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 | 2 || 4 | 5 |

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

-- [ Страница 3 ] --

u p (t ) = B1U 0 cos( a1t ) B2U 0 cos(b1t ), (3) где B1, B2 – безразмерные коэффициенты, определяемые электрическими па раметрами схемы замещения генератора ГБИТМ;

a1, b1 – собственные круго вые частоты колебаний в ГБИТМ [3,4];

U0 – рабочее напряжение ЕНЭ в ис следуемом генераторе тока молнии.

Определим момент времени ts. Из выражения (1) следует, что в момент достижения развивающимся искровым каналом импульсного разряда проти воположного электрода элемент площади вольт-секундной характеристики An+1 должен стремится к нулю. Применив метод трапеций для приближенно го вычисления значения определенного интеграла [8], запишем выражение для нахождения элемента площади An+1:

t s + t [u (t ) U ] dt 0,5[u ] An+1 = (t s + t ) + u р (t s ) t U 1t = 0. (4) р 1 р ts Используя (3) можно показать, что из выражения (4) следует uр(t) U1, а момент времени ts может быть приближенно определен как:

ts tm+ tm – t1 = 2tm – t1, (5) где t1 1,41(U1/U0 – B1 + B2)0,5 (B2b12 – B1a12)-0,5 – время появления в рабочих промежутках разрядников замыкателей нагрузки генератора ГБИТМ эффек тивных электронов [4];

tm – время, при котором напряжение uр(t) достигает своей максимальной величины.

Расчетная скорость движения искрового канала в разрядных промежутках разрядников замыкателей RL-нагрузки генератора ГБИТМ t, мкс uр(t), кВ An,·кВ·мкс vn, см/мкс xn, см 0,85 1,075 166,32 3,636 1,74 0, 1,3 208,73 12,04 5,75 1, 1,525 247,1 21,14 10,1 2, 1,75 276,66 28,42 13,58 3, 1,975 293,73 34,02 16,25 3, 2,2 295,61 36,15 17,27 3, 2,425 280,34 34,64 16,56 3, 2,65 247,42 29,22 13,96 3, 2,875 205,4 20,79 9,94 2, 3,1 134 8,032 3,84 0, Применив полученные выражения, проведем расчет скорости движения искрового канала в воздушных неуправляемых стержневых разрядниках за мыкателей нагрузки генератора ГБИТМ. Расчет проводим при рабочем на пряжении генератора импульсных напряжений ГИН-3, равном U0 = 750 кВ. В рассматриваемом случае круговые частоты ГБИТМ имеют значения а1 = 0,4927 106 с-1 и b1 = 1,2962 106 с-1, а коэффициенты в выражении (3) будут соответственно равны В1 = 0,31 и В2 = 0,26. При указанном рабочем на пряжении ЕНЭ, экспериментально установленная длина рабочих зазоров не управляемых воздушных стержневых разрядников замыкателей нагрузки ис следуемого генератора тока молнии, была равна S22 = S32 = 24,5 см. Используя (2) и соотношение (5) находим, что в рассматриваемом случае амплитудное значение напряжения uр(t1) будет примерно равно U1 134 кВ. При этом мо мент времени появления эффективных электронов t1 и время достижения ис кровым каналом противоположного электрода ts, будут соответственно равны t1 0,85 мкс и ts 3,1 мкс. Применив выражение (2) и проводя интегрирова ние (3), находим значение константы с, которая в нашем случае будет равна с = 9,3 кВ·мкс·см-1. Временной интервал, ограниченный моментами времени ts и t1, разбиваем на n = 10 равных частей. Расчет значений элементарных пло щадей A1, A2,··· An проводим методом трапеций [8]. Скорости движения ис крового канала v1, v2,·· vn находим из соотношения: vn = An · с-1 · t-1 при t = 0,225 мкс. Результаты расчетов представим в таблице.

Согласно таблице, средняя скорость движения искрового канала vср в разрядных промежутках воздушных стержневых разрядников замыкателей нагрузки генератора ГБИТМ составляет vср = 10,9 см/мкс, что хорошо соот ветствует экспериментальным данным [6,7].

3. Выводы. Разработан приближенный метод расчета скорости движе ния искрового канала в воздушных промежутках неуправляемых стержневых разрядников замыкателей нагрузки генераторов ГБИТМ. Показано, что ре зультаты расчетов хорошо согласуются с известными экспериментальными данными. Отмечено, что искровой стримерный канал высоковольтного раз ряда достигает противоположного электрода воздушного разрядника замыка теля нагрузки за время, примерно равное 2,25 мкс. Показано, что далее под действием импульсного напряжения искровой канал за время, примерно рав ное 0,6мкс, развивается в устойчивую электрическую дугу. При этом наблю дается надежное срабатывание неуправляемых воздушных стержневых раз рядников замыкателей, а в RL-нагрузке исследуемого генератора ГБИТМ формируется апериодический импульс тока молнии.

Список литературы: 1. Патент України № 6279, МКІ НОЗКЗ/53. Генератор імпульсних струмів // Баранов М.І., Ігнатенко М.М., Колобовський А.К. – Опубл. Бюл. № 5, 16.05.2005. – 4 с. 2. Па тент України № 15714, МКІ НОЗКЗ/53. Генератор великих імпульсних струмів блискавки // Ба ранов М. І., Ігнатенко М. М.– Опубл. Бюл. № 7, 17.07.2006. – 4 с. 3. Игнатенко. Н.Н. Расчет пере ходных процессов в генераторах тока молнии с замыкателями нагрузки // Вісник Національного технічного університету «ХПІ». Збірник наукових праць. Тематичний випуск: Техніка та елект рофізика високих напруг. – Харків: НТУ «ХПІ». – 2009. – № 11. – С. 38–45. 4. Игнатенко. Н.Н.

Выбор длины воздушных промежутков разрядников замыкателей нагрузки в кроубар генераторах импульсного тока молнии // Вісник Національного технічного університету «ХПІ».

Збірник наукових праць. Тематичний випуск: Техніка та електрофізика високих напруг. – Харків:

НТУ «ХПІ». – 2009. – № 39. – С. 64–69. 5. Кремнев В.В., Месяц Г.А. Методы умножения и транс формации импульсов в сильноточной электронике. – Новосибирск: Наука, 1987. – 226 с. 6. Тех ника высоких напряжений: теоретические и практические основы применения: Пер. с нем. / М.Бейер, В.Бек, К.Меллер, В.Цаенгль;

Под ред. В.П.Ларионова. – М.: Энергоатомиздат, 1989. – 555 с. 7. Техника высоких напряжений / Под ред. Л.И.Сиротинского. – Ч. 1. – М. – Л.: Госэнерго издат, 1951. – 292 с. 8. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочник по математике. – М.: Наука, 1964. – 608 с.

Надійшла до редколегії 09.03. УДК 621.316. С.В.КИПРИЧ, мл. науч. сотр., НТУ «ХПИ»;

Д.Г.КОЛИУШКО, канд. техн. наук, ст. науч. сотр., НТУ «ХПИ»;

А.А.ПЕТКОВ, канд. техн. наук, ст. науч. сотр., НТУ «ХПИ»

У роботі наведено опис комп’ютерної програми розрахунку зони захисту подвійного різновисо кого стрижньового блискавковідводу.

In this paper description of the computer program of the two different height lightning-rods protection zone calculation is represented.

Постановка проблемы. В последнее время наблюдается изменение тех нологических (из-за повсеместного применения микропроцессорной техники) и экологических (из-за значительного увеличения интенсивности грозовой деятельности) факторов, влияющих на грозоустойчивость оборудования, что вынуждает ужесточить требования к устройству молниезащиты (уменьшение зон защиты, шага молниеприемной сетки, расстояния между токоотводами и т. п.). Вследствие этого практически все объекты (электрические подстанции различного класса напряжения, атомные электростанции, нефтеперекачи вающие станции и др.) требуют проверки зон защиты существующих систем молниезащиты [1], которые выполняются с использованием двойных (много кратных) разновысоких стержневых, наклонных тросовых молниеотводов и их сочетаний. Зоны защиты подобных типов молниеотводов имеют различ ную форму в зависимости от соотношений их параметров (надежности защи ты, высот, расстояния между ними и т. п.), что предопределяет целесообраз ность использования специального программного обеспечения по расчету зон защиты молниеотводов, актуальность создания которых выходит на первый план.

Анализ публикаций. В настоящее время, в связи с введением в дейст вие (с 01-01-2009) нового нормативного документа в области молниезащиты ДСТУ Б В.2.5-38:2008 (далее – ДСТУ) [2], требования к построению зон за щиты молниеотводов изменились [1]. В ДСТУ, по сравнению с действовав шим ранее РД 34.21.122-87 (далее – РД) [3], декларируется необходимость применения компьютерных программ, способных определять параметры зо ны защиты или вероятность прорыва молнии к объекту (группе объектов) любой конфигурации при произвольном расположении любого количества молниеотводов различных типов. Однако в ДСТУ, ссылки на подобные про граммы отсутствуют и даже не указывается математическое описание зон защиты некоторых типов молниеотводов (например, двойного разновысокого стержневого молниеотвода), применяемых при защите объектов электроэнер гетики и промышленности. В [4, 5] проведен анализ известных программных продуктов в области молниезащиты. Подобные программы можно использо вать для проведения расчетов в соответствии с требованиями ДСТУ. Так как принцип построения зоны защиты одиночного стержневого и одиночного тросового молниеотводов по РД и ДСТУ остался неизменным, а отличие со стоит только в значениях показателей надежности и параметров зон, то целе сообразно создать математическое описание зон защиты молниеотводов, от сутствующих в ДСТУ, используя методику РД. По созданной математиче ской модели возможно разработать программы по расчетам зон защиты, ко торые не описаны в ДСТУ, например двойного разновысокого стержневого молниеотвода, математическое описание которого приведено в [1].

Целью настоящей работы является разработка компьютерной програм мы по расчету параметров зоны защиты двойного разновысокого стержнево го молниеотвода (ДРМ) согласно требований ДСТУ.

Материалы и результаты исследований. На основании математиче ской модели [1] была написана программа в среде электронных таблиц Mi crosoft Excel с использованием приложения Visual Basic for Applications, ко торая позволяет определить основные параметры зоны защиты ДРМ.

Исходными данными для расчета являются:

– Рз – надежность защиты, может принимать значения 0,9, 0,99 или 0,999;

– h1 и h2 – высоты меньшего и большего молниеотвода соответственно, значение каждой из которых не должно превышать 150 м, причем зна чение высоты h1 должно быть меньше значения высоты h2;

– L – расстояние между молниеотводами;

– НА – высота анализа, на которой производится расчет параметров зо ны защиты, которая не должна превышать значения h2.

