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 | 3 || 5 |

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

-- [ Страница 4 ] --

Рисунок 12 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 6,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ і смузі пропускання осцилографа 20 МГц Рисунок 13 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 0 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ, смузі пропускання осцилографа 150 МГц і ввімкнені на виході ОДН-300 інтегруючого ланцюжка Рисунок 14 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 6,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 20 кВ і смузі пропускання осцилографа 20 МГц Рисунок 15 – Осцилограми спадної частини імпульсу напруги між електродами СЛ- Рисунок 16 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 2,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ і смузі пропускання осцилографа 20 МГц Рисунок 17 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 2,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ, смузі пропускання осцилографа 20 МГц і ввімкнені на виході ОДН-20 інтегруючого ланцюжка з недостатньою постійною інтегрування Рисунок 18 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 2,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ, смузі пропускання осцилографа 20 МГц і ввімкнені на виході ОДН-20 інтегруючого ланцюжка з достатньою постійною інтегрування Результати експериментального визначення форми й параметрів ПХ омічного дільника напруги ОДН-20. Осцилограми вимірювання імпу льсів високої напруги між електродами СЛ-48 за допомогою омічного діль ника напруги ОДН-20 і вимірювача напруженості електричного поля СПЕФВ-ЕО наведені на рис. 15 - 19 (на всіх осцилограмах крива 1 – напруга з виходу ОДН-20, а крива 2 – напруга з виходу СПЕФВ-ЕО).

Висновки по ОДН-20:

1. Спад імпульсу напруги з виходу ОДН-20 більш довгий, ніж з виходу СПЕФВ-ЕО, що пояснюється недостатньою для вимірюваного імпу льсу постійною інтегрування СПЕФВ-ЕО.

2. Фронтова частина напруги з виходу ОДН-20, тобто перехідна характе ристика ОДН-20 містить накладені на фронт високочастотні коливання, викликані конструктивними недоліками дільника напруги у цій часовій області. Виходячи із цього ОДН-20 не придатний для вимірювання на носекундних імпульсів напруги, тому що через накладені коливання не можна метрологічно точно визначити параметри ПХ.

3. Ввімкнення на виході ОДН-20 інтегруючого RC-ланцюжка з достат ньою постійною інтегрування дозволяє прибрати накладені коли вання із фронту ПХ ОДН-20, але при цьому значно збільшується тривалість фронту ПХ (до декількох сотень наносекунд), що автома тично визначає область застосування ОДН-20 – вимірювання імпуль сів напруги з мікросекундними фронтами.

Рисунок 19 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 2,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 20 кВ, смузі пропускання осцилографа 20 МГц і ввімкненні на виході ОДН-20 інтегруючого ланцюжка з зайвою постійною інтегрування Результати експериментального визначення форми й параметрів ПХ омічного дільника напруги ОДН-6. Осцилограми вимірювання імпуль сів високої напруги між електродами СЛ-48 за допомогою омічного дільника напруги ОДН-6 і щупа високовольтного Р6015А наведені на рис. 20 - 21 (на всіх осцилограмах крива 1 – напруга з виходу Р6015А, а крива 2 – напруга з виходу ОДН-6).

Висновки по ОДН-6:

1. Спади імпульсів напруги з виходів ОДН-6 і Р6015А однакові, що по яснюється тим, що обидва дільники є омічними дільниками напруги й однаково вірогідно передають спад імпульсів мікросекундної три валості.

2. Фронтова частина напруги з виходу Р6015А більш крута, ніж фрон това частина напруги з виходу ОДН-6, що пояснюється тим, що ви мірювач ОДН-6 має більш пологу перехідну характеристику (при близно 30 нс) і тим самим може застосовуватися тільки для вимірю вання імпульсів із тривалістю фронту не менш 100 нс.

Рисунок 20 – Осцилограми спадної частини імпульсу напруги між електродами СЛ- Рисунок 21 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 2,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U= 5кВ і смузі пропускання осцилографа 100 МГц Результати експериментального визначення форми й параметрів ПХ омічного дільника напруги СДН-10. Осцилограми вимірювання імпу льсів високої напруги між електродами СЛ-48 за допомогою змішаного діль ника напруги СДН-10 і щупа високовольтного Р6015А наведені на рис. 22 26 (на всіх осцилограмах крива 1 – напруга з виходу Р6015А, а крива 2 – на пруга з виходу СДН-10).

Рисунок 22 – Осцилограми спадної частини імпульсу напруги між електродами СЛ- Рисунок 23 – 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 100 МГц Рисунок 24 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 6,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ і смузі пропускання осцилографа 100 МГц Рисунок 25 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 6,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ, смузі пропускання осцилографа 100 МГц і ввімкнені на виході СДН-10 інтегруючого ланцюжка з недостатньою постійною інтегрування Рисунок 26 – Осцилограми фронтової частини імпульсу напруги між електродами СЛ-48 при тиску у високовольтному комутаторі р = 6,5 атм., зарядній напрузі Еталону-СН U = 5 кВ, смузі пропускання осцилографа 100 МГц і ввімкнені на виході СДН-10 інтегруючого ланцюжка з достатньою постійною інтегрування Висновки по СДН-10:

1. Спад імпульсу напруги з виходу СДН-10 (рис. 22) більш довгий, ніж з виходу Р6015А, що пояснюється недостатнім проробленням узго дження ємнісного та омічного ланцюжків дільника СДН-10 у мікро секундному діапазоні.

2. При тиску азоту у високовольтному комутаторі р = 0 (тривалість фронту імпульсу напруги при цьому порядку 40 нс) фронтові части ни імпульсів напруги з виходів Р6015А и СДН-10 однакові, що го ворить про те, що ємнісний та омічний ланцюжки дільника СДН- узгоджені у наносекундному діапазоні.

3. При збільшенні тиску азоту у високовольтному комутаторі до р = 6, атм. (тривалість фронту імпульсу напруги при цьому знижується до 10 нс) на фронтовій частині напруги з виходу СДН-10 з'являються дуже високочастотні коливання, викликані ударним порушенням коливального контуру, що складається з ємностей СДН-10 і констру ктивних паразитних індуктивностей. Для усунення цих паразитних коливань і одержання ПХ із гладко наростаючим експоненціальним фронтом на виході СДН-10 необхідно включати інтегруючий лан цюжок (рис. 25 і 26), але при цьому час наростання ПХ збільшується до 100 нс і його можна застосовувати для вимірювання імпульсів на пруги із тривалістю фронту більше 300 нс.

Резюме.

1. Створений в НДПКІ «Молнія» Еталон високих імпульсних напруг (Еталон-СН) виявився ефективним засобом для визначення реальних ПХ засобів вимірювання високих імпульсних напруг практично усіх видів та класів, про що кажуть наведені вище осцилограми та їх ана ліз.

2. За допомогою Еталону-СН шляхом зміни тиску азоту в комутаторі Еталону-СН можна змінювати тривалість фронту його імпульсів від 8 нс (тиск 6,5 атм.) до 40 нс (тиск 0 атм.);

3. За допомогою Еталону-СН стало можливим виявити скриті вади за собів вимірювання високих імпульсних напруг, які неможливо було виявити іншими способами.

4. За допомогою Еталону-СН можливо відкоригувати форму ПХ засо бів вимірювання високих імпульсних напруг таким чином, щоб отримати потрібну ПХ і, тим самим, чітко визначити галузь застосу вання ДН.

Список літератури: 1. Князев В.В., Кравченко В.И., Лесной И.П., Немченко Ю.С. Эксперимен тальные исследования метрологических характеристик средств измерения высоких импульсных напряжений на Эталоне-ТН // Вестник Национального технического университета «ХПИ». Сбор ник научных трудов. Тематический выпуск: «Техника и электрофизика высоких напряжений». – Харьков: НТУ «ХПИ». – 2009. – № 39. – С.79-84. 2. Немченко Ю.С., Князєв В.В., Лісний І.П., Кравченко В.І. Вихідні характеристики Еталону одиниць імпульсної напруги/струму «Еталон СН» // Матеріали науково-практичної конференції «Фізичні процеси та поля технічних і біологічних об'єктів». – Кременчук-Хургада. – 2009. – С.42-44.

Надійшла до редколегії 29.03. УДК 621.3:537. С.В.ПЕТРИЧЕНКО, канд. техн. наук, Інститут імпульсних процесів і технологій НАН України, Миколаїв ПІДВИЩЕННЯ ПРОДУКТИВНОСТІ І СТАБІЛІЗАЦІЯ РЕЖИМІВ ОБ'ЄМНОГО ЕЛЕКТРОІСКРОВОГО ДИСПЕРГУВАННЯ СТРУМОПРОВІДНИХ ГРАНУЛ У РІДИНІ Запропоновано методи інтенсифікації об'ємної міграції іскрових розрядів, видалення іскроеро зійних порошків із розрядних зон, регулювання площі зняття матеріалу з поверхні гранули, об’єму плазми і області дії на гранулу теплового потоку, що дозволяють зменшити нестабільність режимів і підвищити продуктивність об'ємного електроіскрового диспергування.

The methods of volumetric migration of spark discharges intensification, removal of spark-eroded pow ders from discharge zones, the areas of material removal from a granular surface regulation, volume of plasma and area of action of a thermal stream on a granule regulation are shown. These methods allowed to decrease instability of discharge impulses’ parameters and to increase productivity of electrospark dis persion.

Вступ. Поширення технологій електроерозійного синтезу дрібнодиспер сних порошків із струмопровідних матеріалів потребує вирішення проблеми підвищення продуктивності установок для електроіскрового диспергування (УЕД). Створення суттєво неоднорідних умов в реакторах УЕД, коли замість одного контактного проміжку між двома електродами у рідині застосовують шар контактуючих гранул (рис. 1), дозволило збільшити продуктивність еле ктроерозійної обробки від міліграмів до декількох кілограмів іскроерозійного порошку за годину [1]. Такий результат досягнуто за рахунок формування між електродами у шарі гранул багатоканальних швидкомігруючих електри чних розрядів під час тривалості кожного імпульсу напруги (від 10 до 100 мкс) амплітудою від 400 до 600 В. Робочий шар, що піддається імпульс ному навантаженню, містить велику кількість гранул, довільно упакованих між пласкими (рис. 1, поз. 3) чи циліндричними електродами блоків диспер гування. Зазвичай використовують симетричний шар розміром у декілька де сятків міліметрів. В якості робочого середовища застосовують діелектричні рідини (насичені вуглеводні, спирти, вода), що забезпечують високі швидко сті охолодження (до 109 К/с) при конденсації речовини, яка зазнала фазових перетворень під дією високих температур (від 103 до 104 К) [1] і тисків (до 280 МПа) [2] в іскрових каналах.

