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 |

«ВЕСТНИК НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА "ХПИ" Сборник научных трудов Тематический выпуск ...»

-- [ Страница 3 ] --

Научные интересы связаны с исследованием проблем энергосбереже ния в электрических аппаратах.

Поступила в редколлегию 16.12. УДК 621.316:532. А.Н. МОРОЗ, канд. техн. наук, докторант, ХНТУСГ им.

П.Василенко, Харьков ПОСТАНОВКА КРАЕВОЙ ЗАДАЧИ РАСЧЕТА ПЬЕЗОЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ДАТЧИКА ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ФОРМЫ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ АКУСТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ЗВУКОВОГО ПОЛЯ В ЖИДКОСТИ Приведено рішення граничної задачі в явній формі та формули для розрахунку параметрів п‘єзокерамічного датчика для вимірювання характеристик акусти чної хвилі в рідині.

Приведено решение краевой задачи в явной форме и формулы для расчета параметров пьезокерамического датчика для измерения характеристик акусти ческой волны в жидкости.

Постановка проблемы. Одним из способов интенсификации процесса мойки шерсти является использование акустических колеба ний, возбуждаемых гидродинамическими излучателями. Для исследо вания физических процессов в моющей жидкости необходимо исполь зовать пьезоэлектрические датчики вследствие их хороших эксплуата ционных характеристик, широких динамических и частотных диапазо нов, малых размеров и высокой надежности [1]. Важной задачей ус пешного применения пьезоэлектрических датчиков является совер шенствование расчетных методов анализа их характеристик на стадии проектирования, что возможно на основе создание математических моделей, которые позволят проектировать пьезоэлектрические датчики с заданными параметрами.

Для расчета колебаний цилиндрического пьезокерамического преобразователя, возбуждаемых электрическим генератором, приме нена теория, основанная на гипотезах Киргофа-Лява. Движение ци линдрической оболочки пьезокерамического датчика с одной степе нью свободы описывается дифференциальным уравнением [2]. Расчет характеристик ультразвукового пьезокерамического преобразователя также может быть осуществлен с помощью метода эквивалентной электрической цепи, учитывающей нагружение со стороны исследуе мой среды [3].

Недостатком перечисленных методов является недостаточная точность расчетных характеристик.

Цель статьи – формулировка краевой задачи расчета пьезоэлек трического датчика цилиндрической формы.

Модель датчика. Активная часть датчика моделируется полым пьезокерамическим круговым цилиндром с внешним и внутренним радиусами соответственно R 1 и R 2, на боковых сторонах которого размещены электроды.

При воздействии поля падающих акустических волн на внешнюю поверхность пьезокерамического цилиндра, в силу пьезоэлектрического эффекта, на электродах возникает разность по тенциалов, пропорциональная параметрам акустического поля. Данные процесс взаимодействия акустического поля с активной частью пьезо керамического датчика моделируется краевой задачей теории электро упругости [4]. Основные уравнения – материальные уравнения и урав нения движения рассматриваются в линейном приближении, а уравне ния для электромагнитного поля в электростатическом приближении [5]. Кроме того, математическая модель пьезоэлектрического датчика строится на основе поперечного пьезоэлектрического эффекта, т.е.

рассматриваются радиальные колебания пьезокерамического цилиндра с предварительной поляризацией, для которой вектор индукции элек трического поля в каждой точке цилиндра перпендикулярен его гео метрической оси симметрии [6].

Введем цилиндрическую систему координат r,, z с осью z, совпадающей с осью геометрической симметрии цилиндра. Предпола гается, что вектор предварительной поляризации в каждой точке ци линдра перпендикулярен оси z, т.е. рассматривается случай радиаль ной поляризации [4].

Цилиндр помещен в жидкость с плотностью 0 и скоростью рас пространения звуковых волн с0, которые могут описываться уравне ниями акустики в линейном приближении [4]. Звуковая волна, падая на боковую поверхность пьезокерамического цилиндра, возбуждает упругие радиальные колебания, в результате чего на электродах, раз мещенных на боковых поверхностях цилиндра, возникнет разность потенциалов. Разность потенциалов пропорциональна давлению и ко лебательной скорости возбуждающей звуковой волны. В этой связи рассмотрим основные уравнения электроупругости [4] в применении к пьезокерамическому цилиндру.

В случае пьезокерамических цилиндров с радиальной поляриза цией материальные уравнения можно записать следующим образом [8] ( ) r r = c33 r r + c13 + z z e33 r ;

= c13 r r + c11 + c 13 z z e31 r ;

r r = c13 r r + c12 + c 11 z z e31 r ;

r z = c4 4 r z e15 z ;

(1) ( ) z = 2 c 11 c12 z ;

r = c 41 r e15, ( ) Dr = 2 r + e 31 + z z + e33r r ;

D = 1 + e15 r ;

(2) Dz = 1 z + e15 r z, где [], [] – тензоры механических напряжений и деформаций;

( ) ( ) r r = r,, z, D = Dr, D, Dz – векторы напряжения и индукции электрического поля;

[c], [e] – тензоры упругих и пьезоэлектрических постоянных;

1, 2 – диэлектрические постоянные материала цилиндра.

Компоненты тензора деформаций [] в приближении линейной теории упругости выражаются через компоненты вектора перемеще ния с помощью соотношений Коши [9] 1 U U r U r U z r r = ;

= + ;

ez z = ;

(3) r r z r 1 U z U U r U z r z= + ;

z = + ;

z r r z U U 1 U r r = +, r r r ( ) r где U = U r,U,U z – вектор перемещений.

Уравнения (1)-(3) должны быть дополнены уравнениями движе ния и уравнениями Максвелла для электромагнитного поля.

Уравнения движения линейной теории упругости в цилиндриче ских координатах имеют вид [9]:

r r 1 r r z r r 2U r + + + = ;

r r z t r 2U r 1 r r (4) + + +2 = ;

r r z t r 2U z rz 1 r zz rz r + r + z + r =, t где – плотность материала цилиндра.

Для акустического диапазона частот уравнения Максвелла можно приближенно заменить на уравнения вынужденной электростатики, которые применительно к рассматриваемой задаче сводятся к сле дующим уравнениям:

r rot = 0 ;

r r U e U r U (5) = gradU = e r ez ;

r r z 1 D D z ( ) r divD = rD r + + = 0, r r r z где U – потенциал напряженности электростатического поля.

В дальнейшем при формулировке граничной задачи будем ис пользовать в качестве основных переменных вектор перемещений ( ) r U = U r, U, U z и электростатический потенциал U.

Уравнения (1)-(5) образуют полную систему уравнений линейной электроупругости. Поскольку предполагается, что пьезокерамический цилиндр находится в жидкости с равновесной плотностью 0 и скоро стью распространения звука с0, то уравнения (1)-(5) необходимо до полнить уравнениями линейной акустики [7], а именно 2U 0 U + c0 U 0 = 0, 2 (6) t t r где U0 – потенциал скоростей, из которого поле скорости V получает ся в виде r V= gradU 0, (7) а давление P – в виде U 0 = U 0 ;

(8) t P0 – статическое давление в невозмущенной жидкости;

– постоян ная затухания.

Постановки граничной задачи. Теперь для полной постановки граничной задачи следует сформулировать граничные и начальные условия.

Будем предполагать, что все величины изменяются во времени по закону exp ( - i t ). В этом случае нет необходимости задавать на чальные условия. Рассмотрим теперь граничные условия на поверхно сти пьезокерамического цилиндра. Как известно [7], снятие энергии с динамически деформированного пьезокерамического цилиндра осуще ствляется с помощью электродных покрытий, нанесенных на части поверхности цилиндра. Относительно электродных покрытий будем предполагать следующее: во-первых, они являются достаточно тонки ми и идеально проводящими с пренебрежимо малой массой;

во вторых, расположены на внешней и внутренней боковых поверхностях цилиндра.

В случае нагружения пьезокерамического цилиндра внешним давлением на электродах возникнет разность потенциалов 2 V '0. По этому граничные условия, которым должен удовлетворять потенциал электрического поля, имеют вид:

U S ± = ± V0, (9) где S и S + – внешний и внутренний электроды.

Формулировка граничных условий на тех частях поверхности ци линдра, которые не покрыты электродами, основана на использовании уравнений (5) и эти условия состоят в следующем [1]:

Dr = Dr ;

U + = U, + (10) т.е. должны быть непрерывны как электростатический потенциал U, так и нормальные к поверхности цилиндра компоненты вектора ин дукции электрического поля.

Рассмотрим теперь механические граничные условия. Эти усло вия в терминах вектора перемещений задаются на внешней боковой поверхности цилиндра и состоят в равенстве давления со стороны жидкости, в которой находится цилиндр, нормальному напряжению на этой поверхности, со стороны цилиндра. Как показано в [3], это гра ничное условие можно представить в виде ( ( ) ( ) r U r U r = R = c12divU + c33 c13 + 2e31 + e33, (11) r r r = R где Р – давление на внешнюю боковую поверхность пьезокерамиче r ского цилиндра;

U – вектор перемещения;

U – электростатический потенциал.

Относительно внутренней поверхности цилиндра будем полагать, что она свободна от механических напряжений.

Теперь целесообразно записать уравнения движения (4) и уравне r ния (5) в терминах вектора перемещения U и электростатического потенциала U. Для этого подставим в материальные уравнения (2), связывающие векторы индукции и напряженности электрического по ля с тензором деформации, вместо тензора деформации его выражение (3) через вектор перемещений;

тогда получим:

1 U U r U z U r Dr = 2 r + e31 r + r + z + e33 r ;

U U 1 U r D = 1 + e15 r r + r ;

(12) Dz = 1z + e15 U r + U z.

z r Далее, подставим (12) в уравнение (5) и учтем представление на пряженности электрического поля через потенциал U r = gradU.

После преобразований имеем:

Ur 1 U 1U + (2 1 ) = e 15 U r + 2 + r (13) r r r r )( ) ()( ( ) r r 1 U r + e31 + e 15 divU + e31 div U + e33 e31 2e15 r r r r r r Преобразуем уравнения движения (4). Для чего, используя мате риальные уравнения (1), выразим тензор напряжения [] через вектор r перемещения U и потенциал U. Имеем 1 U U r U z U U + c13 rr = c33 r + r + z + e33 r ;

r = c U r + c 1 U + U r + c U z + e U ;

11 r r 13 r z r 1 U U r U r U z U + c12 zz = c13 r + r + c11 z + e31 r ;

r (14) U r U z U rz = c44 z + r + e15 z ;

1 U z U z = ( c11 c12 ) r + z ;

= c U U + 1 U r + e 1 U.