Учитывая многовариантность проводимых расчетов, связанных с рядом ограничений на исходные данные, программа снабжена блоком контроля ис ходных данных, в котором проверяются вводимые пользователем параметры.

В случае их несоответствия – на экран выдается сообщение для пользователя, извещающее о неверно заданном параметре.

В зависимости от соотношений между параметрами, вычисляемыми по заданным исходным данным, внешний вид зоны защиты изменяется и может принимать одну из четырех форм, представленных на рис. 1.

На рис. 2 представлен алгоритм работы программы. В алгоритме вели чина А определяется по формуле:

2R 01R C 4R C + L2 4R 01 2LR 2 2 A=, (1) 4R C + L где R01 – радиус конуса первого молниеотвода на уровне грунта;

RC – ширина горизонтального сечения посередине между молниеотводами.

1 3 Рисунок 1 – Стилизованные формы зоны защиты ДРМ Вначале пользователем вводятся исходные данные, которые считывают ся специальным блоком и проверяются на соответствие требованиям про граммы. После этого производится расчет основных параметров зоны защиты ДРМ на уровне грунта. В блоке условий анализируются полученные пара метры и в зависимости от их соотношения определяется вид формы зоны за щиты и рассчитываются ее параметры на заданной пользователем высоте анализа НА.

Для создания программы по приведенному выше алгоритму использо вался объект "Microsoft Visual Basic 6.3" типа "Форма".

На рис. 3 приведен внешний вид интерфейса программы с примером расчета зоны защиты ДРМ заданных параметров.

Рисунок 2 – Алгоритм работы программы Рисунок 3 – Интерфейс программы Рисунок 4 – Один из вариантов формы зоны защиты Программа содержит объект типа "MultiPage" с четырьмя страницами, каждой из которых соответствует определенный вид зоны защиты и ее пара метры. Например, если при заданных исходных данных (Рз, h1, h2, L) выпол няется условие hC h01, то форма зоны защиты будет иметь вид, представ ленный на рис. 4.

Разработанная программа обеспечивает выполнение следующих функ ций:

1 расчет параметров зоны защиты на уровне грунта (R01, R02, RC, l'0 ), а также параметров высот зоны защиты (h01, h02, hC);

2 расчет параметров зоны защиты на задаваемой пользователем высоте анализа НА (RH1, RH2, RCH, l' H, ", Н1, Н2);

3 графическое отображение внешнего вида зоны защиты ДРМ в зави симости от соотношения между исходными данными, введенными пользователем.

При работе с программой пользователь имеет возможность по нажатию на правую кнопку мыши вызвать окно Справки, которое показано на рис. 5.

Рисунок 5 – Окно Справки Данная программа была зарегистрирована авторами в Государственном департаменте интеллектуальной собственности под №31635 от 13.01.2010.

Выводы.

1 Разработана компьютерная программа для расчета параметров зоны защиты ДРМ согласно требований ДСТУ.

2 Созданная программа проста в использовании, содержит блок кон троля исходных данных, а также графического представления формы зоны защиты, которое изменяется в зависимости от соотношения между параметрами ДРМ.

Список литературы: 1. Киприч С. В. Применение метода концевых точек для построения зоны защиты двойного разновысокого стержневого молниеотвода / С. В. Киприч, Г. М. Колиушко, Д. Г. Колиушко, А. А. Петков // Вісник Національного технічного університету «Харківський по літехнічний інститут». Збірник наукових праць. Тематичний випуск : Техніка і електрофізика ви соких напруг. – Харків : НТУ «ХПІ». – 2009. – № 39. – С. 69-78. 2. Улаштування блискавкозахис ту будівель і споруд (IEC 62305:2006, NEQ) : ДСТУ Б В.2.5-38:2008. – [Чинний від 2009–01–01]. – К. : Мінрегіонбуд України, 2008. – 48 с. – (Національний стандарт України). 3. Инструкция по устройству молниезащиты зданий и сооружений : РД 34.21.122-87 / М-во энергетики и электри фикации СССР. – Офиц. изд. – М. : Энергоатомиздат, 1989. – 56 с. 4. Киприч С. В. Определение защищенности системы объектов группой одиночных стержневых молниеотводов в среде элек тронных таблиц / С. В. Киприч, А. А. Петков, Д. Г. Колиушко // Вісник Національного технічного університету «Харківський політехнічний інститут». Збірник наукових праць. Тематичний випуск : Техніка і електрофізика високих напруг. – Харків : НТУ «ХПІ». – 2006. – № 17. – С. 46-55. 5.

Киприч С. В. К вопросу об автоматизации расчетов молниезащиты / С. В. Киприч, А. А. Петков, Д. Г. Колиушко // Вісник Національного технічного університету «Харківський політехнічний ін ститут». Збірник наукових праць. Тематичний випуск : Техніка і електрофізика високих напруг. – Харків : НТУ «ХПІ». – 2006. – № 37. – С. 66-73.

Поступила в редколлегию 26.03.2010.

УДК 621.317. В.В.КНЯЗЕВ, канд. техн. наук, вед. наук. сотр., НТУ «ХПИ»;

Ю.С.НЕМЧЕНКО, гл. метролог, НТУ «ХПИ»;

И.П.ЛЕСНОЙ, зав. лаб., НТУ «ХПИ»;

С.Б.СОМХИЕВ, вед. инж., НТУ «ХПИ»;

Т.Н.ОСТРОВЕРХ, вед. инж., НТУ «ХПИ»

УСТАНОВКА ДЛЯ ИСПЫТАНИЙ ТЕХНИЧЕСКИХ СРЕДСТВ НА УСТОЙЧИВОСТЬ К ЗАТУХАЮЩЕМУ ПЕРЕМЕННОМУ МАГНИТНОМУ ПОЛЮ С ЧАСТОТОЙ 1000 КГЦ Описано конструкцію та результати випробувань установки, призначеної для випробувань техні чних засобів на несприйнятливість до загасаючого змінного магнітного поля з частотою 1000 кГц відповідно до діючих в Україні нормативних документів. Установка генерує загасаюче змінне магнітне поле, яке створюється рамкою, з напруженістю трьох рівнів: 10, 30 та 100 А/м.

The design and results of the test of the installation, intended for test the technical facilities on damped oscillatory magnetic field immunity test with frequency 1000 kНz in accordance with acting in Ukraine normative documents, is described. The installation generates the damped oscillatory magnetic field, which creates in induction coil, the tension of three levels: 10, 30 and 100 А/м.

Технические средства (ТС), имеющие в своем составе электротехниче ские, электронные и радиоэлектронные компоненты, эксплуатируемые вбли зи или на электрических станциях и подстанциях, должны быть устойчивы к действию затухающих магнитных полей, сопровождающих аварийные и штатные коммутационные процессы в высоковольтных линиях передачи энергии. Для подтверждения соответствующего уровня устойчивости ТС проходят испытания в лабораторных условиях по национальному стандарту Украины ДСТУ IEC 61000-4-10:2008 [1]. Основные требования этого стандарта приведены в табл. 1. Из этой таблицы видно, что ТС необходимо испытывать магнитными полями двух видов, отличающихся частотой колебаний напряжен ности магнитного поля – 0,1 МГц и 1 МГц. Реализовать в одном генераторе это требование оказалось сложной задачей из-за резкого увеличения веса и габари тов конструкции, так как при одной и той же полеобразующей системе на часто те 1 МГц емкость формирующего конденсатора в 100 раз превышает емкость то го же конденсатора на частоте 0,1 МГц, что резко увеличивает габариты этого конденсатора. Поэтому создано две отдельные установки: У-ЗПМП-100 (с час тотой колебаний 0,1 МГц и частотой следования импульсов 40 Гц) и У-ЗПМП 1000 (с частотой колебаний 1 МГц и частотой следования импульсов 400 Гц).

Установка У-ЗПМП-100 создана ранее и описана в работе [2].

Таблица Единица Параметр Значение измерения 1 2 1 Форма затухающего пере менного магнитного поля (си нусоидальная затухающая вол на) 2 Пиковое значение напряжен ности магнитного поля Нм для степеней жесткости:

–3 А/м 10 ± –4 А/м 30 ± –5 А/м 100 ± 3 Частота колебаний напряжен- 0,1 ± 0, МГц ности магнитного поля f 1 ± 0, 4 Частота повторяемости вы- 40 ± 4 при 0,1 МГц Гц ходных импульсов, не менее 400 ± 40 при 1 МГц 5 Коэффициент затухания 50 % пикового значения между 3–6 периодами Ниже описана установка У-ЗПМП-1000, предназначенная для лабора торных испытаний ТС на устойчивость к затухающему переменному магнит ному полю с частотой 1000 кГц.

Так как волновое сопротивление разрядного контура с полеобразующей системой (ПС) одинаковых размеров на частоте 1 МГц в 10 раз превышает аналогичное сопротивление на частоте 0,1 МГц, то для создания в ПС равных по напряженности магнитный полей (разрядные токи при этом должны быть одинаковы) требуется источник питания не менее 12 кВ.

Кроме того, основной сложностью при создании генератора на частоте 1 МГц было получение высокой добротности колебательной системы (КС), которая определяется в стандарте [1] достаточно малым коэффициентом за тухания. Также, в виду отсутствия стандартных управляемых газовых раз рядников с необходимыми параметрами на рынке Украины, разработан и из готовлен воздушный разрядник с электродами конической формы, выпол ненными из титана, с титановым поджигающим электродом. Для стабильно сти работы разрядника, коммутируемого с частотой (400 ± 40) Гц, что требу ет стандарт [1], в разрядный промежуток введен стабилизирующий керами ческий стержень диаметром 9 мм, перекрывающий разрядный промежуток.

Так как диапазон генерируемых магнитных полей (табл. 1) изменяется от 10 до 100 А/м, то для коммутации разрядного контура при его неизменных параметрах требуются 3 коммутатора на разные напряжения (на 1,2 кВ;

на 3,6 кВ и 12 кВ), что реализовать крайне сложно. Поэтому в конструкции ге нератора Г-ЗПМП-1000 было принято решение использовать один коммута тор на 12 кВ, а уровни требуемых магнитных полей ПС получать в трех раз личных разрядных контурах, сохраняя при этом размеры ПС. Для этого из менялась только емкость разрядных конденсаторов.

Кроме того, в систему управления поджигом коммутатора необходимо было ввести электронный блок, обеспечивающий формирование импульсов поджига с требуемой частотой следования 400 Гц.

