动态作用力的最大值随着车辆运行速度的提高而增大，这与实际情况吻合。 图6表明，轨道不平顺作用下钢轨振动加速度随着地铁车辆运行速度的增大而加大；钢轨连续支承线路条件下钢轨垂向振动加速度明显低于钢轨离散支承线路。对于钢轨离散支承轨道，钢轨振动加速度随着轨枕间距的减小而呈增大趋势，这与动态轮轨力的变化趋势一致。由图7可知，不同钢轨支承方式及轨枕间距条件下钢轨动态垂向位移的变化趋势与图4给出的钢轨稳态变形结果变化趋势一致：1) 连续支承条件下钢轨变形低于离散支承工况；2) 轨枕间距越小，钢轨动态垂向位移最大值越小。钢轨垂向位移随着地铁车辆速度的提高同样呈增大趋势。 图3. 钢轨支承方式对轮轨作用力的影响。(a)不同钢轨支承方式比较；(b)不同轨枕间距比较 图4. 钢轨支承方式对轮轨稳态响应的影响。(a)不同钢轨支承方式比较；(b)不同轨枕间距比较 图5. 轨枕间距对轮轨法向力的影响 图6. 轨枕间距对钢轨垂向振动加速度的影响 图7. 轨枕间距对钢轨垂向位移的影响
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user: 4. 结论 本文基于地铁车辆–轨道耦合动力学仿真，对不同钢轨支承方式及典型轨枕间距条件下地铁线路轮轨动力响应特征与规律进行了系统调查。计算结果表明，钢轨支承方式及轨枕间距均对地铁线路轮轨动力响应有着重要的影响。新型钢轨连续支承轨道结构的轮轨作用性能及轨道振动性能均优于传统离散支承轨道结构，因而在地铁线路轨道结构设计中，钢轨连续支承式轨道可成为振动噪声要求较高地段的轨道结构优先方案之一。对于传统离散支承轨道结构，轨枕间距越小，轨跨冲击引发的轮轨附加力及钢轨振动加速度均越大，即过小的轨枕间距在某些情况下可能会降低轮轨及钢轨的振动性能。
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user: 摘 要 本文对薄壁双闭室结构隔板上的应力分布情况进行了研究。首先对结构型式进行简化，建立有限元模型，然后用ANSYS软件进行计算，揭示了多闭室结构隔板的应力分布状况，此结果对薄壁闭合结构多闭室的隔板应力分布问题具有共性，为隔板设计提供了借鉴。 关键词 :薄壁闭合结构，扭转，有限元，应力分布 Copyright © 2017 by authors 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. 背景介绍 在飞机结构设计中，薄壁闭合结构是一种非常重要的结构形式，也是机翼的典型结构形式。初期的飞机因受材料、工艺和设计水平的限制，采用比较简单的杆系骨架作为总体承力系统，在骨架外覆盖布质蒙皮，用以承受分布的空气动力载荷并将其传递给骨架。布质蒙皮不能严格保持空气动力所要求的外形，而且骨架和蒙皮分工承担各自的任务，对结构重量是不经济的。 金属蒙皮和桁条组成的加劲壁板既有足够的局部弯曲刚度，又能参加总体承力，所以薄壁结构与杆系结构相比具有显著的优点，从30年代起就取代了杆系结构，成为航空结构的主要形式，广泛用于机翼、尾翼、旋翼、机身。薄壁结构也用于航天器和火箭结构，如箭翼、箭体、舱体等。 为了满足强度与刚度要求，机翼剖面通常由两个以上的闭室构成，如图1所示，常见的双梁式机翼有三个闭室，多墙式的机翼闭室数量将更多 [ 1 ] 。根据机翼的结构特性，这些闭室的主要作用就是承担扭矩，其截面上剪流分布可以基于薄壁结构理论求得，对于具有两个或两个以上闭室的情况，则是借助各闭室的变形协调条件来求解。 但在一般研究中，多是注重机翼剖面的整体剪流分布，而将相邻闭室间的隔板剪应力当作是均匀的，是左右闭室剪流叠加的结果。实际上，相邻两闭室的剪流闭环交汇在隔板上，其应力大小以及分布也应予以必要的重视，有必要进一步研究其分布规律 [ 2 ] ，从而保证结构整体的安全。