41 r r r r z r Подставляя (14) в уравнения движения (4) и используя результаты [4, 6], получим r 12 r rotrotU + 44 11 11graddivU - r r ( ) 1 U r 1 r r r ( r U r ) + r r r r + e r U r + r div U + grad Ur r U r ( ) 1 U r r +2 e 2 + e r c 11+ c 33 4 c 44 2 c r r r r r (15) ( ) ( ) U r r 1 r r + e r r r r div U c 12 c 13 = grad U e rr = 2 U - e r e 15 U ( e 31 + e 15 )grad r r grad U 1 U r e r ( e 33 e 31 2 e 15 ) r.

r r r Таким образом, задача расчета состоит в решении уравнений (6), (13), (15), удовлетворяющих граничным условиям (9), (10), (11). Непо средственное решение этой задачи может быть проведено только чис ленными методами с использованием компьютера. Однако следует отметить, что даже применение известных численных методов для построения решения уравнений (13), (15) сопряжено со значительными трудностями [4].

Выводы. В результате получено решение соответствующей крае вой задачи в явной форме и приводятся формулы для расчета парамет ров пьезокерамического датчика для измерения характеристик акусти ческой волны в жидкости.

Список использованных источников: 1. Шарапов В.М. Пьезоэлектрические датчики / В.М. Шарапов, М.П. Мусиенко, Е.В. Шарапова. – М.: Техносфера, 2006. – 632 с. 2. Дрозденко А.И. Излучение акустических волн одиночным ци линдрическим преобразователем с внутренней полостью, заполненной средой.

[Електронний ресурс] (Результати акустичного симпозіуму “КОНСОНАНС 2007”. – Київ: ІГМ НАН України, 25-27 вересня 2007. – С.80-85. – Режим дос тупу: http://www.hydromech.kiev.ua/rus/www-cons/2007/cons2007-080-85.pdf. 3.

Ультразвуковые пьезокерамические преобразователи с магнитоакустическим слоем [Електронний ресурс] / М.М. Карпук, Д.А. Костюк, Ю.А. Кузавко, В.Г.

Шавров // Письма в ЖТФ. – 2004. – Т. 30. – Вып. 23. – С. 70-76 – Режим досту пу: http://www.ioffe.ru/journals/pjtf/2004/23/p70-76.pdf. 4. Гринченко В.Т. Меха ника связанных полей в элементах конструкций: в 5 т. Электроупругость / В.Т.

Гринченко, А.Ф. Улитко, Н.А. Шульга;

Отв. ред. А.Н. Гузь. Т. 5. – Киев: Науко ва думка, 1989. – 280 с. 5. Семенов А.А. Теория электромагнитных волн / А.А.

Семенов – М.: Изд. МГУ, 1968. – 317 с. 6. Бежанян В.А., Улитко А.Ф. Вектор ные краевые задачи электроупругости для цилиндров из пьезокерамических материалов // Изв. АН Арм. ССР. Сер. Механика. – 1984. – № 6. – С. 16-28. 7.

Скучик Е. Основы акустики / Е. Скучик. – Т. 1. – М.: Мир, 1976. – 520 с. 8. Ме тоды и приборы ультразвуковых исследований / Под. ред. У. Мэзона. – М.:

Мир, 1966. – 592 с. 9. Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Теория упругости / Л.Д. Лан дау, Е.М. Лифшиц – М.: Наука, 1987. – 246 с.

Поступила в редколлегию 14.12. УДК 621.316:532. В.А. МУНТЯН, д-р техн. наук, проф., зав. кафедрой, Тав рийский агротехнологический университет, Мелитополь ПЕРСПЕКТИВЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ ИЗЛУЧАТЕЛЕЙ ДЛЯ СОЗДАНИЯ АКУСТИЧЕСКИХ И УЛЬТРАЗВУКОВЫХ КОЛЕБАНИЙ В ПРОЦЕССАХ МОЙКИ ШЕРСТИ На основі аналізу використання акустичних та ультразвукових коливань в тех нологічних процесах, а також аналізу гідродинамічних випромінювачів пока зана доцільність і переваги використання гідродинамічних випромінювачів при митті вовни.

На основе анализа использования акустических и ультразвуковых колебаний в технологических процессах, а также анализа гидродинамических излучателей показана целесообразность и преимущества использования гидродинамиче ских излучателей при мойке шерсти.

Ввведение. Существующие технологии первичной обработке шерсти (ПОШ) отличаются значительным энергопотреблением и рас ходом воды, особенно в процессах мойки, а также неудовлетворитель ным качеством мытой шерсти. Уменьшение энергозатрат процессов ПОШ возможно путем использования новых физических факторов и явлений, которые существенно могут интенсифицировать обработку шерсти, а также могут способствовать улучшению ее качества. Одним из таких факторов являются акустические и ультразвуковые колеба ния, которые широко применяются в технологических процессах про мышленности [1,2], стирке в бытовых условиях, медицине, и которые могут быть эффективно использованы в технологиях мойки шерсти.

Цель работы – обоснование целесообразности использования гидродинамических излучателей акустических и звуковых колебаний в процессах мойки шерсти.

Физика процессов. Ультразвуковые колебания в моечных раство рах значительно ускоряют процесс очистки, а также позволяют полу чить высокую чистоту поверхности, заменить ручной труд, исключить пожароопасные и токсичные растворители. При помощи ультразвука удаляются следующие виды загрязнений: различные масла, жиры (рас тительного, минерального и животного происхождения), мазут, мыла;

механические загрязнения (твердые частички металла, металлическая стружка, частички абразива, волокна, пыль;

загрязнения в виде продук тов коррозии;

предохраняющие, консервирующие и защитные покры тия: защитные эмали, смазочные масла. Эффективность ультразвуковой очистки зависит как от частоты и интенсивности ультразвука, так и от физико-химических свойств жидкости (поверхностного натяжения, вяз кости, упругости насыщенных паров, плотности, содержания газа), а также температуры и гидростатического давления [2].

Высокая эффективность ультразвуковой очистки объясняется яв лением кавитации, сопровождающейся пульсацией и захлопыванием множества кавитационных пузырьков. Максимальная скорость движе ния стенок пузырька может достигать значения до 600 м/с. В момент схлопывания пузырька, давление и температура газа достигают значи тельных величин, соответственно до 100 МПа и 5000-25000 °К [3]. По сле схлопывания полости в окружающей жидкости распространяется сферическая быстрозатухающая ударная волн. Это приводят к появле нию в жидкости потоков, скорость которых может быть до 150 м/с. Та ким образом, кавитационная область в жидкости представляет собой своеобразный трансформатор мощности, в котором сравнительно мед ленно накапливаемая энергия освобождается в течение очень короткого времени, в результате чего мгновенная мощность во много раз превос ходит среднюю, вводимую излучателем в кавитационную область [1, 4].

Под действием звукокапиллярного эффекта и интенсивных микро потоков жидкость проникает в поры и трещины, где при захлопывании кавитационных пузырьков возникает мощная ударная волна, способст вующая разрушению материалов. Кумулятивные струйки разрушают поверхность твердого тела за счет кинетической энергии жидкости [5].

При захлопывании пузырьков создаются импульсы давления ве личиной до нескольких тысяч атмосфер, что и является основной при чиной отрыва загрязнений от поверхности тела, подвергающегося очи стке. Величина максимального ударного давления Р определяется как:

k (k 1) P P = Pг (k 1) 0, (1) P где Рг и Р0 – соответственно давление газа в пузырьке и жидкости;

k – отношение теплоемкостей газа при постоянном давлении и посто янном объеме.

Количество и размеры кавитационных пузырьков в жидкости за висят от параметров поля: интенсивности, частоты и звукового давле ния, а также характеристик жидкости: вязкости, плотности температу ры, поверхностного натяжения и давления парогазовой смеси.

Интенсивность ультразвуковых колебаний определяется по фор муле:

I = 2(f )2 c, (2) где f и – частота и амплитуда колебательных смещений;

и с – плотность и скорость звука в жидкости.

В результате потерь акустической энергии, обусловленных вязко стью жидкости, эрозионная активность жидкости в ультразвуковых полях малой интенсивности уменьшается, и процесс очистки замедля ется, но при большей интенсивности ультразвука в вязких жидкостях ( 510-2 м2/с) создаются благоприятные условия для кавитацийних процессов.

На процесс ультразвуковой очистки также влияет поверхностное натяжение жидкости. При увеличении поверхностного натяжения ухудшается смачивание очищаемой поверхности, и соответственно, это мешает проникновению моющего раствора в узкие щели и отвер стия. Для уменьшения поверхностного натяжения в жидкостях, ис пользующихся для ультразвуковой очистки, применяются поверхност но-активные вещества, улучшающие смачивание поверхностей, а так же способствует разъединению частиц, и препятствуют их слипанию.

Очистка ультразвуком может происходить, как при низких, так и при высоких частотах. Низкие частоты используются для удаления жи ровых пленок. При низких ультразвуковых частотах кавитация возника ет при небольшой интенсивности ультразвуковых колебаний. Повыше ние частоты больше чем 20-40 кГц является нецелесообразным в ре зультате увеличения минимального значения звукового давления, доста точного для возникновения кавитации при заданных условиях [5].

При определенной интенсивности ультразвука происходит раз рушения бактерий и вирусов;

при этом разрушающий эффект прямо пропорционален интенсивности ультразвука. Ультразвук разрушают тифозные и туберкулезные палочки, возбудители коклюша, вирусы полиомиелита, энцефалита, бактерии таких видов, как стафилококки, стрептококки. Разрушающее действие ультразвуковых колебаний на микроорганизмы обусловило использование ультразвука для дезин фекции и стерилизации. Так с помощью ультразвуковых колебаний в течение 5 минут удалось достичь полной стерилизации воды без при менения каких-либо химикатов. Предполагается, что в ультразвуковом поле происходит главным образом механическое разрушение бакте рий, которое сопровождается разрушением клеточной оболочки и плазмолизом. Механическое разрушение бактерий возникает за счет высокого переменного давления и температуры при кавитации, что приводит к полному уничтожению патогенной микрофлоры [6].

Также были получены положительные результаты при примене нии УЗ колебаний для отмывания загрязнений с тканей [7]:

процесс отмывания загрязненных тканей значительно ускоря ется и может проводиться при относительно низких температурах (40-50 °С);

имеет место обеззараживание тканей и сточных вод;

лучше сохраняются механические свойства тканей.

