авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |

«ВЕСТНИК НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА «ХПИ» 18'2010 Сборник научных трудов ...»

-- [ Страница 2 ] --

Список литературы: 1. Вовченко А.И., Шомко В.В., Шишов А.М. Математическое моделирова ние и оптимизация электрогидроимпульсных технологических процессов // Технічна електроди наміка. – 2005. – № 3. – С. 68-73. 2. Барбашова Г.А. О восстановлении характеристик канала под водного искрового разряда по временной зависимости давления в жидкости // Прикладна гідро механіка. – 2007. – Т. 9, № 4. – С. 69-72. 3. Барбашова Г.А., Тертилов Р.В. Восстановление харак теристик канала разряда по двухпульсационной зависимости давления от времени в точке жидко сти // Вестник НТУ «ХПИ»: Техника и электрофизика высоких напряжений. – 2009. – Вып. 11. – С. 8-15. 4. Тихонов А.Н., Арсенин В.Я. Методы решения некорректных задач. – М.: Наука, 1986. – 288 с. 5. Численное решение многомерных задач газовой динамики / Под ред. С.К.Годунова. – М.:

Наука, 1976. – 400 с. 6. Наугольных К.А., Рой Н.А. Электрические разряды в воде. – М.: Наука, 1971. – 155 с. 7. Барбашова Г.А., Вовченко А.И., Шомко В.В. Выбор формы задания мощности для чис ленного решения обратной гидродинамической задачи восстановления кинематических и динамиче ских характеристик разрядного канала // ЭОМ. – 2006. – № 3. – С. 54-57. 8. Колмогоров А.Н., Фомин С.В. Элементы теории функций и функционального анализа. – М.: Наука, 1989. – 624 с.

Поступила в редколлегию 22.03. УДК 621.586.785. В.Ф.БЕЗОТОСНЫЙ, канд. техн. наук, доц., ЗНТУ, Запорожье;

В.В.КОЗЛОВ, канд. техн. наук, доц., ЗНТУ, Запорожье;

О.В.НАБОКОВА, канд. техн. наук, доц., ЗНТУ, Запорожье К ВОПРОСУ ПОВЫШЕНИЯ ТОЧНОСТИ РАСЧЕТА ВЫХОДНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК БАЗОВОГО МНОГОФУНКЦИОНАЛЬНОГО МАГНИТОУПРУГОГО ДАТЧИКА У роботі представлена методика уточнення розрахунку вихідної характеристики магнітопружно го датчика з урахуванням анізотропії матеріалу магнітопроводу та поверхневого ефекту.

The technique of the specified calculation of an output characteristic of magneto-elastic sensing element, taking into account the anisotropy of the material of a magneto-conductor and the superficial effect, is presented in the present work.

Постановка проблемы. Для систем управления автоматизированным оборудованием по силовому параметру актуален вопрос выбора унифициро ванного магнитоупругого датчика (МД) с условно повышенной гибкостью без концентраторов механических напряжений, с возможностью контроля знакопеременных усилий, отстройки от влияния продольных усилий, много диапозонностью по усилию, распределенной структурой магнитной цепи.

Также актуален вопрос повышения точности расчета характеристик МД на рациональных частотах намагничивания.

Анализ базовой конструкции. Наиболее полно предъявленным требо ваниям отвечает МД дифференциально-трансформаторного типа [1, 2], ис пользующий одновременно эффекты сжатия и растяжения магнитопровода, принятый за базовый унифицированный элемент (рис. 1).

Магнитопровод МД имеет два окна, оси которых расположены парал лельно продольной оси магнитопровода. На образованных стержнях 1, 2, расположены намагничивающая wн обмотка и секции wи1, wи2 измерительной wи обмотки. Причем намагничивающая обмотка расположена на среднем не деформируемом стержне 1, а секции измерительной - на боковых стержнях и 3. При действии усилия Р, стержень 2 подвергается растяжению, а стержень 3 сжатию.

Рисунок 1 – Базовая конструкция магнитоупругого датчика Достоинством базовой унифицированной конструкции МД является так же способность контроля крутящих моментов +М и -М (эффект Видемана), и практически полная отстройка от сжимающих или растягивающих усилий, направленных по оси магнитопровода.

Целью настоящей работы является выработка технически обоснованных рекомендаций для построения на основе базового элемента МД многодиапа зонных датчиков (рис. 2) за счет изменения места приложения усилия (рис. 2, а) или многосекционности магнитопровода (рис. 2, б).

Так как длительность действия усилия Р велико по сравнению с перио дом собственных колебаний магнитопровода, оправдано применение методов классической механики Гюйгенса. Согласно [3] механические напряжения от силы Р в любой точке объема магнитопровода базового датчика определя ется соотношением P тек P тек xтек = =, (1) Wy Jy где тек, xтек xтек – текущие координаты;

Wy – осевой момент сопротивления;

Jy – осевой момент определяемый из выражения J y = J y1) 2 J y2), ( ( где J y1) и J y2) – частичные осевые моменты инерции.

( ( а б Рисунок 2 – Принципы построения много диапазонных магнитоупругих датчиков:

а – за счет изменения плеча;

б – за счет многосекционного магнитопровода Для сечения прямоугольной балки датчика, учитывая рис. 3, получим:

h b3 h b J y1) = ( J y1) = ( + h b2 b1, ;

12 где h, b, b1, b2 – геометрические размеры магнитопровода.

Рисунок 3 – Сечение балки датчика Тогда осевой момент инерции равен h b13 h b 12 + h b2 b1, Jy = 12 а величина механических напряжений в любой точке магнитопровода [4] P тек xтек =. (2) h b13 hb 12 + h b2 b 12 Рассмотрим процессы, происходящие в магнитоупругом звене МД. Из менение магнитного потока при деформации ферромагнитного материала бо ковых стержней зависит от изменения его намагниченности, размеров, меха нических напряжений. Под действием механических напряжений изменится магнитная проницаемость материала. Относительное изменение магнитной про ницаемости от величины механических напряжений определяется зависимостью a = н o, а при достаточно малых изменениях магнитной проницаемости a = н o.

н + a Тогда абсолютное изменение проницаемости равно н o =. (3) н o В электромагнитном звене МД, за счет перераспределения магнитных потоков по боковым стержням, наведенная ЕДС в секциях измерительной обмотки будет равна 1 Eвых = 4,44 f н wи I н wн R R, (4) M Mo где fн – частота намагничивающего тока;

wи = 2wи1 = 2 wи 2 ;

Iн – величина на магничивающего тока;

RМ – магнитное сопротивление участка магнитопро вода при механических напряжениях в нем ;

RМо – магнитное сопротивление при = 0.

Так как RM = lM / S M, где lМ – длина участка, для которого определяется магнитное сопротивление, SМ – сечение участка магнитопровода, с учетом (3), выражение (4) примет вид S Eвых = 4,44 f н wи I н wн M н 1, (5) lM нo где – величина механических напряжений (2).

Полученная зависимость отражает основные процессы в механическом, магнитоупругом и электромагнитном звеньях МД, однако не учитывает ани зотропию магнитострикции. Обратимся к уточнению расчета выходной ха рактеристики с учетом явно выраженной анизотропии магнитострикции в ма териале магнитопровода.

Допустим магнитопровод (рис. 4) имеет сечение однородных 1, 2, 3, 4 и 5 участков S1, S 2, S 3, S 4 и S 5, длины участков соответственно l1, l2, l3, l и l5. Примем что S1 = S 2 = S3 = S 4 = S 5 / 2, l1 / 2 = l3 / 2 = l ', l2 = l4 = l5 = l. Для упрощения анализа процессов перейдем от дифференциально трансформаторной к эквивалентной дроссельной схеме магнитопровода (рис.

5) с удвоенной толщиной магнитопровода (2d), а следовательно и сечениями (2S). Тогда эквивалентное магнитное сопротивление магнитопровода RM = 2 RM 1 + 2 RM 2, где RM 1, RM 2 - магнитные сопротивления соответственно 1-го и 2-го участков.

Рисунок 4 – Магнитопровод датчика Рисунок 5 – Эквивалентная дроссельная конструкция магнитопровода датчика Так как RMi = li / i S i, направление кристаллографической оси [100] сов падает с осью х датчика, а [110] с осью у, получим 1 l l' RM =.

+ (6) S [100 ] [110 ] Положим, что l ' = l / a1, а [110] = [100] / a2, где [100], [110] – магнитная проницаемость в направлении кристаллографической оси [100] и [110] – со ответственно, а1 – коэффициент линейных размеров, а2 – коэффициент анизо тропии.

Тогда выражение (6) перепишем в виде 1 l l a2 a l RM = = 1 +.

+ (7) [100 ] a1 [100 ] S [100 ] a S Таким образом, при расчете выходных характеристик МД, магнитопро вод которых изготовлен из материалов с явно выраженной анизотропией, сле дует выражение (5) уточнять с учетом (7) S M н[100 ] 1.

Eвых = 4,44 f н wи I н wн (8) l M (1 + a2 / a1 ) н[100 ]o где fн – частота намагничивающего тока.

Полученная зависимость позволяет рассчитывать выходные характери стики МД при квазистационарных режимах измерений на низких частотах намагничивающего тока.

Однако рациональная частота намагничивающего тока обычно значи тельно выше промышленной частоты [1, 5, 6].

С целью обоснования методики уточненного расчета МД на рациональ ных частотах остановимся кратко на физических процессах, происходящих в материале магнитопровода, при намагничивании ферромагнетика перемен ным магнитным полем.

На рис. 6 схематично показаны три пластины пакета магнитопровода.

Предположим, что поток Ф проходит в пакете в направлении оси Оz, а влия нием остальных листов пренебрегаем. Так как магнитное поле в пакете гар монически изменяется во времени то справедливы известные дифференци альные уравнения для векторов напряженности магнитного и электрического поля [7] & d 2H &2 & =k H;

dx & d 2 E &2 & =k E, dx & где: k 2 = jw a, w – угловая частота;

– удельная электрическая проводи мость материала магнитопровода.

Решение этих уравнений имеет вид:

& & & H = H e kx + H e kx ;

1 & & & E = E1e kx + E2 e kx.

Учитывая требование симметричности, то есть чтобы на краях пластин H ( x=b ) = H ( x= b ) при 2b h, и пренебрегая краевым эффектом на гранях y = ±h/2 как весьма незначительным, получим при x = ±b & & H o = H1e kb + H 2 e kb &, (9) & H o = H1e kb + H 2 e kb где Ho – эффективное значение напряженности магнитного поля.