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user: 2. 基本模型和理论分析 在多闭室结构中，任意相邻闭室的隔板都具有近似性质的应力分布，因此，本文以双闭室为例进行隔板应力分析，所得结果对多闭室情况也适用；另外，虽然薄壁闭合结构的外形不尽相同，但为了分析方便，本文采用矩形截面形式，所得结果也同样适用于其他截面形式的多闭室薄壁闭合结构。因此，不妨将机翼剖面简化成如图2所示的矩形双闭室结构。 该模型分左右两个闭室，左闭室长度a = 20 mm，右闭室长度b = 20 mm，高度H = 20 mm，壁厚t = 2 mm。施加扭矩T = 2N∙m，翼段长度取25 mm。机翼截面形状长的方向为x轴，高的方向为y轴，机翼纵长方向为z轴(如图3所示)。材料弹性模量E = 210 GPa，泊松比μ = 0.3。 双闭室结构属于一度静不定结构，利用图3所示的应力状态叠加法，将静不定问题化为静定问题，即无隔板状态(如图3左图所示)，与预设的一种应力状态的线性叠加进行处理。 根据结构力学 [ 3 ] 公式可知剪流可以设为 其中q Q = T/(2Ω)，Ω为整个周缘所围的区域面积；设q 11 = 1，则q 12 = −1，根据刚性截面假设，正则方程为 其中， ，G为截面扭转刚度，s为截面周界；考虑到剪流公式，联立可求得X 1 = 0，故剪流q 1 = q 2 =q Q = T/(2Ω) = 1.25 N/mm，由此可得到外框平均剪应力为 图1. 机翼结构示意图 图2. 机翼结构示意图 图3. 双闭室扭转剪流理论计算 而隔板上的平均剪应力则为
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user: 3. 有限元模型和计算分析 用ANSYS 15.0软件建立如图4所示的三维结构模型 [ 4 ] ，其中使用的单元分别有PLANE183 (用来划 分面网格)，SOLID186 (用来划分体网格)以及MPC184 (与模型耦合以施加扭矩)三种单元。 然后用ANSYS 15.0软件计算，为了方便观察，选取模型翼长方向中间处的一层单元，面内剪流及应力分布如图5和图6所示(注：云图中的红色表示剪力方向为正，蓝色表示剪力方向为负)，可知在薄壁 图4. 机翼三维简化模型 图5. 剪切应力τ yz 云图(单位：MPa) 图6. 剪切应力τ xz 云图(单位：MPa) 闭合结构的蒙皮厚度方向上，剪应力并不是完全均匀分布的，在蒙皮外表面的剪应力大于内部的剪应力；在拐角处应力会产生突变，因此实际应用中往往需要使用平滑过渡或者局部加强的措施来减轻应力集中产生的影响。 为了进一步明确多闭室结构，特别是隔板的应力状态，选取如图7所示的三条路径，并相应的绘制该路径上的应力分布如图8、图9和图10所示。 根据上述计算结果可以得出以下结论： (1) 上下框的平均剪应力τ xz 为0.501 MPa，左右框的平均剪应力τ yz 为0.976 MPa，隔板承受的剪应力τ yz 相对结构中轴线x = 0呈反对称分布，并且其最大值为0.073 MPa，远小于外框中的剪应力，这与理论计算的外框平均为0.625 MPa，隔板为0的情况也是一致的，而由于有限元模型中出现应力局部集中的现象，所以导致外框的应力与理论出现较大的偏差； (2) 根据三维有限元模型计算，剪应力在三个方向上均存在，特别是沿壁厚的应力很明显不是均匀的； (3) 由于上述双闭室结构是对称的，因此隔板上的应力很小，符合理论认识，但沿隔板厚度的应力分布仍然呈现线性分布(参看图8)，剪应力τ yz 在隔板上的分布状况见图11。 在隔板两端与外框交界处，由于几何形状的突变，其剪切应力分布比较复杂，并且在拐角存在应力集中现象；而在隔板中部剪应力呈现明显的梯度分布。
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user: 4. 拓展分析 上述模型的左右闭室大小相同，而在实际应用中各闭室往往大小不一，本节将讨论左右不对称闭室受扭时的应力分布状况。 将图2模型中右闭室宽改为b = 30 mm，其他条件保持一致，计算结果(结构整体剪应力分布)如图12所示，隔板处的剪应力分布如局部放大图13所示，与图11所示情况基本相同。 在隔板上取如图7所示的路径FUBAN_Y，其上的剪应力仍然很小，如图14所示。 图7. 路径定义 图8. 路径FUBAN_Y上的 分布 图9. 路径KUANG_X上的 分布 图10. 路径KUANG_Y上的 分布 图11. 隔板上的 分布 图12. 纵向剪切应力 分布(单位：MPa) 图13. 隔板上的剪切应力 分布 图14. 路径FUBAN_Y上的剪切应力 分布 据此可得以下结论： (1) 由于不同大小的闭室所受的剪应力不同，因此，隔板厚度方向的剪应力分布也不再呈反对称状态；本例中，隔板两侧面剪应力方向相同，且大小相差一倍左右。可见，闭室尺寸对隔板的应力大小和分布有明确影响； (2) 此时左闭室上下框的平均剪应力为0.381 MPa，右闭室上下框的平均剪应力为0.309 MPa，左闭室左框的平均剪应力为0.779 MPa，右闭室右框的平均剪应力为0.885 MPa。由此可知闭室越大，其分配承担的扭矩也越大，其应力也更加不均匀。所以闭室的截面积应尽量均匀并保持长宽一致，这样才能充分发挥多闭室的效果。