Экспериментально установлено, что частота колебаний влияет на количество слоев, которые одновременно обрабатываются, причем низкие ультразвуковые колебания поглощаются текстильной тканью меньше чем высокие. Например, при частоте 22 кГц одновременно можно отстирать четыре слоя хлопчатобумажной ткани, при 30 кГц – три, при 46 кГц – два и при 450-800 кГц – один. Полученные результа ты совпадают с теорией поглощения плоской волны, которая характе ризуется коэффициентом поглощения, и пропорциональна квадрату частоты колебаний.

Экспериментальные исследования по стирке ткани с помощью магнитострикционного излучателя на частоте 22 кГц и интенсивно стью 4 Вт/см2 в мыльно содовом растворе (3 г/л) при температуре 50 °С показали, что качество стирки хлопчатобумажной ткани вместе с дезинфекцией (полное уничтожение бактерий) удовлетворительное для Bact. Coli за 3 минуты, Staphilococ – за 5 минут и Bact. Antrocoidas – за 20 минут.

Соответственно упругие колебания способствуют интенсифика ции процесса стирки, улучшая гигиенические свойства обрабатывае мой текстильной ткани, увеличивают пенообразующие и эмульги рующие свойства моечных веществ [7].

Использование ультразвуковых колебаний в процессах кожевен ного производства улучшает эффективность процесса, сокращая время процесса и улучшая качество производимой кожи. Использование ультразвуковых колебаний частотой 33 кГц и мощностью 150 Вт уменьшает время крашения кожи до 55%, а также приводит к сокра щению химических реагентов [8].

Лабораторные опыты по очистке грязной шерсти мериноса с за жиренностью 17,46 и 20,72 % с помощью кварцевых вибраторов, гене рирующие колебаний с частотой от 300 до 1600 кГц, показали эффек тивность мойки и обеззараживания шерсти при использовании УЗ ко лебаний [9]. Шерсть после мойки с помощью УЗ колебаний имела лучшее качество, большею белизну и мягкость волокон.

Устройства для создания колебаний в жидкости. Для создания звуковых и ультразвуковых колебаний могут применятся электроди намические, пьезоэлектрические, магнитострикционные и гидродина мические излучатели. В ультразвуковом диапазоне наиболее распро странены пьезоэлектрические и магнитострикционные излучатели в которых используется прямой пьезоэлектрический и магнитострикци онный эффект в переменных магнитных и электрических полях. Диа пазон частот возбуждения преобразователей является очень широким (от 8 кГц до 44 кГц и выше). Ультразвуковые колебания от преобразо вателя передаются в растворы через специальные трансформирующие и согласующие устройства (концентраторы, пластины и др.), заканчи вающиеся излучающей поверхностью.

В гидродинамических излучателях возбуждение колебаний резо нирующих элементов в виде пластин, стержней или мембран осущест вляется набегающей струей жидкости. В пластинчатых излучателях с двухточечным (рис. 1,а) или консольным креплением (рис. 1,б) вибри рующей пластины струя жидкости вытекает с большой скоростью из конусно-цилиндрического или щелевого сопла 1 и попадает на пла стину с клиновидным краем 2.

а б Рис. 1.

При этом происходит срыв струи, и возникают вихревые пульса ции. Основная собственная частота изгибных колебаний пластинки определяется по формуле:

( ) f PL = at l 2 E, (3) где – коэффициент пропорциональности, зависящий от способа кре пления пластинки (при креплении пластинки в двух узлах = 2,82, при консольном креплении = 0,162);

l, t – соответственно длина и толщи на пластинки;

Е – модуль упругости материала пластинки;

– плот ность материала, из которого изготовлена пластинка.

В натекающей струе возникают автоколебания с частотой:

f c = kV h, (4) где V – скорость струи;

h – расстояние между соплом и пластинкой;

k – коэффициент пропорциональности, зависящий от V и h.

Для возбуждения интенсивных колебаний необходимо совпаде ние fC и fPL.

Подобный принцип превращения кинетической энергии струи в энергию акустических коле баний используется в много стержневых гидродинамиче ских излучателях (рис. 2).

Струя жидкости, вытекающая из конусноцилиндрического сопла 1, ударяется в воронко образный отражатель 2 и вее Рис. 2.

рообразно расходится, попа дая на заостренные выступы стержней 3, закрепленных по цилиндри ческой образующей параллельно оси сопла. Происходит возбуждение колебаний стержней, которые создают в окружающей среде достаточ но мощное звуковое поле. При использовании конусно цилиндрического сопла и отражателя с лункой, близкой по форме к параболоиду вращения между торцами сопла и отражателя формиру ется пульсирующая кавитационная область, определяющая параметры образующегося акустического поля. Пульсации кавитационной облас ти создают переменные поля скоростей и давлений, которые возбуж дают в стержнях 3 изгибные колебания на их собственной частоте, что дает вклад в излучение, повышая его интенсивность и монохроматич ность. Собственная частота стержней fст определяется по той же фор муле, что и fPL (коэффициент при двусто роннем закреплении стержней равен 1,03, а при консольном – 0,7).

В прямоточном ГДИ [8] с кольцевым соплом и ступенчатым препятствием (рис. 3) вытекающая из кругового щелевого сопла в корпусе 1 затопленная струя формирует упру гую жидкостную оболочку 2, которая жестко защемлена на выходе из сопла, причем другое ее основание является свободным. Ступенча тое препятствие 3 способствует тому, что часть кинетической энергии струи расходует Рис. 3.

ся на формирование первичного вихря 4, внутри которого за счет эффекта Бернулли создаются условия для развития кавитации. Неустойчивость этого тороидального вихря возбуждает колебания струйной оболочки на собственной частоте. При растяжении оболочки содержимое вихря 4 вы ходит наружу и за счет эффекта Кармана образуется вторичный торои дальный вихрь 5, генерирующий тональный звук в результате синфазного схлопывания паровых каверн.

При этом часть потока струи уходит в окружающее пространство и в автоколебаниях не участвует. Гидродинамическими параметрами систе мы являются,, P – плотность, параметр адиабатической сжимаемости, внутреннее давление (прочность жидкости) соответственно и V – скорость струи на выходе из сопла. В диапазоне гидростатических давлений от 0, до 0,6 МПа интенсивность упругих волн, возбуждаемых прямоточным ГДИ, вблизи активной зоны достигает величины до 10 Вт/см2 [8].

Гидродинамические излучатели способны излучать акустические колебания в частотном диапазоне от 0,3 до 35 кГц с интенсивностью 1,5 10 Вт/см2. Общими преимуществами гидродинамических излучателей являются дешевизна получаемой акустической энергии, простота конст рукций и их эксплуатации, а так же то, что струя жидкости приводит к интенсивному перемешиванию шерсти и удалению загрязнений. Пре имуществом пластинчатых гидродинамических излучателей является то, что они могут работать при относительно низких напорах, начиная при мерно с 2 атм.;

недостатком – частые поломки пластин из-за усталостных напряжений, трудность расположения опор точно в узловых точках, за труднения при генерировании колебаний в вязких средах. Недостатком стержневых гидродинамические излучателей является то, что они рабо тают при повышенных напорах, начиная примерно с 4 атм.

Использование стержневых ГДИ для процесса мойки шерсти, по зволило получить экологически чистую мытую шерсть и многократно использовать воду в замкнутом цикле. При этом расход воды умень шался в 30 раз на 1 т мытой шерсти, кроме того, осуществлялась де зинфекция шерсти, осадка и промывной воды, без химических средств.

Для создания акустического процесса в ванне, для мойки шерсти в водяном растворе с поверхностно активными веществами применялись гидродинамические излучатели, возбуждающие колебания частотой 5...7 кГц и звуковым давлением 8·104…20·104 Н/м2 [10].

Выводы. Таким образом, акустические и ультразвуковые колеба ния широко используются в разных отраслях промышленности, сель ского хозяйства и медицины. Обзор литературы подтверждает целесо образность использования гидродинамических излучателей для интен сификации процессов мойки шерсти, в результате чего будут получе ны следующие результаты:

высокое качество шерсти;

уменьшение расхода воды в связи с многократным использо ванием моечного раствора в замкнутом цикле;

исключение отрицательного влияния процесса ПОШ на окру жающую среду;

проведение дезинфекции промывных вод и шерсти без специ альных средств:

Список источников информации: 1. Новицкий Б.Г. Применение акустиче ских колебаний в химико-технологических процессах. – М.: Химия, 1983. – 192 с. 2. Ультразвуковая технология / Под ред. Б.А. Аграната. – М.: Металлур гия, 1977. – 504 с. 3. Промтов М.А. Кавитация. Режим доступа к статтье:

http://www.tstu.ru/structure/ kafedra/doc/maxp/eito14.doc. 4. Флинн Г. Физика акустической кавитации в жидкостях // Физическая акустика / Под ред. У. Ме зона. – М.: Мир, 1967. – Т. 1, Ч. Б. – С. 7-138. 5. Основы физики и техники ультразвука: Учеб. пособие для вузов / Б.А. Агранат, М.Н. Дубровин, Н.Н.

Хавский и др. – М.: Высш. шк., 1987. – 352 с. 6. Эльтенер И.Ч. Ультразвук.

Физико-химическое и биологическое действие. – М.: Физ.мат., 1962. – Т. 3. – 186 с. 7. Гусев В.Г. Сырье для шерстяных и нетканых изделий и первичная обработка шерсти. – М.: Легкая промышленность, 1977. – 408 с. 8. Энергетика прямоточного гидродинамического излучателя в условиях гидростатического давления / Ю.М. Дудзинский, О.В. Сухарьков, Н.В. Маничева // Акустичний вiсник. – 2004. – Т. 7. – №1. – С. 44-49. – Режим доступу до журн:

http://www.hydromech.kiev.ua/rus /av-html/av-007/1/pdf/av-07-1(44-49).pdf. 9.

Фаерман В.Г. Применение ультразвука для обработки текстильных материа лов. – М.: Легкая промышленность, 1969. – 435 с. 10. Середа А.І. Обґрунтуван ня та розробка методів і пристроїв для первинної обробки вовни з використан ням пружних та електромагнітних коливань. – Автореф. дис… канд. техн. на ук: 05.09.16 / А.І.Середа. – Харків, 2006. – 20 с.

Мунтян Володимир Олексійович, доцент, доктор технічних наук.