Аналіз проблеми. Зазначені умови, окрім позитивного результату, спри яють виникненню в електроіскровому навантаженні складних внутрішніх зворотних зв’язків, що збільшує нестабільність режимів обробки, особливо коли необхідно диспергувати коштовні чи рідкісні матеріали і створити шар з великою кількістю гранул неможливо. Для стабілізації режимів роботи УЕД відомі розробки напівпровідникових формувачів розрядних імпульсів з ма лим внутрішнім опором і регульованими параметричними взаємозв’язками, що базуються на емпіричних залежностях між опором багатоканального іс крового навантаження, напругою та енергією в імпульсі. Досягнуто значного прогресу і у розробці методів впливу на продуктивність об’ємного електроіс крового диспергування (ОЕІД). Так, досліджено можливість підвищення про дуктивності обробки в 2 – 10 разів при відповідному комбінуванні ємності накопичувача (у діапазоні від 10 до 100 мкФ), частоти електричних імпульсів (від 0,3 до 4 кГц), площі електродів та висоти шару гранул. Виходити за межі зазначених діапазонів реалізації ОЕІД з тих чи інших причин недоцільно (на приклад, збільшення частоти обмежене тривалістю релаксації середовища).

Тому подальше підвищення продуктивності і зменшення нестабільності ре жимів УЕД потребують дослідження нових способів впливу на багатоканаль ний іскровий розряд і комплекс явищ, що його супроводжують в динаміці одиничного розрядного імпульсу.

1 – діелектричний корпус реактора;

2 – сітчасте днище;

3 – електроди;

4 – пружинна підвіска;

5 – патрубок для подачі рідини;

6 – патрубок для подачі гранул;

7 – патрубок для виводу рідини;

8 – направляючі діелектричні вставки Рисунок 1– Однокамерний реактор УЕД [3] і схема його підключення Раніше здійснювалися спроби застосування специфічних ефектів, осно ваних на дії гідропотоків, барботажу і вібрації, що мали б збільшити кількість локальних іскрових каналів, однорідність їх розподілення у реакторі, швид кість видалення продуктів, тощо.

Механізми таких активних впливів у зв’язку із обмеженими можливостями теоретичних і експериментальних методів до сліджень тривалий час не вивчалися, тому однозначних результатів у цьому напрямку не було досягнуто. Сама ідея, що спонукала розробників здійсню вати такі спроби, полягала в примусовій (від зовнішніх пристроїв) інтенсифі кації таких вторинних явищ, супроводжуючих електроіскрову обробку, як переміщення гранул, гідродинамічні зворушення і газовиділення у середови щі. Припускалося, що вони можуть призводити до передчасного руйнування іскрових каналів і створення нових на багатьох контактах між гранулами в ході одиничного розрядного імпульсу, а також сприяти виносу ерозійних продуктів із локальних розрядних зон. Вочевидь, використання цих вторин них явищ можливе і без застосування зовнішніх пристроїв на основі вивчення і врахування їх природної динаміки емпіричними методами. Тоді переміщен ня гранули, розповсюдження гідродинамічних зворушень від іскрових кана лів, температура середовища і вміст у середовищі газових включень можуть розглядатися як діючі фактори. Регулюванню можуть підлягати відповідні швидкості переміщення чи розповсюдження, розміри і концентрація газових включень. Вказані фактори впливають також на об’єм і форму розрядної пла зми, кут дії на гранулу теплового потоку, на площу зняття матеріалу з повер хні гранули в динаміці. Іншими словами існує зворотній зв'язок між вторин ними і первинними електророзрядними явищами як на окремому, так і на різ них контактах (локальний розряд на одному контакті впливає на динамічні параметри розрядів на сусідніх контактах).

Другим важливим аспектом проблеми підвищення продуктивності, ста більності і якості електроіскрової обробки є регульованість власних плазмо кінематичних і електричних характеристик окремих локальних іскрових ка налів чи їх ланцюгів в умовах з рухомими гранулами. Ці характеристики за лежать від розподілу потенціалів у шарі, ємності накопичувача, індуктивності розрядного контуру, діаметру і матеріалу гранул, висоти шару, властивостей рідини, тощо. Регулюючі впливи доцільно здійснювати шляхом комбінування вказаних початкових умов з урахуванням і використанням вторинних явищ, що призводять до динамічного перерозподілу потенціалів у шарі гранул.

Зв'язок плазмокінематичних характеристики окремих локальних іскро вих каналів і їх похідних (кут дії на гранулу теплового потоку, тощо), а також струмів у гілках багатоканальних швидкомігруючих розрядів з температурою речовини в зоні розряду, об’ємом матеріалу, що плавиться і випаровується під час розряду, відображено у цілому ряді відомих математичних моделей відповідних електротеплових процесів (наприклад, [4]).В задачах фізичного моделювання початковий або ж динамічний розподіл потенціалів віддзерка люється варіаціями напруги накопичувача, прикладеної до модельної ділян ки, яка містить декілька гранул, а висота шару – зусиллям, пропорційним вазі шару у визначеному розрізі із урахуванням можливих ступенів свободи.

Метою даної роботи є розробка нових методів регулювання динамічних параметрів електротехнічних систем об’ємного електроіскрового диспергу вання металевих гранул у рідині на основі виявлення взаємозв’язку електри чних і просторово-часових характеристик розряду, встановлення залежностей цих характеристик від параметрів розрядного кола, навантаження та зовніш ніх дій з урахуванням вторинних явищ і взаємного впливу процесів, які вини кають на близько розташованих контактах для підвищення продуктивності і стабілізації режимів вказаних систем без збільшення енерговитрат.

Основна частина. В роботі використовувались власні експериментальні методики високошвидкісної (до 2,5·106 кадр/с) фотореєстрації іскрових роз рядів між гранулами разом із синхронним осцилографуванням розрядних струмів і напруги на міжелектродному проміжку. Принципи побудови фізич них моделей і конструктивні рішення модельних комірок призначених для досліджень іскрових процесів між двома, трьома гранулами, у лінійному лан цюзі і шарі гранул описані в роботах [5–7]. Оригінальними є тіньовий метод реєстрації наскрізних каналів протікання струму у шарі гранул і методика ін терпретації тіньових картин [7], що ґрунтується на співставленні інтенсивно сті розширення тіньових каналів і фотограм локальних іскрових розрядів та дозволяє визначати динамічний розподіл потенціалів і дисипацію енергії в об’ємі реактора. Для дослідження впливу газових включень на інтенсивність іскрових процесів використовувались моделі, в яких передбачено введення в робочу зону газових бульбашок діаметрами dП від 0,5 до 5 мм (групами, уз довж однієї лінії і окремо – на різних відстанях до вісі контакту). Визначення швидкості розповсюдження гідродинамічних зворушень у рідкому середови щі (vЗВ) здійснювалося із застосовуванням експериментальної методики, ос нованої на швидкісній фотореєстрації процесів деформації бульбашок, роз ташованих на відомих відстанях.

Для досягнення поставленої мети були узагальнені і зведені до єдиної системи як нові, так і отримані нами раніше розрізнені емпіричні результати.

Вивчення просторово-часових характеристик розряду у масштабі одного контакту між двома гранулами потребує попереднього визначення сукупності умов, за яких буде спостерігатися повне відтворення його електричних харак теристик. Тому були проведені дослідження на предмет стабілізації розряду із варіюванням ємності накопичувача C від 10 до 100 мкФ і зарядної напруги U0 від 20 до 175 В із розрахунку на один контакт. Діапазон варіювання ємно сті цілком відповідав параметрам існуючих УЕД. Напругу було приведено від міжелектродної до напруги на одному контакті відповідно до методики, ви кладеної в роботі [8]. Розширення діапазону по напрузі відбувалося вже в хо ді експерименту: вниз – до припинення формування розряду;

вгору – до межі переходу розряду із аперіодичного в коливальний.

Показана можливість формування повторюваних (із залишковою напру гою на проміжку, узгоджених та коливальних) і нестабільних іскрових розря дів (рис. 2, а, б відповідно) [6]. Нестабільні розряди мають перемінні амплі туди (Im відрізняється від розряду до розряду в декілька разів) і тривалості (0,5 (LКC)1/2 (LКC)1/2), різкі спади розрядного струму, повторні пробої проміжку у ході одиничної комутації. Доведено, що повторювані іскрові роз ряди між гранулами формуються за умови (U0-44)/0,56C 1, (1) причому для них існує значима залежність (критерій Фішера) амплітуд і швидкостей зростання струму від параметрів розрядного кола.

Повну С – U0 діаграму умов здійснення всіх чотирьох режимів розряду між гранулами (відповідно до вищеозначеної класифікації – три види повто рюваного розряду і нестабільний) представлено в роботі [5].

Для регулювання розрядного струму запропоновано співвідношення, яке пов’язує його значення із параметрами розрядного контуру, справедливе для елементарної контактної ділянки та двовимірного шару гранул:

ln a1 C (U 0 a2 )sin t t (LK C ) i (t ) = 1, (2) LK C LK t (LK C ) де а1 = 0,291 і a2 = 34,8 – визначені у роботі емпіричні коефіцієнти хвильово го опору кола (хв) і напруги U0;

LК – індуктивність розрядного контуру, мкГн;

С, мкФ. Середнє квадратичне відхилення значень розрядних струмів (у часовому розрізі), розрахованих по (2), від експерименту не перевищує: для ділянки – 6 %, для двовимірного шару – 8 %.

Наступним етапом роботи було визначення умов узгодження локальних іскрових розрядів, їх виконання необхідне для звуження діапазонів дослі дження просторово-часових характеристик розряду і їх подальшого регулю вання в межах дотримання енергоефективних режимів обробки.