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user: 5. 总结 本文通过有限元分析，讨论了双闭室结构的剪应力分布形态，其中隔板上的剪流分布受到相邻闭室的尺寸影响，呈现较为复杂的分布，但是隔板上所受的剪应力比外框小得多，所以该类结构的强度校核重点在结构形状的连接处。另外值得注意的是，设置隔板的作用在于分配扭矩到各个闭室，增强结构扭转刚度，避免出现颤振 [ 5 ] 。在求解多闭室机翼剖面的扭转刚度特性，推导具有多闭室机翼剖面的扭转刚度和剖面刚心的计算公式时，隔板上剪流较小，为了简化计算，可以近似假设隔板不参与承扭。
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user: 摘 要 针对瓷柱式高压断路器抗震能力较为薄弱的问题，以某型高压断路器为研究对象，开展其抗震及减震性能分析研究，旨在确保高压断路器在地震发生时的无破坏性。文中基于ANSYS开展某型高压断路器模态分析研究，获得断路器的固有频率和模态振型，确定断路器易损坏的部位；根据美国变电站抗震设计推荐规程IEEE Std-693-2005和高压开关设备抗地震性能试验GB/T13540-2009要求，选用天然Elcentro波和Taft波对高压断路器进行水平激励，开展易损坏部位的位移和应力时程分析，确定其最大位移和最大应力，为断路器的抗震设计优化提供技术支撑。 关键词 :高压断路器，抗震能力，模态分析 Copyright © 2017 by authors 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 电力系统是我国重要的生命线工程，电力系统若遭到破坏，会造成严重的灾害和经济损失。我国是地震灾害比较严重的国家之一，如2008年发生于四川汶川的5.12地震，据不完全统计，仅四川电网就产生约72亿元的经济损失，500 KV及以下电力设备受到了严重的破坏 [ 1 ] 。高压断路器是电力系统中最重要的控制和保护设备之一，按照其结构类型，高压断路器分为罐式断路器和瓷柱式断路器，其中瓷柱式断路器因价格便宜，因此在工程中得到广泛应用 [ 2 ] [ 3 ] 。 高压瓷柱式断路器因其结构体形细高，阻尼比小，同时其自振频率与地震波的卓越频率较为接近，在地震作用下易产生共振；此外，瓷柱式断路器的主要部分多为脆性陶瓷材料，抗震能力较差，在地震过程中容易发生破坏，因此，对高压瓷柱式断路器的抗震性能进行分析与研究具有深远意义。 至今，各国学者对高压瓷柱式断路器的抗震性能进行了诸多方面的研究，在国外，如20世纪80年代初，美国Rolf Hellested等人通过振动试验台研究了断路器在开/断状态以及实测地震波作用下的应力状态，结果表明：考虑叠加效应所引起的断路器的整体应力会变大 [ 4 ] ；20世纪80年代末，法国Girode等人对比了断路器的有限元模型和断路器的振动试验，结果表明通过有限元法仿真的计算结果与试验获得的测试结果具有较高的一致性，并且该模型可以扩展到其他结构类型的断路器 [ 5 ] 。1998年德国Amir M.等人对高压断路器进行了有限元仿真和地震振动台试验，并比较了两种分析方法，获得了断路器易破坏的位置及破坏形式，为后续断路器的设计、布置形式、布置位置等选择提供了技术支持 [ 6 ] ；2006年，法国的Robin-Jouan等人使用Computational Fluid Dynamics Tool对SF6气体进入瓷柱各腔体后的流动性进行了仿真，模拟从300 K升至3000 K时腔室的应力变化，更好地理解SF6气体在腔体中的流动情况及其对腔室应力的影响 [ 7 ] 。2013年，美国Mosalam等人实时混合仿真模拟了高压断路器的抗震性能，并且这种实时混合仿真可以与小型振动台搭建使用，使试验结果更加接近人们的预想结果，使断路器抗震性能的模拟结果更加精确 [ 8 ] 。 在国内，2002年李亚琦建立了考虑扭转效应的断路器三维有限元计算模型，研究了高压电气设备的抗震性能以及减震装置和导线对断路器抗震性能的影响 [ 9 ] 。2007年，冯东等人对高压断路器隔震装置的抗震可靠性能进行了分析，提出了基于随机震动模型的高压断路器抗震可靠性分析方法 [ 10 ] 。