Захистив диплом інженера, дисертації кандидата і доктора техніч них наук в Мелітопольському інституті механізації сільського господарства (Таврійський державний агротехнологічний універ ситет) за фахом інженер-електрик, відповідно у 1980, 1990 та рр. Завідувач кафедри "Електропостачання сільського господарст ва" Таврійського державного агротехнологічного університету.

Наукові інтереси пов’язані з проблемою оцінки якості біооб’єктів та контролю впливу на них низькоенергетичних електромагнітних полів.

Поступила в редколлегию 10.12. УДК 621. Т.Б. НИКИТИНА, канд. техн. наук, докторант, НТУ "ХПИ" И.В. БОВДУЙ, аспирант, НТЦ МТО НАН Украины, Харьков А.В. ВОЛОШКО, аспирант, НТЦ МТО НАН Украины, Харьков Е.В. ВИНИЧЕНКО, аспирант, НТЦ МТО НАН Украины, Харьков РОБАСТНОЕ УПРАВЛЕНИЕ СТЕНДОМ ДВУХМАССОВОЙ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Розроблена методика синтезу робастного управління імітаційним стендом двомасової електромеханічної системи та наведені експериментальні характе ристики синтезованої.

Разработана методика синтеза робастного управления имитационным стендом двухмассовой электромеханической системы и проведены экспериментальные характеристики синтезированной системы.

Введение. При синтезе систем управления сложными многомас совыми электромеханическими системами с упругими и нелинейными элементами, необходима математическая модель, адекватна реальной системе. Достоверность результатов, полученных в ходе синтеза сис тем управления сложными многомассовыми электромеханическими объектами может быть проверена только при работе с реальным объ ектом. Одним из подходов к решению данной проблемы является ис пользование стендов, имитирующих структуру объекта управления.

При этом, первоначальная отладка регуляторов и сравнение их эффек тивности работы в условиях, максимально приближенных к реальным, выполняется на таком стенде, содержащем все необходимые элементы.

Исследовательские стенды для отладки программного обеспече ния систем управления преобразователями с учетом особенностей ки нематических связей между приводным двигателем и рабочим меха низмом выпускаются многими электротехническими фирмами. Одна ко, стоимость подобных стендов многократно превышает первона чальную стоимость серийных преобразователей и двигателей. В рабо тах [1-3] рассматриваются вопросы разработки таких стендов.

Целью данной работы является разработка математической мо дели и методики синтеза робастного регулятора стенда двухмассовой электромеханической системы, а также исследование динамических характеристик синтезированной системы робастного управления стен дом двухмассовой электромеханической системы.

Конструкция стенда. Стенд двухмассовой электромеханической системы содержит две одинаковые электрические машины постоянно го тока с возбуждением от постоянных магнитов типа ДПТ-25-Н2, ро торы которых связаны между собой пружиной с жесткостью C. Пред полагается, что одна машина будет работать в двигательном режиме, а другая в генераторном, с помощью которой будет имитироваться ак тивный момент нагрузки. При необходимости, первая машина может также работать в режиме торможения. На роторах каждой машины установлены оптические дискретные датчики углового положения ДП1, ДП2 с помощью которых измеряются также и угловые скорости роторов [4-9].

Математическая модель стенда. Принимаем такие положитель ные направления вращения первого и второго двигателей, при которых положительные значения напряжений на якорных цепях двигателей приводят к увеличению скоростей вращения двигателей. Положитель ное значение момента упругости соответствует положительной разности углов между первым и вторым двигателем таким образом, что положи тельное значение момента упругости приводит к разгону второго двига теля и к торможению первого двигателя. Тогда получим следующие уравнения динамики движения роторов первого и второго двигателей d J д 1 1 = M д 1 М М с (1 ) ;

dt d = M д 2 + М М с (2 ).

Jд dt В этих уравнениях суммарный момент M, передаваемый пру жиной, равен сумме моментов упругости M y и момента вязкого тре ния M вт, так что M = M y + M вт.

Для моментов упругости M y и момента вязкого трения M вт по лучим следующие уравнения М у = С (1 2 ) ;

M вт = (1 2 ).

Так как упругий элемент – пружина является накопителем потен циальной энергии, то путем дифференцирования обеих частей исход ного уравнения для упругого момента может быть получено следую щее дифференциальное уравнение состояния для момента упругости dM y = C (1 2 ).

dt Моменты двигателей М д1, М д 2 связаны с токами якорных цепей I я 1, I я 2 уравнениями М д1 = C1Ф1 I я 1 ;

М д 2 = C 2Ф2 I я 2, где C1, C2 – конструктивные постоянные двигателей, Ф1, Ф2 – пото ки возбуждения двигателей.

Уравнения равновесия ЭДС якорных цепей двигателей имеют следующий вид [U я1 K1Ф1д 1 ];

dI Tэ1 я1 + I я1 = dt R [U я 2 K 2Ф2д 2 ].

dI я 2 + Iя 2 = Tэ dt R Для управления режимом работы основного и нагрузочного дви гателей М1 и МН, работающих в 4-х квадрантах, необходимо сформи ровать сигналы питающего напряжения ДПТ, измерить величины то ков и углов поворота вала двигателей. Величина напряжения питания двигателей задается 8-разрядными таймерами МК, работающих в ре жиме ШИМ. Направление вращения двигателя задается дискретным сигналом, на основе анализа направления тока в конкретном двигате ле. Формирование питающего напряжения двигателей по уровню и току выполняется 4-х канальным драйвером L293D фирмы SGS Thomson, 2 канала которого образуют Н-мост для одного двигателя.

Драйвер двигателей, работая в ключевом режиме обладает значи тельным динамическим диапазоном коммутации (до 5 кГц), высокой перегрузочной способностью по току (до 2-х кратного превышения тока замыкания двигателя), температурной защитой и возможностью блокировки выходного напряжения каждого моста. Для управления драйвером двигателей необходим модуль контроля запрета одновре менного включения плечей Н-моста, либо организовать дополнитель ный программный контроль состояния сигналов управления мостом.

Так как частота коммутации широтно-импульсных преобразова телей усилителей мощности УМ1, УМ2, питающих якорные цепи дви гателей, составляет около 5 кГц, то динамикой этих усилителей можно пренебречь и считать их безинерционными. Тогда получим следующие уравнения, связывающие входные напряжения U1, U 2 широтно импульсных преобразователей с их выходными напряжениями, при ложенными к якорным цепям U я1, U я 2 двигателей:

U я1 = K ум1U1 ;

U я 2 = K у м 2U 2, где К ум1, К ум 2 – коэффициенты усиления широтно-импульсных пре образователей.

Примем компоненты вектора переменных состояния в следую щем виде: ток якорной цепи первого двигателя I я 1, скорость 1 и угол 1 поворота первого двигателя, момент упругости М у пружины связывающей валы двигателей, угол 2 и скорость 2 поворота вала второго двигателя и ток якорной цепи второго двигателя I я 2. Тогда вектор состояния примет следующий вид [ ] r X (t ) = I я1, 1, 1, М у, 2, 2, I я 2 Т.

Примем вектор управления в следующем виде r U = [U1,U 2 ]T.

r Примем вектор моментов сопротивления M в следующем виде r M = [M c1, M c 2 ]T.

Тогда матрицы состояния А управления В и возмущения F при мут следующий вид:

1 K T1 R T 11 1 R T 1 J1 J1 J1 J1 J A= C ;

B= ;

F= C 2 J J 2 J 2 J 2 J 2 K 22 R2T R2T2 T На рис. 1. показана схема стенда, где показаны также моменты внешнего трения М с1, М с 2 на валах двигателей.

Приведем параметры двигателей: Rя =69,17 Ом;

Tя = 2,26 103 с;

H м В ;

J д = 0,16 10 7 кг м 2.

;

М Е = 0, K м =0, рад / с А Для синтеза системы управления стендом двухмассовой электро механической системы необходима математическая модель, адекватно описывающая динамические процессы. С этой целью были произведе ны всесторонние испытания стенда.

Постоянная времени электромагнитных процессов Т э характери зует переходные процессы в якорной цепи двигателя при заторможен ном роторе двигателя для устранения влияния противо ЭДС двигателя.

По экспериментальным зависимостям переходных процессов тока якорной цепи экспериментальные значения постоянной времени якор ной цепи составит Tэ = 2,26 10 3 с.

Рис. 1.

Экспериментально определялись суммарные моменты инерции первого и второго двигателей: J 1 = 2 105 и J 2 = 1,95 105. Заме тим, что эти моменты инерции в основном определяются моментами инерции дисков цифровых датчиков углового положения двигателей, так как моменты инерции собственно двигателей меньше суммарных моментов более, чем на два порядка.

Кроме этих параметров экспериментально определялся также мо мент трогания двигателя, соответствующий напряжению трогания U тр =1,5 В. При этом момент трогания M тр = 0,6 10 3 Н м.

В ходе проведения эксперимента определялась жесткость пру жины. С этой целью эксперимент проходил в следующих условиях:

первый двигатель заторможен, а на второй двигатель подается номи нальное напряжение. При этом ток второго двигателя составлял165, миллиампер, напряжение на втором двигателе равно 25,7 В, а разность углов составляет 1,44 радиана. Расчетное значение жесткости пружи ны при этом составляет С = 0,0029 Нм/рад.

Синтез робастного управления. Рассмотрим построение робаст ной системы управления [6, 7] для работы на различных участках ха рактеристики внешнего трения двухмассовой электромеханической системы. H -норма передаточной функции представляет собой верх нюю грань коэффициента усиления между H 2 -нормой входного сиг нала и H 2 -нормой выходного сигнала и следовательно H -норма равна квадратному корню из энергии выхода при входном возмущении с единичной энергией. Поэтому минимум H -приводит к минимиза ции максимального по всему частотному диапазону энергии выходно го сигнала для наихудшего случая приложения входного воздействия.

Для получения приемлемых показателей качества синтезируемой сис r темы в вектор контролируемых переменных z (t ) необходимо вклю чать ошибку системы, переменные состояния системы, которые нужно r ограничивать, а также компоненты вектора управления u (t ). Причем, роль весовых матриц в критерии качества выполняют матрицы C1, D11 и D12, с помощью которых формируется вектор контролируемых r переменных z (t ). Задача синтеза робастной системы заключается в подборе таких значений этих матриц, при которых в системе обеспе чивается выполнение заданных требований по качеству регулирова ния. А синтез такой системы сводится к минимизации H -нормы взвешенной энергии ошибок каналов, переменных состояния которые необходимо ограничивать и управления. Таким образом, нахождение оптимального регулятора, минимизирующего H 2 -норму сводится к решению двух уравнений Риккати по управлению:

AT X 2 + X 2 A X 2 B2 B2 X 2 + C1 C1 = 0, T T и по фильтрации:

AY2 + Y2 AT Y2C2 C2Y2 + B1B1 = 0.