Общий вид установки У-ЗПМП-1000 приведен на рис. 1, а ее структур ная схема – на рис. 2.

Установка У-ЗПМП-1000 конструктивно состоит из генератора затухаю щих переменных магнитных полей с частотой 1000 кГц (Г-ЗПМП-1000), поле образующей системы (ПС) и изоляционной стойки (ИС). Дополнительным обо рудованием, используемым при первичной аттестации данной установки, явля ется система измерений, в которую входят измеритель напряженности магнит ного поля (ИНМП-ГЭМИ) с кабельной линией передачи информации и цифро вой двухканальный запоминающий осциллограф Tektronix TDS 1012 (ЭО).

Генератор Г-ЗПМП-1000 собран в металлическом корпусе с габаритами 553 мм х 165 мм х 360 мм и включает в себя повысительно-выпрямительное устройство (ПВУ), блок формирующего устройства (БФУ) и управляемый 1 – генератор затухающего переменного магнитного поля Г-ЗПМП-1000;

2 – цифровой двухканальный запоминающий осциллограф Tektronix TDS 1012;

3 – полеобразующая система ПС;

4 – измеритель напряженности магнитного поля ИНМП-ГЭМИ;

5 – изоляционная стойка ИС Рисунок 1 – Общий вид установки У-ЗПМП- У-ЗПМП-1000 – установка У-ЗПМП-1000;

Г-ЗПМП-1000 – генератор Г-ЗПМП-1000;

ПВУ – повысительно-выпрямительное устройство;

БФУ – блок формирующего устройства;

УБП – управляемый блок поджига;

ПС – полеобразующая система;

ИНМП-ГЭМИ – измеритель напряженности магнитного поля;

ЭО – цифровой двухканальный запоминающий осциллограф Tektronix TDS Рисунок 2 – Структурная схема У-ЗПМП- блок поджига (УБП). На рис. 3 показан генератор Г-ЗПМП-1000 со снятой верхней крышкой, а на рис. 4 и рис. 5 – передняя и задняя панель генератора Г-ЗПМП-1000, соответственно.

Рисунок 3 – Г-ЗПМП-100 со снятой верхней крышкой Рисунок 4 – Передняя панель Г-ЗПМП- Рисунок 5 – Задняя панель Г-ЗПМП- На передней панели генератора Г-ЗПМП-1000 расположены следующие органы управления и контроля установки:

– клавиша СЕТЬ с подсветкой служит для подачи напряжения питания 220 В 50 Гц на генератор Г-ЗПМП-1000 и для его отключения после окончания работы;

– тумблер НЕПРЕРЫВ – 2 СЕК служит для переключения продолжи тельности работы генератора Г-ЗПМП-1000;

– кнопка ПУСК служит для запуска генератора Г-ЗПМП-1000;

– переключатель СТЕПЕНЬ ЖЕСТКОСТИ, А/м служит для установле ния степени жесткости напряженности магнитного поля на выходе ге нератора Г-ЗПМП-1000 и имеет три положения: «10», «30», «100».

На задней панели генератора Г-ЗПМП-1000 находятся: сетевой разъем ~ 220 В, два предохранителя по 5 А, клемма заземления корпуса «» и разъем ВЫХОД «+»«–» для соединения выхода генератора Г-ЗПМП-1000 с полеоб разующей системой.

ПВУ предназначено для выработки высокого постоянного напряжения, необходимого для заряда конденсаторов блока формирующего устройства.

БФУ предназначен для формирования в полеобразующей системе им пульсов магнитного поля заданных амплитудно-временных параметров.

УБП предназначен для формирования импульсов поджига коммутатора, следующих с частотой 400 Гц.

ИНМП-ГЭМИ [3] предназначен для измерения амплитудно-временных параметров выходных импульсов напряженности магнитного поля в полеоб разующей системе установки У-ЗПМП-1000.

ПС предназначена для создания в ее в геометрическом центре магнитного поля с напряженностями от 30 до 100 А/м, и представляет собой прямоугольную рамку с размерами 2,3 м х 1,2 м, выполненную из коаксиального кабеля РК75-7 22 (для рамки используется только его посеребренная оплетка).

Для установки на испытательной площадке ПС служат изоляционные стойки ИС (1 комплект), позволяющие ориентировать ПС в трех взаимно пер пендикулярных направлениях.

На рис. 6 и 7 приведены осциллограммы импульсов напряженности маг нитного поля положительной и отрицательной полярности с амплитудой ИНМП U ЭО = 100 А/м.

Рисунок Рисунок Таблица Частота колебаний на Напряженность Испы пряженности магнит магнитного поля, татель- Полярность ~ ного поля, f 1МГц, МГц Н м, А/м ные выходного уровни импульса (при погрешности (при погрешности измерения 2,38 %) измерения 1,14 %) 1 2 3 Требования 10 ± 1 1,00 ± 0, стандарта Положительная 3 10,3 ± 0,2 1, полярность Отрицательная 10,3 ± 0,2 1, полярности Требования 30 ± 3 1,00 ± 0, стандарта Положительная 4 31,2 ± 0,3 1, полярность Отрицательная 31,2 ± 0,2 1, полярности Требования 100 ± 10 1,00 ± 0, стандарта Положительная 5 101,0 ± 0,7 1, полярность Отрицательная 101,0 ± 0,8 1, полярности Для получения значения амплитуды импульса напряженности магнитно го поля НПС, необходимо воспользоваться формулой:

U ИНМП, Н ПС = ЭО К пИНМП ИНМП где U ЭО – амплитуда импульса напряжения на экране ЭО, мВ;

К пИНМП – коэффициент преобразования ИНМП-ГЭМИ, 9,08 мВ/А/м (бе рется из Свидетельства о метрологической аттестации).

Выходные параметры испытательной установки У-ЗПМП-1000, полу ченные при аттестации, приведены в табл. 2. Видно, что они полностью соот ветствуют требованиям стандарта [1].

Выводы: Установка У-ЗПМП-1000 успешно прошла первичную атте стацию с участием представителей ГП «Харьковстандартметрология» по разработанной в НИПКИ «Молния» НТУ «ХПИ» соответствующей програм ме и методике аттестации. Установка У-ЗПМП-1000 введена в эксплуатацию.

Список литературы: 1. ДСТУ IEC 61000-4-10:2008 Электромагнитная совместимость (ЭМС).

Часть 4-10: Методы испытания и измерения. Испытания на устойчивость к затухающему пере менному магнитному полю. 2. Князев В.В., Немченко Ю.С., Лесной И.П, Сомхиев С.Б., Островерх Т.Н. Установка для испытаний технических средств на стойкость к затухающему переменному магнитному полю с частотой 100 кГц // Вестник НТУ «ХПИ». – 2007. – Вып. 20. – С. 95-100. 3.

Измеритель напряженности импульсных магнитных полей ИНМП-ГЭМИ. Руководство по экс плуатации. ИНМП-ГЭМИ.000.000.000 РЭ.

Поступила в редколлегию 19.03. УДК 621. О.В.КОЛЕСНИК, студент, НТУ «ХПИ»;

А.А.ПЕТКОВ, канд. техн. наук, ст. науч. сотр., НТУ «ХПИ»

ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВРЕМЕНИ ЗАРЯДКИ ЕМКОСТНОГО НАКОПИТЕЛЯ ЭНЕРГИИ С КОЛЬЦЕВОЙ СХЕМОЙ ЗАЩИТЫ В роботі наведені результати чисельного дослідження часу зарядки ємнісного накопичувача ене ргії з кільцевою схемою захисту. Отримані дані дозволяють визначати час зарядки накопичувачів з кількістю модулів n = 3–10.

In work results of numerical research of time of gymnastics of the capacitor store of energy with the ring scheme of protection are resulted. The obtained data allows to define time of gymnastics of stores with quantity of modules n = 3–10.

Постановка проблемы. Высоковольтные емкостные накопители энер гии (ЕНЭ), которые используются в различных электрофизических и испыта тельных установках с большой запасаемой энергией, могут содержать сотни и тысячи конденсаторов, соединенных параллельно. При непосредственном соединении в случае пробоя одного из конденсаторов все остальные разря жаются на него, что может привести к деформации, разгерметизации, взрыву и возгоранию пробитого конденсатора. Чтобы исключить эти негативные по следствия используются различные схемы защиты конденсаторов, и, в частно сти, схема с защитными резисторами, включенными между модулями ЕНЭ та ким образом, что они образуют замкнутый контур (кольцевая схема защиты).

Процесс зарядки ЕНЭ, выполненных по такой схеме, имеет свои особенности, что определяет необходимость проведения дополнительных исследований.

Анализ публикаций. Зарядке ЕНЭ посвящено большое количество ра бот, основными из которых можно считать [1, 2]. В данных работах подробно рассмотрена традиционная схемы зарядки с токоограничивающим (заряд ным) резистором, показанная на рис. 1, а также схемы с другими токоограни чивающими элементами.

Рисунок 1 – Схемы зарядки ЕНЭ с токоограничивающим резистором В [3] рассмотрены схема зарядки генератора импульсов напряжения, ко торая представляет собой лестничную схему, состоящую из n одинаковых Гобразных RC-звеньев. Для количества звеньев n 4 в работе приведены передаточные функции зарядной цепи. В работе также показано, что при ко личестве звеньев n 10 зарядную цепь можно рассматривать, как линию с распределенными параметрами.

В [4] рассмотрено модульное исполнение ЕНЭ с кольцевой схемой за щиты. Схема зарядки таких ЕНЭ показана на рис. 2.

Для ЕНЭ выполненных с кольцевой схемой защиты, в [5] предложены соотношения, определяющие верхнюю границу времени зарядки tзар. В работе показано отличие параметров схемы зарядки при четном и нечетном количе ствах модулей, соответствующих ЕНЭ.

Формулы получены в предположении, что все конденсаторы батареи со средоточены в точке кольцевой схемы, противоположной точке подключения к ней зарядного резистора Rзар, что соответствует эквивалентной схеме, пока занной на рис. 1.

а б Рисунок 2 – Кольцевая схема защиты:

а - при четном количестве модулей;

б – при нечетном количестве модулей Как показывает приведенный анализ, в настоящее время процессы за рядки ЕНЭ, выполненных с кольцевой схемой защиты, не обладают доста точной полнотой рассматривания.

Целью настоящей работы является определение соотношений для рас чета времени зарядки емкостных накопителей энергии, выполненных с коль цевой схемой защиты.