Рисунок 6 – Пластины шихтованного магнитопровода датчика Тогда постоянные интегрирования будут равны Ho H1 = H 2 = &, ch kb а выражения для напряженности и индукции магнитного поля имеют вид & ch kx & H = Ho &;

ch kb (10) & ch kx & B = a H o &b.

ch k Распределение магнитной индукции по сечению одной пластины схема тично показано на рис. 7. По одной пластине проходит магнитный поток [7] b 2ah a b & & = hBdx = H o th(1 + j ). (11) 1+ j a b и среднее значение магнитной индукции в пластине будет равно b ch(2b / a) cos(2b / a ) B = a H o. (12) a ch(2b / a ) + cos(2b / a ) где а – глубина проникновения магнитного поля ( a = 2 / w a ).

Так как суммарный магнитный поток Фс является суммой частных пото ков в отдельных пластинах, то для пакета высотой d и толщиной h, при зазоре между пластинами, равном нулю (c = 0), имеем adh b a H o th(1 + j ).

c = (13) (1 + j )b a С другой стороны c = ф hdH o, (14) где ф – фиктивная магнитная проницаемость материала, учитывающая поте ри на вихревые токи [8].

Рисунок 7 – Распределение магнитной индукции по сечению одной пластины Учитывая соотношения (13) и (14), получим н ch(2b / a) cos(2b / a) ф =. (15) 2f н ch(2b / a) + cos(2b / a) b Таким образом, введение фиктивной магнитной проницаемости позво ляет учитывать неравномерность распределения индукции и напряженности магнитного поля по глубине пластин. При этом можно считать, что величина магнитной индукции и напряженности поля по глубине пластин одинаковые и равны некоторой фиктивной индукции и напряженности на их поверхности, что значительно упрощает расчет магнитоупругих датчиков и повышает точ ность расчета их выходных характеристик.

Реально аргумент гиперболической и тригонометрической функций дос таточно велик (2b/ 10), поэтому в этом случае значения гиперболических функций значительно превышает значения тригонометрических функций, то есть ch(2b / a ) cos(2b / a) 1.

lim ch(2b / a ) + cos(2b / a) 2 b / a С учетом этого соотношения (12) и (15) примут вид a B = a H o, b н ф =. (17) b 2f н Как показали расчеты, погрешность при переходе от соотношения (15) к (17) при fн 500 Гц не превышает 0,1 %. Предполагаем также, что величина воздушных зазоров между пластинами на порядок меньше толщины самих пластин. На рис. 8 показаны зависимости ф от частоты намагничивающего тока при различных значениях начальной магнитной проницаемости. Толщи на пластин магнитопровода 2b = 0,2 мм, удельная электрическая проводи мость материала = 6 10 6 Сим/м.

Рисунок 8 –Зависимости фиктивной магнитной проницаемости от частоты намагничивающего тока Как видно из рис. 8, девиация частоты при низкочастотном намагничи вании, вызванная к примеру нестабильностью генератора, сильно влияет на значение фиктивной магнитной проницаемости, а следовательно и на девиа цию выходной ЕДС, что вызывает (может весьма значительно при больших н) погрешность измерения усилий. При частотах более 500 Гц указанный эффект проявляется в значительно меньшей мере и при частоте 1 кГц девиа ция частоты fн = 1 % вызовет незначительную девиацию фиктивной магнит ной проницаемости ( ф = 0,12 %).

Выводы.

1 Показано, что работа базовой конструкции датчика имеет ряд осо бенностей, которые должны быть учтены при их проектировании.

2 Исследованы процессы в механическом, магнитоупругом и электро магнитном звеньях базовой унифицированной конструкции МД. Ус тановлена связь между выходным сигналом и влияющими парамет рами звеньев.

3 Показана возможность построения многодиапазонных датчиков на основе базовой конструкции за счет изменения места приложения усилия или многосекционности магнитопровода.

4 Получено аналитическое выражение для магнитной проницаемости материалов магнитопровода как функция начальной проницаемости, коэффициента магнитострикции и значения механических напряже ний.

5 Предложена методика уточнения расчета выходной характеристики датчика с учетом анизотропии магнитострикции в материале магни топровода.

6 Предложена методика повышения точности расчета характеристик МД на повышенных частотах намагничивания за счет введения фик тивной магнитной проницаемости, учитывающей поверхностный эффект.

Список литературы: 1. Безотосный В.Ф. Современные подходы и перспективные направления разработки систем управления по силовому параметру / В.Ф.Безотосный, В.В.Козлов, О.В.Набокова // Електротехніка та електромеханіка. – 2008. – № 3. – С. 5-6. 2. Безотосный В.Ф.

Повышение метрологических характеристик измерительных дифференциальных преобразовате лей / В.Ф.Безотосный, Е.В.Власенко // Тиждень науки : наук.-техн. конф., 10-14 квіт. 2006 р. : тез.

доп. /Зап. нац. техн. ун-т. Запоріжжя, 2006. С. 43-44. 3. Федосеев В.М. Сопротивление материалов / В.М.Федосеев. – М.: Наука, 1987. – 540 с. 4. Безотосный В.В. Вопросы унификации и динамиче ские характеристики магнитоупругих датчиков для каналов обратной связи устройств управления автоматизированным оборудованием / В.Ф.Безотосный, Ю.Е.Нитусов // Запорожье, 1988. – 11 с.

– Рукопись представлена Запорожским машиностроительным институтом им. В.Я.Чубаря. – Деп.

в УкрНИИНТИ 20.03.88. – №748 – Ук88. 5. Безотосный В.Ф. Використання частотно-балансного методу в системах керування обладнанням за силовим параметром / В.Ф.Безотосный, В.В.Козлов // Тиждень науки : наук.-техн. конф., 14-18 квіт. 2008 р. : тез. доп. / Зап. нац. техн. ун-т. Запоріж жя, 2008. – С. 131-132. 6. Безотосный В.Ф. Некоторые особенности проектирования электромаг нитных преобразователей усилий на рациональных частотах намагничивания / В.Ф.Безотосный.

В.В.Козлов, О.В.Набокова // Вестник национального технического университета «ХПИ». Техника и электрофизика высоких напряжений. – 2008. – № 44. – С. 19-24. 7. Ламмерянер И. Вихревые тока / И.Ламмерянер, М.Штафль. – М.: Энергия, 1987. – 210 с. 8. Безотосный В.Ф. Теоретико цепная модель магнитоупругих датчиков, вопросы их применения и расчета / В.Ф.Безотосный, Л.А.Смирнова // Труды МВТУ им. Н.Э.Баумана. – № 491. – С. 77-84.

Поступила в редколлегию 04.03. УДК 621.319. Л.З.БОГУСЛАВСКИЙ, канд. техн. наук, ст. науч. сотр., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

Я.П.СТРУК, ст. инж., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

А.Д.БЛАЩЕНКО, науч. сотр., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

Н.С.ЯРОШИНСКИЙ, инж., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев ИССЛЕДОВАНИЕ РАСТЕКАНИЯ ТОКА В КОНТУРЕ ЗАЗЕМЛЕНИЯ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ИМПУЛЬСНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ.

Описано дослідження розтікання струму в контурі заземлення та необхідності наявності окремо го контуру для генератора імпульсних токів. Видано рекомендації для побудови захисного зазем лення генераторів.

Research of spreading of current is described in the grounding mat and necessity of presence separate a grounding mat for the generator of impulse currents. It is given out the recommendation for the construc tion of the protective grounding of generators.

В настоящее время широкое применение в практике физических иссле дований, а также в промышленности получили электрогидроимпульсные (ЭГ) установки, способные формировать импульсы тока и высокого напряжения большой мощности.

Такими установками являются генераторы импульсных токов (ГИТ) медленного накопления энергии конденсаторной батареи и быстрого ее вы деления в нагрузку в форме импульса;

его амплитуда, длительность зависят от параметров разрядной цепи, т.е. емкости конденсаторной батареи, сопро тивления нагрузки, индуктивности разрядного контура и рабочего напряже ния.

Конструктивно такие генераторы состоят из силового блока (зарядного устройства, конденсаторной батареи, коммутационной аппаратуры, блоки ровки, ошиновки разрядной цепи и др.), силового низковольтного щита, пульта управления и технологического узла (нагрузки), которые согласно требованиям «Правил устройства электроустановок» (ПУЭ) [1] должны быть заземлены. Контур заземления для электроустановок с напряжением свыше 1000V должен иметь сопротивление менее 0,5 Ом для электрических сетей с глухозаземленной нейтралью.

Между разрядным контуром и конструкциями силового блока имеются емкостные связи, что приводит в момент разряда на корпусе конденсаторной батареи к повышению потенциала относительно низковольтной питающей сети. Контур заземления здания (цеха) является замкнутым и при заземлении разрядной цепи (конструкций силового блока и технологического узла) в двух точках и более возможен подъем потенциала на всем контуре заземления.

Опыт эксплуатации ЭГ установок, разрабатываемых в ИИПТ НАН Ук раины, с рабочим напряжением (5 – 50) кВ и импульсами разрядного тока (1 103) кА показал, что в аварийных режимах (короткое замыкание на на грузке, пробой на корпус установки, пробой блокировок и т.п.) имеют место выходы из строя низковольтного электрооборудования установки (электро двигатели, силовые клеммы, разъемы, катушки питания электромагнитных устройств и т.д.), а также электрооборудования, аппаратов и устройств, не связанных с установкой, но находящихся вблизи.

Вопросы заземления оборудования установок больших импульсных то ков (напряжений) недостаточно описаны в известных публикациях. Ввиду отсутствия нормативных документов, определяющих требования к заземле нию электрогидроимпульсных устройств, работающих при напряжениях вы ше 1000 В, в настоящей работе проведен анализ возможных токов растекания через заземлитель при работе таких установок и средств уменьшения наве денных токов на низковольтном оборудовании.

ЭГ установки, разрабатываемые в ИИПТ НАН Украины, подключаются, как правило, к трехфазной сети переменного тока частотой 50 Гц и напряжением 380 В и, в соответствии с ПУЭ, относятся к электроустановкам потребителей с напряжением до 1000 В, а, следовательно, блоки и узлы ЭГ установки должны быть заземлены, величина сопротивления заземляющего устройства должна быть не более 4 0м. Блок-схема ЭГ установки приведена на рис. 1.