Було виявлено ділянку з екстремумом залежності від U0 (при різних C) нормованої інтегральної потужності на іскрових проміжках (wn) при еквіва лентному опорі проміжку RЕ = хв. Встановлено характер залежності RЕ (C, U0), що монотонно зменшується при збільшенні U0. Екстремум відпо відає максимально ефективному розподілу енергії (у локальному масштабі), тобто умовами його досягнення є умови узгодження іскрового навантаження.

Величини wn і RЕ традиційно визначаються на підставі експериментальних даних:

w n = 2 i (t )u(t )dt CU 0, (3) RЭ = i (t )u(t )dt i (t ) dt.

(4) 0 Експериментально досліджено взаємозв’язок перетину розрядного кана лу і електричної потужності. Показано, що співвідношення просторових ма сштабів розряду має наступний вигляд:

[(00,9)10-3] rЕФ [(0,591,6)10-3] = c0 [(2166)10-3], де і c0 – відповідно довжина хвилі і швидкість звуку у рідині;

– довжина розрядного каналу на момент досягнення максимуму потужності, відповідає переміщенню гранули, м;

rЕФ – ефективний радіус розрядного каналу.

Встановлено, що для граничних випадків можна використати як цилінд ричну, так і сферичну моделі розряду.

Для узгоджених розрядів виявлено три характерних часових інтервали.

На першому, до моменту досягнення максимуму потужності, збільшення ра діусу (r) каналу (рис. 2, в) відбувається з рівномірною швидкістю (v) від 50 до 70 м/с по закону r(t) = r0 + vt (де r0 – початковий радіус каналу). На другому інтервалі, що відповідає спаду потужності, при 0,5 (LКC)1/2 t (2/3) (LКC)1/2, канал стає неоднорідним і швидкість його розширення зменшується у 2 рази. На третьому інтервалі, при t (2/3)(LКC)1/2 відбувається інерційне розширення порожнин зі швидкістю близько 30 м/с.

а б в Рисунок 2 – Характерні осцилограми повторних (а) і нестабільних (б) іскрових розрядів між гранулами і їх просторово-часові характеристики (в) Вперше експериментально підтверджено наявність переміщення гранули у ході розряду та визначено його величину [5]. Для гранул діаметром d0 = 6 мм при помірному навантаженні, що відповідає тиску на нижній ряд контактів шару розміром 15 х 15 гранул, таке переміщення за проміжок часу t = 100 мкс складає від 0,7 до 0,9 мм. На основі цього було розроблено мо дельну схему плазмокінематичних процесів між гранулами і побудовано за лежності площі зняття матеріалу з поверхні гранули S(d0,r,), кутової області дії на гранулу теплового потоку q(d0,r,) і об’єму плазми q(d0,r,), виявлено взаємозв’язок з U0, C, LК ефективних значень цих величин (tЕФ = 0,5 (LКC)1/2):

r (t ) 0,25 (t ) 2 r (t ) 2 0,25 (t ) 2 ;

q (t ) = arccos S (t ) = d 0. (5) d d 0 + (t ) d 0 + (t ) 4 q(t ЕФ ) rЕФ r 2 0,25 2 2 1,5d 0 rЕФ 0,25 + ЕФ, (6) 2 d0 + d0 + 3 0,5d 0 + 0,25 + rЕФ 0,5d 0 + 0,25 + rЕФ 2 2 + rЕФ 2rЕФ + d0 + d0 + де rЕФ = r0 + v 0,5(LKC)1/2 – ефективний радіус плазмового каналу.

Виявлено, що за умов, коли розміри, кількість і швидкість введення бу льбашок виключають можливість повного перекриття контактних проміжків, вони не впливають на процес формування іскрових каналів. Показано, що розташування і розміри газових включень можуть змінити просторову конфі гурацію каналу розряду, збільшити об’єм розрядної плазми (рис. 2, в) та під вищити швидкість видалення і охолодження ерозійних порошків, зменшуючи до 30 % (при t = tЕФ) їх концентрацію в розрядних зонах.

На основі визначення величини vЗВ, яка для узгоджених іскрових розря дів складала 270–310 м/с, сформульовано умови гідродинамічної взаємодії активованих контактів, які дозволяють інтенсифікувати рухливість електроіс крінь і видалення продуктів ерозії протягом тривалості розрядного імпульсу:

r0 + 0,5 vЗВ (LКC)1/2/d0 1. (7) Одна із схем інтенсифікації рухливості електроіскрінь і видалення іскро ерозійних продуктів із розрядних зон на основі використання гідродинамічної взаємодії сусідніх активованих контактних вузлів полягає у наступній послі довності дій. Кількість гранул, що складатиме один горизонтальний ряд від електрода до електрода (N), обирають таким чином, щоб забезпечити на кож ній парі контактів напругу, що задовольняє умові (1) при фіксованій робочий напрузі формувача розрядних імпульсів. Задаються попереднім значенням ємності накопичувача енергії із діапазону представленого в табл. 1. Далі, роз раховують інтегральний еквівалентний опір навантаження. Перерахунок на пруги (від пари контактів до ряду) і визначення RЕ виконують за методикою і формулами, наведеними в роботі [8]. Виходячи із технічно досяжних значень індуктивності розрядного контуру LК розраховують можливі величини хви льового опору розрядного кола хв і порівнюють їх з RЕ, перевіряють вико нання умови RЕ = хв. Послідовність дій повторюють доки умову не буде ви конано. Наступним етапом є визначення діаметру гранул d0 і довжини між електродного проміжку. d0 визначається на підставі виразу (7), де vЗВ є відо мою величиною, наведеною в табл. Довжину міжелектродного проміжку роз раховують по формулі l = N·d0. Висоту шару обирають із міркувань симетрії.

Як показало впровадження результатів на діючих установках, дотриман ня умов узгодження, гідродинамічної взаємодії і насичення рідкого середо вища газовими бульбашками, дозволяє підвищити продуктивність іскрового диспергування в 1,3–1,6 рази, зменшити дисперсію розподілу порошків в 1, рази, зменшити нестабільність параметрів розрядних імпульсів та непродук тивні втрати енергії (на 10 – 40 %).

Експериментальні дослідження з використанням методики інтерпретації тіньових картин розряду показали, що доля активованих контактних проміж ків збільшується до 25 %. Кількість іскрінь корелює з електричною потужніс тю так, що більшому загальному числу локальних іскрових каналів відповідає більша доля нестабільних. Для ряду металів, що взаємодіють з киснем, ви значено тривалість екзотермічних реакцій, яка досягає подвійної тривалості розряду.

Ефект регулювання величин q(tЕФ), S(tЕФ), q(tЕФ) та I(tЕФ) за рахунок зміни параметрів розрядних імпульсів (U0, C, LК) і характеристик наванта ження (величин: d0, dП, h) наведено в табл. Рекомендації щодо регулювання цих величин полягають у комбінуванні означених параметрів і характеристик відповідно до (2), (5)–(7) у визначених діапазонах (див. таблицю) за умови виконання вимог щодо стабілізації (1) і узгодження іскрового навантаження (RЕ=хв), де RЕ, а також приведення напруги до міжелектродної, визначається на підставі емпіричних формул і методики перерахунку [8].

Діапазони параметрів і ефект регулювання С LК d0 dП Параметри, що змінюються +0, (qЕФ), від середнього знач. ±0,84 ±0,31 ±0, діапазони параметрів діапазони контрольо- вторинних регулювання варійованих ваних динамічних, U0, С, LК, d0, m(h), v, I m, qЕФ, мм В мкФ мкГн мм г м/с кА мм 3і 50 10 1,8 7 50 0,7 0,12 0, 500 100 2,9 80 70 0,9 2,67 9, Висновки. В роботі наведено узагальнення результатів експерименталь них досліджень: режимів і просторової динаміки розряду;

залежностей роз рядного струму, інтегральних електричних і енергетичних характеристик від зарядної напруги, ємності накопичувача і індуктивності розрядного кола;

вза ємозв’язку радіуса і об’єму плазмового каналу з електричними характеристи ками. Досліджено моделі впливу газових включень, висоти шару і діаметра гранул на характерний розмір локальних іскрових каналів, переміщення гра нул і концентрацію продуктів ерозії в розрядній зоні, встановлено умови гід родинамічної взаємодії активованих контактних проміжків, що дозволяє шляхом відповідного вибору комбінації параметрів розрядних імпульсів і ха рактеристик навантаження інтенсифікувати об'ємну міграцію іскрових розря дів і видалення іскроерозійних порошків під час протікання одиничного роз рядного імпульсу. Такі результати можуть бути застосовані в установках УЕД для підвищення їх продуктивності і зменшення нестабільності парамет рів розрядних імпульсів, зменшення дисперсії розподілу порошків і непроду ктивних втрат енергії.

Запропоновані співвідношення для регулювання площі зняття матеріалу з поверхні гранули, об’єму плазми і області дії на гранулу теплового потоку, які пов’язують ці величини з параметрами розрядного контуру і характерис тиками навантаження і дозволяють детермінувати існуючі математичні моде лі електротеплових і гідродинамічних процесів при обробці шару струмопро відних рухомих гранул у рідині іскровими розрядами, визначати об’єм мате ріалу, що зазнав фазових перетворень в локальних розрядних зонах.

Список літератури: 1. Shcherba A.A., Podoltsev A.D., Kucherjavaja I.N. Spark erosion of conducting granules in a liquid: analysis of electromagnetic, thermal and hydrodynamic processes // Технічна елек тродинаміка. – 2004. – № 6. – С. 4–18. 2. Luo Y.F. An Evaluation of Spark Mobility in Electrical Dis charge Machining // IEEE Trans. Plasma Sci. – 1998. – Vol. 26, № 3. – P. 1010–1016. 3. А.с. СССР, МКИ В 23 H 9/00. Способ электроэрозионного диспергирования металлов / В.И. Казекин, В.Г. Гопиенко. (СССР). – № 4044046/25-08;

заявл. 28.03.86;

опубл. 23.04.88, Бюл. № 15. 4. Щер ба А.А., Подольцев А.Д., Кучерявая И.Н. Математическое моделирование электротепловых про цессов в токопроводящих гранулах при их обработке искровыми разрядами // Техническая элек тродинамика. – 1993. – № 3. – С. 12–17. 5. Петриченко С.В. Регулирование эффективного объема разрядной плазмы при контактном электроискровом процессе в жидкости // Электронная обра ботка материалов. – 2008. – № 3. – С. 4–10. 6. Щерба А.А., Петриченко С.В. Физическое модели рование и анализ динамики искроплазменных процессов при электроэрозионном диспергирова нии токопроводящих гранул в жидкости // Технічна електродинаміка. – 2004. – № 3. – С. 27–32.