T T Тогда матрица коэффициентов усиления оптимального регулято ра и матрица состояния замкнутой оптимальной системы, минимизи рующей H 2 -норму, примут следующий вид:

) F2 = B 2 X 2, L2 = Y2C2 ;

A2 = A + B2 F + L2C2.

T T Синтез регулятора, минимизирующего H -норму, сводится к решению двух уравнений Риккати по управлению:

( ) AT X + X A X B2 B2 2 B1 B1 X + C1 C1 = 0, T T T и по фильтрации:

( C )Y AY + Y AT Y C2 C2 2C1 1 + B1 B1 = 0.

T T T Рассмотрим стандартную форму уравнения состояния, вектора r контролируемых параметров z (t ) и вектора измеряемых переменных r y (t ), принятую в теории робастного управления [6, 7]:

r r r dx (t ) = Ax (t ) + B1w(t ) + B2u (t );

dt r r r z (t ) = C1x (t ) + D11w(t ) + D12u (t );

r r r y (t ) = C2 x (t ) + D21w(t ) + D22u (t ).

Результаты моделирования и экспериментальных исследований. Полученные значения робастных регуляторов [10] были реализованы на стенде. Экспериментальные переходные процессы показаны на рис. 2.

1.4 1. 1. 1. 0. угол2,рад 0. у гол1,рад 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 t,c б t,c а 3. 2. скорос ть2,рад/с скорость1,рад/с 1. 2 0. 0 -0. - 0 0.5 1 1. 5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 - 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 t,c t,c г в - x момент упругости,Нм,В ряжение нап 0 - - 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 - 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 t,c t,c е д Рис. 2.

Кривые переходных процессов обозначены: (а), (б) – углов поворота первого 1 и второго 2 двигателей;

(в), (г) – скоростей вращения первого 1 и второго 2 двигателей;

(д) – момента упругости Му и (е) – напряжения U я при отработке системой заданного угла поворота з = 1 рад. Сравнение этих графиков показывает, что экспериментальные переходные процессы углов поворота стенда и переходные процессы, полученные на модели, заканчивается примерно за 3 секунды, однако в переходном процессе угла поворота стенда имеются нелинейные участки, обусловленные наличием моментов трения в стенде.

Выводы. Разработана математическая модель и методика синтеза робастного регулятор стенда двухмассовой электромеханической систе мы. Приведены модельные и экспериментальные динамические харак теристики стенда с синтезированной системой робастного управления.

Список литературы: 1. Коцегуб П.Х., Толочко О.И., Федорик Р.В. Практиче ская реализация цифровых САУ в среде пакета МАТЛАБ с использованием платформы реального времени "QNX TARGET" // Вісник Національного технічного університету "ХПІ". Сер. Электротехника, электроника и электро привод. – Харків: НТУ "ХПІ", 2002. – Т. 1. – № 2, – С. 98-101. 2. Зеленов А.Б., Полилов Е.В., Щелоков А.Г. Создание универсального лабораторного макета системы прямого цифрового управления электроприводом // Вісник Національного технічного університету "ХПІ". Сер. Электротехника, электро ника и электропривод. – Харків: НТУ "ХПІ", 2002. – Т. 2. – № 12. – С. 472-475.

3. Войтенко В.П., Хоменко М.А. Встраиваемая система позиционирования с нейрорегулятором // Технічна електродинаміка. Тем. вип. "Проблеми сучасної електротехніки". – К.: ІЕД НАНУ, 2008. – С. 71-74. 4. Ан П. Сопряжение ПК с внешними устройствами: Пер. с англ. – М.: ДМК Пресс, 2003. – 320 с.

5. Кузьминов А.Ю. Интерфейс RS232. Связь между компьютером и микрокон троллером. – М.: Радио и связь, 2004. – 168 с. 6. Трамперт В. Измерение, управление и регулирование с помощью AVR-микроконтроллеров.: Пер. с нем. – К.: МК Пресс, 2006. – 208 с. 7. Гук М.Ю. Аппаратные средства IBM PC.

Энциклопедия. 3-е изд. – СПб.: Питер, 2006. – 1072 с. 8. CodeVisionAVR v.1.23.8d User Manual. Rev. 17.5.2003: Pavel Haiduc and HP Info Tech S.R.L., 2003. – 200 р. 9. Евстифеев А.В. Микроконтроллеры AVR семейства Mega.

Руководство пользователя. – М.: Издательский дом "Додека-XXI", 2007. – 592 с. 10. Никитина Т.Б. Робастная стабилизация дискретно-континуального объекта // Технічна електродинаміка. Тем. вип. "Силова електроніка та енерго ефективність". – К.: ИЭД НАНУ, 2007. – Ч. 1. – С. 56-61.

Поступила в редколлегию 15.12. УДК 621.313.333.004. С.В. ОВЧАРОВ, канд. техн. наук, ас., Таврический государ ственный агротехнологический университет ИССЛЕДОВАНИЕ ПОТЕРЬ АКТИВНОЙ МОЩНОСТИ И РАСХОДА РЕСУРСА ИЗОЛЯЦИИ СИЛОВОГО ТРАНСФОРМАТОРА В КВАЗИУСТАНОВИВШЕМСЯ РЕЖИМЕ У статті запропонована методика визначення витрат активної потужності і ресурсу ізоляції в силовому трансформаторі в квазістаціонарному режимі.

В статье предложена методика определения потерь активной мощности и ре сурса изоляции в силовом трансформаторе в квазиустановившемся режиме.

Введение. Проблема энергоресурсосбережения сегодня стала од ной из главных в экплуатации силового электрооборудования. Поэто му исследование потерь активной мощности и расхода ресурса изоля ции силовых трансформаторов под влиянием эксплуатационных воз действий является необходимым, в частности, для анализа режима их работы [1]. Но отсутствует исследование в целом режима преобразо вания энергии.

Цель работы – анализ потерь активной мощности в силовых трансформаторах.

Характеристика теплового переходного процесса силового трансформатора. Как правило, нагрузка силовых трансформаторов не является постоянной и определяется технологическими режимами.

Чаще всего она носит циклический характер. Поэтому представляет интерес исследование теплового переходного процесса силового трансформатора при циклической нагрузке в квазиустановившемся состоянии.

Нагрузку силового трансформатора будем задавать в виде графи ка, которому будет соответствовать график тепловой нагрузки, напри мер, приведенный на рис. 1. При работе силового трансформатора с циклической нагрузкой через определенное количество циклов прак тически наступит квазиустановившийся режим, при котором 0 = п. (1) Для расчета теплового переходного процесса необходимо опреде лить превышение температуры в начале цикла 0, равное превыше нию температуры в конце цикла п. Принимаем t1 = t 2 = t3 = ti. Тогда можем записать систему уравнений i t t i Т + е Т ;

1 = 1 у 1 е 3 (2) ti t i 2 = 2 у 1 е Т + 1е Т ;

(3) ti t i 3 = 3 у 1 е Т + 2е Т, (4) где Т – эквивалентная постоянная времени нагрева силового транс форматора, с;

1 у, 2 у, 3 у – установившиеся превышения температу ры для каждого участка, ° С.

С к к, к1 3 = п к t1 t2 t t 0 tц Рис. 1.

ti Введем обозначение b = е Т и перепишем уравнения в виде 1 b3 = (1 b )1 у ;

(5) b1 + 2 = (1 b)2 у ;

(6) b 2 + 3 = (1 b )3 у. (7) Решив эту систему уравнений относительно 1, 2, 3, получим:

( ) 1 b 1 = + b 2 2 у + b3 у ;

(8) 3 1у 1b ( ) 1 b 2 = + b 2 3 у + b1 у ;

(9) 3 2у 1 b ( ) 1 b 3 = + b 2 1 у + b 2 у. (10) 3 3у 1 b Аналогично (10) можно записать выражение для расчета превы шения температуры в конце цикла при п равных участков графика:

( ) 1 b п b 1 у + b п 2 2 у + b п 3 3 у +... + b п п п у.

п = (11) п 1 b Таким образом, можем записать:

п 1b bn iiу, 0 = (12) 1 bn где і = 1,2,3,..., п. (13) Найдем еще одну связь, просуммировав уравнения (8), (9) и (10) ) ( )( 1b 1 + 2 + 3 = 1 у + 2 у + 3 у 1 + b + b 2. (14) 1 b После преобразования получаем 1 + 2 + 3 = 1 у + 2 у + 3 у. (15) Очевидно, что если график имеет п равных участков, справедли во выражение п п iу.

i = (16) 1 Определим активной мощности в обмотках силового трансформа тора за цикл нагрузки.

Средние потери активной мощности в обмотках силового транс форматора за цикл нагрузки равны:

n ki ( ( )) і = Pм. ср. = Pм. н. 1 + ср + о. ср. 75, (17) n где ki – кратность силы тока в обмотках силового трансформатора на і-ом участке;

n – число равных участков цикличного графика нагруз ки;

Pм. н. – номинальные потери активной мощности в обмотках си лового трансформатора (потери короткого замыкания), Вт;

– темпе ратурный коэффициент сопротивления материала проводников обмо ток силового трансформатора, 1/С;

ср – среднее значение превыше ния температуры обмоток над температурой окружающей среды, С;

о. ср. – температура окружающей среды, С;

75 – расчетная темпера тура обмоток силового трансформатора, С.

Среднее значение превышения температуры обмоток над темпе ратурой окружающей среды за цикл нагрузки:

n n i iу i = = i =1 ср =, (18) n n где i – превышение температуры обмоток над температурой окру жающей среды в конце і-ого участка цикла, С;

iу – установившееся превышение температуры обмоток на і-ом участке цикла, С.


В свою очередь установившееся превышение температуры обмо ток силового трансформатора на і-ом участке цикла:

+ ki i =, (19) + где – номинальное превышение температуры обмоток силового трансформатора, С;

а – коэффициент потерь силового трансформато ра (отношение потерь в стали к потерям в меди при номинальном ре жиме).

Тогда окончательно запишем:

n n 1 + 1 iy +.. 75 = P = 2 P.. n n =1 i =. (20) n n +.