ПУ – пульт управления;

ЩС – щит силовой;

ТУ – технологический узел, 1 – цеховой контур заземления;

2 – индивидуальный контур заземления Рисунок 1 – Блок-схема ЭГ установки Технической документацией на ЭГ установки предусматриваются тре бования:

– для разрядного контура установки наличие индивидуального контура заземления с сопротивлением не более 0,5 Ом;

– низковольтное оборудование ЭГ установки заземляется на внутрице ховой контур с Rз 4 Ом;

– отсутствие электрической связи внутрицехового контура с индивиду альным контуром заземления.

Как правило, между контурами 1 и 2 имеется связь по земле, но в случае идеальной изоляции между ними возникает угроза поражения человека элек трическим током из-за случайного прикосновения к двум предметам, зазем ленным на разные контуры, которые при аварии обладают разным потенциа лом.

Так, при глухозаземленной нейтрали источника питающей сети путь прохождения тока будет: фаза питающей сети – корпус установки потребите ля, заземляющее устройство потребителя – земля - заземляющее устройство нейтрали - нейтраль источника питающей сети.

Генератор импульсных токов ЭГ установки является автономным ис точником высокого напряжения и в аварийном режиме (пробой на корпус, режим короткого замыкания на нагрузке) путь прохождения больших им пульсных токов будет от плюса к минусу конденсаторной батареи через оши новку разрядной цепи или корпус генератора, минуя заземляющее устройство.

1 – корпус ГИТ;

2 – корпус высоковольтного трансформатора-выпрямителя (ВТВ);

3 – корпус высоковольтного импульсного конденсатора (конденсаторной батареи);

4 – разрядная камера (техузел);

R1 – токоограничение на входе ВТВ;

R2 – зарядный рези стор;

С – рабочая емкость конденсаторной батареи;

СП1 и СП2 – паразитные емкости выводов конденсаторной батареи относительно корпуса;

F – высоковольтный комму татор;

RH – сопротивление водного промежутка;

L1, L2, L3, L4 – индуктивности про водов;

R3, R4, R5 – активные сопротивления проводов.

Рисунок 2 – Схема генератора импульсных токов ЭГ установки Генераторы импульсных токов ЭГ установок конструктивно выполня ются отдельным блоком (рис. 2), в котором размещено высоковольтное за рядное устройство с токоограничением на входе, конденсаторная батарея, высоковольтный коммутатор и электроблокировки (с разрядом через сопро тивление и с выдержкой во времени, замыкающие выводы «+» и «» конден саторной батареи накоротко) Как видно из схемы ГИТ, протекание больших импульсных токов воз можно только по разрядной цепи, то есть «+» С – L1 – F – L2 – Rн – L3 – R3 – «» С.

Кроме емкости конденсаторной батареи С имеет место разряд паразит ной емкости СП по цепи: «+» СП1 –L1 – F – L2 – RН – L4 – R4 – корпус ГИТ корпус конденсаторной батареи 3 («» СП1).

При проектировании ГИТ влиянием паразитных емкостей конденсатор ной батареи СП1 и СП2 на растекание тока по корпусу генератора нельзя пре небрегать. Так, паразитная емкость на металлический корпус конденсатора ИКГ 50/1 (U = 50 кВ, С = 1 мкФ) составляет 2,8 · 10-3 мкФ, а в конденсатор ной батарее на 5 кДж паразитная емкость уже составит 11,2 · 10-3 мкФ, а сле довательно, и энергия разряда паразитной емкости через корпус ГИТ в случае зарядного напряжения 50 кВ составляет 14 Дж.

При работе ЭГ установки основное падение напряжения в разрядной це пи ГИТ определяется сопротивлением промежутка (RH 0).

В режиме короткого замыкания на нагрузке (RH = 0) падение напряже ния при разряде емкости С определяется индуктивностями ошиновки разряд ной цепи L1, L2, L3, а для паразитной емкости СП1 – индуктивностями оши новки L1, L2 и индуктивностью заземления L4.

Повышение потенциала на корпусе ГИТ, в котором заземление разряд ной цепи и корпуса выполнены по схеме, приведенной на рис. 1 зависит от величины индуктивности заземлителя L4 и является опасным для изоляции фаза-нуль питающей сети, а следовательно, и низковольтной аппаратуры.

Аналогично имеем при пробое с «+» С на элементы конструкции корпуса ГИТ цепь: «+» С – корпус ГИТ – L4 – R4– L3 – R3 – «» С. При этом имеет место повышение потенциала на корпусе ГИТ до рабочего напряжения уста новки, что может привести к аварийному режиму.

По схеме, приведенной на рис. 3, возможно провести анализ растекания тока в контуре заземления при пробое конденсаторной батареи на корпус ГИТ. В этом случае следует учитывать, что активные сопротивления оши новки R3 и заземляющего проводника R4 являются очень малыми и будут влиять лишь на затухание импульса разрядного тока. Амплитуду и частоту импульса разрядного тока определяют U, C и L3 + L4.

Имея ввиду, что частота импульса разрядного тока при пробое является высокой (10-100 кГц), определяющим при рассмотрении падения напряжения в разрядной цепи, заземляющих проводниках, магистрали заземления и земли являются их индуктивности. В табл. 1 приведены значения активного и ин дуктивного сопротивления медного проводника сечением 10 мм2 и длиной 1 м на разных частотах, рассчитанные по формулам [4, 5].

К – корпус ГИТ;

Ф–О – фаза – нуль питающей сети;

С – конденсаторная батарея ГИТ;

L3, R3 – индуктивность и активное сопротивление ошиновки разрядной цепи от «» С до технологического узла (разрядной камеры);

L4, R4 – индуктивность и активное со противление заземляющего проводника корпуса ГИТ;

L5, R5 – индуктивность и ак тивное сопротивление заземляющего проводника техузла к контуру заземления с R3= 0,5 Ом;

L9, L10, L11 – индуктивность магистрали заземления здания (цеха);

R9, R10, R11 – активное сопротивление магистрали заземления здания (цеха);

1 – зазем литель индивидуального контура ЭГ установки, R3 0,5 Ом;

2 – заземлитель контура заземления здания (цеха), R3 4 Ом;

3 – заземлитель контура заземления трансформа торной подстанции питающей сети, R3 0,5 Ом ;

4 – 5 – 6 – 7 – точки подключения заземляющих проводников к магистрали заземления ;

L6, L7, L8 – индуктивность за земляющих проводников щита силового, пульта управления и цехового оборудова ния;

R6, R7, R8 – активное сопротивление заземляющих проводников щита, пульта управления и цехового оборудования;

L12, R12 – индуктивность и активное сопро тивление заземляющего проводника между магистралью заземления и заземлителем 2;

L13, R13 – индуктивность и активное сопротивление заземляющего проводника трансформаторной подстанции к заземлителю 3;

LЗ (1-2), R3 (1-2)–индуктивность и активное сопротивление земли между заземлителями I и 2;

LЗ(2-3), R3(2-3)– индук тивность и активное сопротивление земли между заземлителями 2 и 3 ;

LЗ(1-3), R3(1 3) – индуктивность и активное сопротивление земли между заземлителями 1 и 3.

Рисунок 3 – Схема высоковольтного пробоя конденсаторной батареи на корпус ГИТ – фазу (нуль) питающей сети Таблица 1 – Зависимость от частоты активного и индуктивного сопротивления медного проводника сечением 10 мм2, длиной 1 м f, кГц 0,05 1 10 40 60 R, Ом 0,00162 0,00162 0,00194 0,00235 0,00242 0, L, Ом 0,0034 0,007874 0,0779 0,3071 0,4594 0, Кроме вышеизложенного, следует учитывать, что трансформаторные подстанции, как правило, оборудованы понижающими трехфазными транс форматорами 6300/380 вольт и по ПУЭ оборудованы заземлителем с сопро тивлением R3 0,5 0м, между заземлителями 1, 2 и 3 существуют электриче ские связи по земле с преобладанием индуктивных сопротивлений при высо ковольтном пробое на корпус ГИТ.

При пробое С на корпус ГИТ мгновенно увеличится потенциал корпуса относительно фаза - нуль питающей сети, что приведет к пробою на фазу с корпуса. При этом фаза питающей сети будет закорочена накоротко по цепи :

ТП – Ф – К – R4 – L4 – R5 – R3 (1-3) – L3 (1-3) – ТП, что вызовет резкое уве личение тока фазы и дальнейшее срабатывание защиты в силовом щите.

Приемники электроэнергии - трансформаторы, реле, электромагниты, электродвигатели для импульса разрядного тока являются большим сопро тивлением и пробой у них происходит на клеммах подвода питания, при этом, как правило, клеммы, разъемы, тумблера включения приборов подвер гаются тепловому разрушению током фазы питающей сети.

Следует иметь ввиду, что длительность импульса разрядного тока мала во времени (10 - 1000 мкс), а амплитуда его быстро затухает, и при пробое на фазу - нуль питающей сети такое же время он будет воздействовать на изоля цию всего низковольтного оборудования, питающегося от данной сети (сило вого щита, пульта управления и др. цехового оборудования), и может вызвать у них пробой с фазы на корпус прибора. Рассмотрим случай пробоя с фазы питающей сети на корпус силового щита (рис. 3).

При этом параллельно цепи К - R4 - L4 будет подключена цепь: Ф – кор пус ЩС – L6 – R6 – R9 –L9 – L12 – R12 – L3 (1-2) – R5(1-2) – L5 – K5 и по ней будет протекать импульсный ток, который создает падение напряжения на элементах цепи пропорционально их индуктивностям и активным сопро тивлениям. То есть по рис. 3 легко убедиться, что заземление низковольтного оборудования на заземлитель 2, а высоковольтного оборудования – на зазем литель I при высоковольтном пробое на корпус ГИТ и дальнейшем пробое на фазу - нуль питающей сети создает растекание тока по земле между заземли телями I и 2. При этом возникающее импульсное шаговое напряжение на зем ле будет тем больше, чем больше сопротивление R3 (1-2) и L3 (1-2), где – круговая частота разрядного тока, Гц.

Из вышесказанного следует, что для обеспечения безопасности людей, находящихся в зоне растекания тока между заземлителями I и 2, необходимо как можно меньшее сопротивление земли, т.е. прямая электрическая связь между ними.

Из рис. 3 можно заметить, что чем больше сопротивление заземляющего проводника L5, R5, тем меньше величина импульсного тока в момент пробоя на фазу - нуль питающей сети будет протекать между заземлителями I и 2, а при L5, R5 импульсный ток растекания по земле будет равен нулю.