2010年曹枚根等人以SF 6 断路器为分析对象，建立了有限元模型，通过对断路器关键节点和部位的位移、加速度及应力等进行时程分析，获得了支架的动力放大系数等 [ 11 ] 。2011年张雪宋等人对安装新型铅减震器的断路器进行了振动实验，分析了新型铅减震器的减震效果，结果表明瓷支柱底部的应力减少了约53%以上 [ 12 ] 。2012年谢强等人通过白噪声扫描和抗震实验，测定设备关键部位的位移、应变和加速度，分析支架结构类型和刀闸开关对瓷瓶的影响 [ 13 ] 。2013年武胜斌等对高压瓷柱式断路器在AG5条件下的抗震性能进行了有限元分析，获得瓷柱式断路器在地震中容易折断的原因，分析了在没有底架情况下的抗震性能，最后得到通过改变底部支架的方式提高瓷柱式断路器的抗震性能 [ 14 ] 。 根据国内外研究现状，本文以某型高压瓷柱式断路器为研究对象，开展此类型断路器的抗震性能分析，确定地震发生时易发生破坏的关键点和部位。
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user: 2. 断路器模态分析 2.1. 断路器外形简图及有限元模型 图1是断路器外形简图，通过厂家提供的详细零件图进行绘制。图2是相应的有限元模型。断路器的三维模型在UG中进行装配，导出扩展名为x_t文件，导入ANSYS中进行有限元分析。 在有限元模型中，各部分主要材料的力学性能参数如表1所示。 在断路器有限元模型中，单元类型主要为beam189三维梁单元和mass21质量单元(灭弧室瓷套内部的结构采用集中质量进行等效)，法兰与瓷套管之间的连接方式为胶装连接，在ANSYS中采用Glue布尔运算进行定义。根据文献 [ 2 ] 中的理论公式，可以计算出瓷支架与法兰连接处的弯曲刚度为2.8 × 10 6 N∙m/rad，梁单元的界面惯性矩为1.5 × 10 −6 m 4 ，将上述各值赋予有限元模型。 2.2. 模态分析 将断路器底部的支架完全约束，采用分块法提取模态参数，分析模态阶数设定为10，扩展模态阶数 图1. 断路器的结构简图 设定为10，分析频段为0~80 Hz。表2是断路器在X，Y两方向的固有频率，图3是相应的模态振型图。 由图3断路器的模态振型可知，第一阶模态振型主要为灭弧室瓷套和瓷支柱绕着与箱体接触的部位 图2. 断路器的有限元模型 Table 1 Mechanical properties of main material 部件名称 材料名称 弹性模量(N∙m −2 ) 泊松比 底部支架 Q235A 2.1 × 10 11 0.3 法兰 ZL101A 0.7 × 10 11 0.3 瓷支柱/灭弧室瓷套 高强度瓷 1 × 10 11 0.3 部件名称 质量密度(kg∙m −3 ) 许用应力(MPa) 底部支架 7850 210 法兰 2700 170 瓷支柱/灭弧室瓷套 5720 45 表1. 主要材料的力学性能参数 Table 2 The first two natural frequencies of circuit breake 模态阶数 坐标方向 自振频率值 第1阶 X 4.2342 Y 4. 3282 第2阶 X 9.9294 Y 10.637 第3阶 X 17.536 Y 37.290 第4阶 X 51.052 Y 52.086 表2. 断路器前两阶固有频率 图3. 断路器在不同方向前两阶固有频率对应的模态振型 图4. 电气设备的加速度地震反应曲线 [ 3 ] 进行摆动；第二阶模态振型主要为底部支架绕支架低端的摆动；第三阶的固有频率在X和Y方向具有较大差异，绕X方向的阵型主要是底部支架的扭转，绕Y方向的阵型主要是支架顶部的上下移动；第四阶阵型主要是灭弧室瓷套和瓷支柱以及底部支架的弯曲运动。 从电气设备地震反应谱统计曲线(图4)可以发现，加速度响应的最大幅值一般发生在结构1~15 Hz范围内，即15 Hz之下的频率会对电气设备产生较大影响。鉴于此，文中重点分析断路器的前两阶阵型对于的危险部位。 前两阶模态阵型的运动类似于悬臂梁结构，根据材料力学理论可获得如下结论：在高斯白噪声激励下，断路器顶端部位的位移最大，断路器易破坏的部位主要集中在：1) 箱体与瓷支座连接处；2) 支架与箱体连接处。