Материалы и результаты исследований. Схемы зарядки, показанные на рис. 2, имеют особенность: при одинаковой величине емкости всех моду лей CM1 = CM1 = … = CMn = C и одинаковой величине активного сопротивле ния защитных резисторов R1 = R2 = … = Rn = R потенциалы точек 2 и n, 3 и n 1, … в процессе зарядки всегда остаются одинаковыми. Это обстоятельство позволяет кольцевые схемы, приведенные на рис. 2, для целей анализа про цесса зарядки преобразовать в эквивалентные лестничные, показанные на рис. 3. Преобразование осуществляется соединением эквипотенциальных то чек. Данные схемы близки по структуре к рассмотренным в [3], но имеют от личия в величине параметров первого и последнего RC-звена, что затрудняет использование результатов [3].

Анализ схем, показанных на рис. 3, был проведен с использованием сис темы схемотехнического моделирования Micro Cap [6]. Моделирование про водилось для различных отношений сопротивлений защитного и зарядного резисторов 0 R / Rзар 1 и различного количества модулей в ЕНЭ 3 n 10.

а б Рисунок 3 – Эквивалентная схема зарядки:

а – при нечетном количестве модулей;

б – при четном количестве модулей Проведенный анализ показал, что время зарядки ЕНЭ может быть опре делено по выражению t зар = k э, (1) где k – коэффициент, который зависит от способа зарядки (постоянным или выпрямленным напряжением), количества модулей n и отношения R / Rзар;

э = RэС э – постоянная времени эквивалентной зарядной цепи;

C э = nC – эквивалентная емкость;

Rэ – эквивалентное активное сопротивление, которое определяется [5]:

– при нечетном количестве модулей n = 3, 5, 7, 9, … n Rэ = Rзар + R, (2) – при четном количестве модулей n = 4, 6, 8, 10, … n Rэ = Rзар + R. (3) Значения коэффициента k, рассчитанные по результатам моделирования процесса зарядки постоянным напряжением, приведены в таблице. Характер изменения величины коэффициента k при зарядке ЕНЭ от источника посто янного напряжения величиной Е, показан на рис. 4. Кривые построены для u (t ) варианта зарядки ЕНЭ до уровня Y = c = 0,9.

E Рисунок 4 – Изменение коэффициента k при заряде ЕНЭ постоянным напряжением до уровня 0, Зависимости, аппроксимирующие данные, приведенные на рис. 4, имеют вид:

– для n = 0, R k = 2,3 exp 0,16 ;

(4) Rзар Значения коэффициента k для зарядки постоянным напряжением К-во R/Rзар моду 0 0,2 0,5 0,8 0,9 лей Y = 0, 3 2,3 2,21 2,1 2,02 1,99 1, 4 2,3 2,07 1,85 1,7 1,66 1, 5 2,3 2,11 1,92 1,8 1,77 1, 6 2,3 1,99 1,72 1,57 1,53 1, 7 2,3 2,02 1,79 1,65 1,62 1, 8 2,3 1,91 1,63 1,48 1,45 1, 9 2,3 1,94 1,69 1,55 1,52 1, 10 2,3 1,85 1,56 1,4 1,39 1, Y = 0, 3 3 2,87 2,72 2,61 2,57 2, 4 3 2,69 2,38 2,19 2,14 2, 5 3 2,73 2,48 2,32 2,27 2, 6 3 2,57 2,22 2,02 1,97 1, 7 3 2,61 2,3 2,13 2,08 2, 8 3 2,48 2,1 1,9 1,86 1, 9 3 2,51 2,17 1,99 1,95 1, 10 3 2,39 2 1,8 1,77 1, Y = 0, 3 4,61 4,4 4,16 3,98 3,93 3, 4 4,61 4,11 3,63 3,32 3,24 3, 5 4,61 4,18 3,78 3,52 3,45 3, 6 4,61 3,93 3,38 3,06 2,98 2, 7 4,61 3,84 3,29 3,01 2,95 2, 8 4,61 3,78 3,18 2,87 2,8 2, 9 4,61 4,11 3,63 3,32 3,24 3, 10 4,61 3,64 3,03 2,71 2,68 2, – для n = 0, R k = 2,3 exp 0,28 ;

(5) Rзар – для n = 0, R k = 2,3 exp 0,376 ;

(6) Rзар – для n = 0, 0,437 R.

k = 2,3 exp (7) Rзар Погрешность вычисления по (4)–(7) не превышает 3 %.

Из рассмотренных графиков и таблицы видно, что, при постоянном эк вивалентном сопротивлении и постоянной эквивалентной емкости, с увели чением отношения сопротивления защитного резистора к сопротивлению за рядного резистора значение коэффициента k, а значит и время зарядки ЕНЭ, уменьшается. Имеет место также уменьшение времени зарядки с увеличени ем количества модулей (раздельно для четного и нечетного их числа).

Приведенные данные могут быть использованы для расчета времени за рядки других устройств, зарядные цепи которых приводятся к схемам, пока занным на рис. 3.

Выводы.

1 В работе рассмотрен расчет времени зарядки емкостного накопителя энергии с кольцевой схемой защиты при использовании постоянного напряжения.

2 Полученные данные позволяют определить время зарядки емкостно го накопителя энергии до уровня, соответствующего 0,9;

0,95 и 0, от максимального значения напряжения зарядки.

3 Показано, что с увеличением количества модулей время зарядки уменьшается при фиксированной постоянной времени эквивалентной цепи. Аналогичная тенденция имеет место при увеличении отношения значений сопротивлений защитного и зарядного резисторов.

Материалы статьи могут быть использованы для планирования исследо ваний зарядных цепей емкостных накопителей энергии с кольцевой схемой защиты при других способах зарядки и количестве модулей, а также оптими зации систем заряда ЕНЭ.

Список литературы: 1. Чиженко И.М. Зарядные устройства емкостных накопителей энергии / И.М.Чиженко, Г.С.Бердинских. – К.: Наукова думка, 1980. – 152 с. 2. Пентегов И.В. Основы тео рии зарядных цепей емкостных накопителей энергии / И.В.Пентегов. – К.: Наукова думка, 1982.

– 424 с. 3. Смирнов С.М. Генераторы импульсов высокого напряжения / С.М.Смирнов, П.В.Терентьев. – М.: Энергия, 1964. – 239 с. 4. Колиушко Г.М. Анализ схем защиты магнитно импульсных установок с использованием резисторов на стадии заряда / Г.М. Колиушко, В.В. Ко нотоп // Вестник Харьковского политехнического института. Тематический выпуск: Магнитно импульсная обработка металлов. – Харьков: Вища школа. – 1977. – № 4. – С. 66-71. 5. Петков А.А. Расчет и проектирование защитных резисторов емкостных накопителей энергии: учеб. метод. пособие / А.А.Петков. – Харьков: НТУ «ХПИ», 2009. – 65 c. 6. Разевиг В.Д. Схемотехни ческое моделирование с помощью Micro-Cap 7 / В.Д.Разевиг. – М.: Горячая линия-Телеком, 2003.

– 368 с.

Поступила в редколлегию 30.03.2010.

УДК 621. А.И.КОРОБКО, канд. техн. наук, зав. отделом, НТУ «ХПИ»;

З.И.КОРОБКО, науч. сотр., НТУ «ХПИ»

ОЦЕНКА УРОВНЕЙ СТОЙКОСТИ РАДИОЭЛЕКТРОННЫХ КОМПОНЕНТОВ К ПОРАЖАЮЩЕМУ ВОЗДЕЙСТВИЮ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ, ХАРАКТЕРНОГО ДЛЯ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ТЕРРОРИЗМА В статті наведено опис методики оцінки рівнів стійкості радіоелектронних компонентів до вра жаючої дії імпульсного електромагнітного випромінювання. Дано обґрунтування визначення ти пу функції відгуку елементів радіоелектронної апаратури.

Method of estimation of radio electronic components firmness levels to the striking action impulsive electromagnetic radiation is descript in the article. The substantiation of definition function type of the response is given for the electronic equipments elements.

Введение. Определение уровней стойкости элементов радиоэлек тронной аппаратуры (РЕА) для обеспечения их бесперебойной работы в кризисных ситуациях (проявление электромагнитного терроризма) являет ся на сегодняшний день крайне актуальной задачей [1,2,3] и направлено в первую очередь на уменьшения ущерба вооружению, военной технике, а также критическим объектам государственного значения в случае появле ния электромагнитной угрозы. Принимая во внимание крайнюю слож ность определения уровней стойкости радиоэлектронных компонентов к поражающему воздействию сверхмощного электромагнитного излучения (ЭМИ) теоретическим путем, ниже приведена разработанная и практиче ски реализованная методика оценки уровней стойкости элементов РЭА при воздействии на них ЭМИ с различными значениями амплитудно временных параметров (АВП).

Отказы, возникающие в РЭА как результат воздействия различных ЭМИ, можно разделить на обратимые и необратимые. В настоящей работе было исследовано явление необратимого выхода из строя элементов РЭА, возникающее в результате действия на него импульсов тока и напряжения через схему подключения под действием ЭМИ.

Явление необратимого отказа было выбрано по следующим причинам.

Явление обратимого отказа не имеет четких однозначных критериев опреде ления, возникает в момент воздействия импульсного ЭМИ и исчезает после окончания воздействия. Регистрация обратимых отказов является сложной технической задачей, сложность которой увеличивается из-за резкого возрас тания ошибок эксперимента, обусловленных взаимодействием измеритель ных средств с импульсными ЭМИ [4,5].

Целью настоящей работы является разработка методики оценки уров ней стойкости типовых элементов РЭА к поражающему воздействию раз личных ЭМИ путем определения функции отклика элемента РЭА.

Описание методики. Для достоверного определения уровней стойкости конкретных типовых элементов РЭА был выбран экспериментальный метод.

В рамках данной работы невозможно оценить все многообразие факто ров электромагнитного воздействия приводящих к необратимым отказам эле ментов РЭА, поэтому на данном этапе было рассмотрено влияние следующих параметров воздействующего импульсного ЭМИ:

– длительность фронта;

– длительность импульса;

– полярность.

Для определения уровней стойкости проводились экспериментальные исследования воздействия на типовые элементы РЭА импульсного ЭМИ с различными параметрами (опыты № 1 – № 4), результаты которых приведены в таблице. Как видно, значения величин, описывающих АВП выбранных ви дов воздействий, изменяются по максимальным значениям в 10 раз, по вели чинам длительности фронта – в 40 раз, по величинам длительности импульса на уровне 0,5 максимального значения – в 20 раз. При этом погрешности ин струментального воспроизведения АВП импульсного ЭМИ не превышали +10 % для величин максимальных значений электрической и магнитной со ставляющих;

+30 % для величин длительностей фронта;

+20 % для величин длительности импульса. Такой широкий диапазон изменения параметров по зволяет получить экспериментальные данные, достаточные для построения математической модели поведения.