7. Щерба А.А., Петриченко С.В. Влияние параметров электрических разрядов на динамику ис кроразрядных каналов при объемной электроискровой обработке плоского слоя токопроводящих гранул // Технічна електродинаміка. Темат. вип. «Силова електроніка та енергоефективність». – 2002. – Ч. 3. – С. 61–65. 8. Щерба А.А., Подольцев А.Д., Захарченко С.Н. Регулирование динами ческих параметров технологических систем объемной электроискровой обработки гетерогенных токопроводящих сред // Праці ІЕД НАНУ. Електротехніка. – К., 2001. – С. 3–17.

Надійшла до редколегії 09.03.2010.

УДК 539.22:621. О.Л.РЕЗИНКИН, канд.техн.наук, докторант НТУ «ХПИ»

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ МИКРОПЛАЗМЕННОГО ОКСИДИРОВАНИЯ ДЛЯ СОЗДАНИЯ НЕЛИНЕЙНЫХ ФОРМИРУЮЩИХ ЛИНИЙ Сформульовані вимоги до конструкції та технології виготовлення розподіленої високовольтної формуючої лінії з нелінійним діелектриком. Наведені результати розробки формувача ударних електромагнітних хвиль з активним діелектриком виготовленим за технологією мікродугового покриття.

Engineering and technological requirements for distributed high voltage forming line with nonlinear di electric have been formulated. Results of design of pulsed electromagnetic shock waves generator with active dielectric produced by spark sintering technology have been described.

Применение формирующих линий, заполненных активным нелинейным диэлектриком, является одним из перспективных путей получения мощных импульсов быстро нарастающего электромагнитного поля [1]. Известно два различных механизма обострения фронта электромагнитного импульса, рас пространяющегося по электродам формирующей линии с распределенными параметрами, межэлектродное пространство которой заполнено нелинейным диэлектриком. В том случае, когда нарастание напряженности электрическо го поля на фронте волны приводит к изменению диэлектрической проницае мости нелинейного диэлектрика, скорости распространения различных уча стков профиля волны могут не совпадать. Если увеличение напряженности электрического поля приводит к падению диэлектрической проницаемости, то скорость вершины импульса оказывается выше, чем его начала. Это при водит к «набеганию» вершины на фронт и, как следствие, к сокращению его длительности. Другой механизм обострения фронта электромагнитного им пульса основан на нелинейности диссипации (рассеяния) энергии волны, воз никающей из-за релаксационных потерь, возникающих при поляризации ак тивного диэлектрика. При достаточно большой амплитуде волны поляриза ция диэлектрика происходит лишь на части ее фронта, на вершине диэлек трик оказывается уже поляризованным, и диссипации энергии нет. Диссипа ция энергии приводит к «выеданию» начальной части фронта волны и к со кращению его длительности. Оба описанных механизма приводят в пределе к образованию так называемых ударных электромагнитных волн, которым со ответствует разрыв в решении нелинейных телеграфных уравнений, описы вающих переходные процессы в формирующей линии с активным диэлек триком. Длительность фронта волны, реально достижимая в линии, определя ется релаксационными характеристиками использованного активного диэлек трика. В качестве нелинейной среды, способной выступить в роли активного диэлектрика распределенной формирующей линии, могут быть использованы сегнетокерамики на основе твердого раствора титанатов бария и стронция [2].

Для получения требуемой величины температуры Кюри TK = 40 50 °C был выбран состав сегнетокерамики, соответствующий формуле Ва0.75Sr0.25Ti0.95Zr0.05O3.

При разработке конструкции нелинейной формирующей линии возника ет ряд трудностей, связанных с выбором приемлемой геометрической формы электродов и активного диэлектрика, а также технологии их изготовления.

Во-первых, между поверхностями электродов и активного диэлектрика недо пустимы даже микронные зазоры. Это связано с тем, что относительная ди электрическая проницаемость Ва0.75Sr0.25Ti0.95Zr0.05O3 в полях E = 103 5 · В/м при температурах близких к TK составляет r = 4 · 103 1,2 · 104, в то вре мя, как для изоляционных жидкостей, применяемых в высоковольтной тех нике, r не превышает нескольких единиц. По этой причине импульсы напря жения, распространяющиеся в формирующей линии, содержащей дополни тельные изоляционные зазоры, оказались бы приложенными не к активному диэлектрику, а к этим зазорам. Во-вторых, резкий скачок диэлектрической проницаемости в приэлектродной области, вызванный вышеупомянутыми различиями в проницаемостях активного диэлектрика и высоковольтной изо ляции, приводит к сильному электрическому коронированию электродов и, как следствие, к электрическому пробою формирующей линии. Таким обра зом, геометрическая форма границ раздела диэлектрических и проводящих сред в формирующей линии должна обеспечивать плотное прилегание актив ного диэлектрика к поверхностям электродов и исключать наличие тройных точек раздела: активный диэлектрик – металл – изоляция. Описанные ограни чения, касающиеся формы полеобразующих элементов, в совокупности с же сткими требованиями к электрофизическим характеристикам активного ди электрика приводят к существенным ограничениям в выборе возможной тех нологии синтеза сегнетокерамических элементов формирующей линии.

Одним из основных структурных параметров сегнетокерамики, влияю щих на скорость ее поляризации под действием внешнего электрического по ля, является размер доменов, в пределах которых диэлектрик спонтанно по ляризован. Крупные домены не способны к быстрому повороту вектора по ляризации из-за пьезо- и пироэлектрических эффектов, приводящих к дефор мации и вязкому трению на их границах. Классическая технология синтеза керамики включает этап обжига изделия, сформованного тем или иным спо собом (сухое либо мокрое прессование, шликерное литье) из измельченного сырья при температуре свыше 1000 °C. На этом этапе происходит рост раз меров доменов, сопровождающий объединение зерен исходного сырья и вы сокотемпературный синтез твердых растворов.

Конструкция высоковольтной формирующей линии с нелинейным ди электриком, выполненная классическим методом высокотемпературного син теза сегнетокерамического активного элемента и последующего нанесения на его поверхность металлических электродов, схематически изображена на рис. 1, а.

1 2 1 а б Рисунок 1 – Конструкции высоковольтных формирующих линий, полученные методом высокотемпературного синтеза сегнетокерамики (а) и методом микроплаз менного оксидирования (б) 1 – активный диэлектрик;

2, 3 – высоковольтный и заземленный электроды.

Современные технологические методы позволяют синтезировать слои керамик из мелкодисперсного исходного сырья минуя этап обжига. К таким передовым методам относится, например, метод вакуумного аэрозольного напыления при комнатной температуре [3]. Данный метод позволяет полу чать на поверхности металлических электродов сегнетокерамические покры тия с высокой степенью адгезии и с плотностью, приближающейся к керами ке, синтезированной по классической высокотемпературной технологии. Од нако этот метод также не лишен недостатков, к которым относятся трудности с получением однородных лишенных локальных дефектов слоев керамики на искривленных поверхностях, а также наличие механических напряжений в толще синтезированной керамики. Перечисленных недостатков не имеет поя вившийся в недавние годы метод микродугового оксидирования (другие на звания: микроплазменное, анодно-искровое, плазменно-электролитическое оксидирование) [4,5]. Данный метод состоит в электрофоретическом осажде нии частиц керамики на поверхности металлического электрода из их взвеси в электролите. При пропускании тока большой плотности через границу раз дела металл-электролит на поверхности электрода возникают микроплазмен ные разряды. Высокие температуры и давления, возникающие при электриче ских разрядах, приводят к формированию на поверхности электрода слоя ди электрического покрытия, состоящего из оксидов элементов, входящих в со став металла подложки и электролита. При этом в состав покрытия включа ются частицы диспергированного до основной фракции 50 нм Ва0.75Sr0.25Ti0.95Zr0.05O3, находящегося в электролите в виде взвеси. Поддержа ние мелкодисперсного порошка сегнетоэлектрика во взвешенном состоянии производится путем непрерывного вращения активатора в электролитической ванне. При использовании плазменно-электролитического осаждения актив ного диэлектрика использование приведенной выше конструкции форми рующей линии (рис. 1, а) оказывается нецелесообразным. При микроплаз менном оксидировании сегнетокерамика, осаждаясь из взвеси в электролите, образует вокруг электрода замкнутую диэлектрическую оболочку, что позво ляет реализовать конструкцию высоковольтной формирующей линии, схема тически изображенную на рис 1, б. Геометрическая форма элементов конст рукции такова, что устройство может рассматриваться и как симметричная полосковая линия, и как коаксиальная линия с распределенными параметра ми. Распределение напряженности поля в плоской части системы является однородным. Нелинейный характер диэлектрической проницаемости Ва0.75Sr0.25Ti0.95Zr0.05O3 приводит к значительному усилению степени неодно родности распределения напряженности электрического поля в закругленных частях линии. Так например, при отношении радиуса закругления боковой поверхности внутреннего электрода к толщине слоя активного диэлектрика rin/d = 0,5 величины напряженности электрического поля на поверхностях внутреннего и внешнего электродов могут отличаться более, чем в пять раз.

Этот эффект отрицательно сказывается как на максимально допустимом уровне напряжения на электродах, так и на эффективности обострения фрон та электромагнитных волн формирующей линией. По этой причине радиус закругления боковой поверхности внутреннего электрода следует выбирать не меньшим, чем толщина слоя нанесенного активного диэлектрика, а шири на плоской части линии должна более чем на порядок превышать ширину за кругленных частей.