То есть идеальным вариантом ГИТа является такая конструкция, в кото рой разрядная цепь изолирована от земли или имеет связь с ней через боль шое сопротивление. Но изолировать разрядную цепь ГИТ от земли в ЭГ ус тановках практически невозможно из-за громоздкости технологического уз ла, использования корпуса разрядной камеры в качестве отрицательного электрода, электрической связи корпуса камеры с корпусами электроприем ников механизма перемещения электрода, заземление которых оговорено требованиями ПУЭ, ПТЭ и ПТБ [1,4,5].

Возникает вопрос – нужен ли на ЭГ установку индивидуальный контур с сопротивлением заземления 0,5 Ом? Доказано выше, что при высоковольт ном пробое на фазу - нуль питающей сети, наличие такого заземлителя 1 соз дает растекание импульсного тока в зоне обслуживания установки и небезо пасно для обслуживающего персонала.

При пробое с корпуса ГИТ на фазу импульсное напряжение с зазем ляющего проводника корпуса ГИТ (R4, L4) будет приложено через магиcтраль заземления здания и фазу - нуль питающей сети ко всем потреби телям электроэнергии (рис. 4). Последующий пробой с фазы - нуль в любом из электроприемников резко снижает потенциал импульса разрядного напря жения на других электроприборах.

Рисунок 4 – Схема высоковольтного пробоя конденсаторной батареи на корпус ГИТ – фазу (нуль) питающей сети при электрическом соединении контуров заземления. Обо значения соответствуют рис.3.

Рассмотрим пробой в силовом щите с фазы на корпус импульсным на пряжением. При пробое параллельно R4, L 4 будет подключена цепь: фазный провод - корпус ЩС, L6, R6, L5, R5 и по ней будет протекать импульсный ток. При этом потенциал импульсного напряжения на фазе остальных потре бителей электроэнергии будет определяться падением напряжения на сопро тивлении L6, R6.

При пробое импульсным напряжением в любом другом электроприем нике c фазы на его корпус, который находится на значительном расстоянии от ГИТ, будет иметь место протекание импульсного тока по магистрали за земления здания: R9, L9, R10, L10, что вызовет повышение потенциала на магистрали. При этом опасности поражения импульсным током обслужи вающего персонала не будет, так как корпуса электроприемников, магистраль заземления в месте их соединения и человек, прикоснувшийся к прибору, бу дет иметь одинаковый потенциал. Безопасным является и отсутствие в дан ном случае растекания импульсного тока по земле.

Анализ схемы рис. 3 и рис. 4 показывает, что определяющим в повыше нии потенциала между корпусом ГИТ и фазой–нуль питающей сети при про бое с «+» С на корпус ГИТ, является падение напряжения на заземляющем проводнике. Как правило, заземление корпуса ГИТ осуществляется медным неизолированным проводом сечением не менее 16 мм2, длиной до нескольких метров, который может иметь случайные прикосновения к другим приборам и металлоконструкциям и вызывать на них повышенный потенциал при про бое на корпус ГИТ. На практике корпус ГИТ не всегда изолирован от пола (земли) и кроме точки заземления может иметь случайное соприкосновение с металлоконструкциями, что может вызвать растекание тока и по другим це пям пробоев на корпус. Поэтому для заземления корпуса ГИТ целесообразно использовать специально изолированный проводник.

Как выше было сказано, импульсные высоковольтные конденсаторы в металлическом корпусе обладают достаточно большой емкостью СП1 и СП между высоковольтными выводами и корпусом. Соединение корпуса ГИТ с корпусом конденсаторной батареи, как показано на рис. 2, является нежела тельным, т.к. при разряде СП1 падение напряжения на заземляющем провод нике корпуса ГИТ – L4 в режиме короткого замыкания на нагрузке и в ава рийном пробое на корпус конденсатора будет достаточно большим, что вы зовет повышенный потенциал корпуса ГИТ относительно фазы – нуль пи тающей сети. Рассмотрим вариант конструкции ГИТ, в котором конденсато ры емкостного накопителя изолированы от корпуса ГИТ.

Хорошие результаты получены в схеме с изолированными корпусами конденсаторов емкостного накопителя энергии от корпуса ГИТ и с даль нейшим их заземлением в общую точку «0» через электрическое соединение заземления разрядной цепи ГИТ (рис. 5).

Как видно из рисунка, разряд паразитной емкости СП1 будет происхо дить по цепи : «+» СП1 – L1 – F – L2 – RH – L6 – R6 – «–»CП1. При этом повы шения потенциала в импульсе на корпусе ГИТ из-за разряда СП1 не будет.

1 – корпус ГИТ;

2 – изолятор;

3 – корпус конденсатора;

Cгк – емкость между корпусом ГИТ и батареей накопителя. Остальные обозначения см. пояснения к рис. 2.

Рисунок 5 – Схема разрядной цепи ГИТ с изолированным корпусом емкостного накопителя от корпуса Изолятор 2 выбирается из условия действия импульсного напряжения на него. Соединение корпусов конденсаторов в батарее должно быть надежным, соединение корпуса батареи с точкой «0» заземления разрядной цепи выпол няется заземляющим проводником в изоляции.

Недопустимым является наличие 2-х и более точек заземления разрядой цели, так как падение напряжения на отрезке ошиновки между ними создает повышенный потенциал и на заземляющих проводниках.

Применение в ЭГ установках электронных приборов в цепях автома тики, пуска, контроля и регистрации импульсов разрядного тока, напряжения, давления и т.д. требует их экранирования из-за наличия электромагнитного поля вблизи разрядного контура. Кроме указанного, рекомендуется такие приборы подключать к питающей сети через разделяющие трансформаторы, так как в питающую сеть возможно проникновение импульсной помехи через емкостные связи между разрядной цепью, элементами корпуса ГИТ и фазой – нуль питающей сети. Следует иметь ввиду, что сам трансформатор не являет ся препятствием для высокочастотной помехи, так как трансформация сигна ла помехи происходит не по виткам, а по емкости между обмотками, поэтому в разделяющем трансформаторе между рабочими обмотками должна быть экранная обмотка или экран. Экранная обмотка соединяется с корпусом трансформатора и заземляющим проводником с магистралью заземления в месте его размещения.

Хорошие результаты получены при использовании в качестве разде ляющего трансформатора 2-х промышленных одинаковой мощности и на пряжениями на входе – выходе.

Исследования проводились на лабораторной ЭГ установке, собранной по схеме рис. 5 и оборудованной индивидуальным контуром заземления с со противлением заземлителя менее 0,5 Ом. Накопителем энергии являлся кон денсатор типа ИК50/1,35 с рабочим напряжением до 50 кВ и емкостью 1, мкФ. В опытах водный промежуток в разрядной камере был закорочен, то есть установка работала в режиме короткого замыкания на нагрузке. Опыты проведены при рабочем напряжении 24 кВ. Осциллографирование напряже ний осуществлялось с помощью двух активных делителей с коэффициентом деления 600 каждый путем подключения их высоковольтных вводов на на грузку, а низковольтных выводов на – входы дифференциального усилителя осциллографа С8-14. Измерение токов осуществлено с использованием шун та.

а б в а – напряжение на электроде разрядной камеры и ток в разрядной цепи, б – ток в цепи проводника L5, заземляющего разрядный контур ГИТ с индивидуальным контуром заземления, в – ток в цепи проводника L5 при присоединении индивидуального кон тура заземления к цеховому контуру. Развертка 20 мкс/дел.

Рисунок 6 – Характерные разрядные осциллограммы На рис. 6 приведены характерные осциллограммы разрядных процессов.

При этом на рис.6,а приведены напряжение на электроде разрядной камеры и тока в разрядной цепи при Rн = 0. Частота разрядного тока составляет 43, кГц, амплитуда первой полуволны разрядного тока - 8,16 кА. На рис.6,б при ведена осциллограмма тока в цепи проводника L5, заземляющего разрядную цепь ГИТ на индивидуальный контур заземления с Rз 0,5 Ом и контур за земления лаборатории. На рис.6,в приведена осциллограмма тока в цепи про водника, заземляющего разрядный контур ГИТ с индивидуальным контуром заземления установки с R3 0,5 Ом и магистралью заземления цехового кон тура с R3 4 Ом. В эксперименте индивидуальный и цеховой контур соеди нены вместе в одну общую точку.

Сравнивая осциллограммы рис. 6, можно убедиться, что растекание тока в контур заземления не наблюдается, а следовательно, применение на ЭГ установках индивидуального контура заземления не оправдано как с техни ческой стороны, то есть обеспечения безопасности обслуживания и защиты низковольтного оборудования при высоковольтном разряде, так и со стороны материальных затрат на его изготовление.

Полученные результаты позволяют высказать ряд предложений по за землению электрогидроимпульсных установок, направленных на безопас ность их эксплуатации и исключение влияния токов растекания на аппарату ру управления:

При наличии на ЭГ установке индивидуального заземлителя с Rз 0, Ом и магистрали заземления здания (цеха) с сопротивлением Rз 4,0 Ом ре комендуется их электрически соединить в одной точке.

Для заземления высоковольтного и низковольтного оборудования ЭГ установок достаточным является использование цеховой магистрали контура заземления.

Конденсаторы высоковольтного накопителя энергии рекомендуется изо лировать от корпуса ГИТ и изолированным проводником соединить с точкой заземления разрядной цепи ГИТ.

Электронные приборы, находящиеся в цепях автоматики, пуска, контро ля и измерения параметров импульсов разрядного тока, напряжения и давле ния, рекомендуется подключать к питающей сети через разделяющие транс форматоры.

Список литературы: 1. Правила устройства электроустановок. – Харьков: Индустрия, 2007. – 416 с. 2. Дубровский И.М., Егоров Б.В., Рябошапка К.П. Справочник по физике. – К.: Наукова думка, 1986. – 557с. 3. Калантаров П.Л., Цейтлин Л.А. Расчет индуктивностей: Справочная кни га. – 3-е изд., перераб. и доп. – Л.: Энергоатомиздат;

Ленингр. отделение, 1986. – 488 с. 4. Прави ла технічної експлуатації електроустановок споживачів. – Харків: Індустрія, 2007. – 272 с. 5. До лин П.А. Основы техники безопасности в электроустановках. – М.: Энергия, 1979. – 473 с.

Поступила в редколлегию 12.03. УДК: 537.528+621.3.011. А.И.ВОВЧЕНКО, д-р техн. наук, проф., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

Н.П.ДИВАК, аспирант, Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев СИНТЕЗ ЕМКОСТНЫХ ЭНЕРГОИСТОЧНИКОВ ДЛЯ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ЭЛЕКТРОТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ УСТАНОВОК С УЧЕТОМ ПРЕДРАЗРЯДНЫХ ПРОЦЕССОВ Методом чисельного моделювання з урахуванням передрозрядних процесів проведено дослі дження впливу параметрів електродних систем та робочого середовища (води) на вибір парамет рів ємнісного енергоджерела (L, C, Uз) високовольтної електротехнологічної установки, яка пра цює у заданому енергетичному режимі та при мінімумі відносних передпробивних втрат енергії.