Нормированные амплитудно-временные параметры ЭМИ Наименование характеристики Опыт Опыт Опыт Опыт №1 №2 №3 № Максимальное значение импульса элек- 1 1 2 трической составляющей, отн. ед.

Максимальное значение импульса маг- 1 1 2 нитной составляющей, отн. ед.

Длительность фронта импульса на уров- 1,6 1 0,2 0, нях 0,1 – 0,9 максимального значения, отн. ед.

Длительность импульса на уровне 0,5 1 1 0,5 0, максимального значения, отн. ед.

Нелинейный характер изменения величин факторов воздействия не по зволяет применять известные стандартные методы планирования экспери мента, заключающиеся в представлении уравнения регрессии в виде полино ма, учитывающего влияние, как отдельных факторов воздействия, так и их перекрестное сочетание. Проведение эксперимента с учетом перекрестных сочетаний факторов воздействия, требует создания дополнительных генера торов импульсного ЭМИ (с перекрестными значениями факторов воздейст вия), что резко усложняет решение поставленной задачи. Данная проблема была решена путем выбора специального типа математического вида функ ции отклика.

Функция отклика (отказа) элемента РЭА – это зависимость математиче ского ожидания величин максимальных значений электрической (или маг нитной) составляющей импульсного ЭМИ, соответствующего необратимому отказу от указанных выше параметров.

В общем виде функция отклика для электрической составляющей может быть представлена в виде [6]:

Еот = f(Xi + hj) + S, (1) где Еот – математическое ожидание отклика;

Xi – контролируемые и управ ляемые факторы воздействия;

hj – контролируемые, но неуправляемые фак торы воздействия;

S – ошибка эксперимента.

Аналогичный вид имеет функция отклика для магнитной составляющей.

Определяющее значение для достоверности и представления получен ных результатов в компактной и удобной форме имеет вид выбранной функ ции f(Xi + hj) (часто ее представляют в виде полинома по степеням влияния факторов [6] ) и минимизация ошибки эксперимента в уравнении (1).

Для выбранных факторов воздействия имеет смысл представить функ цию отклика с максимальным учетом физических аспектов электромагнит ных процессов, сопровождающих явления необратимого отказа элементов РЭА под действием импульсного наносекундного ЭМИ. На сегодняшний день имеются два основных физических механизма необратимых отказов РЭА – электрический пробой и тепловой пробой полупроводниковых струк тур, входящих в состав элемента РЭА [1] под действием импульсов тока и напряжения, наводимых на внешней части электродов элементов под дейст вием электрической и магнитной составляющих ЭМИ. В диапазоне измене ния АВП импульсного ЭМИ, приведенном в таблице, вероятность наступле ния необратимых отказов элементов РЭА, не подсоединенных к другим эле ментам и проводникам, играющим роль магнитных и электрических антенн («голый» элемент), достаточно мала [4].

Данный факт позволяет допустить, что максимальные значения импуль сов тока и напряжения, наведенных во внешних цепях, подсоединенных к ра диоэлементам, пропорциональны скорости нарастания импульсного ЭМИ и обратно пропорциональны величине длительности фронта импульса ЭМИ [7]. Энергия же этих импульсов прямо пропорциональна величине длитель ности импульса ЭМИ.

Эти допущения позволяют на основе общих физических представлений о механизмах необратимых отказов элементов РЭА учесть влияния длитель ности фронта и длительности импульса в чистом виде. Перекрестное влияние этих факторов позволяет учесть предположение о том, что на процессы раз вития необратимых отказов элементов РЭА влияет скорость ввода энергии импульсным ЭМИ, величина которой прямо пропорциональна длительности импульса и обратно пропорциональна длительности фронта импульса.

Следовательно, эти допущения позволяют учесть как сами факторы воз действия, так и их перекрестные взаимодействия.

Ограничиваясь степенью влияния факторов не выше второй и считая, что hj = 0, функцию отклика можно представить в следующем виде:

f(Xi ) = A X1 + B / X2 + C X1 / X2 + D, (2) где X1 – величина длительности фронта ЭМИ;

X2 – величина длительности импульса ЭМИ;

A, B, C, D – неизвестные коэффициенты, подлежащие опре делению.

Влияние полярности векторов ЭМИ как фактора воздействия в данном виде учтено не может быть, так как количество неизвестных в уравнении (2) равно количеству опытов одной полярности ЭМИ с АВП, приведенными в таблице. Учет полярности может быть проведен чисто экспериментально, пу тем проведения еще одной серии из четырех опытов. С учетом вышесказан ного, получаем систему уравнений следующего вида:

Еот j = A X1j + B / X2j + C X1j / X2j + D, (3) где: Еот j – максимальная величина электрической составляющей импульсно го ЭМИ, соответствующего наступлению необратимого отказа данного эле мента РЭА, полученная в результате обработки экспериментальных данных в соответствии с методикой, указанной в [8];

j – номер опыта.

Так как данная система является замкнутой, то ее решение не составляет трудностей и может быть найдено любым удобным способом. В данном кон кретном случае система уравнений (3) решалась с помощью пакета программ математического обеспечения «Evrika».

В итоге появилась возможность, имея экспериментальные данные по уровням стойкости элементов РЭА к воздействиям импульсного ЭМИ с раз личными дискретными амплитудно-временными параметрами и рассчитав неизвестные коэффициенты A, B, C, D, построить прогнозную математиче скую модель поведения элементов РЭА для всех промежуточных значений АВП без дополнительных экспериментальных исследований.

Выводы. По результатам исследований можно сделать следующие вы воды.

1 Разработана методика оценки уровней стойкости радиоэлектронных компонентов к поражающему воздействию ЭМИ путем разработки соответствующей прогнозной математической модели поведения элементов РЭА. При расширении базы экспериментальных данных на последующих этапах возможен учет более высоких степеней влияния данных факторов воздействия, а также расширение перечня учитываемых факторов. Следует отметить, что более углубленное исследование влияния факторов воздействия на элементы РЭА тре бует создания генераторов ЭМИ с другими сочетаниями АВП излу чения.

2 Данная методика применима как для задач защиты объектов воору жения, военной техники и критических гражданских объектов от по ражающего воздействия ЭМИ, характерного для проявлений элек тромагнитного терроризма, так и для защиты от любых других видов ЭМИ естественного и искусственного происхождения.

Список литературы: 1. Рикетс Л.У., Бриджес Дж.Э., Майлетта Дж. Электромагнитный им пульс и методы защиты. Пер. с англ. – М.: Атомиизат, 1979. – 327 с. 2. Белоус В. Угроза исполь зования ЭМИ-оружия в военных и террористических целях // Ядерный контроль. – № 1 (75), Том 11. – 2005. – С. 133-140. 3. Коробко А.И., Коробко З.И. Реальные уровни стойкости различной ра диоэлектронной аппаратуры к воздействию импульсного электромагнитного излучения СВЧ– диапазона // Сборник научных трудов 2-го Международного радиотехнического форума «При кладная радиоэлектроника. Состояние и перспективы развития». Харьков: НТУ «ХПИ». – 2005. – Т. 6. – С. 96. 4. Мырова Л.О., Чепыженко А.З. Обеспечение стойкости аппаратуры связи к иони зирующим и электромагнитным излучениям. – 2-е изд. – М.: Радио и связь, 1988. – 296 с. 5.

Кравченко В.И., Болотов Е.А., Летунова Н.И. Радиоэлектронные средства и мощные электромаг нитные помехи. – Под ред. Кравченко В.И. – М.: Радио и связь, 1987. – 256 с. 6. Спирин Н.А., Лавров В.В. Методы планирования и обработки инженерного эксперимента. Конспект лекций. – Под общ. ред. Спирина Н.А. – Екатеринбург: ГОУ ВПО УГТУ – УПИ, 2004. – 257 с. 7. Коробко А.И., Коробко З.И. Математическое статистическое моделирование поведения элементов радио электронной аппаратуры при воздействии сверхмощного электромагнитного излучения // Мате ріали XVI міжнародної науково-практичної конференції «Інформаційні технології: наука, техніка технологія, освіта, здоров'я», 4-6 червня 2008 р. – Харків: у 2 ч. – Ч. 2. – Харків: НТУ «ХПИ». – 2008. – С. 351. 8. Коробко А.И., Коробко З.И. Методика обработки результатов эксперименталь ных исследований по определению стойкости радиоэлектронных компонентов к поражающему воздействию электромагнитного излучения, свойственного проявлениям электромагнитного тер роризма // Вестник Национального технического университета «ХПИ». Сборник научных трудов.

Тематический выпуск: «Техника и электрофизика высоких напряжений». – Харьков: НТУ «ХПИ». – 2009. – № 39. – С. 100-105.

Поступила в редколлегию 17.03. УДК 621. В.И.КРАВЧЕНКО, д-р техн. наук., проф., НТУ «ХПИ»;

В.И.ЯКОВЕНКО, инж., НТУ «ХПИ»;

И.В.ЯКОВЕНКО, д-р. физ.-мат. наук, глав. науч. сотр., НТУ «ХПИ»

ВЛИЯНИЕ НА СПЕКТР ПОВЕРХНОСТНЫХ КОЛЕБАНИЙ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ СТРУКТУР ЭЛЕКТРОРАДИОИЗДЕЛИЙ СТОРОННЕГО ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ Показано, що дія імпульсного електромагнітного випромінювання ( ЕМВ) на електровироби час то супроводжується виникненням струмів у провідних елементах ЕРВ і утворенням їх внутрішніх полів. Визначено механізми взаємодії заряджених частинок з власними полями комплектуючих електрорадіовиробів, що приводять до загасання поверхневих полярітонів у напівпровідникових структурах.

The influence of pulsed electromagnetic radiation on electric radio apparatus is often accompanied by currents arcsing on inner current – conducting elements as well as by the distortion of their internal fields. The power losses of the flow of charged particles caused by such an interaction due to excitation of surface polaritons in the semiconductor structure have been determined.

Введение. Большинство имеющихся теоретических и эксперименталь ных результатов исследований влияния ЭМИ на радиоизделия относятся к области необратимых отказов. Моделирование механизмов взаимодействия наведенных ЭМИ токов и напряжений с процессами, характеризующими функциональное назначение изделий, обычно проводится в рамках теории цепей с распределенными параметрами. Этот подход позволяет оценить кри терии работоспособности в целом ( например оценить критическую энергию, характеризующую тепловой пробой), однако вопросы связанные с определе нием различного рода электромагнитных взаимодействий, протекающих не посредственно в комплектующих изделия при воздействии ЭМИ остаются открытыми.