1 1 + = 2 P. +.. n + n =1 i = Введем понятие коэффициента потерь за цикл работы силового трансформатора:

.. +..

k =, (21).. +..

где Рс. н. – номинальные потери активной мощности в стали, Вт;

Рм. н. – номинальные потери активной мощности в меди, Вт.

Скорость теплового износа изоляции обмотки силового транс форматора в конце і-ого участка графика нагрузки:

1 ;

i = (22) где н – номинальная скорость теплового износа изоляции, ;

н – номинальная абсолютная температура изоляции, К;

i – абсо лютная температура изоляции в конце і-ого участка, К, і = і + о. ср. + 273. (23) Суммарный расход ресурса изоляции за цикл нагрузки:

n i ti, E= (24) i = где t i – длительность і-го участка графика нагрузки, ч.

Введем понятие коэффициента расхода ресурса изоляции за цикл работы силового трансформатора:

Е kр. р =. (25) n н ti Введем понятие коэффициента преобразования энергии за цикл работы силового трансформатора:

k пэ = k п k р. р. (26) Проведем расчет коэффициента преобразования энергии в сило вом трансформаторе, задавшись графиком нагрузки силового транс форматора типа ТМ-250/10 и приняв о.ср. = 30°С. Результаты расчета заносим в табл. 1.

Находим средние потери активной мощности в меди силового трансформатора в квазиустановившемся режиме по выражению (20):

Pм. ср = 2.89 кВт.

Номинальные потери в стали равны:

Pc. н = 0,79 кВт.

Определяем коэффициент потерь за цикл работы силового транс форматора в квазиустановившемся режиме по выражению (21):

k п = 0,78.

Таблица 1.

iy, °C i, °C iy, °C i, °C i, бч/ч ti, ч кі i, бч/ч ti, ч кі 12- 0,62 55, 0-1 0,425 17,51 41,82 0,058 28,26 0, 13 5 13- 0,92 55, 1-2 0,425 17,51 34,93 0,029 55,45 0, 14 5 2-3 0,425 17,51 29,99 0,017 14-15 1,125 84,24 63,69 0, 3-4 0,425 17,51 26,45 0,012 15-16 1,125 84,24 69,52 0, 23, 4-5 0,425 17,51 0,009 16-17 0,875 49,78 63,92 0, 5-6 0,425 17,51 22,1 0,007 17-18 1,0 65 64,23 0, 18- 64, 6-7 0,425 17,51 20,8 0,006 1,0 65 0, 19 0,87 29, 7-8 49,78 0,004 19-20 1,0 65 64,6 0, 5 8-9 1,25 109 51,6 0,04 20-21 1,0 65 64,72 0, 21 9-10 1,25 109 67,8 0,18 1,0 65 64,8 0, 10- 22- 64, 1,0 65 67,0 0,29 1,0 65 0, 11 23 23- 0,42 51, 11-12 1,0 65 66,44 0,28 17,51 0, 24 5 Определяем коэффициент расхода ресурса изоляции за цикл ра боты силового трансформатора по выражению (25):

k. = 0, Определяем коэффициент преобразования энергии за цикл работы силового трансформатора по выражению (26):

k пэ = 0, При температуре окружающей среды, равной 30 С, указанные выше коэффициенты равны:

kп = 0, kр. р = 0, k пэ = 0, Вывод. Таким образом, в обоих случаях k меньше единицы, что говорит о том, что режим работы трансформатора удовлетвори тельный.

Список литературы: 1. Овчаров В.В. Эксплуатационные режимы работы и непрерывная диагностика электрических машин в сельскохозяйственном про изводстве / В.В. Овчаров. – К.:УСХА, 1990. – 168 с.

Поступила в редколлегию 01.12. УДК 621.313.333.004. В.В. ОВЧАРОВ, д-р техн. наук, проф., Таврический государст венный агротехнологический університет, Мелітополь С.В. ОВЧАРОВ, канд. техн. наук, ас., Таврический государствен ный агротехнологический университет, Мелітополь Р.В. ТЕЛЮТА, инж., Таврический государственный агротехноло гический университет, Мелітополь О.В. ЮДИНА, инж., Таврический государственный агротехноло гический университет, Мелітополь ИССЛЕДОВАНИЕ ПОТЕРЬ АКТИВНОЙ МОЩНОСТИ В АСИНХРОННОМ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕ В ФУНКЦИИ СКОЛЬЖЕНИЯ У статті розглянута методика визначення витрат активної потужності у асинх ронному електродвигуні.

В статье предложена методика определения потерь активной мощности в асинхронном электродвигателе.

Введение. Асинхронные электродвигатели имеют сравнительно невысокий коэффициент полезного действия, особенно при неполной загрузке. Поэтому исследование потерь активной мощности является необходимым, в частности для обоснования уставок устройств регули рования величины питающего напряжения.

Вопросы потерь активной мощности в асинхронных электродви гателях исследованы достаточно глубоко [1]. Но отсутствует исследо вание удельных потерь активной мощности.

Цель работы – исследование потерь активной мощности в асин хронных электродвигателях с помощью круговых диаграмм мощности.

Схема замещения асинхронного электродвигателя. Исследуем переменные потери активной мощности в асинхронном электродвига теле в функции скольжения.

Представим Г-образную схему замещения асинхронного электро двигателя (для одной фазы) в уточненном виде (рис. 1). На схеме ис пользуются обозначения: R м – активное сопротивление, эквивалент ное потерям активной мощности в магнитопроводе (от вихревых токов и на перемагничивание), Ом;

R (1 s ) s – активное сопротивление, эквивалентное активной мощности, передаваемой на вал, Ом.

R1 Для электродвига & R jx1 jx I теля типоразмера 4А100S2У3 потери в & I магнитопроводе состав R & ляют 139 Вт, активное I 1 s R2 сопротивление, эквива jx1 s & U лентное этим потерям, равно 348,2 Ом.

Запишем комплекс jxµ Rм действующего значения силы тока намагничи & Рис. 1. вающего контура I 0 :

& j U & I0 = = I 0e. (1) R м jxµ R1 + jx1 + R м + jxµ Комплекс полной мощности. Принимая и = 0, комплекс пол ной мощности в намагничивающем контуре равен * j j ~ & S0 = U I 0 = UI 0 e 0 = S0e 0. (2) Построим комплекс полной мощности на +j ~ комплексной плоскости (рис. 2). Проекция S0 jQ комплекса полной мощности на вещественную 0 ось представляет собой потери активной мощ -1 + ности в намагничивающем контуре:

Р Р0 = S0 cos 0. (3) Рис. 2. Если экспериментально измерить дейст вующее значение силы электрического тока холостого хода I хх и ко эффициент мощности cos хх, то можно более точно рассчитать по стоянные потери при номинальном режиме ( U = U н ) с учетом доба вочных потерь и механических потерь в механической системе двига теля Рсн = 3U н I хх cos хх. (4) Запишем комплекс действующего значения силы электрического тока в другой ветви схемы замещения:

& U ( ) & I =. (5) R + R + j x + x + R (1 s ) s 1 2 1 2 Введем обозначение:

( ) Z = R1 + R2 + j x1 + x2. (6) Тогда & U & I =. (7) 1 s Z + R s Преобразуем (7):

I к & & UZ & I = =, (8) R2 (1 s ) s R2 (1 s ) s j 1+ 1+ e Z z R + R где I к = U Z ;

Z = ze j ;

= arcctg & & ;

= ;

x1 + x )( ) ( z = R1 + R2 + x1 + x2 ;

2 U = Ue j u.

& Уравнение (8) пред & ставляет собой уравнение U + круговой диаграммы тока & I. Построим круговую & I & диаграмму тока I, приняв и = 0 (рис. 3). Запишем А комплексы действующих 1 s R N С I к s & значений напряжения и Д полной мощности в ука Рис. 3.

занной ветви, приняв и = 0 :

~ S = UI *' = UI e j = S e j, & & U =U ;

(9) где I *' = I e j.

В другом виде *' ~ Ik & S =U, (10) R (1 s ) s j 1+ 2 e z где I k = I k e jк.

*' ' Подставим U и I к в (10) и получим & & U I к e jк Sк ~ ~ S = =. (11) R (1 s ) s R2 (1 s ) s j j 1+ 1+ 2 e e z z Уравнение (11) пред С ставляет собой уравнение круговой диаграммы ком плекса полной мощности ~ S, построенной на рис. 4.

Проекция комплекса пол ~ Sк ~ ной мощности S на ось напряжения представляет N собой общую активную А ~ S мощность в этой ветви Р, 1 s М R s то есть Р = S cos. Ак ~ S0 Q тивная мощность, переда P & Р0 U + ваемая на вал, равна P = R (1 s ) s I 2. Тогда L 2 Рис. 4. переменные потери актив ной мощности равны Р м = 3(Р Р2 ). (12) Суммарная полная активная мощность равна Р = Рс.н + Р м.

Уравнение (12) можно записать в другом виде:

R + R Р.

Р м = 3 1 (13) R1 + R2 s Таким образом, с помощью круговой диаграммы комплекса пол ~ ной мощности S можно найти переменные потери активной мощно сти в функции скольжения S.

Для электродвигателя типоразмера 4А100S2У3 рассчитаем круговую диаграмму комплекса полной мощности:

( ) Z = R + R + j X + X = 4,985e j 60 Ом ;

° 1 2 1 & * I к = = 44,13e j 60° A ;

S к = U I к = 9708,6e j 60°B A.

~ U & Z Исследуем потери активной мощности в асинхронном электро двигателе в функции загрузки на валу со стороны рабочей машины.

Основное уравнение движения электропривода рабочей машины:

d + Mc = M, J (14) dt где J – момент инерции системы электродвигатель-рабочая машина, кг м 2 ;

M c – приведенный к валу двигателя момент сопротивления рабочей машины, Н м ;

M – момент, развиваемый электродвигате лем, Н м. В установившемся режиме M c = M.

Запишем эмпирическое выражение момента сопротивления рабо чей машины:

M c = M 0 + (М сн М 0 )( н )х, (15) где M 0 – момент трогания рабочей машины, Н м ;

M cн – номиналь ный момент сопротивления рабочей машины при номинальной угло вой скорости электродвигателя при прямой передаче, Н м ;

– угло вая скорость рабочей машины, с 1 ;

н – номинальная угловая ско рость электродвигателя и рабочей машины при прямой передаче, с 1 ;

х – коэффициент, характеризующий рабочую машину (0, 1, 2, -2);

k з – коэффициент загрузки рабочей машины;

M н – номинальный момент электродвигателя, Н м.