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user: 3. 断路器危险部位的时程分析 地震波时程响应分析 为了对断路器进行地震波分析，根据美国变电站抗震设计推荐规程IEEE Std-693-2005和我国规范 图5. El-centro波和Taft波的波形图 Table 3 The peak value of displacement and stres 地震波 顶端位移峰值 A点应力峰值 B点应力峰值 El-centro 37.48 (mm) 36.3 MPa 89.5 MPa Taft 32.62 (mm) 31.5 MPa 84.8 MPa 表3. 关键部位的位移和应力峰值 “高压开关设备抗震性能试验”GB/T13540-2009的要求进行地震波的选择，本文主要选择天然El-centro波、Taft波，其波形如图5所示。 在两种地震波作用下，对断路器最顶端的位移、箱体与瓷支柱连接处(A点)及支架与箱体连接处(B点)的应力进行时程分析，获得相应物理量的峰值，如表3所示。 根据表1材料的许用应力可知，断路器危险部位的应力峰值低于许用应力，可以达到El-centro波和Taft波作用下的抗震要求。
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user: 4. 结论 1) 文中以某型高压断路器为分析对象，通过有限元模型获得高压断路器在X、Y方向前四阶固有频率和模态振型，通过模态振型获得断路器易破坏的部位主要集中在：箱体与瓷支座以及支架与箱体连接处。 2) 文中选择El-centro波和Taft波对断路器进行激励，开展断路器危险部位的时程分析，提取相应位置的最大应力峰值，结果表明该断路器可以达到抗震要求。
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user: 摘 要 为了提高无人值守电站的安防水平和快速处置突发事件的能力，本文提出开发模块化的电站安防智能巡检系统，采用模块化的设计思路，通过在电站关键部位布设特定的安防检测传感系统对电站安全状态进行不间断实时监测，一旦有异常发生，即可通过无线通讯系统通知便携式智能巡检系统管理中心，并启动视频联动系统，将隐蔽的摄像装置对准异常点，采集并发送视频信息到便携式智能巡检系统管理中心。巡检系统管理中心在收到异常报警信息后，启动声/光报警器，提醒人员留意，同时通过GPS自动定位自身位置并规划从当前位置到报警电站的最佳路径，引导巡逻车在最短的时间到达报警电站位置进行处理。论文对该系统实现的关键模块进行了设计分析，并对开发的系统进行试验测试，验证了所开发系统的实用性。 关键词 :电站，安防，巡检仪，无线通讯，导航定位，模块化 Copyright © 2017 by authors 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 变配电站是输配电网的枢纽，它的安全状态是整个电网系统安全运行的基础。由于电站在电网中处于系统级的地位，一旦发生异常，将会造成大面积电网瘫痪，因此保障变配电站安全是电力部门日常管理的核心任务之一。近年来，随着科技进步和电力体制改革的不断深入和发展，电力装备水平大幅度提高，目前在役的电站大多实现了无人值守。为了保障电站的安全运行，许多单位和研究人员都致力于开发针对电网安全运行的智能监控或远程监控设备，但这些监控都是针对电网自身的运行状态，并没有涉及人为破坏或异物侵入的监控，而且这类检测设备技术复杂，成本高，一般仅在大型电站配置。另一方面目前的智能监测设备只有检测和报警功能，尚未看到把报警和定位导航结合在一起的监测设备报道 [ 1 ] 。随着电站覆盖范围日益扩大，许多电站分布在人口稀少的城区边沿，日常管理中主要通过人工巡检方式进行安全检查，存在劳动强度大、工作效率低、管理成本高、应对突发情况不及时、存在人身安全隐患等明显不足；而且人工巡检的数据也无法准确、及时地接入管理信息系统，影响了变电站的智能化水平和及时应对处置突发情况的能力。 为了提高无人值守电站的安防水平和快速处理突发事件的能力，本文提出开发模块化的电站安防智能巡检系统，涉及安防检测、无线通讯、导航定位及路径规划等关键技术。论文对系统实现的总体技术、各关键技术以及器件选项进行了详细论述，并对开发的系统进行试验测试，验证了所开发系统的实用性。