Виконано аналіз та узагальнення результатів розрахунків.

According to the method of numerical modeling, taking into the account processes preceded a discharge, the investigation of the influence of electrode system parameters and operation surroundings (water) on the choice of capacity power supply parameters (L, C, Uз) of high voltage electrotechnical machine which works in specified energy mode with the minimum of relative energy losses preceded a discharge is made. Analysis and generalization of the calculation results are carried out.

Из всего сложного комплекса явлений, возникающих при электрическом разряде в жидкости, чаще всего в электрогидроимпульсных (ЭГИ) техноло гиях используется трансформация электрической энергии в энергию ударных волн [1]. Излучаемая быстрорасширяющимся плазменным каналом (порш нем) волна давления используется для различного рода деформаций: разру шения, формообразования и т.д. [2]. Для достижения максимального эффекта воздействия на объект обработки следует обеспечить наиболее оптимальное пространственно-временное распределение воздействия силовых нагрузок на него (волн давления P(t)), а значит, и необходимый закон выделения энергии в канале разряда [2], который определяется различными соотношениями внешних регулируемых параметров разрядной цепи L, C, Uз (L – индуктивно сти, C – электрической емкости конденсаторной батареи, Uз – зарядного на пряжения емкостного накопителя энергии) и величиной межэлектродного промежутка l [2]. То есть оптимизация ЭГИ технологического процесса сво дится к обеспечению как согласования емкостного энергоисточника с нагруз кой с целью максимального выделения в ней энергии, так и возможности формирования высоковольтной электротехнологической установкой (ВЭУ) заданного распределения давления в зоне объекта обработки.

Распространенным и простым способом, не требующим создания до полнительных устройств, является способ формирования плазменного канала высоковольтным пробоем разрядного промежутка. Под воздействием высо кого напряжения, приложенного между положительным и отрицательным электродами, образуется и развивается сеть лидеров. Один из лидеров или серия их замыкает разрядный промежуток. Динамика роста системы лидеров определяет величину предпробивных потерь энергии, которые необходимо учитывать в ЭГИ технологиях. Эти потери зависят от электрических пара метров разрядной цепи, геометрии электродной системы (re – радиус закруг ления стержня положительного электрода, le – длина оголенной части поло жительного электрода, Se – площадь оголенной части положительного элек трода, l – длина межэлектродного промежутка), удельной электропроводно сти рабочей среды v [1,3-5]. С момента подачи напряжения на электроды и до замыкания межэлектродного промежутка плазменным каналом разряда в разрядной цепи наблюдается рост тока и спад напряжения, то есть происхо дит отбор энергии, запасенной в конденсаторной батарее. Эта энергия затра чивается на формирование канала разряда – пробой межэлектродного проме жутка [4] и должна быть учтена при практическом использовании высоко вольтного разряда в качестве источника мощных гидродинамических возму щений в ВЭУ.

В работе [6] представлен подход по оптимизации ЭГИ технологий с ис пользованием решения обратных задач, позволяющий проводить синтез па раметров емкостных энергоисточников с учетом нелинейности разрядного канала в зависимости от функции давления в точке рабочей среды. Предло женные в [6] алгоритмы и математические модели позволяют решить задачу по определению параметров емкостного энергоисточника L, C, Uз при из вестной или наперед заданной величине относительных предпробивных по терь энергии f (f – доля энергии от запасенной, затрачиваемой на формирова ние канала разряда), удельной электропроводности рабочей среды, геомет рии электродной системы. Показано, что оптимальные параметры емкостного энергоисточника определяются не только требуемым пространственно временным распределением силовых нагрузок, но и величиной предпробив ных потерь энергии (непроизводительные потери).

Задачи, поставленные в работе. Учитывая тот факт, что при неудачном сочетании параметров геометрии электродной системы (re, le, Se, l) и прово димости рабочей среды (v) величина f может достигать значения единицы (разряд не завершается пробоем), представляет научный и практический инте рес исследование влияния предразрядных процессов на синтез емкостного энер гоисточника, обеспечивающего требуемое технологией пространственно временное распределение давления на объект обработки и определение на этой основе наиболее рациональных сочетаний свойств рабочей среды, геометрии электродной системы и межэлектродного промежутка, обеспечивающие одно временно и минимальные относительные непроизводительные потери энергии.

Для выполнения поставленных в работе задач в качестве исходных дан ных для численного моделирования использованы полученные расчетным путем по гидродинамическим характеристикам канала разряда, которые най дены по известной функции давления в точке рабочей среды P(t) (рис.1) [6], электродинамические характеристики канала разряда (функции протекающе го тока I(t) и электрической мощности, выделяемой на активном сопротивле нии канала разряда N(t)) (рис. 2).

Рисунок 1 – Давление P(t) в точке среды Рисунок 2 – Функции тока I(t) (а) и удельной на единицу длины канала разряда мощности N(t)/la (б) По функциям тока I(t) и удельной на единицу длины канала разряда мощности N(t)/la (рис. 2) определялась величина удельного на единицу длины канала разряда падения напряжения на разрядном промежутке в момент его пробоя Uпр/lа с использованием соотношения, полученного в [6]:

( ) U np 0,92 0,65 Nm =, (1) ( ) I m l a (1 0,85 ) 3 0,37 + 0,6 la где Nm – максимум мощности, Вт;

Im – максимум тока, А;

– критерий подо бия электродинамических характеристик разряда, который характеризует ре жим разряда, при = 1 разряд – критический;

алгоритм определения пред ставлен в [6].

Величина удельного напряжения, рассчитанная по формуле (1) В/м U np = 1,05 10. (2) la Напряжение на разрядном промежутке в момент его пробоя в зависимо сти от геометрии электродной системы, удельной электропроводности воды, величины относительных потерь энергии может быть определено из выра жения [6]:

l ((100 l + 1,25) 1,25 ) 35S,3 C + 1,82 10 re ln 4, (3) 2 2 e v U np = 1 f r * f e 6 2 * где = 0,3610 В с/м – постоянная;

С – величина «удельной» на единицу длины канала разряда электрической емкости конденсаторной батареи, Фм, выражения для определения С* представлены в [6].

Условие (2) определяет необходимую удельную мощность N(t)/la (рис.2), давление в точке среды P(t) (рис.1), при различных сочетаниях величин удельной электропроводности воды, межэлектродного промежутка и элек тродных систем. Однако наибольший практический интерес представляет выбор таких сочетаний вышеперечисленных величин (re, Se, l), которые бы обеспечили минимальную величину относительных предпробивных потерь fmin.

С использованием выражений (2) и (3) исследована зависимость вели чины относительных предпробивных потерь f(l) для изменяемой геометрии электродных систем (меняется re и, соответственно, с re изменится Se) (рис.3).

При этом удельная электропроводность водопроводной воды принята v = 0,055 См/м, характерная для Николаевского региона, а длина оголенной части положительного электрода l e =0,05 м.

Рисунок 3 – Изменение относительных предпробивных потерь энергии f от длины разрядного промежутка l и радиуса закругления электрода re Как следует из рис. 3 функциональные зависимости f(l) имеют миниму мы при различных значениях re. Следовательно, имеется возможность синтез емкостного энергоисточника проводить и с условием минимальных относи тельных предпробивных потерь энергии fmin. Для примера в табл. 1 представ лены расчетные величины параметров емкостного накопителя (L, C, Uз) и со ответствующие им величины re, l, обеспечивающие заданный импульс дав ления P(t) (рис. 1) и fmin. Расчет проводился в соответствии с алгоритмом, из ложенным в [6].

Таблица 1 – Параметры энергоисточников высоковольтных электротехноло гических установок при различных значениях re, при условии fmin re, мм l, м С, мкФ L, мкГн Uз, кВ fmin 3 0,03 1,65 3,86 74,1 0, 4 0,04 1,37 4,65 90,5 0, 5 0,05 1,19 5,37 106,2 0, Таким образом, формирование заданного импульса давления P(t) на объ екте обработки возможно при наиболее целесообразном сочетании геомет рии электродной системы и параметров энергоисточника ВЭУ, которые обеспечат необходимый режим энерговвода с минимально возможными от носительными предпробивными потерями энергии, то есть будет реализован оптимальный энергетический режим в ЭГИ технологиях.

Формирование электроразрядного канала в воде существенно определя ется ее удельной электрической проводимостью [5], которая различна в зави симости от регионов, а также может меняться непосредственно в технологи ческом процессе по самым различным причинам.

Рисунок 4 – Зависимость величины относительных предпробивных потерь энергии от длины разрядного промежутка при v = 0,08 См/м (а) и v = 0,1 См/м (б).

Таким образом, для эффективного использования энергии електрораз рядных процессов при эксплуатации ВЭУ, а также при определении опти мальных параметров емкостного энергоисточника при fmin, необходимо учи тывать и величину удельной электропроводности воды. Исследования влия ния v на определение оптимальных параметров емкостного накопителя с ис пользованием выражений (2) и (3) представлены серией функциональных за висимостей f(l) для различных электродных систем (меняется rэ) при v = 0, См/м и v = 0,1 См/м (рис.4).


Полученные функциональные зависимости (рис.4) позволяют выполнить расчет параметров емкостного энергоисточника ВЭУ (L, C, Uз) и выбрать со ответствующие длины разрядных промежутков (l) (табл. 2) при условии ми нимальных относительных предпробивных потерь энергии.

Таблица 2 – Оптимальные расчетные параметры емкостного энергоисточника и соответствующие величины fmin, v, re и l re, С, L, Uз, Nm/la, 1, l, м fmin мм мкФ мкГн кВ ГВт/ м мкс v = 0,055 См/м 3 0,034 1,65 3,86 74,1 0, 6,87 8,82 0, 4 0,04 1,37 4,65 90,5 0, 5 0,047 1,18 5,37 106,2 0, v = 0,08 См/м 3 0,033 1,68 3,79 74,09 0, 6,87 8,82 0, 4 0,039 1,40 4,53 90,4 0, 5 0,045 1,22 5,20 105,8 0, v = 0,1 См/м 3 0,033 1,70 3,74 74 0, 6,87 8,82 0, 4 0,039 1,43 4,50 90,2 0, 5 0,044 1,25 5,08 105,59 0, Для подтверждения достоверности полученных результатов (табл. 2) по рассчитанным параметрам емкостного энергоисточника ВЭУ для каждого случая были также рассчитаны значения критерия подобия электрических характеристик:

A la =3, (4) U np LC где А = 0,25·105 В2·с/м2 – искровая постоянная;

длительность первого полупе риода тока 1:

1 = (1 + ) LC, (5) а также значение максимальной удельной электрической мощности Nm/la [2]:

( ) U np Nm C (1 0,85 ) 0,37 + 0,6.