Механические характеристики электродвигателя на рабочем уча стке и рабочей машины при различной загрузке 2 и 2приведены на рис. 5.


0 Найдем зависимость M c в функции коэффициента загрузки k з н и скольжения, для чего подставим в М сн = k з М н, зависимости (15) н = (1 s) (1 sн ) и получим:

х 1 s Mc = M0 + (k з М н М 0 ) 1 s.(16) н Мс = М М0 М Найдем зависимость M в функ М сн = k з М М сн = М н н ции скольжения S, рассмотрев по добные треугольники:

Рис. 5.

0 н М н =.

0 М После преобразования получаем:

х 1 S = M 0 + (k з М н М 0 ) S M = Mн 1 S. (17) н Sн Перепишем (17) в относительных единицах:

х 1 s = т0 + (k з т0 ) s, (18) 1 s sн н где т0 = М 0 М н.

Найдем зависимость скольжения от коэффициента загрузки.

Для привода рабочей машины с независимой механической ха рактеристикой (x= 0) находим S = S н k з.

Произведём расчёт скольжения для электродвигателя типоразме ра 4А100S2У3. Результаты расчетов представлены в табл. 1. На осно вании полученных данных на рис. 6 построена зависимость скольже ния электродвигателя от коэффициента загрузки.

Таблица 1.

Кз 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1, s 0,007 0,013 0,020 0,026 0,033 0, Исследуем потери активной S 0, мощности в электродвигателе с 0, помощью круговой диаграммы.

Выбранные масштабы:

0, B A Ом mz = 0,2, mS = 25. Ре 0, мм мм зультаты заносим в табл. 2. Зави 0, симости потерь активной мощно сти в обмотках Pм = f (к з ) и 0, Kз 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1, Рис. 6. потерь активной мощности в це лом P = f (к з ) в электродвига теле в функции коэффициента загрузки приведены на рис. 7.

Таблица 2.

kз 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1, S 0,007 0,013 0,020 0,026 0,033 0, R2 (1 s ) s, Ом 142,7 76,4 49,3 37,7 29,5 24, AN, мм 713,5 382 246 188 147 120, R+R 1 0,017 0,031 0,048 0,061 0,076 0, R1 + R2 s O L,мм 5,62 17 30 40,8 58 64, P, Вт 421 127 2250 3060 4350 Р м, Вт 7,17 39,5 108 186,6 330,6 Р2, Вт 414 1235 2142 2873 4019 Рconst, Вт 274 274 274 274 274 Р, Вт 281 313 382 460,7 604,6 Зависимость коэффициента k = 2 потерь мощности в элек тродвигателе без учета роста сопротивления обмоток при нагревании построена на рис. 8.

Рис. 7. Рис. 8.

Введем понятие коэффициента потерь энергии в электродвигате ле как отношение потерь мощности к номинальным потерям, к пэ = Р Рн.

Для указанного электродвигателя Рн = 624 Вт. Рассчитаем зна чение этого коэффициента. Результаты заносим в табл. 3.

Таблица 3.

kз 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1, k пэ 0,451 0,502 0,612 0,738 0,938 1, Строим зависимость коэффициента потерь энергии в функции ко эффициента загрузки электродвигателя (рис. 9).

Рис. 9.

Вывод. Таким образом, получен алгоритм исследования потерь активной мощности в асинхронном электродвигателе в функции ко эффициента загрузки с помощью круговой диаграммы.

Список литературы: 1. Овчаров В. В. Эксплуатационные режимы работы и непрерывная диагностика электрических машин в сельскохо зяйственном производстве / В.В. Овчаров. – К.:УСХА, 1990. – 168 с.

Поступила в редколлегию 10.12. УДК 621.3. М.М. РЕЗИНКИНА, д-р техн. наук, с.н.с., Научно-технический центр магнетизма технических объектов, Харьков В.С. ГРИНЧЕНКО, аспирант, Научно-технический центр магне тизма технических объектов, Харьков К.О. РЕЗИНКИНА, студент, Харьковский национальный универ ситет им. Каразина, Харьков РАСЧЕТНЫЙ ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ ЛЕНТОЧНЫХ ЭКРАНОВ Проведено розрахунковий аналіз залежності екрануючих властивостей стріч кових екранів в залежності від їх основних параметрів: товщини й ширини стрічки екрана, ступені його сплошності. Знайдені параметри стрічкових екра нів, що забезпечують оптимальний коефіцієнт екранування при зменшеному об’ємі метала.

Проведен расчетный анализ зависимости экранирующих свойств ленточных экранов в зависимости от их основных параметров: толщины и ширины ленты экрана, степени его сплошности. Получены параметры ленточных экранов, которые обеспечивают оптимальный коэффициент экранирования при умень шенном объеме металла.

Введение. Одним из средств снижения напряженностей магнит ного поля (МП) до допустимых значений являются проводящие экра ны. В ряде случаев более предпочтительным оказывается использова ние ленточных экранов. Основными геометрическими параметрами таких экранов являются толщина и ширина ленты экрана, а также сте пень его сплошность. Оказывается, что увеличение, к примеру, тол щины экранов свыше некоторого уровня уже не приводит к сущест венному росту коэффициента экранирования.

Целью данной работы является расчетный выбор оптимальных параметров ленточных экранов на основе математического моделиро вания электромагнитных процессов численными методами.

Постановка задачи. Рассмотрим задачу о распределении магнит ного поля в системе, содержащей трехфазный шинопровод и незамкну тый ленточный экран. Токи в шинопроводе будем считать синусоидаль ными. Запишем уравнение Максвелла в комплексной форме [1]:

rr v & && rotH = ( + j ) E + J ext, (1) r r & & где H, E – комплексные амплитуды векторов напряженности маг r & нитного и электрического поля соответственно;

J ext – комплексная амплитуда вектора плотности тока сторонних источников;

– удель ная электропроводность;

– относительная диэлектрическая прони цаемость;

0 = 0,885·10-11 Ф/м;

– круговая частота;

j = 1.

Выразим напряженность электрического поля и индукцию маг нитного поля через модифицированный векторный магнитный потен циал, позволяющий исключить из решаемых уравнений скалярный электрический потенциал [2, 3]:

r r r r r & & & & & B = µµ 0 H = rotA*.

E = jA* ;

Запишем уравнение (1) в интегральной форме, пренебрегая током смещения, в терминах модифицированного векторного магнитного потенциала:

r rr rr 1 & & & rotA*dl = j µ0 A*ds + µ 0 J ext ds, (2) µ l S S где µ 0 = 4 10 Гн/м;

µ – относительная магнитная проницаемость.

Перепишем уравнение (2) в разностном виде. Будем использовать декартовую систему координат. Разобьем рассматриваемую область на ячейки-параллелепипеды таким образом, чтобы узлы расчетной сетки лежали на границах раздела сред. Электрические свойства каждой ячейки полагаются однородными.

Рассмотрим ячейку (i,j,k). Поставим в соответствие этой ячейке три контура, охватывающих элементарные площадки: Sx – квадрат с вершинами в (i+1/2, j+1/2, k+1/2), (i+1/2, j-1/2, k+1/2), (i+1/2, j-1/2, k-1/2), (i+1/2, j+1/2, k-1/2), Sy – квадрат с вершинами в (i+1/2, j+1/2, k+1/2), (i-1/2, j+1/2, k+1/2), (i-1/2, j+1/2, k-1/2), (i+1/2, j+1/2, k-1/2), Sz – квадрат с вершинами в (i+1/2, j+1/2, k+1/2), (i-1/2, j+1/2, k+1/2), (i-1/2, j-1/2, k+1/2), (i+1/2, j-1/2, k+1/2). В результате интегрирования (2) по контурам, охватывающим площадки Sx, Sy и Sz, получим решаемые разностные уравнения. При записи раз ностных уравнений учитывалось, что на границе раздела двух сосед них ячеек (т.е. на их общей грани) тангенциальная составляющая мо дифицированного векторного магнитного потенциала непрерывна.

Полученная система уравнений решалась с помощью прогонки итерационным методом переменных направлений [4]. Для ограничения расчетной области до размеров интересующей нас зоны, на ее границах вводились анизотропные хорошо поглощающие слои.[5]. Для выбора параметров одноосно хорошо согласованных слоев [6] были проведены тестовые расчеты для имеющих аналитическое решение случаев распо ложения прямого и обратного токопроводов в воздухе [7].

Расчетный выбор параметров однослойных ленточных экра нов. Рассмотрим экранирование МП трехфазного источника со сле дующими характеристиками: ток – 500 А, нижний провод имеет фазу – 1200, средний – 00, верхний – +1200, расстояние между фазами а = 0,2 м.

Пусть базовый экран имеет такие параметры: расстояние до экрана b = 0,2 м, толщина экрана d = 2 мм, отношение ширины ленты экрана wt к зазору между лентами wg: wt/wg = 1, материал – Al. Задачу будем решать в двумерной постановке, полагая, что во всех сечениях, перпендикуляр ных направлению шинопроводов, распределения поля одинаковы.

Эффективность снижения МП будем оценивать путем сравнения усредненных коэффициентов экранирования в зоне за экраном:

N kS ) / N kav = ( в зоне 0 y 0.3Lsc, 5b x 7.5b, n = где Lsc – длина экрана в направлении оси Y;

b – x-ая координата бли r r жайшего к источнику тока экрана;

k S =| B | / | B0 | – коэффициент экра & & r & нирования;

| B | – модуль индукции МП в рассматриваемой точке при r & наличии экрана;

| B0 | – модуль индукции МП в рассматриваемой точ ке при отсутствии экрана.

На рис. 1 приведены результаты расчета индукции МП в области за ленточным экраном и среднего коэффициентов экранирования при варьировании толщины ленточного экрана. Как видно на рис. 1, уве личение толщины экранов выше некоторого уровня не приводит к су щественному росту коэффициента экранирования.

Рис. 1.

Результаты расчета, распределения линий равной индукции маг нитного поля представлены на рис. 2,а-в. Модуль индукции варьиро вался в диапазоне 0,1 – 2,0 мкТл. На рис. 2 использованы обозначения:

1 – шинопроводы, 2 – экран. Соответствующие значения коэффициен тов экранирования приведены в табл. 1. Результаты расчета коэффици ента экранирования магнитного поля в зоне за экраном показаны на рис. 3 при варьировании соотношения между шириной ленты экрана и величиной зазора между лентами (кривая 1), а также степени сплош ности ленточного экрана (кривая 2).

mY mY mY 5 4 3 2 2 2 1 1 1 0 - -1 - - -2 -2 X X X -2 -1 0 1 m -2 -1 0 1 m -2 -1 0 1 m а б в mY mY mY 1 1 - - - -2 - -2 X X X -2 -1 0 1 m -2 -1 0 1 m -2 -1 0 1 m г д е Рис. 2.