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user: 2. 系统总体方案设计 本文设计电站安防智能巡检系统具备安防检测、无线通讯、导航定位和路径规划等主要功能，按照模块化的设计思想，相应的整体系统也有这些功能模块组成。如图1所示，系统总体由敏感与监测模块、 图1. 系统组成 判断与通讯模块、终端与决策处理模块三大部分组成。各部分仍然采用子模块化设计思路，敏感与监测模块包括热释电红外传感器、微波移动传感器、门磁传感器、振动传感器和图像传感器几个可选子模块；判断与通讯子模块包括微处理器、显示、报警和通讯自模块；终端与决策处理模块包括通讯、电子地图、GPS定位导航、路径规划、信息管理等子模块。 系统实现的总体技术路线是将嵌入式技术、无线网络通信技术、图像处理技术、射频技术、传感技术等有机结合起来，通过在电站关键部位(如门、窗等)布设特定的安防检测传感系统(视具体需要可选择红外、磁、振动、微波或视觉监测装置)对电站安全状态进行不间断实时监测，由微处理器对监测结果进行综合判断，一旦判断有异常(如人员等异物侵入、门窗受到暴力破坏等)发生，即可启动声/光报警器，提醒人员留意，并通过无线通讯系统第一时间通知智能巡检系统终端管理中心，同时启动视频联动系统，将隐蔽的摄像装置(可见/红外)对准异常点，采集并发送视频信息到智能巡检系统终端管理中心。巡检系统终端管理中心在收到异常报警信息后，做进步处理、判断和决策，如有需要可通过GPS自动定位自身位置并规划从当前位置到报警电站的最佳路径，引导巡逻车在最短的时间到达报警电站位置进行处置。
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user: 3. 电站现场安防监测硬件系统设计 按照系统的总体方案，电站现场的安防监测综合采用红外探测技术、微波技术、门磁探测以及视觉监测技术，实现电站安防的全天候可靠监测，通过微处理器和无线通讯系统实现电站现场的态势评判及其与监控终端管理中心的信息交互。 3.1. 安防监测方式与传感器选型设计 如何全天候可靠的检测到异物入侵是本监测系统设计的首要问题，涉及到检测方式和传感器选型两个方面。考虑到入侵异物一定是可以移动的人或动物，具有移动和红外辐射双重特性，而且入侵一定是通过门、窗等特定的通道。因此从检测方式上考虑采用红外、微波和门磁开关这三种技术进行冗余检测和表决，提高检测可靠性。 红外探测包含主动红外探测和被动红外探测两种技术。主动红外探测技术需要主动发射红外光，且对其所安装的环境要求较高，要求其所防范的区域无遮挡且及水平，因而不适合在此应用。被动式红外探测技术不需要附加红外辐射光源，自身不向外界发射任何形式的能量，而是通过探测器直接探测来自移动目标的红外辐射，具有隐蔽性好、价格低等特点 [ 2 ] [ 3 ] 。由于人体能发出 8~12 um左右特定波长的红外线，利用热释电传感器可以很方便可靠的检测出这个波段的红外线 [ 4 ] 。因此该应用适合选用被动式红外探测技术。在综合考虑成本、安装方便、抗环境(特别是太阳光)干扰、长期稳定性等因素下，本系统设计中采用了被动红外幕帘探测器精华隆ED651。考虑到本系统的主要作用是探测人体辐射，其必须对波长为8~12 um左右的红外辐射敏感，同时为了增强对人体的红外辐射敏感，在热释电传感器的感应窗口添加了相应的滤光片和菲涅尔透镜，来抑制环境干扰，并大大提高对移动红外目标的敏感性。该探测器的工作电压DC 9~16 V，安装方式壁挂或者吸顶，高度在2 m左右，探测角度15˚，探测范围为6 × 0.7 m，可以安装在门口或者窗户口进行侵入检测 [ 5 ] 。 考虑到红外探测的距离较短，在一些高压电站，人员接近可能会危及生命安全，希望能提高检测距离。微波人体检测传感器是根据多普勒效应，通过天线向周围发射无线电磁波，通过检测回波信号的频移和相差来判定人体的移动，其适合较大范围内探测人体移动，且不易受外界干扰，因此它与红外探测技术形成互补，满足远距离探测需求。本系统采用了多高SK-700人体微波传感器，采用吸顶式安装方式，感应距离可达到16 m左右，可360无死角室内探测任何移动物体 [ 6 ] 。 为了提高检测的可靠性，考虑到人员等异物的入侵必经通过门或窗通道，可以在门窗部位安装振动和门磁传感器来检测对门窗的暴力破坏和打开/关闭状态的变化，本监测系统进一步设计了振动和门磁检测方式，选用了Risym振动传感器和豪恩HO-03B有线门磁传感器 [ 7 ] 。 在利用红外、微波、振动、门磁技术实现入侵人员可靠探测的基础上，为了进步获取更加清晰的视频信息和证据保全，可选配增加视频信息采集和保存模块。本系统采用了成本低廉、使用非常方便且具有夜视功能的安尼威尔ANW-IPC07智能无线wifi摄像头，它的夜视距离可达10米，并可存贮记录达64 GB的视频信息，也可通过wifi与系统的微控制器进行通讯，可实现水平355度，垂直120度旋转，达到监控无死角 [ 8 ] 。