Локальная кратковременная электрическая прочность синтезированного покрытия, измеренная в системе шар – плоскость составила 2.21011В/м, что свидетельствует о перспективности применения данной технологии в высо ковольтной технике.

Выводы. Использование технологии микроплазменного оксидирования позволяет формировать на поверхности электродов нелинейной формирую щей линии мелкодисперсные и электрически прочные слои активного ди электрика. Геометрические параметры полученных электродов, покрытых слоем активного диэлектрика, позволяют применять их при создании высо ковольтных импульсных линий, формирующих ударные электромагнитные волны.

Список литературы: 1. И.Г. Катаев Ударные электромагнитные волны. – М.: Советское радио, 1963. – 148 с. 2. О.Л. Резинкин, Г.В. Лисачук, В.В. Вытришко Использование нелинейности элек трофизических свойств сегнетокерамики для генерирования мощных ударных электромагнитных волн // Технічна електродинаміка. Тематичний випуск «Силова електроніка та енергоефектив ність». – 2005. – Ч. 4. – С. 100-103. 3. О.Л. Резинкин Получение толстых слоев сегнетокерамики методом вакуумного аэрозольного напыления при комнатной температуре // Вестник НТУ «ХПИ». – 2009. – № 39. – С. 140-145. 4. А.И.Мамаев Сильнотоковые процессы в растворах элек тролитов. – Новосибирск, Изд-во СО РАН, 2005. 5. C.-T. Wu, F.-H. Lu Synthesis of Barium Titanate Films by Plasma Electrolytic Oxidation at Room Electrolyte Temperature // Surf. and Coat. Technol. – 2005. – V. 199 (2-3). – P. 225-230.

Надійшла до редколегії 26.03.2010.

УДК 621.317. М.М.РЕЗИНКИНА, д-р техн. наук, зав. отделом, НТЦ МТО НАН Украины, Харьков Л.Э.ЛОБЖАНИДЗЕ, аспирант, НТЦ МТО НАН Украины, Харьков МОДЕЛИРОВАНИЕ МАГНИТНОГО ПОЛЯ СИСТЕМ ФЕРРОМАГНИТНЫХ СТЕРЖНЕЙ Описано числовий розрахунок магнітного поля і магнітного моменту в околиці і всередині феро магнітних об'єктів за допомогою методу скінченних об'ємів. Змодельовані розподіли магнітного поля системи феромагнітних стрижнів, розташованих на різних відстанях один від одного. Розра хована залежність магнітного моменту від відстані між стрижнями.

The numeral calculation of magnetic field and magnetic moment in the vicinity and inside the ferromag netic objects with the help of the method of final volumes has been described. Distribution of magnetic field of the system of ferromagnetic rods, located on different distances from each other has been mod eled. Dependence of magnetic moment on distance between the rods has been computed.

Введение. При нахождении магнитного поля (МП) и магнитного момен та (ММ) в окрестности сложных ферромагнитных конструкций аналитиче ские оценки могут иметь значительную погрешность: в таких случаях эффек тивным представляется использование численных расчетов. Цель работы – описание методики численного расчета МП и ММ с помощью метода конеч ных объемов и поглощающих граничных условий и применение ее для расче та МП и ММ системы расположенных в виде прямоугольной рамки ферро магнитных стержней, а также определения зависимости ММ рассматривае мой системы от ее геометрической формы.

Аналитический расчет магнитного момента. Для равномерно намагни r ченных тел, таких как шар, эллипсоид, магнитный момент M, намагниченность r r I и напряженность поля внутри исследуемого тела H i имеют вид [1]:

r r r r r r r H I M = VI, I = H0, Hi = =, (1) 1 + N 1 + N где V – объем тела;

– магнитная восприимчивость;

= 1 ;

– относи тельная магнитная проницаемость;

N – коэффициент размагничивания, зави r сящий от геометрии исследуемого тела;

H 0 – напряженность внешнего маг нитного поля.

Однако в большинстве случаев исследуемые объекты имеют сложную пространственную конфигурацию, что затрудняет использование аналитиче ских методов. Подобные задачи целесообразно решать при помощи числен ных методов, например, метода конечных объемов [2-4].

Расчет постоянного магнитного поля с помощью метода конечных объемов и поглощающих граничных условий. Чтобы определить магнит ное поле исследуемого объекта, на пространство в его окрестности наклады вается расчетная сетка, узлы которой лежат на границах раздела сред. Элек трические параметры среды внутри образованных сеткой ячеек считаются однородными. Метод конечных объемов [3, 4] предполагает интегрирование уравнений Максвелла по объемам полученных элементарных ячеек. Заменив интегрирование дивергенции по объему интегрированием нормальной ком поненты подинтегральной функции по поверхности ячейки, и выразив ин дукцию магнитного поля через напряженность, для каждого узла сетки полу чим:

r divB dv = B n ds = i, j,k H n ds = 0, (2) V S S r r r r где B – индукция магнитного поля;

B = 0 H ;

0 = 4 · 107 Гн/м;

H – на пряженность магнитного поля;

S – поверхность параллелепипеда, грани ко торого делят пополам расстояния между соседними узлами;

i,j,k – относи тельная магнитная проницаемость (i, j, k)-й ячейки.

r Подставив в (2) напряженность H, выраженную через скалярный маг нитный потенциал, и заменив производные их разностными аналогами, по лучим уравнение для решения поставленной задачи [2].

Использование конечно-разностных методов целесообразно при расчете магнитных полей в закрытых областях. Однако часто приходится иметь дело с открытыми областями, в связи с чем существенно увеличивается расчетная область и количество неизвестных рассматриваемой системы уравнений.

Применение дополнительных «поглощающих граничных слоев» [5] позволя ет решить эту проблему. Например, при помощи метода «одноосно хорошо согласованных слоев» границы расчетной области можно приблизить к объ ектам практически вплотную [5]. Данный подход предполагает введение на границах расчетной области дополнительных слоев. Распределение поля в них носит вспомогательный характер, и в результатах расчета не учитывает ся. Параметры данных слоев задаются анизотропными, что обеспечивает бы строе и безотражательное затухание в них электромагнитного поля [5].

При помощи данного метода было рассчитано МП вокруг (а) и внутри (б) системы ферромагнитных стержней, расположенных в виде рамки на раз личном расстоянии друг от друга во внешнем однородном МП, направленном вдоль оси ОY. Длина стержней Ly = 1 м, сечение 0.04 0.04 м2, = 200.

Распределение МП системы стержней сравнивалось с распределением МП одиночного стержня в таком поле (рис. 1). Вид системы менялся в ре зультате раздвигания параллельных приложенному полю стержней до рас стояния, равного их длине (см. рис. 2, 3, где расстояние между стержнями 0. и 1 м соответственно).

а б Рисунок а б Рисунок а б Рисунок Величина относительного магнитного момента М* = М / М02 (где М02 – ММ двух сдвинутых стержней) системы ферромагнитных стержней для раз личного расстояния между ними представлена на рис. 4 (где d – расстояние между стержнями). Как следует из данной зависимости, увеличение расстоя ния между стержнями приводит к существенному повышению ММ системы.

Так, ММ равносторонней рамки увеличивается на 84 % (рис. 3, 4) по сравне нию со случаем двух сдвинутых вплотную стержней.

Рисунок Заключение. Описан метод численного расчета магнитного момента и распределения магнитного поля в окрестности и внутри конструкций, со стоящих из ферромагнитных стержней, основанный на использовании метода конечных объемов и введении поглощающих граничных слоев.

Выполнены примеры расчета магнитных моментов и магнитного поля системы ферромагнитных стержней, имитирующих ферромагнитные элемен ты, например систем пассивного демпфирования космических аппаратов.

Рассчитана зависимость магнитного момента от расстояния между стержня ми. Полученные количественные показатели влияния взаимного расположе ния ферромагнитных стрежней могут служить основанием при выборе пара метров ферромагнитных конструкций со сниженным магнитным полем.

Список литературы: 1. Яновский Б.М. Земной магнетизм. – М.-Л: изд-во Главсевморпути, 1941.

– 283 с. 2. Резинкина М.М. Численный расчет магнитного поля и магнитного момента ферромаг нитных тел сложной пространственной конфигурации // Журнал технической физики. – 2009. – Т.

79, № 8. – С. 8-17. 3. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости. – М.: Энергоатомиздат, 1984. – 150 с. 4. Щерба А.А., Резинкина М.М. Моделирование и анализ электрических полей энергетических объектов. – Киев: Наукова думка, 2008. – 248 с. 5.

Taflove A., Hagness S. Computational electrodynamics: the finite difference time domain method. – Boston – London: Artech House, 2000. – 852 p.

Поступила в редколлегию 29.03. 621.319. В.В.РУДАКОВ, д-р техн. наук, НТУ «ХПИ»;

В.Г.ФОМЕНКО, инж., НТУ «ХПИ»

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЕМКОСТИ И ТАНГЕНСА УГЛА ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПОТЕРЬ КОНДЕНСАТОРОВ БОЛЬШОЙ ЕМКОСТИ Вирішується задача визначення ємності і тангенсу кута діелектричних втрат конденсаторів, єм ність яких знаходиться за межами діапазону вимірюваного пристрою.

The problem of determination of capacitance and dielectric loss tangent for capacitors which capacitance is out of the limit of effective range of measuring instrument are resolved В практике эксплуатации электрических силовых конденсаторов при проведении профилактических и контрольных испытаний часто возникает задача измерения емкости и тангенса угла диэлектрических потерь (tg ) кон денсаторов большой емкости (более 100 мкФ).

Конденсаторы большой емкости широко используются в качестве устройств компенсации реактивной мощности, а также в высоковольтных импульсных установках, преимущественно в мощных генераторах им пульсов тока и в специальных генераторах импульсов высокого напряже ния. В условиях эксплуатации, когда срок службы конденсаторов частично или весь выработан, но неизвестен фактический ресурс, решение о про должении эксплуатации основывается в том числе и на измерении значе ний их емкости и tg.