Расширение областей применения и возрастание быстродействия ра диоэлектронной аппаратуры (РЭА) приводит к необходимости все боль шего использования элементной базы, содержащей изделия полупровод никовой электроники [1]. Это увеличивает степень влияния внешнего электромагнитного излучения (ЭМИ) на работоспособность РЭА, к воз действию которого полупроводниковые комплектующие обладают повы шенной чувствительностью.


Все многообразие отказов, возникающих в РЭА как результат воздейст вия сторонних факторов, принято разделять на обратимые и необратимые [2].

Необратимые отказы характеризуются полной утратой работоспособности РЭА. Они наступают в случае, когда изменение внутренних параметров аппа ратуры превышает допустимые пределы ( при воздействии внешнего ЭМИ необратимые отказы обычно возникают вследствие теплового пробоя ком плектующих). Для обратимых отказов характерна временная утрата работо способности, приводящая к искажению выходных характеристик.

Настоящая работа в определенной степени компенсирует существую щий пробел в этой области исследований обратимых отказов. В ней исследу ется взаимодействие потоков заряженных частиц, наведенных ЭМИ, с вол новыми процессами в полупроводниковых структурах, используемых в со временной СВЧ – электронике Основные результаты. Объектом исследования является поверхност ные колебания полупроводниковых структур входящих в состав электрора диоизделий и механизмы их взаимодействия с электронами проводимости, приводящие к затуханию колебаний в условиях воздействия внешнего элек тромагнитного поля.

Рассмотрим затухание поверхностных плазмонов на границе двух сред, которые при Т = 0 характеризуются диэлектрическими проницаемостями 0i i = 0i.

Для нахождения спектра и бесстолкновительного затухания поверхност ных колебаний в условиях пренебрежения эффектом запаздывания электро магнитного поля воспользуемся следующими уравнениями r r r i ( q x t ) rot E ( x, y, t ) = 0;

E ( x, y, t ) = E (, q x, y ) e x ;

(1) r E (, q x, y ) = ( E x, E y,0);

r div D(, x, y ) = 0;

(2) r r 4i r D(, x, y ) = 0 ( y ) E (, x, y ) + j (, x, y );

r r E1, y 0;

01, y 0;

0 ( y) = E =r 02, y 0;

E2, y 0;

r r j1, y 0;

j = r j2, y с граничными условиями при y = 0: непрерывностью тангенциальных состав ляющих электрического поля Ех и нормальных составляющих электрической индукции Dy..

Мы будем исходить из модели однородной среды. Иными словами, будем считать, как и в случае холодной плазмы, обе среды безграничны ми, а поля и токи в каждой из них удовлетворяют граничным условиям на плоскости y = 0 и убывают при y ±. Очевидно, что такая модель впол не оправдана, если граница является прозрачной для частиц, то есть высо та потенциального барьера мала по сравнению с энергией частиц. При этом 01 = 01;

01 01.

С другой стороны, если среды разделены бесконечно высоким потенци альным барьером 01 01, то частицы испытывают с обеих сторон упругое (зеркальное) отражение от барьера, а электромагнитные свойства такой полу ограниченной среды, как известно, идентичны свойствам безграничной. При этом результаты, полученные в [3] в классическом приближении для границы плазма – диэлектрик (непоглощающая среда), могут быть перенесены на слу чай двух плазмоподобных сред, разделенных слоем диэлектрика, толщина которого мала по сравнению с длиной волны.

Тогда материальное уравнение можно записать:

e2n r rr r j (, r ) = 0 A(, r ) + j(, r ). (3) mc r cr r r *r r E (, r ) – вектор-потенциал, n0 = k0 k (r ) k (r ) – Здесь A(, r ) = i равновесная концентрация носителей заряда, 0k их равновесная функция рас r r пределения, k (r ) = V 1 / 2 exp(ikr ) – волновая функция частицы с законом r rr h 2k 2 r, V – объем среды, j(, r ) = kk ( ) jk k (r ) – ток про дисперсии Ek = 2m водимости, обусловленный переходами электронов между состояниями k и k'(kz = k'z) вследствие их неупругого рассеяния на потенциале r r r A(, r ) = A(, q x, y ) e i ( q x x t ) (далее полагаем для определенности qx 0, 0), 0kk' () – возмущенная недиагональная поправка к равновесной функ ции распределения частиц, определяемая из уравнения движения для матри цы плотности [2]:

k0 k0 h(k 2 k 2 ) kk ( ) = H kk ( );

kk = ;

h (kk * ) 2m (4) * = + i, 0 ;

r r ieh *r rr k (r )( A + A) k (r )dr H kk = 2mc – матричный элемент гамильтониана взаимодействия носителей заряда с электромагнитным полем r { } ieh r r k (r ) k (r ) k (r ) k (r ) * * j kk = (5) 2m – матричный элемент оператора плотности тока частицы. Окончательно r r j(, r ) можно преобразовать к следующему виду:

[ ], r rr r r ( 0 k ) s r r rr j (, r ) = jk k (r ) k H kk ( ) + jkk (r ) A(, r )dr (6) kk * hc где [ ] ieh 2mc dxdz k ( x,0, z ) k ( x, o, z ) Ay (, x,+0) Ay (, x,0).

H ksk = * Таким образом, в выражении (3) для полного тока первое слагаемое оп ределяет частоту поверхностных плазмонов, второе слагаемое должно опре делять их затухание.

rr Подставляя далее j (, r ) в уравнение (2) и принимая во внимание урав нение (3), получим:

2 Ax (, x, y ) 4iq c r q x Ax (, x, y ) = 2 x div j (, x, y ) ;

( ) y ( где ) ( ), y 0;

( ) = 2 ( ), y 0.

Поскольку декремент затухания мал по сравнению с частотой колеба ний, то решение уравнения (7) будем искать методом последовательных при ближений. Полагая в первом приближении правую часть равной нулю, нахо дим при () 0 следующие выражения для потенциала в каждой из сред y 0, A1x ( y ) = A1 e qx y, A1 y = iA1x ( y ), (8) y 0, A2 x ( y ) = A2 e qx y, A2 y = iA2 x ( y ).

Продолжим потенциалы соответственно на полупространства y 0 и y 0: Ax(–y) = Ax(y);

Ay(–y) = –Ay(y). При этом нормальная составляющая r r r A( y ) испытывает разрыв на плоскости y = 0. Подставляя значения A(, r ) в r формулу (3) и интегрируя по всему пространству r, получаем после замены r V суммирования k на интегрирование dk.

(2 ) r r r i ( k y ky ) y dkdk r k 2 k e2hA eiqx x r y j(, r ) = ( k k )(k + k )1 0 e. (9) q x + (k y k ) 2(2 ) m c kk 42 * y Здесь k'x = kx qx;

k'z = kz.

Слагаемое, пропорциональное 0k, определяет ток, возникающий в ре зультате перехода электрона из состояния k в состояние k' с излучением кван та h электромагнитного поля. При этом можно провести интегрирование 2m( + i ) по k'y, учитывая при kx qx, qxx вклады полюсов k 2 = k y y h Слагаемое с 0k' обусловливает ток, связанный с переходами электронов из состояния k' в состояние k при поглощении энергии h. Этот ток опреде 2m( + i ) ляется полюсами k y = k 2 + при интегрировании по ky. В резуль y h тате интегрирования получаем:

r ie 2A eiqx x r j (, r ) = (2 ) 3 hc rr r dk (k + k ) 0 h(k y k y ) 2 {[ ]} exp i k y k y + i y k (10) 2m k y (k y k y ) rr r dk (k + k + ) k h(k y k y ) {[ ]} + + exp i k y k y + i + y.

+ 2m k y (k y k y ) r 2m m ± ± 0, k ± = (k x, k y, k z ), ± = ±.

Здесь y 0, k y = k y ± hk y h Символ ' означает, что интегрирование по ky проводится в областях, 2m ;

2m,, где возможен процесс излучения кванта энергии h h r электроном. Аналогичное выражение для j легко получить в области y 0.

r r Видно, что ток j (, r ), возникающий в результате электронных пере ходов между состояниями ky и k'y представляет собой бесконечный набор пространственных гармоник с периодом, зависящим от частоты по ± ky ky ля и импульса частицы, с амплитудой, убывающей от границы как exp(–±|y|).

2m В классическом пределе k y, k такого рода гармоники известны как y h «волны Ван-Кампена», фазовая скорость которых равна скорости частицы.

Подставляя (6) в уравнение (7), находим потенциал, возбуждаемый током r j(, x, y ).

i (, q x, y ) Ax (, q x, y ) = A;

( ) A A (, q x, y ) = (, q x, y );

y q x ( ) y e2qx m (, q x, y ) = 2h 2 (11) r h(k y m k y ) k0 dk { } exp i (k y m k y ± i ) y k y (k y m k y ) 4 2m r h(k m k ) + + k dk + 4 1 y y exp i(± k y+ k y ± i + ) y { }.

2m k y (k y m k y ) Здесь верхние знаки перед k y и m относятся к полупространству y 0, m нижние, соответственно, к полупространству y 0.

Посредством граничных условий теперь можно исключить неопреде ленные константы А1 и А2 и получить дисперсионное уравнение:

(, q x,0) 1 (, q x,0) 1 ( ) 1 + i 2 + 2 ( ) 1 + i =0. (12) 2 ( ) 1 ( ) (, qx,0) 1 получаем:

Отсюда, при ( ) 1/ 2 + s = 01 + ;

01 i s [1 (, q x, 0) + 2 (, q x, 0)] s =.

01 + Найдем теперь декременты затухания в различных физических ситуаци ях. В случае максвелловского распределения электронов h 2k (2h) 3 n0 2 mT k0 = e (2mT ) 3 / выражение для (, qx, 0) можно преобразовать к следующему виду:

h 2 0 q xT T T h 2 2 x (e 1) ( x 2 + (, q x,0) = ) x e dx.

h 4 T Отсюда получаем:

2q h s T = 2 0 x T 1;

, s 2h s T (13) 2 0 q xT h s = 2 1.

, s3 T В случае бесконечно малого барьера :

01 = 02, 01 02, s = 01 + декременты колебаний соответственно равны :

T s = iq xT ;

h s T ;

2h s (14) s = iq xT ;

h s T.