配合红外、微波、门磁技术，在发现异常的情况，微控制器可启动视频联动系统，将隐蔽的摄像装置对准异常点，采集并发送视频信息到便携式智能巡检系统管理中心，以便工作人员进行处置决策。 设计中考虑到不同电站的通用性和适用性，采用了模块化的设计思路，各个检测通道独立工作，并且可以彼此替换。同时为了便于系统功能的进一步扩展，预留了其他传感器信息接口，如温度、气味、振动、烟雾等，必要时可以方便增加监测内容。 3.2. 现场微处理器与通讯系统设计 现场微处理器主要负责对探测器输出信号的处理、逻辑判断、报警、视频联动装置控制、无线通讯等功能。在兼顾功能完备和成本控制的前提下，经综合考虑选用了意法半导体公司的ARM芯片STM32F103RCT6为系统的主控芯片，它是32位的低功耗高速单片机，采用Cortex-M3内核，外设资源丰富，芯片集成了SPI，I2C，USB和A/D等硬件接口，便于和传感器、按键、显示器、报警器及其无线通讯模块连接 [ 9 ] 。 为了提高抗干扰能力，对红外、微波、振动、门磁探测器输出的开关信号进行了0.1 Hz深度滤波，然后再经迟滞比较后送微控制器IO口供后续检测判断。视频信息通过WiFi送入微控制器并暂存。正常工作模式下CPU用扫描方式对各检测IO进行扫描，并按照一定的表决规则进行判断，若判断有侵入事件发生，则启动声光报警和视频联动系统，同时通过无线通讯模块发送短信息给远程监控终端，远程监控终端也可以主动控制和查看视频信息。 由于涉及的监控电站分布范围较广，通讯距离达几十公里甚至上百公里，可靠的实时通讯是必须解决的关键问题之一。得益于我国无线数据通讯基础工业的发展和普及，目前覆盖我国绝大多数国土面积的移动通讯网络为我们该系统的数据通讯功能的实现提供了一条简捷、高效、可靠和经济的手段。考虑到技术的成熟性和网络覆盖的全面性，本系统设计中采用了基于GPRS的可靠、廉价、高效的无线通讯模块SIM900A模块，其上传与下载的速率最高可以达到85.6 kbps，其与电路交换数据的传输速率可达到14.4 kbps [ 10 ] ，可以满足我们系统需求。 综合上述设计方案，本文设计的实现电路原理如图2所示。
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user: 4. 定位导航与监控终端管理软件设计 为了能远程管理和迅速处置监控电站的突发警情，设计的远程监控终端不仅要能接收监控电站的报警信息，而且应具有自动定位和导航功能，这是本监控系统的创新之一。依托商业化的华为荣耀平板电脑、手机SIM卡、内置GPS导航组件构成了本监控系统的便携式移动监控终端硬件平台。在Android软件平台上，借助百度/高德/凯立德等免费地图，开发专用的APP系统，实现在将接收到监控电站的报警短信后自动解析对应电站的GPS坐标，再调用这些免费开源地图进行导航和路径规划，引导巡逻车第一时间快速到达报警点。基于上述应用需求，监控终端管理软件应具备系统参数设置、信息查询接收、态势评估、报警、定位、路径规划、电子地图显示、数据保存、打印报表等功能。系统设置上可以录入需要巡检的电站号、位置信息、ID号等信息，也可以设置巡检的顺序及时间间隔等。 系统的工作流程如图3所示。在系统工作期间，正常情况下以监控终端巡检仪(车载或固定)为主机，各电站设备为从机，由巡检仪依次对各个从机发起主动查询，各从机处于侦听状态，从机在收到针对自己的查询指令后，转为发送状态，发送当前的信息数据包，发送完后转入侦听状态，等待下一次查询。在某个电站发生异常情况时，该从机转为主动发送报警请求的状态，监控终端巡检仪收到报警信息后，中断正在进行的例行巡检，转入只接收该站点信息的特检状态，连续接收该站点的各种信息，并在LCD屏幕上突出显示处置请求，请求响应后启动实时路径规划，为工作人员快速到达目标点提供帮助，该状态直到险情解除或人工复位才结束。 为实现上述功能流程，设计主要软件模块包括： 1) 通讯录读取与界面显示软件模块 图2. 系统实现的电路原理图 图3. 监控终端工作流程图 利用Android系统自身的通讯录来存储检测节点信息，在节点命名中融入节点的GPS坐标信息与电站的名称信息，中间用“@”相隔开。读写通讯录数据可以使用系统提供的类方法来进行。即通过 import android.provider.ContactsContract语句来声明通讯录的操作类方法包，在MainActivity中将ListView显示控件通过适配器(Adapter)与通讯录相连接，通过代码： 实现对通讯录的添加和调用。