3 = (6) la la L Расчетные величины длительности первого полупериода тока 1, крите рий подобия электрических характеристик и удельное значение амплитуды электрической мощности Nm/lа для всех случаев одинаковы и соответствуют исходным данным, которые представлены на рис. 2, что является подтвер ждением того, что рассчитанные параметры ВЭУ реализуют один и тот же режим разряда, а следовательно, и P(t), при условии минимальных относи тельных предпробивных потерь энергии.

Выводы 1. На основе исследований энергетических параметров предразрядных процессов получил дальнейшее развитие подход на базе решения об ратных задач по оптимизации ЭГИ технологий, использующих вы соковольтный пробой конденсированных сред (воды).

2. Научно обоснована возможность реализации требуемого технологи ей оптимального импульса P(t), воздействующего на объект обра ботки при условии минимальных относительных предпробивных по терь энергии, при взаимосогласованном выборе параметров емкост ного энергоисточника (L, C, Uз), электродных систем (re) и величины межэлектродного промежутка (l).

3. Изменение удельной электропроводности воды в процессе эксплуа тации ВЭУ в ЭГИ технологиях в пределах (0,055–0,1) См/м не влечет за собой корректировку параметров емкостного энергоисточника (параметры меняются в пределах 10 %, что лежит в рамках расчет ной погрешности для инженерных расчетов).

Список литературы: 1. Гулый Г.А. Научные основы разрядноимпульсных технологий. – Киев:

Наукова думка, 1990.– 208 с. 2. Кривицкий Е.В., В.В.Шамко Переходные процессы при высоко вольтном разряде в воде. – Киев: Наукова думка, 1979. – 208 с. 3. Кужекин И.П. Импульсный пробой и канал разряда в жидкости: Дис. канд. техн. наук. 05.09.05. / Моск. энерг. ин-т. – М., 1967. – 186 с. 4. Малюшевсий П.П. Основы разрядно-импульсной технологии. – Киев: Наукова думка, 1983. – 258 с. 5. Кривицкий Е.В. Динамика электровзрыва в жидкости. – Киев: Наукова думка, 1986. – 208 с. 6. Вовченко А.И., Дивак Н.П., Тертилов Р.В. Оптимизация электрогидроим пульсных технологий и выбор соответсвующих режимов работы источников энергии для них // Техническая электродинамика. – 2009. – № 6. – С. 54-60.

Поступила в редколлегию 22.03. УДК 621.316. З.А.ВОРОНИНА, зав. отд., НТУ «ХПИ»;

О.Ю.ГЛЕБОВ, ст. науч. сотр., НТУ «ХПИ»;

В.О.ЕРЕМЕЕВ, зав. сектором, НТУ «ХПИ»

ОПРЕДЕЛЕНИЕ УРОВНЕЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПОМЕХ В КАБЕЛЯХ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ СВЯЗИ ПРИ КОРОТКОМ ЗАМЫКАНИИ НА ШИНАХ ПОДСТАНЦИИ С ЦЕЛЬЮ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ СОВМЕСТИМОСТИ В статті наведено розрахункові схеми та математичні вирази щодо визначення рівнів електромаг нітних завад в кабелях високочастотного зв’язку при короткому замиканні на шинах підстанцій високої напруги з метою забезпечення електромагнітної сумісності на енергетичних об’єктах.

For the purpose to provide the electromagnetic compatibility of substation, there are an analytical mod els and mathematical equations for determination of electromagnetic disturbance into high-frequency connection cables during short circuit on high-voltage buses are given in the paper.

Введение. Короткое замыкание (КЗ) на шинах подстанции является од ним из наиболее мощных источников электромагнитных помех для всех вто ричных цепей, в том числе и для цепей высокочастотной (ВЧ) связи. КЗ вы зывает переходные процессы в электрической сети, которые сопровождаются протеканием токов по заземляющему устройству подстанции (от 10 кА до кА в электрических сетях с заземленной нейтралью). При этом ток КЗ имеет как низкочастотную (НЧ) составляющую промышленной частоты 50 Гц, так и ВЧ составляющую, лежащую в диапазоне частот от 50 кГц до 1 МГц. Наря ду с КЗ, также одним из наиболее мощных источников электромагнитных помех для всех вторичных цепей является прямой удар молнии, который вы зывает переходные процессы, сопровождаемые протеканием по заземляюще му устройству подстанции импульсных токов амплитудой до 200 кА в диапа зоне частот от 30 кГц до 150 кГц.

Для обеспечения электромагнитной совместимости (ЭМС) должны быть известны [1]: электромагнитная обстановка (ЭМО), которая характеризуется амплитудными значениями напряжений и токов источника помех, напряжен ностями поля, частотными спектрами, крутизной фронтов;

механизм связи, который характеризуется коэффициентами затухания или передаточными функциями;

чувствительность приемника помех, которая характеризуется пороговыми значениями помех в частотной и временной областях.

Различают следующие механизмы связи электромагнитных воздействий [2]: гальваническая связь (через проводники);

связь через электрическое поле (через емкости);

связь через магнитной поле (через индуктивности);

связь че рез излучение. Подобное разделение механизмов связи является весьма ус ловным, поскольку в реальных электрических цепях два и более механизма проявляются одновременно, но для анализа процессов данное разделение ме ханизмов связи является достаточно удобным.

Общие положения. При КЗ на шинах подстанции (ПС) вторичные цепи ВЧ связи оказываются гальванически связанными с первичными (высоко вольтными) цепями подстанции. Поэтому в настоящей статье рассматривает ся только гальваническая связь.

Гальваническая связь возникает, если некоторое полное сопротивление оказывается общим для двух или нескольких контуров. При сравнимых мощ ностях источников энергии обоих контуров, ток второго контура может вы звать помеху в первом контуре. Однако на энергообъектах мощность источ ника энергии первого контура значительно превышает мощность источника энергии второго контура. Поэтому влиянием второго контура на первый мож но пренебречь. К тому же, для решения задач по обеспечению ЭМС на энер гообъектах, влияние второго контура на первый не представляет практиче ского интереса и поэтому далее не рассматривается.

Гальваническая связь между первичными и вторичными цепями энерго объектов возникает также и в случае срабатывания разрядников или нели нейных ограничителей перенапряжения (ОПН). В случае КЗ на шинах влияющим воздействием является ток замыкания, в случае срабатывания раз рядников или ОПН – ток, протекающий через эти элементы, в случае прямого удара молнии влияющим воздействием является ток молнии.

На рис. 1 приведена эквивалентная схема гальванической связи, пояс няющая механизм взаимного влияния первого и второго контура.

& I & U1 Z2 Z ZC & UC U1 – напряжение источника первого контура;

I1 – ток в первом контуре;

UП – напря жение помехи во втором контуре;

IП – ток помехи во втором контуре;

Z1 – полное со противление нагрузки первого контура;

Z2 – полное сопротивление нагрузки второго контура;

ZC – полное сопротивление связи;

UС – напряжение на сопротивлении связи Рисунок 1 – Эквивалентная схема гальванической связи Ток I1 в первом контуре создает на общем сопротивлении ZC (сопротив ление связи) падение напряжения UС:

& ZC Z U C = &1 Z C = U & & = U 1. (1) I Z +Z Z1 + Z C 1 C Напряжение UС во втором контуре накладывается на полезный сигнал в виде напряжения помехи общего вида.

Помехи в кабеле ВЧ связи при КЗ на шинах ПС. На рис. 2 приведена схема, поясняющая возникновение помех в данном случае.

Z1 & I Z ПР I3 & & U ВЧА & UП Z ФП & I ZC & Z ВЧА U ФП Z C & UC U1 – напряжение источника помех;

I1 – ток КЗ в первом контуре;

Z1 – сопротивление первого контура;

ZC1 – сопротивление горизонтального заземлителя между точками заземления экрана РК кабеля (сопротивление заземлителя);

ZC2 – сопротивление за земленного с двух сторон экрана РК кабеля (сопротивление экрана);

ZПР – сопротив ление жилы РК кабеля (сопротивление жилы);

ZВЧА – сопротивление входного фильт ра ВЧ аппаратуры (сопротивление ВЧА);

ZФП – сопротивление фильтра присоедине ния (сопротивление ФП);

UП – напряжение помехи;

UВЧА – напряжение на входе ВЧ аппаратуры Рисунок Сопротивление второго контура Z2 состоит из трех последовательно со единенных участков ZПР, ZВЧА и ZФП:

Z 2 = Z ПР + Z ВЧА + Z ФП. (2) Сопротивление связи ZC состоит из трех параллельно соединенных уча стков ZC1, ZC2 и Z2:

Z C1 Z C 2 Z ZC =. (3) Z C1 Z C 2 + Z 2 (Z C1 + Z C 2 ) Напряжение UС определяется током КЗ I1 и сопротивлением связи ZC по формуле (1) с учетом формулы (3). Ток I3, который протекает через ВЧ аппа ратуру определяется отношением напряжения UС к сопротивлению Z2.


Напряжение UП помехи определяется током I3 и сопротивлением ZФП:

&Z Z ФП U П = & 3 Z ФП = U C ФП = U C & &. (4) I Z ПР + Z ВЧА + Z ФП Z На высоких частотах напряжение UП зависит от соотношения индуктив ных сопротивлений ZВЧА и ZФП. Если ZФП ZВЧА, то UП UС. Если ZФП ZВЧА, то UП 0. На низких частотах емкостная составляющая ZФП значитель но больше чем ZВЧА и ZПР, поэтому UП UС.

Напряжение UВЧА на входе ВЧ аппаратуры определяется током I3 и со противлением ZВЧА:

&Z Z ВЧА U ВЧА = & 3 Z ВЧА = U C ВЧА = U C & &. (5) I Z ПР + Z ВЧА + Z ФП Z На высоких частотах напряжение UВЧА зависит от соотношения индук тивных сопротивлений ZВЧА и ZФП. Если ZФП ZВЧА, то UВЧА 0. Если ZФП ZВЧА, то UВЧА UС. На низких частотах емкостная составляющая ZФП зна чительно больше чем ZВЧА и ZПР, поэтому UВЧА 0.