Поскольку применяемые цифровые приборы для измерения характери стик конденсаторов имеют ограниченный диапазон измерения значений ем костей (например, цифровой мост Е7-8 позволяет измерять емкость до 100 мкФ и соответственно tg для меньших значений емкостей), а услуги специализированных измерительных лабораторий в большинстве случаев яв ляются весьма дорогостоящими и неоправданными, то задача определения емкости и tg в условиях эксплуатации является актуальной.

Цель работы – разработка методики измерений С и tg приборами для измерения емкости с ограниченными пределами измеряемых характеристик в условиях эксплуатации.

Емкость и tg реальных конденсаторов определяют по последователь ной (рис. 1, а) или параллельной электрической цепочечной схеме (рис. 1, б) замещения [1], где Сг и СR емкости конденсатора, а r и R – эквивалентные со противления, характеризующие потери конденсатора (в обкладках и диэлек трические). Каждый участок изоляции можно представить любой из схем за мещения, представленных на рис. 1, а. При этом соотношения между Сг и СR, r и R выбираются из условия равенства tg и равенства диэлектрических по терь для этих 2-х схем.

а б Рисунок Для последовательной схемы замещения [1] tg = Cr r, (1) а для параллельной tg =. (2) C R R Пусть емкость измеряемых конденсаторов больше предельного изме ряемого значения емкости измерительным прибором. В этом случае пред лагается измерять емкость цепочки из последовательно включенных кон денсаторов, в том числе с содержащей хотя бы один измеряемый конден сатор. При этом необходимо, чтобы эквивалентная емкость цепочки была меньше предельного значения емкости, которую еще может измерить из мерительный прибор. Возможны два варианта решения задачи: 1) емкость и tg каждого из всех конденсаторов цепочки неизвестны;

2) емкость и tg каждого из всех конденсаторов цепочки известны кроме измеряемого.

В первом варианте (наиболее часто встречаемом на практике при наличии большого числа одиночных конденсаторов) емкость и tg каждого кон денсатора можно определить по результатам 2х измерений: эквивалентных Сэ емкости и tg э всей цепочки, а также эквивалентных Сэ* и tg э* части цепочки без измеряемого конденсатора. Предполагаемое значение емкости Сэ* должно соответствовать диапазону измеряемых значений емкостей из мерительным прибором. В этом случае должна быть использована после довательная схема замещения [1] (рис. 2, а) для двух последовательно включенных емкостей, одна из которых Сэ*, а вторая – емкость измеряемо го конденсатора Си.

Для этой схемы tgэ и Сэ всей цепочки соответственно равны [1] С* tg и + С и tg* С* С tg э =, Сэ = * э и э э (3) * Сэ + Си Сэ + Си а б Рисунок Тогда из (3) находим значение tgи и Си измеряемой емкости по резуль татам 2х измерений.

(С )tg * Си tg* * э + Cи Сэ Сэ э э tg э =, Си = (4) * * Сэ + Сэ Сэ Для повышения точности расчета число последовательно включенных однотипных конденсаторов с учетом n-го измеряемого должно быть мини мальным (только чтобы емкость Сэ* была меньше предельного измеряемого значения емкости прибора).

Для определения электрофизических характеристик всех n конденса торов необходимо провести (n + 1) измерений и для каждого конденсатора определить Си и tg и по формуле (4). Минимальное число конденсаторов должно быть не менее трех. Число измерений емкости Сэ* должно быть n, а Сэ – одно.

Для 2 варианта достаточно провести одно измерение Сэ емкости и tg всей цепочки и по формуле (4) определить Си и tg и.

Проведено измерение по варианту 1 больших емкостей и tg высоко вольтных импульсных конденсаторов ИК-6-150, находившихся в состоянии хранения более 20 лет, ресурс которых по предварительной оценке не превы сил 10 % от номинального, что позволило предположить возможность их дальнейшей эксплуатации в модернизируемой установке. Номинальная ем кость каждого конденсатора 140 мкФ, а тангенс угла диэлектрических потерь для бумажно-касторового диэлектрика не должен превышать 0,01. Имею щийся в наличии измерительный прибор Е7-8 не позволяет определить ем кость более 100 мкФ. Поэтому при измерениях по варианту 1 собрана цепоч ка из 4 последовательно включенных конденсаторов С, что позволило про вести измерения мостом Е7-8 емкости Сэ и Сэ* при ожидаемом значении эк вивалентной емкости менее 50 мкФ (140 : 3 = 47 (мкФ)).

При измерении n последовательно включенных емкостей для определе ния емкости и tg каждого конденсатора необходимо провести (n + 1) изме рений. Последовательность измерений может быть различной. Проведены измерения емкости и tg 10 конденсаторов ИК-6-150-У4 в следующей после довательности: 1-е измерение Сэ* и tg э* 3-х любых последовательно вклю ченных конденсаторов (Сэ* = 47,39 мкФ, tg э* = 0,0081). Затем проведены измерений 4-х последовательно включенных конденсаторов (при каждом из мерении из 7 каждый четвертый конденсатор менялся при сохранении в це почке первых трех). По результатам измерений и дополнительных 3-х изме рений первых 3-х конденсаторов (с помощью формул (3) и (4)) вычислены значения Си и tg и каждого конденсатора представлены в табл. 1.

Таблица tg и ф-ла (4) N конд Си, мкФ tgэ tgи ф-ла (6) 149 148,6 0,016 0, 176 139,4 0,012 0, 146 138,9 0,012 0, 160 144,4 0,0094 0,013 0, 164 137,3 0,0092 0,013 0, 177 147,4 0,0091 0,014 0, 169 143,7 0,0094 0,013 0, 148 144,7 0,0093 0,013 0, 147 143,7 0,0095 0,014 0, 151 148,2 0,0093 0,013 0, Измеренные значения tg э и tg э* меньше допустимого значения 0,01.

Но рассчитанные значения Си и приведенные в табл. 1 превышают значение 0,01 в ~1,3 раза. Учитывая, что измерение емкости мостом Е7-8 рекомендует ся проводить в предположении параллельной схемы замещения измеряемой емкости (Сэ и tg э, Сэ* и tg э*), а также то, что основные потери определяют ся потерями в диэлектрике для данного типа конденсаторов, значение tg и определили также по формуле, характерной для параллельной схемы заме щения [1]. Параллельная схема замещения составлена с допущением, что из меряемая емкость равна емкости двух последовательно включенных емко стей Сэ* и Си, а сопротивление – сумме двух сопротивлений R1 и R2 емкостей С1 и С2, включенного параллельно Сэ.

С* tg* + С и tg* tg э = э * э и (5), Сэ + Си (С ) * + C и tg э С* tg* tg и = э э э (6).

Си Значения tg и, вычисленные по формуле (6), приведены в табл. 1. Они в 1,3 раза меньше tg и, вычисленных для последовательной схемы, и не пре восходят значения 0,01.

Емкости для параллельной и последовательной схемы принимаем оди наковыми, поскольку они отличаются не существенно в (1+ tg2) раз [1].

Для проверки достоверности полученных результатов проведены анало гичные измерения на 3-х конденсаторах К75-60А на 2 кВ емкость и tg каж дого из которых могут быть измерены мостом Е7-8 (табл. 2). Для каждого конденсатора приведены также расчетные значения емкостей и tg по после довательной и параллельной схемам замещения.

Таблица Эксперимент Расчетные значения Сэ*, № Сэ, tg э* tg и tg э точное измерен пп мкФ мкФ Си С, мкФ tg (4) (6) 1 62,78 0,09 21,04 31,65 0,0111 0,087 62,76 0,01586 0, 2 60,66 0,088 21,04 32,23 0,011 0,0097 60,6 0,0137 0, 3 66,27 0,0084 21,04 30,83 0,0111 0,01 66,26 0,0135 0, Тестовые измерения и результаты расчетов (таблица 2) показали, что значения емкости расчетные и измеренные практически одинаковы, а tg, определенный по формуле (6) в (1,161,3) раза меньше, чем по формуле (4).

Причем точное измеренное значение tg и в (1,341,38) раза меньше расчет ного по формуле (6) и в (1,561,76) раза по отношению к расчетным значени ям по формуле (4).

Выводы В инженерной практике при определении больших значений емкостей и тангенса угла диэлектрических потерь конденсаторов с ограниченным диапа зоном измеряемых значений целесообразно проводить (n + 1) измерений (где n – число конденсаторов, nминимальное =3) с последующей оценкой емкости и tg по параллельной электрической схеме замещения.

Значения емкостей конденсаторов большой емкости определяются с большой точностью по результатам измерений емкости и tg последователь но включенных конденсаторов, а истинное значение tg может быть меньше вычисленного по замеренным значениям емкости и tg группы (по тестовым замерам до 40 %).

Для полного решения данной проблемы необходимо проведение допол нительных исследований.

Список литературы: 1. В.Т.Рене Электрические конденсаторы. – Л. Отд. «Энергия», 1969. – 592 с.

Поступила в редколлегию 05.03. УДК 544.032 : 537. О.Н.СИЗОНЕНКО, д-р техн. наук, Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

Э.И.ТАФТАЙ, Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

Р.П.КОЛМОГОРОВА, Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

Е.В.ЛИПЯН, Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

А.С.ТОРПАКОВ, Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев;

А.Д.ЗАЙЧЕНКО, Институт импульсных процессов и технологий НАН Украины, Николаев ВЛИЯНИЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ВЫСОКОВОЛЬТНОГО ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО РАЗРЯДА НА ИЗМЕНЕНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК СМАЧИВАНИЯ ВОДНЫХ РАСТВОРОВ ПОВЕРХНОСТНО АКТИВНЫХ ВЕЩЕСТВ У доповіді представлені результати експериментальних досліджень впливу гідродинамічних ха рактеристик високовольтних імпульсних розрядів у розчинах поверхнево-активних речовин на їх енергетичні характеристики змочування – відносну роботу адгезії.

The report presents the results of experimental studies of the influence of the hydrodynamic characteris tics of high-voltage pulse discharges in solutions of surface-active substances on their energy character istics of wetting – relative work of adhesion.


Постановка задачи. При фильтрации жидкостей через пористые мате риалы возникают проблемы, связанные с загрязнением пор различными ви дами отложений, как хрупкими (окислами железа и кремния, глиной, изве стью, гипсом, цементом, хлоридами кальция и магния), так и пластичными (асфальтенами, смолами, парафинами и др.).