运行后显示效果如图5(a)所示。 2) 短信读取与发送 在安卓系统中可以有多种方式对手机短信进行监听，为了及时响应报警信息，利用了Android系统里的广播(BroadcastReceiver)线程，先注册一个广播： 然后写一个BroadcastReceiver的子类来监听并处理收到的新信息，该子类包含两个功能：一是需要判定该信息是否是报警信息，若是报警信息则在界面上显示报警信息；二是当用户选择导航至目标点时能及时调用百度地图API来导航至对应的GPS坐标点。 发送短信功能主要用于查询系统的状态以及传输指令。这里采用了SmsManager发送短信。首先创建此对象调用静态方法SmsManager.getDefault()： SmsManager smsManager = SmsManager.getDefault(); 创建SmsManager对象之后，可以使用 sendDataMessage() 方法指定的手机号码发送短信如下： smsManager.sendTextMessage(phoneNo， null， SMS text， null， null); 第一个参数为电话号码，第三个参数是需要发送的命令。该命令是通过点击事件来判断的。通过在二级菜单上设置点击按钮，当按下某个按钮即可触发点击事件，在事件中包含了我们上述的短信发送方法。二级菜单如图5(b)所示： 3) 定位导航实现 本系统采用了国内普遍较熟悉的百度地图，当选择响应报警前往处置时，通过点击事件，系统将构建导航参数： 然后将该参数传入百度地图所提供的函数。 BaiduMapNavigation.openBaiduMapNavi (para， MainActivity.this)中，即完成了对百度地图的调用，然后将转定位导航界面，自动进行路径规划，点击“开始导航”即可进入定位导航模式。
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user: 5. 现场实验与测试 本安防检测系统主要着眼于人员等异物入侵监测和自动定位导航，为了对所开系统的功能的完备性和可靠性进行验证，我们对于开发的安防巡检系统在上海市长兴岛供电所所属的部分变电站进行了实际 图4. APP应用设置 测试和功能验证。 首先在安卓系统平板电脑上安装APP软件，并进行权限管理设置，如图4所示，在该界面再点击“国家电网安防”，并设置“信任此应用”。 然后通过应用软件系统添加监测点及其经纬度信息，点击监测点可以进入对单个监测点的操控，如图5所示。 实验测试站点选用了长兴鹭岛15号监测站，安装了红外、门磁和微波三种探测模块，如图6(a)所示当模拟人员靠近时，监测点发出警情。远程监控终端收到报警信息时，系统软件自动显示报警点位置、报警内容并询问是否要导航到该位置，图6(b)所示。确认后，系统自动进行路径规划并进入导航模式，图6(c)所示。 实验测试表明所设计的系统实现了预定的监测、通讯、定位和导航功能，可以用于电站环境的安防 图5. 监测点信息设置与操控界面 图6. 实验监测点及其警情响应与导航模式启动 和巡检。
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user: 6. 总结 该模块化智能安防巡检系统是集机电一体化、多传感器融合、导航定位、路径规划、机器视觉、以及无线传输、电磁兼容、数据管理等技术于一体的综合智能安全监测和处理系统。它充分利用了现代监测、通讯和导航技术，不需要对传统电站进行重大改造，具有成本低廉，维修简便，适应性强等诸多优点。它的成功开发和推广应用，对提高我国电站安防监控的智能水平和快速处置突发事件的应急能力具有重要意义。
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user: 摘 要 为了解决调度人员不能在办公网络安全III区直接访问继电保护在线校核数据的问题，本文提出了将Web发布技术应用于继电保护在线校核应用，研究了Web技术在继电保护在线校核应用中的部署以及详细功能设计，并通过实际电网验证了本文方法的可行性及有效性，实现了调度人员应用移动端对大量的校核数据进行实时监控。 关键词 :继电保护，在线校核，Web发布，实时监控，移动端 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/