Ток I2, протекающий по экрану и оказывающий термическое воздейст вие на изоляцию РК кабеля, определяется отношением напряжения UС к со противлению экран ZC2.

Если напряжение помехи UП превысит электрическую прочность изоля ции РК кабеля или ток I2 вызовет расплавление этой изоляции, то произойдет КЗ в РК кабеле, как показано на рис. 3. Кроме КЗ в РК кабеле возможен также обрыв экрана или жилы кабеля.

Z1 & I Z ПР I3 & & U ВЧА & UП = Z ФП & I ZC & Z ВЧА U ФП Z C & UC Рисунок Помехи в замкнутом кабеле ВЧ связи при КЗ на шинах ПС. На рис. приведена схема, поясняющая возникновение помех в данном случае.

Сопротивление второго контура Z2 состоит из двух последовательно со единенных участков ZПР и ZВЧА:

Z 2 = Z ПР + Z ВЧА. (6) Сопротивление связи ZC определяется по формуле (3) с учетом (6).

Напряжение UС определяется по формуле (1) с учетом (6). Напряжение в месте пробоя РК кабеля равно нулю UП = 0. Ток I3, который протекает че рез ВЧ аппаратуру, определяется отношением напряжения UС к сопротив лению Z2.

Напряжение UВЧА определяется током I3 и сопротивлением ZВЧА:

&Z Z ВЧА U ВЧА = & 3 Z ВЧА = U C ВЧА = U C & &. (7) I Z ПР + Z ВЧА Z На высоких частотах сопротивление ZВЧА велико, поэтому UВЧА UС. На низких частотах напряжение UВЧА определяется соотношением сопротивле ний ZВЧА и ZПР. Если ZВЧА ZПР, то UВЧА UС. Если ZВЧА ZПР, то UВЧА 0.

Помехи в кабеле ВЧ связи с оборванным возле ФП экраном при КЗ на шинах ПС. На рис. 4 приведена схема, поясняющая возникновение помех в данном случае.

Z1 & I Z ПР I3 & & U ВЧА & UП Z ФП ZC & Z ВЧА U1 & = I ФП Z C & UC Рисунок Сопротивление Z2 определяется по формуле (2).

Сопротивление ZC связи состоит из двух параллельно соединенных уча стков ZC1 и Z2:

Z Z Z C = C1 2. (8) Z C1 + Z Напряжение UС определяется по формуле (1) с учетом (8). Ток I3, кото рый протекает через ВЧ аппаратуру, определяется отношением напряжения UС к сопротивлению Z2.

Напряжение UП определяется током I3 и последовательно соединенными сопротивлениями ZПР и ZВЧА:

& Z + Z ВЧА = U Z ПР + Z ВЧА U П = & 3 (Z ПР + Z ВЧА ) = U C ПР & &. (9) I C Z ПР + Z ВЧА + Z ФП Z Напряжение UВЧА определяется током I3 и сопротивлением ZВЧА:

&Z Z ВЧА U ВЧА = & 3 Z ВЧА = U C ВЧА = U C & &. (10) I Z ПР + Z ВЧА + Z ФП Z На высоких частотах напряжения UП и UВЧА зависят от соотношения ин дуктивных сопротивлений ZВЧА и ZФП. Если ZФП ZВЧА, то UП UВЧА 0.

Если ZФП ZВЧА, то UП UВЧА UС. На низких частотах емкостное сопро тивление ZФП велико и напряжение UС приложено к нему, поэтому UП UВЧА 0.

Помехи в кабеле ВЧ связи с оборванным возле ВЧ аппаратуры эк раном при КЗ на шинах ПС. На рис. 5 приведена схема, поясняющая воз никновение помех в данном случае.

Z1 & I Z ПР I3 & & U ВЧА & UП Z ФП ZC & Z ВЧА U1 & = I ФП Z C & UC Рисунок Сопротивление Z2 второго контура определяется по формуле (2). Сопро тивление ZC связи определяется по формуле (8). Напряжение UС определяется по формуле (1) с учетом (2) и (8). Ток I3 определяется отношением напряже ния UС к сопротивлению Z2.

Напряжение UП определяется током I3 и сопротивлением ZФП:

&Z Z ФП U П = & 3 Z ФП = U C ФП = U C & &. (11) I Z ПР + Z ВЧА + Z ФП Z Напряжение UВЧА определяется током I3 и последовательно соединен ными сопротивлениями ZПР и ZФП:

& Z + Z ПР = U Z ФП + Z ПР U ВЧА = & 3 (Z ФП + Z ПР ) = U C ФП & &. (12) I C Z ПР + Z ВЧА + Z ФП Z На высоких частотах напряжения UП и UВЧА зависят от соотношения ин дуктивных сопротивлений ZВЧА и ZФП. Если ZФП ZВЧА, то UП UВЧА UС.

Если ZФП ZВЧА, то UП UВЧА 0. На низких частотах емкостное сопротив ление ZФП велико и напряжение UС приложено к нему, поэтому UП UВЧА UС.

Помехи в кабеле ВЧ связи с отсоединенной от ВЧ аппаратуры жи лой при КЗ на шинах ПС. На рис. 6 приведена схема, поясняющая возник новение помех в данном случае.

Z1 & I Z ПР I3 & & U ВЧА & UП ZФП & I ZC & Z ВЧА U ФП Z C & UC Рисунок Сопротивление ZC связи определяется по формуле:

Z Z Z C = C1 C 2. (13) Z C1 + Z C Напряжение UС определяется по формуле (1) с учетом (13). Ток I2, про текающий по экрану и оказывающий термическое воздействие на изоляцию РК кабеля, определяется отношением напряжения UС к сопротивлению экран ZC2. Ток I3 = 0, поэтому напряжение помехи UП = 0, а напряжение на выходе кабеля UВЧА = UС.

Помехи в кабеле ВЧ связи с отсоединенной от ФП жилой при КЗ на шинах ПС. На рис. 7 приведена схема, поясняющая возникновение помех в данном случае.

Сопротивление ZC связи определяется по формуле (13). Напряжение UС определяется по формуле (1) с учетом (13). Ток I3 = 0, поэтому напряжение помехи UП = UС, а напряжение UВЧА = 0.

Z1 & I Z ПР I3 & & U ВЧА & UП Z ФП & I ZC & Z ВЧА U ФП ZC & UC Рисунок Выводы. В работе получены математические выражения, позволяющие определить параметры электромагнитных помех в кабелях ВЧ связи при ко ротком замыкании на шинах подстанции. Для этого необходимо знать пара метры элементов ВЧ тракта, а также экспериментально измерить напряжение UС между точками заземления экрана РК кабеля при имитации КЗ или удара молнии на действующем объекте без вывода из работы ВЧ аппаратуры.

Анализ полученных выражений показывает, что чем меньше сопротив ление связи, тем меньше напряжение и ток помехи. Поэтому для уменьшения уровня помех в кабеле ВЧ связи следует уменьшать сопротивление связи, в частности сопротивление горизонтального заземлителя между точками за земления экрана РК кабеля.

Список литературы: 1. Шваб А.Й. Электромагнитная совместимость: Пер. с нем. В.Д.Мазина и С.А.Спектора. – 2-е изд.. перераб. и доп. / Под ред. И.П.Кужекина. – М.: Энергоатомиздат, 1998.

2. Дьяков А.Ф., Максимов Б.К., Борисов Р.К., Кужекин И.П., Жуков А.В. Электромагнитная со вместимость в электроэнергетике и электротехнике / Под ред. А.Ф.Дьякова. – М.: Энергоатомиз дат, 2003. – 768 с.

Поступила в редколлегию 15.03. УДК 621.319. А.Я.ДМИТРИШИН, мл. науч. сотр., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ПОЛЯ В КОМПОНЕНТАХ ПЛЕНОЧНОЙ ДИЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ИМПУЛЬСНЫХ КОНДЕНСАТОРОВ Виконано розрахунок розподілення електричного поля в компонентах плівкової діелектричної системи високовольтних імпульсних конденсаторів, на основі якого видано рекомендації щодо параметрів компонентів діелектричної системи, що забезпечують надійну роботу конденсатора.

Calculation of distribution of electrical field on components of dielectric system for high voltage pulse capacitors is carried out. Recommendations about parameters of components of dielectric system, which provided reliability of capacitors, are given on base this calculation.

Введение. Высоковольтные импульсные конденсаторы находят широкое применение в установках различного технологического назначения в качест ве накопителей электрической энергии. В последнее время, с целью повыше ния удельной запасаемой энергии, в качестве рабочего диэлектрика секции высоковольтного импульсного конденсатора широко используются диэлек трические системы на основе полимерных пленок, пропитанных низковязки ми жидкостями. Как показали проведенные в ИИПТ НАН Украины исследо вания, применение пленочных диэлектрических систем позволяет повысить удельную запасаемую энергию в 2 раза при одинаковом ресурсе или на поря док повысить ресурс при одинаковой удельной запасаемой энергии по срав нению с пропитанным бумажно-пленочным диэлектриком, применяемым ра нее [1].

Одним из основных факторов, влияющих на надежность конденсатора, является электрическое поле в рабочем диэлектрике секции конденсатора [2].

В большинстве работ, посвященных этой проблеме, исследуется электриче ское поле на краю обкладок секции конденсатора и другие краевые задачи.

Вопросу распределения напряженности электрического поля по компонентам диэлектрической системы не уделялось достаточно внимания, но, как пока зывают исследования, приведенные в [3], это распределение оказывает влия ние на кратковременную электрическую прочность секции конденсатора, а, следовательно, и на надежность конденсатора в целом.

Цель данной работы – определение зависимости распределения напря женности электрического поля в компонентах пленочной диэлектрической системы от параметров этих компонентов и выбор оптимального сочетания компонентов для наиболее надежной работы высоковольтного импульсного конденсатора.

Как показали исследования в работе [1], наиболее оптимальна пленочная диэлектрическая система, состоящая из трех слоев пленки и слоев пропиты вающего диэлектрика между ними. Пленки могут быть как одинаковые, так и в комбинации (по относительной диэлектрической проницаемости и по тол щине).

Особое внимание следует обратить на значение напряженности электри ческого поля в пропитывающем диэлектрике, так как он является наиболее сла бым компонентом в диэлектрической системе по электрической прочности.