Как показано в работах [1, 2], фильтрационные характеристики порис тых сред, закольматированных солями, улучшаются за счет разрушения от ложений солей волнами сжатия и выноса их из зоны воздействия в результате нестационарной фильтрации рабочей технологической жидкости. Использо вание же электроразрядной технологии при воздействии на породы, заколь матированные асфальто-смоло-парафиновыми отложениями (АСПО) неэф фективно, так как вышеперечисленных факторов недостаточно для удаления вязкопластичных АСПО. По этой же причине малоэффективными оказыва ются и другие импульсные методы.

В работах [3 - 5] было предложено использовать комплексное воздейст вие высоковольтного электрического разряда (ЭР) в растворах поверхностно активных веществ (ПАВ) на процессы фильтрации и регенерации пористых сред осадочного происхождения закольматированых АСПО. В этих работах было установлено, что использование в качестве рабочей среды при высоко вольтном электрическом разряде растворов синтетических ПАВ способствует созданию синергетического эффекта в изменении фильтрационных характе ристик пористых сред осадочного происхождения. Была высказана гипотеза, что неаддитивное изменение фильтрационных характеристик может проис ходить в результате усиления способности ПАВ удалять отложения с твер дых поверхностей.

Известно, что эффективность действия ПАВ в различных технологиях зависит от интенсивности протекания поверхностных явлений в системах с их участием. Проведенные в работе [6] исследования позволили установить связь между режимом ввода энергии ЭР в растворах ПАВ, обусловленную параметрами разрядного контура, с изменением поверхностных явлений и обменных процессов на межфазных границах.

Дальнейшие исследования были направлены на оценку влияния волны сжа тия при разряде как составной части ЭР воздействия на свойства растворов ПАВ, в частности, исследовалась связь гидродинамических характеристик разряда с изменением термодинамических характеристик растворов ПАВ.

Целью данной работы является исследование влияния гидродинамиче ских характеристик электрических высоковольтных импульсных разрядов в коллоидных растворах ПАВ на изменение энергетических характеристик сма чивания этих растворов.

Методика эксперимента Экспериментальные исследования выполня лись на стенде, представленном на рис. 1.

Режим ввода энергии в плазменный канал разряда изменялся путем варьирования параметрами разрядного контура, при этом неизменной была запасаемая энергия. Варьирование напряжением заряда и емкостью накопи теля позволяло изменять скорость нарастания тока от 4,8. 108 до 2,5. 109 А/с и длительность первой полуволны тока от 3,5 · 10-6 до 7 · 10-6 с, а варьирова ние индуктивностью разрядного контура от 4 · 10-6 до 16 · 10-6 Гн обеспечило изменение длительности первой полуволны тока от 5 · 10-6 до 9,7. 10-6 с, тем самым изменяя режим ввода энергии в плазменный канал разряда.

Электрические и энергетические характеристики разряда определялись по осциллограммам тока и напряжения на электродной системе. Осциллогра фирование тока проводилось с помощью омического коаксиального шунта, а напряжения с резистивно-емкостного делителя – согласно электрической схе ме, приведенной на рис. 1.

Uе – напряжение источника питания;

Rб – балластный резистор;

Сн –рабочая емкость разрядного контура;

Uс – рабочее напряжение;

PV– киловольтметр;

L – индуктивность разрядного контура;

Ш – коаксиальный шунт;

Рк –рабочая камера;

Rд – демпфирую щий резистор;

PS – запоминающий осциллограф;

F – воздушный разрядник;

ДН – де литель напряжения;

R1, R2, R3, C1, C2 – элементы делителя напряжения Рисунок 1 – Электрическая схема исследовательского стенда В исследованиях были использованы представители анионных (алкил бензолсульфонат натрия Сульфонол концентрацией 4 кг/м3), неионогенных (оксиэтилированый алкилфенол Неонол АФ9-12 концентрацией 1 кг/м3), ка тионных (Катапин-бактерицид алкил-полибензилпиридный хлорид концен трацией 6 кг/м3) типов ПАВ, и смесь анионных и неионогенных ПАВ (мно гофункциональная композиция НМК-РХ концентрацией 3 кг/м3).

Известно, что ЭР в водных электролитах носит случайный характер из за большого количества факторов, которые влияют на его формирование, по этому наблюдается значительный разброс электрических характеристик. По скольку при многократном повторении опыта распределение характеристик разряда подчиняется нормальному закону, все результаты эксперименталь ных исследований представлены в виде средних арифметических значений характеристик разряда и соответствующих доверительных интервалов при коэффициенте надежности 0,65, вычисленных по результатам десяти опытов на каждой экспериментальной точке.

Теоретическое исследование гидродинамических характеристик разряда выполнялось исходя из электрических характеристик разряда, полученных экспериментальным путем.

Максимум давления Pк в канале разряда определялся по формуле (1) [7,8]:

Pк = Pa b0 (1 ), (1) где Pa – промежуточный коэффициент давления, рассчитываемый по форму ле (2), Па;

b0(1) – промежуточная безразмерная функция, определяемая по формуле (3);

1 – доля энергии, выделенной в первом полупериоде тока разряда.

0, U Pa = 0, (2) L l р где 0 – плотность рабочей среды, кг/м3;

U – рабочее напряжение, В;

L – ин дуктивность разрядного контура, Гн;

lр –длина разрядного промежутка, м.

1 1 (1 0,851 ) (1 + 1 ) 0,3 b0 (1 ) =, (3) ( 0,37 + 0, 6 2 ) 2 1, 21 где – отношение теплоемкостей жидкости при постоянном давлении и объ еме;

1 –безразмерный коэффициент, рассчитываемый по формуле (4):

1 = 0, 73 + 1, 221 2 e 1,47. (4) Начальные значения гидродинамических параметров принимались рав ными их значениям в невозбужденной среде.

Экспериментальные и теоретические исследования проводились в вод ных растворах ПАВ и в дистиллированной воде при нормальных условиях.

Так как почти во всех режимах обработки разряд был близким к критическо му, то можно считать, что наибольшее влияние на гидродинамические харак теристики разряда оказывалось первым полупериодом тока разряда.

В работе представлены исследования связи гидродинамических характе ристик разряда с изменением относительной работы адгезии.

Под адгезией (или прилипанием) понимают силу сцепления между дву мя, приведенными в соприкосновение разнородными телами. Адгезию часто характеризуют работой адгезии, которую надо затратить, чтобы разделить две фазы, имеющие поверхность соприкосновения 1 см2 (или 1 м2). В резуль тате первоначальная энергия Гиббса системы уменьшается на величину, рав ную работе адгезии Wa Wа = – G. (5) Работу адгезии можно рассчитать, используя уравнение Дюпре–Юнга:

Wа = ·(1 + cos ), (6) где – поверхностное натяжение раствора, Н/м, – краевой угол смачивания.

Уравнение (6) позволяет рассчитать работу адгезии если определить экс периментально краевой угол смачивания и поверхностное натяжение раство ров ПАВ.

Экспериментальное измерение поверхностного натяжения производи лось методом счета капель с помощью сталагмометра (методика описана в работе [5], максимальная погрешность измерений 3 %, минимальная выборка из 5 измерений).

Для определения краевого угла смачивания растворов применялся метод измерения геометрических размеров капли [9]. Увеличенное микроскопом и оптической системой фотоаппарата изображение капли регистрировалось в нем и в цифровом виде переносилось в персональную электронно-вычисли тельную машину для последующей обработки. При помощи графического редактора на изображении капли определялся диаметр основания капли d и ее высота h. Косинус краевого угла смачивания вычислялся по формуле (7).

(d 2) 2 h cos =. (7) (d 2) 2 + h Отсюда краевой угол смачивания (d 2) 2 h = arccos. (8) (d 2) + h Проверка погрешности методики проводилась по эталонным жидкостям с известной величиной краевого угла смачивания. Максимальная погреш ность измерений составила не более 5 %, минимальная выборка из 10 измерений.

Работа когезии Wк определяется затратой энергии на обратимый изотер мический разрыв тела по сечению, равному единице площади. Т.к. при раз рыве образуется поверхность в две единицы площади, то работа когезии рав на удвоенному значению поверхностного натяжения на границе с газом:

Wк = 2·. (9) Относительная работа адгезии Za – величина, которая связывает работу адгезии Wa с работой когезии Wк Wa = (cos + 1)/2, (10) Za = Wк где Wa – работа адгезии, Дж/м2;

Wк – работа когезии, Дж/м2.

Основная часть. Графическое изображение зависимости относительной работы адгезии раствора Сульфонола от максимума давления в канале разря да при варьировании значениями длительности первого полупериода тока разряда (рис. 2) показывает, что с ростом давления в канале разряда наблю дается рост относительной работы адгезии. Однако в зависимости от дли тельности первого полупериода тока разряда наблюдается и различная ско рость роста относительной работы адгезии. Это означает, что рост давления в канале разряда является лишь одним из факторов, влияющих на снижение поверхностной энергии системы при ЭР разряде. Так как наибольший рост относительной работы адгезии наблюдается в режиме с =9,7 мкс (рис. 2, кривая 4), то можно предположить, что при обработке анионактивных ПАВ значимым фактором является не только амплитуда давления, но и время воздей ствия импульса давления, связанное с длительностью первого полупериода тока разряда [7].

1 – =3,5 мкс;

2 – =5 мкс;

3 – =7 мкс;

4 – =9,7 мкс Рисунок 2 – Зависимость относительной работы адгезии от максимума давления в канале ЭР в растворе Сульфонола При аналогичных параметрах воздействия на раствор неионогенного Неонола АФ9-12 (рис. 3). прослеживается хорошо выраженная пропорцио нальная зависимость роста относительной работы адгезии от давления в ка нале разряда. Таким образом, можно заключить, что при обработке неионо генных ПАВ ключевым фактором является именно значение максимального давления в канале.