Таблица 1.

Результаты расчета коэффициентов экранирования однослойных ленточных экранов с различной шириной ленты рис. 2,а рис. 2,б рис. 2,в рис. 2,г рис. 2,д рис. 2,е kav 2,90 5,20 6,40 6,90 8,20 9, wt/wg 0,50 1,00 1,50 ~ ~ ~ V/V0 0,25 0,50 0,75 0,66 0,72 0, Как следует из полученных данных, весьма узкие ленточные экра ны не обеспечивают больших величин коэффициентов экранирования.

Расчет коэффициента экранирования при варьировании степени сплошности однослойных экранов показан на рис. 3 (кривая 2). Распре деление линий равной индукции магнитного поля показаны на рис. (г,д,е), а соответствующие им значения коэффициентов экранирования приведены в табл. 1. Отметим, часть экрана на рис. 2 (г,д,е), располо женная напротив шинопроводов, была сплошной, а его края – ленточ ными (имеющими разрывы сплошности).

Рис. 3.

Как видно на рис. 3, использование подобных экранов позволяет существенно улучшить экранирующие свойства и оказывается более эффективным, чем уменьшение ширины ленты, из которой выполняет ся экран, что видно из сравнения кривых 1 и 2.

Выводы. Узкие ленточные экраны не обеспечивают больших ве личин коэффициентов экранирования (kav~10 при толщине экрана d~ мм). Увеличение толщины экранов эффективно до определенного уровня (d~30 мм), свыше которого коэффициент экранирования суще ственно не увеличивается (kav~60). Более эффективным представляется варьирование степени сплошности однослойных ленточных экранов, позволяющее увеличить коэффициенты экранирования до полутора раз при том же расходе материала.

Список литературы: 1. Кошляков Н.С., Глинер Э.Б., Смирнов М.М. Уравнения в частных производных математической физики. – М.: Высшая школа, 1970. – 710 с. 2. Biro O., Preis K. // IEEE Trans. on Magnetics. – 1989. – Vol. 25, No. 4. – P. 3145-3159. 3. Clemens M., Weiland T. // IEEE Trans. on Magnetics. – 2003. – Vol. 39, № 3. – P. 1175-1178. 4. Самарский А.А. Теория разностных схем. – М.:

Наука, 1989. – 616 с. 5. Резинкина М.М. // ЖТФ. – 2007. – Т. 77. – № 11. – С.

17-24. 6. Taflove A., Hagness S. Computational electrodynamics: the finite differ ence time domain method. – Boston-London: Artech House, 2000. – 852 p. 7. Круг К. А. Физические основы электротехники. – Т. 1. – М.-Л.: Государственное энергетическое изд-во, 1946. – 472 с.

Поступила в редколлегию 14.12. УДК 621. Е.А. СЕДОВА, ст. преподаватель, НТУ "ХПИ" ОБЗОР МЕТОДОВ КОНТРОЛЯ И ИЗМЕРЕНИЯ СОПРОТИВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ КОНТАКТОВ ПОД ТОКОМ Приведено результати аналізу схем вимірювання опору контактів електрично го апарату під струмом. Показано перспективи розвитку методів контролю та вимірювання опору електричних контактів під струмом.

Приведены результаты анализа схем измерения сопротивления контактов электрического аппарата под током. Показаны перспективы развития методов контроля и измерения сопротивления электрических контактов под током.

Введение. Низковольтные электрические аппараты (НВА) явля ются неотъемлемой частью всех электрифицированных объектов на родного хозяйства. По своей номенклатуре, типам, исполнениям и на значениям НВА весьма разнообразны. Ряд из них является крупносе рийными изделиями электротехнической промышленности. В связи с этим повышаются требования к параметрам и качеству производства НВА. Основным же средством проверки качества изделий является их испытание. Контакты и контактные узлы испытывают как в составе аппарата, так и отдельно, в виде сборочной единицы. Проверка элек трического сопротивления производится специальными измеритель ными приборами по методам, изложенным в инструкциях или описа ниях на эти приборы.

Цель работы – анализ методов контроля и измерения сопротив ления электрических контактов под током.

Методы контроля состояния контактов. Для контроля состоя ния контактов главной цепи или полюсов аппарата с помощью микро омметров измеряют электрическое сопротивление контактов или по люса. Часто также пользуются методом амперметра-вольтметра [1].

Метод амперметра-вольтметра состоит в том, что по контактам (полю сам) аппарата во включенном состоянии пропускают постоянный ток и измеряют ток и падение напряжения на контактах (полюсах) аппарата.

Сила тока и напряжение источника подбираются так, чтобы они не превышали номинальных (в пределах допусков) для данного аппарата, если иные ограничения не оговорены в стандартах или технических условиях на отдельные виды, серии и типы аппаратов. Измерение пе реходного сопротивления контакта или падения напряжения на нем следует проводить при токе, проходящем через контакт, и напряжении источника питания аппарата. Этот метод применяется также наряду с неуравновешенными мостами постоянного тока, при определении со противления на других участках (токовые катушки, резисторы, катуш ки реле и др.).

На рис. 1 приведены варианты схем, применяемых для измерения малых величин сопротивления Rx электрического аппарата этим мето дом. Обозначения на схемах: Rx – участок токоведущей цепи аппарата, на котором измеряются ток и напряжение;

а – ток до 100 А и сопротив ление Rx до 1 Ом;

б – ток свыше 100 А и сопротивление Rx до 1 Ом;

в – ток до 100 А и сопротивление Rx свыше 1 Ом.

Е Е Rр А Rр V Rx А Rк V а б Rр Г Ш mV Rx V в Рис. 1.

В качестве источника тока используют аккумуляторные батареи Е или генераторы постоянного тока Г. Ток регулируют с помощью рео статов Rр в цепи аппарата или цепи возбуждения генератора. Токи свыше 100 А измеряют с помощью шунтов Ш.

Падение напряжения на контактах (полюсах) аппарата измеряют при прохождении по ним номинального тока (для аппаратов до 1000А) или тока силой 1000 А (для аппаратов свыше 1000 А).

Искомое сопротивление участка цепи определяют по формулам:

для схем на рис. 1 а,б:

Rx = U/(I – U/Rv), для схемы на рис. 1,в:

Rx = U/(I – RА), где Rx – искомое сопротивление, Ом;

Rv и RА – сопротивления вольт метра и амперметра, Ом;

U и I – измеренные падения напряжения (В) и ток (А).

При измерениях электрического сопротивления методом ампермет ра-вольтметра и падения напряжения на участках цепи измерительные провода вольтметра присоединяют прижатием в соответствующих точках токоведущей цепи аппарата остро отточенных игл, которыми заканчива ются провода. Допускается также привинчивание и припаивание этих проводов. Провода для измерения падения напряжения на выводах аппа ратов присоединяют так, чтобы переходное сопротивление контакта этого участка с проводниками, проводящими ток, не входило в значение изме ренного электрического сопротивления.

Подключение измерительного прибора к выводам контактов при измерении электрического сопротивления полюса аппарата произво дится в месте, предназначенном для присоединения аппарата при его монтаже.

При наличии в цепи коммутирующих контактов отсчет показаний приборов производится не ранее, чем через 1 с после начала протекания тока, если иное не указано в стандартах или технических условиях.

Существует ряд требований к методике проведения испытания контактов [2, 3]:

– должна быть однотипной, для того чтобы результаты испыта ний контактных материалов и аппаратов, проводимые разными лабо раториями, можно было сравнивать;

– должна давать результаты, близкие к тем, которые получаются в эксплуатационных условиях;

– должна быть простой, чтобы для испытания требовалось не сложное оборудование и расход электрической энергии был мал;

– должна обеспечивать относительно быстрое получение резуль татов.

Автоматизация контроля. Для учета и контроля существенных электрических и механических параметров всех видов устройств ком мутации на токи до 1000 А в настоящее время применяются автомати ческие проверочные устройства серии ACTAS [4]. Внешний вид трех устройств приведен на рис. 2, а-в.

а б в Рис. 2.

Сплошная модульная архитектура устройства серии ACTAS обеспечивает его использование для всех видов эксплуатации, от пор тативной модели до полностью автоматизируемой установки в услови ях производства. При этом уровень напряжения и механическая конст рукция контролируемых электрических аппаратов не играют никакой роли, так как ACTAS пригоден для всех типов устройств коммутации.

Устройства ACTAS адаптируются к реальному контролю во вре мени и базируются на персональном компьютере, при поддержке ко торого происходит установка, визуализация и полный анализ иссле дуемых параметров. Все измерительные входы гальванически разде лены с входными клеммами. Вследствие этого гарантируются высокая точность, помехозащищенность и безотказная работа в присутствии электромагнитного поля.

Тестирование устройств коммутации происходит, как правило, динамично посредством различных последовательностей включений при одновременном учете измеряемых величин в силовой электриче ской цепи. Затем автоматически рассчитываются и контролируются все параметры на основе измеренных величин.

Для специальных проверок устройства серии ACTAS располага ют разнообразными модулями. Так, например, опция "Dynamic Timing" позволяет определить время замыкания контактов на устрой ствах коммутации с двусторонним заземлением через динамическое измерение потери напряжения. При помощи измерения динамического падения напряжения определяется контактный статус до 6 каналов одновременно. Для определения статических и динамических сопро тивлений контактов все системы ACTAS располагают интерфейсами связи для управления дополнительными источниками питания. Все серии устройств ACTAS располагают выходами управления внешними модулями для статического или динамического замера сопротивления главных контактов.

Анализ методов контроля. Рассмотренные методы контроля со противления электрических контактов под током имеют один общий недостаток: для оценки состояния контактов требуется высококвали фицированный персонал. В тоже время, одноразовые замеры в фикси рованный момент времени не несут полной информации о состоянии контактов до и после испытаний. Следствие этого является ограничен ные возможности диагностики сопротивления электрических контак тов под током. И хотя методы измерения носят динамический харак тер, использовать эту информацию для прогнозирования состояния контактов в перспективе невозможно.



Pages:     | 1 | 2 || 4 |
 





 
© 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.