На границе двух плазменных сред, разделенных бесконечно высоким потенциальным барьером, выражения для декремента приобретают вид:

q x 0iTiTi 2 1/ s = i ;

02i 2h s (15) 02iTi ;

s = i = 1,2K iq x 0i Видно, что на границе плазма-диэлектрик 02 = 0;

01 = 0;

2 = d фор мулы (15) совпадают с формулами (13) и соответствуют известным выраже нием для декремента поверхностных колебаний [4] при зеркальном отраже нии частиц от границы.

Выводы. Предложена модель взаимодействия электронов проводимости полупроводящей среды с поверхностными колебаниями, основанная на реа лизации резонансного (черенковского) взаимодействия движущихся зарядов и электромагнитных колебаний в условиях, когда совпадают фазовая ско рость волны и скорость заряженной частицы.


Получены расчетные соотношения, связывающие параметрамы полу проводниковых структур: концентрацией свободных носителей, диэлектри ческой проницаемостью, температурой носителей с величиной декремента колебаний в классическом и квантовом приближениях.

Список литературы: 1. Мырова Л.О., Чепиженко А.З. Обеспечение стойкости аппаратуры связи к ионизирующим электромагнитным излучениям. – М.: Радио и связь, 1988. – 235 с. 2. Михайлов М.И., Разумов Л.Д., Соколов С.А. Электромагнитные влияния на сооружения связи. – М. :Радио и связь, 1979. – 225 с. 3. Стил М., Вюраль Б. Взаимодействие волн в плазме твердого тела. – М.:

Атомиздат, 1973. – 312 с. 4. Белецкий Н.Н., Светличный В.М., Халамейда Д.Д., Яковенко В.М.

Электромагнитные явления СВЧ-диапазона в неоднородных полупроводниковых структурах. – Киев: Наукова думка, 1991. – 216 с. 5. Зи C. Физика полупроводниковых приборов. – М.: Мир, 1984. – 456 с.

Поступила в редколлегию 09.03. УДК 621. В.В.ЛИТВИНОВ, мл. науч. сотр., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

О.В.ХВОЩАН, мл. науч. сотр., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

Ю.И.КУРАШКО, канд. техн. наук, ст. науч. сотр., Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ ЗАРЯДНОЙ ЦЕПИ ПОГРУЖНОГО ЭЛЕКТРОРАЗРЯДНОГО КОМПЛЕКСА ПОВЫШЕННОЙ МОЩНОСТИ Розглянуто особливості роботи зарядного кола заглибного електророзрядного комплексу підви щеної потужності. Надано рекомендації щодо поліпшення техніко-експлуатаційних характерис тик заглибного комплексу шляхом стабілізації електричного струму в геофизичному кабелі.

The characteristics of the charging circuit of submersible elektrodischarge complex with increased power are considered. Expert advices to improve the technical and operational characteristics of a sub mersible complex by stabilizing the electric current in the geophysical cable are provided.

Введение. Применение электроразрядного метода восстановления при тока нефти в скважины является одним из наиболее эффективных способов увеличения объемов добычи нефти. Оборудование, реализующее данный ме тод, представляет собой сложный электротехнический комплекс (ЭК) систем многоступенчатого преобразования электрической энергии. Входящий в со став оборудования геофизический кабель является элементом зарядной цепи емкостного накопителя ЭК и оказывает существенное влияние на технико эксплуатационные характеристики всего комплекса. Поэтому изменение па раметров этого элемента при эксплуатации ЭК является важной проблемой, требующей отдельного рассмотрения.

Целью настоящей работы является улучшение технико-эксплуатацион ных характеристик ЭК повышенной мощности для нефтяных скважин путем уменьшения влияния параметров геофизического кабеля на работу ЭК.

Постановка задачи исследований. Структурная схема погружного ЭК повышенной мощности представлена на рис. 1. В наземной части устройства (источнике питания) промышленное напряжение 380 В, 50 Гц выпрямляется трехфазным выпрямителем В1 и преобразуется в переменное транзисторным инвертором напряжения ИН1. Далее напряжение выпрямляется выпрямителем В2 и передается по геофизическому кабелю в погружную часть устройства.

В погружной части постоянное напряжение преобразуется в переменное инвертором напряжения ИН2 и повышается высоковольтным трансформато ром Тр2. Далее напряжение выпрямляется выпрямителем В3 и осуществляет ся зарядка емкостного накопителя ЕН до напряжения срабатывания газового разрядника (30 кВ). После срабатывания разрядника происходит пробой ме жэлектродного промежутка в электродной системе (ЭС) и формирование волн давления-сжатия в технологической среде.

Рисунок 1 – Структурная схема погружного электроразрядного комплекса повышенной мощности При изменении длины применяемого кабеля в процессе эксплуатации или в случае применения кабелей различных марок возникает необходимость согласования параметров наземной и погружной частей ЭК с целью достиже ния необходимых технологических режимов. Это является одной из главных проблем, возникающих при разработке и эксплуатации электроразрядных комплексов такого типа. В ранних моделях скважинных ЭК («Скиф-100» и «Скиф-100М» с выходом источника питания наземной части на переменном токе частотой 1кГц и 3кГц соответственно) проблема решалась включением токоограничивающих реактивных элементов или коммутацией групп вторич ных обмоток для получения необходимого значения выходного напряжения.

Оба способа требовали изменения схемы источника питания с подключением дополнительных элементов и длительной настройки непосредственно на мес те обработки. При этом необходимо было привлечение квалифицированных специалистов и наличие необходимых дополнительных элементов схемы.

Однако точность установки частоты зарядно-разрядного цикла оставалась не высокой.

Технические данные и электрические характеристики основных типов применяемых в ЭК типа «Скиф» геофизических кабелей приведены в [1]. Ра нее было показано [2], что при электрическом сопротивлении кабеля (одна жила – прямой токопровод и одна жила – обратный токопровод) более Ом невозможно достичь частоты зарядно-разрядного цикла 1 Гц при запа саемой в емкостном накопителе энергии 1кДж. Это справедливо для часто применяемого кабеля марки КГ 3х0.75-60-90 длиной более 3-х км.

Однако в случае применения кабелей марок КГ3х1.5-70-90 и КГ7х0.75 75-90 возможно достичь более низкого электрического сопротивления при аналогичных длинах, что позволяет выполнять требования технологии элек троразрядной обработки скважин. С другой стороны, возникает необходи мость определения таких режимов работы наземной и погружной частей ЭК, при которых обеспечивается частота зарядно-разрядного цикла не более 1 Гц.

Этим обеспечивается температурная стабильность работы элементов погруж ной части и, как следствие, надежность и эффективность ЭК в целом.

Рисунок 2 – Блок-схема модели ЭК повышенной мощности Рисунок 3 – Модель геофизического кабеля КГ 3х1.5-70-150 длиной 5 км Рисунок 4 – Модель наземной части Следовательно, при уменьшении электрического сопротивления пере дающего кабеля возникает необходимость стабилизации частоты зарядно разрядного цикла на уровне 1 Гц. Это возможно достичь при ограничении передаваемой по кабелю энергии путем стабилизации тока в кабеле. Стабили зация выходного тока наземной части в процессе зарядки высоковольтного конденсатора, расположенного в погружной части, осуществляется измене нием величины напряжения на входе геофизического кабеля. В качестве спо соба стабилизации был выбран способ широтно-импульсной модуляции (ШИМ) как наиболее простой в реализации. ШИМ представляет собой спо соб управления транзисторами инвертора, при котором регулирование вы ходных параметров источника питания осуществляется изменением времени открытого состояния транзисторных ключей инвертора.

Величина стабилизированного тока на выходе наземной части комплек са определялась в ходе моделирования при максимальном сопротивлении ка беля, равном 150 Ом (при длине кабеля марки КГ3х1.5-70-150, равной 5 км).

Для определения величины стабилизированного тока наземной части была составлена модель зарядной цепи емкостного накопителя погружной части ЭК повышенной мощности в системе схемотехнического моделирова ния Orcad.

Модель включает в себя схемы замещения наземной части, геофизиче ского кабеля и погружной части зарядной цепи (рис. 2). Модель геофизиче ского кабеля показана на рис. 3 и представляет собой цепную схему замеще ния, состоящую из набора RLC элементов.

Величины этих элементов выбраны из расчета сосредоточенности пара метров кабеля КГ 3х1.5-70-150 на единицу длины, принятую равной 1 км для каждого набора.

Рисунок 5 – Модель погружной части.

Модель наземной части (рис. 4) включает в себя мостовой транзистор ный инвертор, повышающий трансформатор, выпрямитель, LC-фильтр и мо дель ШИМ-контроллера [3]. Система стабилизации включает в себя модель ШИМ-контроллера и датчики тока H1 (первичная обмотка трансформатора TX1) и H2 (на выходе наземной части).

Модель погружной части (рис. 5) состоит из транзисторного инвертора, ШИМ-контроллера с отключенной функцией стабилизации, повышающего трансформатора, высоковольтного выпрямителя, построенного по несиммет ричной схеме удвоения напряжения, и заряжаемой емкости накопителя.

а б Рисунок 6 – Основные характеристики зарядного процесса для кабеля длиной 1 км:

а – со стабилизацией, б – без стабилизации Результаты исследований. В ходе исследований было определено зна чение тока стабилизации, равное 2,7 А. Значение тока было выбрано, исходя а б Рисунок 7 – Основные характеристики зарядного процесса для кабеля длиной 3 км:

а – со стабилизацией, б – без стабилизации из минимума погрешности поддержания частоты зарядно-разрядного цик ла в зависимости от длины кабеля. Для выбранного значения тока стаби лизации эта погрешность не превышает 6 %. Результаты моделирования для этого значения приведены на рис. 6-8, где Iкаб – ток в геофизическом кабеле, Uкаб – напряжение на входе кабеля, Uc – напряжение на высоко вольтном накопителе, Pз – средняя мощность зарядки накопителя. На ри сунках показан один цикл заряда емкостного накопителя. За момент окон чания зарядного цикла принимается момент достижения зарядным напря жением величины 30 кВ. В случае, когда стабилизация выходного тока на земной части не используется, ток наземной части ограничивается только активным сопротивлением геофизического кабеля. Поэтому при измене нии длины используемого кабеля время достижения зарядным напряжени ем накопителя порога срабатывания газового коммутатора в 30 кВ будет существенно изменяться, как видно на рис. 6-8.

а б Рисунок 8 – Основные характеристики зарядного процесса для кабеля длиной 5 км:

а – со стабилизацией, б – без стабилизации Представленные характеристики показывают возможность автоматиче ского поддержания частоты зарядно-разрядного цикла на уровне 1 Гц при расчетной погрешности поддержания частоты не более 6 % для геофизиче ского кабеля КГ 3х1.5-70-90 в диапазоне длин от 1 км до 5км включительно.