Напряженность электрического поля в слое пропитывающей жидкости в зависимости от рабочей напряженности в трехслойном пропитанном пленоч ном диэлектрике секции конденсатора может быть вычислена по формуле [4]:

экв Eж = Ер, (1) ж где экв – эквивалентная диэлектрическая проницаемость диэлектрической системы;

ж – диэлектрическая проницаемость пропитывающей жидкости;

Ер – рабочая напряженность электрического поля в диэлектрике.

Эквивалентная диэлектрическая проницаемость вычисляется как [4]:

d экв =, (2) d ж d пл1 d пл + + ж пл1 пл где d – общая толщина диэлектрической системы;

dж, dпл1, dпл2 – суммар ные значения толщин слоев жидкости, первой пленки и второй пленки соот ветственно;

пл1, пл2 – диэлектрические проницаемости слоев первой пленки и второй пленки соответственно.

В общем виде толщины слоев соотносятся как:

dж = dпл1/к = dпл2/к, (3) где к, к – коэффициенты пропорциональности.

Для относительных диэлектрических проницаемостей слоев можно за писать:

ж = кпл1 = кпл2, (4) где к, к – коэффициенты пропорциональности.

Толщина слоя жидкости может быть определена из выражения [4]:

dж = d(1 – kз), (5) где kз – коэффициент запрессовки секции.

Выражение (2) в общем виде можно записать как:

экв = ж. (6) к к 1 kз 1+ + к к Напряженность электрического поля в слое пропитывающей жидкости в трехслойном пропитанном пленочном диэлектрике секции конденсатора с учетом (6):

Eж = (1 k з ) 1 + к + к Е р = K у Е р, (7) к к где Ку – коэффициент усиления электрического поля.

Распределение напряженности электрического поля в пленочных ком понентах диэлектрической системы с учетом (4):

Eж = к Епл1 = к Епл 2. (8) Учитывая, что d = dпл1+ dпл2 + dж, и выражение (5), можно записать:

к + к = 1/(1 – kз) – 1. (9) Используя выражения (7) и (9), можно построить зависимости коэффи циента усиления электрического поля Ку от коэффициентов kз и к (рис. 1) и от коэффициентов к и к (рис. 2).

Рисунок 1 – Зависимость коэффициента усиления электрического поля в пропитывающей жидкости от коэффициента запрессовки и коэффициента к Анализируя график, представленный на рис. 1, можно отметить, что для пленочного диэлектрика для рекомендованных в [5] значений коэффициента запрессовки от 0,75 до 0,9 коэффициент усиления Ку при увеличении к сни жается. Но для получения однородного поля (Ку 1) значения kз должны выби раться от 0,8 до 0,85 и значения к от 3 до 5. То есть в пленочной диэлектриче ской системе суммарная толщина листов одной пленки не должна превышать суммарную толщину слоев пропитывающей жидкости более чем в 5 раз.

Рисунок 2 – Зависимость коэффициента усиления электрического поля в пропитывающей жидкости от коэффициентов к и к По данным графика, представленного на рис. 2, видно, что с увеличе нием коэффициентов к и к коэффициент усиления электрического поля возрастает. При применении пленки с высоким значением относительной диэлектрической проницаемости (к или к 1) для получения однородно го поля необходимо, чтобы, по крайней мере, одна пленка имела бы зна чения относительной диэлектрической проницаемости близкой или равной значению относительной диэлектрической проницаемости пропитываю щей жидкости (к или к 1).

Что касается пленочных диэлектриков, то коэффициент усиления элек трического поля в них, согласно (8), пропорционален коэффициентам к и к и зависимости имеют такую же форму, как на рис. 1 и 2.

Выводы. В результате расчета распределения напряженности электри ческого поля в компонентах пленочной диэлектрической системы установле но, что для надежной работы высоковольтного импульсного конденсатора в качестве рабочего диэлектрика целесообразно применять пленочные диэлек трические системы со следующими параметрами:

– коэффициент запрессовки – от 0,8 до 0,85 (в отличие от рекомендуе мого ранее интервала от 0,75 до 0,9);

– толщина листов одной пленки не должна превышать суммарную тол щину пропитывающего диэлектрика более чем в 5 раз;

– относительная диэлектрическая проницаемость хотя бы одной пленки должна быть близкой или равной значению относительной диэлектри ческой проницаемости пропитывающей жидкости.

Список литературы: 1. Гребенников И.Ю., Гунько В.И., Дмитришин А.Я., Онищенко Л.И., Швец И.С. О повышении удельных энергетических характеристик и ресурса высоковольтных импульсных конденсаторов // Электронная обработка материалов. – 2004. – № 5. – С. 70-73.

2. Рудаков В.В. Распределение электрического поля у края обкладки конденсатора с комбиниро ванным диэлектриком // Вестник ХГПУ. – 1998. – Вып. 25. – С. 12-16. 3. Дмитришин А.Я., Щер ба А.А. Прогнозирование надежности секции высоковольтного импульсного конденсатора с не однородным пленочным диэлектриком с помощью метода решения уравнения Лапласа // Техни ческая электродинамика. Тематический выпуск «Силовая электроника и энергоэффективность». – Ч. 4. – 2009. – С. 68-71. 4. Ренне В.Т., Багалей Ю.В., Фридберг А.Д. Расчет и конструирование кон денсаторов. – Київ: Техніка, 1976. – 328 с. 5. Кучинский Г.С., Назаров Н.И. Силовые электриче ские конденсаторы. – М.: Энергоатомиздат, 1992. – 320 с.

Поступила в редколлегию 01.03. УДК 621. Н.Н.ИГНАТЕНКО, канд. техн. наук, зав. сектором, НТУ «ХПИ»

ПРИБЛИЖЕННЫЙ РАСЧЕТ СКОРОСТИ ДВИЖЕНИЯ ИСКРОВОГО КАНАЛА В ВОЗДУШНЫХ ПРОМЕЖУТКАХ РАЗРЯДНИКОВ ЗАМЫКАТЕЛЕЙ НАГРУЗКИ ГЕНЕРАТОРОВ ИМПУЛЬСНЫХ ТОКОВ МОЛНИИ Запропоновано наближений метод розрахунку в високоефективних генераторах великих імпуль сних струмів блискавки (ГВІСБ) швидкості руху іскрового каналу, який розвивається в робочих проміжках некерованих повітряних стержньових розрядників замикачів RL-навантаження під ді єю високої імпульсної напруги.

For high-efficiency generators of high pulsed currents of lightning (GHPCL), an approximate method of calculation of speed of motion of spark channel which is developing in working gaps of uncontrolled air rod dischargers of RL-load closers under high pulsed voltage is proposed.

1 Введение. В последнее время в НИПКИ «Молния» НТУ «ХПИ» раз работаны высокоэффективные генераторы больших импульсных токов мол нии (ГБИТМ). Указанные генераторы ГБИТМ позволяют отказаться от при менения мощных генераторов поджигающих импульсов и достаточно ста бильно работают при рабочих напряжениях емкостных накопителей энергии (ЕНЭ) до 1МВ [1-3]. Схема замещения высоковольтного генератора ГБИТМ с применением неуправляемых воздушных (атмосферного давления) стержне вых разрядников замыкателей RL-нагрузки и его работа описана в [3-4]. Для рационального выбора длины разрядных промежутков неуправляемых воз душных стержневых разрядников замыкателей нагрузки в указанных генера торах ГБИТМ был использован метод «равных площадей» [5-6]. Согласно [6], метод «равных площадей» может быть применен для определенного уча стка конкретной вольт-секундной характеристики (ВСХ) неуправляемого воздушного стержневого разрядника замыкателя нагрузки. Данное утвержде ние позволяет разработать методику расчета, при помощи которой можно оценить скорости движения искрового канала в разрядниках замыкателей на грузки мощных генераторов ГБИТМ, что представляет определенный теоре тический и практический интерес.

Таким образом, цель работы состоит в разработке приближенного мето да расчета скорости движения искрового канала, который развивается в рабо чих промежутках неуправляемых воздушных стержневых разрядников замы кателей RL-нагрузки ГБИТМ под действием высокого напряжения.

2. Решение задачи. На рисунке приведена типовая форма импульсного напряжения uр(t), действующего на неуправляемые воздушные стержневые разрядники замыкателей нагрузки генератора ГБИТМ. На данном рисунке приняты следующие обозначения: U1 – амплитуда импульсного напряжения uр(t), при которой в воздушных зазорах неуправляемых стержневых разряд ников Р2 и Р3 замыкателей RL-нагрузки ГБИТМ появляются эффективные электроны, вызывающие начало развития искрового стримерного канала;

t1 – время, соответствующее амплитудному значению напряжения U1, ts – момент времени, при котором движущийся искровой канал достигает противополож ного электрода;

tс – время, при котором происходит электрический пробой воздушных промежутков разрядников замыкателей RL-нагрузки генератора ГБИТМ. Для разработанных генераторов тока молнии tс 3,7мкс;

t2, t3,… tn – моменты времени, соответствующие амплитудным значениям U2, U3,, … Un импульсного напряжения uр(t).

Типовая форма ВСХ импульсного напряжения uр(t) на разрядниках замыкателях нагрузки генератора ГБИТМ При решении настоящей задачи участок ВСХ импульсного напряжения uр(t), ограниченный моментами времени t1 и ts (рис. 1), был разбит на n вре менных интервалов, равных t = t2 – t1 = t3 – t = ···= (ts – t1)/n. Скорость дви жения искрового канала исследуемого высоковольтного разряда для каждого временного интервала t принималась постоянной и была соответственно равна v1, v2, ··· vn. При принятом допущении можно определить длины участ ков развивающегося искрового канала импульсного разряда, которые для указанного временного интервала будут соответственно равны: x1 = v1t;

x2 = v2t;

· xn = vnt. Для нахождения длины участков x1;

x2;

···xn исследуемого искрового канала высоковольтного разряда воспользуемся основным соот ношением метода «равных площадей» [5-6]:

A А1 A = = K = n = c = const, (1) x1 x2 xn где t2 t3 ts [ ] [ ] [u р (t ) U1 ] dt, A1 = u р (t ) U1 dt, A2 = u р (t ) U1 dt,... An = t s t t1 t – соответствующие площади участков ВСХ (рис. 1).

При рабочей длине S2n = S3n воздушных промежутков неуправляемых разрядников замыкателей нагрузки генератора тока молнии значение кон станты с можно найти из соотношения:

ts [ ] A1 + A2 + L + An = u р (t ) U1 dt = cS 2n, (2) t где U1 5 + kE-1 S2n;

kE = 0,19 см/кВ [4,7].

В [4] показано, что форма импульсного напряжения uр(t), действующего на разрядники замыкателей нагрузки до момента их электрического пробоя, может быть представлена в виде:



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.