При обработке с теми же параметрами раствора НМК-РХ (смеси анио нактивных и неионогенных ПАВ с различными синтетическими добавками) тенденция роста относительной работы адгезии пропорционально максимуму давления в канале разряда сохраняется (рис. 4), однако режим обработки с большей длительностью воздействия давления (рис. 4, кривая 4) дала боль шую скорость роста относительной работы адгезии.

1 – =3,5 мкс;

2 – =5 мкс;

3 – =7 мкс;

4 – =9,7 мкс Рисунок 3 – Зависимость относительной работы адгезии от максимума давления в канале ЭР в растворе Неонола АФ9- 1 – =3,5 мкс;

2 – =5 мкс;

3 – =7 мкс;

4 – =9,7 мкс Рисунок 4 – Зависимость относительной работы адгезии от максимума давления в канале ЭР в растворе НМК-РХ Таким образом, можно констатировать, что в смеси анионактивных и неионогенных ПАВ проявляются особенности каждого из составляющих сме си, так как значимыми факторами обработки являются максимальное значе ние давления в канале разряда и длительность действия давления.

Поведение катионактивного раствора Катапина при указанных длитель ностях первого полупериода тока разряда отличается от рассмотренных ранее растворов (рис. 5). С ростом максимума давления в канале разряда идет сни жение относительной работы адгезии на всех режимах обработки. Однако при увеличении длительности первого полупериода разрядного тока (рис. 5, кривые 3,4) наблюдается и большая скорость снижения относительной рабо ты адгезии. Таким образом, ЭР обработка катионактивных ПАВ приводит к снижению относительной работы адгезии, пропорционально времени воздей ствия давления.

Таким образом, исследования показали, что модифицирующее действие ЭР на активность растворов ПАВ зависит от их типа по ионной характеристике.

1 – =3,5 мкс;

2 – =5 мкс;

3 – =7 мкс;

4 – =9,7 мкс Рисунок 5 – Зависимость относительной работы адгезии от максимума давления в ка нале ЭР в растворе Катапина Выводы. Установлены закономерности связи гидродинамических ха рактеристик электрических высоковольтных импульсных разрядов в колло идных растворах ПАВ с изменением энергетических характеристик смачива ния водных растворов поверхностно-активных веществ. Установлено, что модифицирующее действие ЭР на активность растворов ПАВ зависит от их типа по ионной характеристике. Рост относительной работы адгезии в рас творах, содержащих анионактивные и неионогенные ПАВ (Сульфонол, Не онол АФ9-12 и композиция НМК–РХ), возрастает с ростом максимума давле ния в канале ЭР. Увеличение максимума давления в канале ЭР при воздейст вии на раствор катионактивных ПАВ (Катапин) способствует снижению от носительной работы адгезии, что целесообразно использовать для решения проблем торможения процессов смачивания и адсорбции процессов. Важным фактором воздействия при ЭР обработке растворов анионактивных, катио нактивных ПАВ и их композиции является длительность действия давления.

Список литературы: 1. Сизоненко О.Н. Особенности электроразрядной технологии интенсифи кации фильтрационных процессов в нефтяных коллекторах / О.Н. Сизоненко, И.С. Швец // Со временные проблемы электрофизики и электродинамики жидкостей. – Санкт-Петербург: НИИ, 1988. – С. 137139. 2. Сизоненко О.Н. Применение электроразрядного воздействия для обработки добывающих и нагнетательных скважин / О.Н. Сизоненко, И.С. Швец, А.В. Кучернюк // Нефтяное хозяйство. – 2000. – № 12. – С. 133135. 3. Исследовать влияние комплексного воздействия элек трического разряда и реагентной обработки на изменение фильтрационных характеристик пород коллекторов нефтяных пластов с целью увеличения притока нефти в скважины: отчет о НИР (за ключ.) / ИИПТ НАН Украины;

рук. Сизоненко О.Н.;

исполн.: Жекул В.Г. [и др.]. – Николаев, 1997. – 134 с. – № ГР 0194007379. – Инв. № 0398U005062. 4. Сизоненко О.Н. Особенности изме нения фильтрационных характеристик пород-коллекторов при реагентно-импульсном воздейст вии / О.Н. Сизоненко, Н.М. Шерстнев // Нефтяное хозяйство. – 2001. – № 4. – С. 4951.

5. Исследование и оценка синергетического эффекта в изменении фильтрационных характери стик пористых насыщенных сред при электрическом разряде в поверхностно-активных вещест вах: отчет о НИР (заключ.) / ИИПТ НАН Украины;

рук. Сизоненко О.Н.;

исполн.: Дыхта Л.М. [и др.]. – Николаев, 2003 – 239 с. – № ГР 0100U004071. – Инв. № 0203U006526. 6. Исследование импульсного воздействия высоковольтного разряда в растворах поверхностно-активных веществ на физико-химическое состояние системы жидкость – пористая среда: отчет о НИР (заключ.) / ИИПТ НАН Украины;

рук. Сизоненко О.Н.;

исполн.: Ивлиев А.И. [и др.]. – Николаев, 2009 – с. – № ГР 0107U004475. – Инв. №. 7. Шамко В.В. Теоретические основы инженерных расчетов энергетических и гидродинамических параметров подводного искрового разряда / В.В. Шамко, В.В. Кучеренко. – Николаев: Ин-т импульсных процессов и технологий АН Украины, 1991. – 51 с.

– (Препринт / АН Украины, Ин-т импульсных процессов и технологий;

№ 20). 8. Наугольных К.А.

Электрические разряды в воде / К.А. Наугольных, Н.А. Рой. – М.: Наука, 1971. – 155 с.

9. Руководство к практическим работам по коллоидной химии / под ред. О.Н. Григорова. – М.;

Л.:

Химия, 1964. – 326 с.

Поступила в редколлегию 05.03. ПОРЯДОК ПОДАЧІ СТАТЕЙ ДЛЯ ОПУБЛІКУВАННЯ У ВІСНИКУ НТУ «ХПІ»

Для опублікування статті у Віснику НТУ «ХПІ» необхідно подати у те матичну редколегію такі документи:

1 Заявку підписану всіма авторами:

«Прошу прийняти статтю..... [прізвища авторів, назва статті] на... сто рінках [указати кількість сторінок] для опублікування у Віснику НТУ «ХПІ».

Оплату гарантуємо. Відомості про авторів: [прізвище, ім'я, по-батькові кож ного автора, наукове звання, посада, місце роботи, контактний телефон].

Підписи авторів.»

2 Текст статті на аркушах формату А4.

3 Акт експертизи про можливість опублікування матеріалів у відкритому друку.

4 Рецензію на статтю, підписану доктором або кандидатом наук.

5 Електронну версію статті на дискеті 3,5", лазерному диску, USB- диску або іншому носії інформації.

ПРАВИЛА ОФОРМЛЕННЯ СТАТЕЙ, ПОДАВАНИХ ДЛЯ ОПУБЛІКУВАННЯ У ВІСНИКУ НТУ «ХПІ»

Стаття повинна бути виконана з використанням редактора Word без ну мерації сторінок. Переноси допускаються лише автоматичні або «м'які» (кла віша Ctrl+«-»). Розмір паперу: А4;

орієнтація – альбомна;

усі поля по 1,5 см;

по 2 сторінки на аркуші [у термінології Word – 2 колонки на листі], поле між ними 3 см. Інтервал між рядками по всій статті – одинарний, шрифт Times New Roman (тексти комп’ютерних програм – шрифт Arial), розмір (там, де не зазначено інакше) – 10 пт, звичайний.

Заголовок статті містить:

1 Код УДК. Друкується без відступу, вирівнювання по лівому краю.

2 Ініціали і прізвища авторів. Друкується через один пустий рядок після УДК. Вирівнювання по лівому краю, відступ 0,75 см. Ініціали й прізвища пишуться великими літерами;

шрифт курсив напівжирний. Слідом за прізви щем через кому вказується наукове звання, (канд. техн. наук;

д-р фіз.-мат. на ук;

академік та ін.);

посада (студент, асп., наук. співр., доц., проф.);

назва ор ганізації (НТУ «ХПІ»;

ІПМаш НАН України;

ЗАТ НІІГідроПривод;

Белг ТАСМ, Бєлгород, Росія) шрифт звичайний;

дані на кожного автора закінчу ються знаком «;

». Кожне прізвище пишеться з нового рядка.

3 Назва статті. Друкується великими літерами через один пустий рядок після інформації про авторів. Шрифт – прямий, напівжирний;

відступ 0,75 см;

вирівнювання по лівому краю.

4 Анотація українською мовою довжиною 4…10 рядків. Друкується че рез один пустий рядок після назви статті. Шрифт – 8 пт;

без відступу;

вирів нювання по ширині.

5. Анотація англійською мовою. Друкується через один пустий рядок пі сля анотації на українському, оформлення аналогічне.

Основний текст починається через один порожній рядок після заголовка.

Вирівнювання по ширині, відступ нового рядка 0,75 см. Посилання в тексті на малюнки, таблиці, формули, літературу мають вигляд: див. рис. 1, а;

у табл. 2;

у (3);

у рівнянні (4);

див. формули (5)-(7);

у [14, 16];

[11, с. 5]. У тексті рекомендується використовувати тире середньої довжини (клавіша «Ctrl + Gray»). Текст може бути розділений на розділи з заголовками вигляду:

1 Математична модель. Використовується метод … Висновки. У результаті отримано...

Перед заголовком пропускається один рядок.

Формули створюються у вигляді об'єктів редактором формул Equation, центруються. Нумерація, якщо вона необхідна, ставиться праворуч у дужках;

вирівнюється по правому краю. Невеликі формули можна розміщати не в окремому рядку, а прямо в тексті. Після формул потрібно ставити розділові знаки, якщо цього вимагає орфографія;

одна від іншої формули відокремлю ються точкою з комою. Не рекомендується використовувати в редакторі фо рмул літери кирилиці. Нескладні формули можна набирати в Word без вико ристання редактора формул, наприклад: R = · r;

a2 + b1/c. Розміри шрифту в Equation слід встановлювати такі: звичайний – 10 пт, великий індекс – 7 пт, малий – 6 пт, великий символ – 15 пт, малий – 10 пт. Шрифти: Times New Roman і Symbol, стиль прямий або курсив.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 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.