Кроме того, обеспечивается ограничение выходного тока наземной части в начале работы комплекса, когда емкость кабеля еще не заряжена, что поло жительно влияет на перегрузочную способность наземного источника пита ния.

На основании полученных результатов можно выделить необходимость применения стабилизации выходного тока наземного источника питания для ЭК повышенной мощности при использовании любого типа геофизического кабеля.

На рисунках показано, что стабилизация тока в кабеле достигается уве личением напряжения на его входе. Однако выходное напряжение источника питания ЭК не должно превышать максимальное рабочее напряжение вы бранного типа кабеля [1].

Поэтому для кабелей с погонным сопротивлением жилы 15 Ом/км и максимальным рабочим напряжением 1000 В (КГ 3х1.5-70-90) диапазон ав томатического поддержания частоты 1 Гц при уровне тока в кабеле 2,7 А возможен в диапазоне длин от 1 до 5 км. Для кабелей с большим погонным сопротивлением жилы стабилизация частоты зарядно-разрядного цикла ЭК на уровне 1 Гц будет происходить при пропорционально меньшей длине.

Основные выводы по работе. По результатам выполненных исследо ваний можно предложить следующие рекомендации по улучшению технико эксплуатационных характеристик погружных ЭК повышенной мощности:

– необходимо применять стабилизацию выходного тока наземной части погружных ЭК повышенной мощности для уменьшения влияния па раметров или типа геофизического кабеля на работу комплекса;

– обеспечить для геофизических кабелей с погонным сопротивлением жилы до 15 Ом/км включительно значение стабилизированного тока, равное 2,7А;

– допустимо применение любого типа геофизических кабелей с количе ством жил не менее трех при общем активном сопротивлении двух жил (прямой и обратный токопровод) в диапазоне от 30 до 150 Ом.

Список литературы: 1. Стандарт ЕАГО-010-01 «Кабели грузонесущие геофизические брониро ванные. Общие технические условия». 2. Хвощан О.В., Курашко Ю.И., Литвинов В.В. Повыше ние эффективности зарядных процессов электроразрядных погружных комплексов увеличенной мощности // Вестник национального технического университета «ХПИ». Тематический выпуск «Техника и электрофизика высоких напряжений». – 2006. – №37. – С. 86-92. 3.

focus.ti.com/lit/ds/symlink/uc1825.pdf.

Поступила в редколлегию 12.03. УДК 621.317. Ю.С.НЕМЧЕНКО, гол. метролог, НТУ «ХПІ»;

В.В.КНЯЗЄВ, канд. техн. наук, пров. наук.співр., НТУ «ХПІ»;

І.П.ЛІСНОЙ, зав. лаб., НТУ «ХПІ»;

В.І.КРАВЧЕНКО, д-р техн. наук, директор, НТУ «ХПІ»

ЗАСТОСУВАННЯ ЕТАЛОНУ-СН ДЛЯ ВИЗНАЧЕННЯ ПЕРЕХІДНИХ ХАРАКТЕРИСТИК ЗАСОБІВ ВИМІРЮВАННЯ ВИСОКИХ ІМПУЛЬСНИХ НАПРУГ Описана методика використання Еталону великих імпульсних напруг (Еталон-СН) для визначен ня перехідних характеристик засобів вимірювання високих імпульсних напруг. Методику було випробувано на дільниках напруги різних типів з амплітудою від 6 кВ до 300 кВ.

The method of the using the Standard of the high voltage pulses (Etalon-СV) for determination of the transient characteristics of the measuring instruments of the high voltage pulses is described. The volt age dividers of the different types with amplitude from 6 kV till 300 kV were investigated.

Раніше [1, 2] у діючому Еталоні імпульсного електромагнітного поля (Еталоні РЕМП) були експериментально визначені амплітудно-часові пара метри імпульсів напруги між електродами смужкової лінії СЛ-48 (далі – СЛ 48) і встановлена теоретична й експериментальна залежність між величиною зарядної напруги на конденсаторі СФ Еталону й величиною імпульсної напру ги в СЛ-48. Ці розрахунки й вимірювання показали, що величини цих обох напруг збігаються і тому Еталон РЕМП можливо використовувати у якості Еталону високих імпульсних напруг (Еталон-СН). Основні метрологічні ха рактеристики Еталону-СН відносно імпульсної напруги наведено у табл. 1.

Таблиця 1 - АВП вихідних напруг Еталону-СН Найменування характеристики Розмірність Значення від 1 до 5· 1 Амплітудний діапазон кВ від 8·10-9 до 40·10- 2 Тривалість фронту с 1,27·10- 3 Тривалість імпульсу с Вимірювання імпульсів напруги в Еталоні-СН між електродами СЛ здій снюється щупом високовольтним Tektronix Р6015А, який виробляється про мислово, а контроль за формою імпульсу напруги здійснюється штатним ме трологічно атестованим вимірювачем напруженості електричного поля СПЕФВ-ЕК. Осцилограми обох імпульсів, які одночасно виміряні за допомо гою осцилографа Tektronix DPO 4104, наведено на рис. 1, із якого видно, що форми фронтової частини обох імпульсів напруги подібні, що говорить про правильний вибір методу й засобів вимірювання в Еталоні-СН.

Рисунок 1 – Осцилограми фронту імпульсу напруги з виходу щупа високовольтного Р6015А (1) і фронту імпульсу напруги с виходу вимірювача СПЕФВ-ЕК (2) при Uзар = 10 кВ Рисунок 2 – Загальний вид омічного дільника імпульсів високої напруги ОДН- Рисунок 3 – Загальний вигляд змішаного дільника імпульсів високої напруги СДН- Рисунок 4 – Загальний вид омічного дільника імпульсів високої напруги ОДН- Рисунок 5 – Загальний вигляд омічного дільника імпульсів високої напруги ОДН- Рисунок 6 – Загальний вигляд змішаного дільника імпульсів високої напруги Tektronix Р6015А Для експериментальних досліджень метрологічних характеристик засо бів вимірювання високих імпульсних напруг були обрані п’ять типів дільни ків напруги (ДН), чотири з яких були створені в НДПКІ «Молнія» НТУ «ХПІ» для високовольтних імпульсних установок різного призначення, та один – щуп високовольтний Tektronix Р6015А. Їх зовнішній вигляд наведено на рис. 2–6, а основні технічні характеристики, які вказано у формулярах, – у табл. 2.

Таблиця Розмір Тип ДН Параметр ність ОДН-6 СДН-10 ОДН-20 ОДН-300 Р6015А 1. Амплітудний кВ 0,1 - 6 0,1 - 10 1 - 20 10 - 30 0,1 - діапазон 2. Час наростання перехідної харак- нс 27 6 36 100 теристики 3. Коефіцієнт - 198 1040 1200 10000 ділення 4. Габаритні роз 320 х 760 х 2200 х 340 х міри (висота х ді- мм 280 х 80 260 270 аметр) СФ – розрядна ємність Еталону-ТН;

Lг – сумарна індуктивність розрядного контуру;

ВК – високовольтний комутатор;

СЛ-48 – смужкова лінія;

Rн – узгоджувальний резистор СЛ;

ДН – дільник напруги, що досліджується;

ЕО – осцилограф Tektronix DPO Рисунок 7 – Схема вимірювання ПХ ДН Дослідження метрологічних характеристик усіх типів ДН проводилося по черзі згідно зі схемою на рис. 7 та розміщенням ДН на рис. 8 (ДН підклю чався паралельно електродам СЛ-48 Еталону-СН). Для контролю форми ім пульсів у Еталоні-СН було застосовано штатний вимірювач напруженості електричного поля СПЕФВ-ЕО з волоконно-оптичною лінією зв’язку, який при експериментах установлювався у робочому об’ємі СЛ-48 і який, в порів нянні з СПЕФВ-ЕК, має значно більший часовий діапазон – рис. 9.

Згідно з даними табл. 1 та 2 імпульс напруги між електродами СЛ-48 знач но крутіший, ніж час зростання перехідної характеристики (ПХ) ДН, тому у різ них ДН буде різна форма ПХ і на ній, зокрема, виникають різного роду коли вання. Для встановлення галузі застосування ДН були проведені роботи по дем пфуванню цих коливань, що і наведено у послідуючих осцилограмах.

Результати вимірювання форми та амплітудно-часових параметрів ПХ усіх ДН наведено нижче.

Рисунок 8 – Ввімкнення щупа високовольтного Р6015А між електродами СЛ- Рисунок 9 – Установка вимірювального перетворювача СПЕФВ-ЕО між електродами СЛ-48 (фотоприймач вимірювача й осцилограф розташовано у вимірювальній кабіні) Результати експериментального визначення форми й параметрів ПХ омічного дільника напруги ОДН-300. Осцилограми вимірювання імпу льсів високої напруги між електродами СЛ-48 за допомогою омічного діль ника напруги ОДН-300 і вимірювача напруженості електричного поля СПЕФВ-ЕО наведено на рисунках 10 - 14 (на всіх осцилограмах крива 1 - на пруга з виходу СПЕФВ-ЕО, а крива 2 - напруга з виходу ОДН-300).

Рисунок 10 – Осцилограми спадної частини імпульсу напруги між електродами СЛ- Рисунок 11 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 0 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U= 5 кВ і смузі пропускання осцилографа 150 МГц Висновки по ОДН-300:

1. Спад імпульсу напруги з виходу ОДН-300 більш довгий, ніж з вихо ду СПЕФВ-ЕО, що пояснюється недостатньою для вимірюваного ім пульсу постійної інтегрування СПЕФВ-ЕО.

2. Фронтова частина напруги з виходу СПЕФВ-ЕО значно крутіша, ніж фронтова частина напруги з виходу ОДН-300, що пояснюється тим, що вимірювач СПЕФВ-ЕО передає цей фрагмент імпульсу напруги (напруженості електричного поля) без спотворення, а час наростання перехідної характеристики ОДН-300 значно більше тривалості фрон ту вимірюваного імпульсу через його більші габарити.

3. При смузі пропускання осцилографа 150 МГц на осцилограмі фронто вої частини імпульсу напруги з виходу ОДН-300 видно високочастотні «шуми» (рис. 11), викликані недостатньою завадозахищеністю вимірю вального кабелю. Ці «шуми» можна усунути з осцилограми двома спо собами: або зниженням смуги пропускання до 20 МГц без зміни основ ної осцилограми імпульсу напруги з виходу ОДН-300 (рис. 12, 14), або ввімкненням на виході ОДН-300 інтегруючого ланцюжка (рис. 13).



Pages:     | 1 | 2 || 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.