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 |   ...   | 4 | 5 || 7 |

«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИЕ КОМПЛЕКСЫ И СИСТЕМЫ Уфа 2011 Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное государственное бюджетное ...»

-- [ Страница 6 ] --

cos + w00, Wk0 = (9) и зависит только от приложенного напряжения и числа произвольно выбранного числа витков одной обмотки.

При изменении к в пределах периода (тк1) числа витков могут задаваться произвольно для каждой из (п – 2) обмоток, однако амплитуда первой гармоники дискретного ряда, определяемого лишь числом фаз, зависит лишь от приложенного напряжения. Так как напряжения выходных фаз в ТПЧФп и магнитные потоки в стержнях в ТПЧФт, представляют симметричную многофазную систему, то в разложении чисел витков по строкам также должна присутствовать первая гармоника [4]. При этом формула первой гармоники общего члена чисел витков, изменяющихся по строкам и столбцам, имеет вид:

cos wkl1 = (10) для ТПЧФп и cos wlk1 = (11) для ТПЧФт.

Таким образом, матрицы (3,4) могут быть представлены так:

[Y] = [X] (12) для ТПЧФп и [X] = [Y] (13) для ТПЧФт. При этом М = Е( ).

В (12,13) – амплитуды соответствующих гармонических составляющих чисел витков. Матрицы [ ]и[ ] равны соответственно:

cos cos [ ]= (14) cos cos cos p cos p s m [ ]= (15) cos p n cos p Для преобразования числа фаз нужны матрицы [ и ( p = 1, s = 1), которые являются основными. Без изменения выходных или входных величин к ним могут быть добавлены матрицы или [, когда p 1 и s 1. Определим амплитудное значение числа витков по основной гармонике.

Из (8), учитывая, что ЭДС витка равна 2fBmSст, подучим для ТПЧФп:

Uвых.ф2 /( ст, (16) а для ТПЧФт это число витков равно:

= Uвыхф2/( ( ст. (17) В (16,17) - амплитуда магнитной индукции, ст - сечение стержня.

Будучи линейными трансформаторными элементами, ТПЧФ одинаково преобразует любую симметричную п – фазную входную систему в т – фазную выходную. Однако, входя в состав устройств с нелинейными элементами, преобразователь по-разному трансформирует высшие гармоники, генерируемые нелинейными блоками. Это позволяет улучшить гармонический состав потребляемых токов, и уменьшить пульсации выходных выпрямленных напряжений.

Список литературы.

1.Бамдас А.М., Разуваев Ю.П., Шапиро С.В. Аналоговое моделирование исполнительных ферромагнитных устройств. – М., Наука, 1976, 440с.

2.Рогинская Л.Э., Шапиро С.В., Уразбахтина Н.Г. Анализ закономерностей взаимного преобразования многофазных систем. – Изв.

ВУЗов, Электромеханика. – 1975 - №3 – с. 961 – 969.

3.Лось Ю.А., Рогинская Л.Э. Магнитно-тиристорные умножители частоты с непосредственной связью. – Изв. ВУЗов. Электромеханика. – 1980 №10 – с. 1089 – 1094.

4.Рогинская Л.Э., Костюкова Т.П., Уразбахтина Н.Г. Ферромагнитные преобразующие элементы авиационного электрооборудования. – Уфа, УГАТУ, 1979 – 100с.

5.Шапиро С.В. Резодьвента Лагранжа и ее применение в электромеханике. – М., Энергоатомиздат, 2008 – 155с.

УДК 621.313:629. З. М. ХАСАНОВ, Р. Х. ГАБДУЛЛИН, Н. В. ХАСАНОВА, А. В. КОРОТКИН ФГБОУ ВПО Уфимский государственный авиационный технический университет РАЗРАБОТКА ЧАСТОТНО-РЕГУЛИРУЕМОГО ЭЛЕКТРОПРИВОДА ТРОЛЛЕЙБУСА С ПРЯМЫМ УПРАВЛЕНИЕМ МОМЕНТА АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ Электродвигатели постоянного тока [1] широко применялись и продолжают использоваться в троллейбусах, и в пределах ресурса имеют достаточно высокую надежность. Однако при всех своих достоинствах (высокой экономичности, хороших регулировочных свойствах и динамических показателях) они имеют существенный недостаток, связанный с наличием щеточно-коллекторного узла, требующего тщательного обслуживания в процессе эксплуатации. Кроме того, из-за контактного токоподвода двигатели постоянного тока имеют ограничения по частоте вращения, небольшой ресурс (около 1000 ч), при возникновении искрения под щетками являются источниками электромагнитных шумов и помех широкого спектра частот, а также могут представлять опасность при эксплуатации в средах, насыщенных парами топлива и легковоспламенимых жидкостей и газов.

Одним из путей повышения технико-экономических показателей эксплуатации троллейбусов является применение в них частотно-регулируемых асинхронных электроприводов [2]. Это позволяет, в частности, обеспечить перевозки с наиболее эффективным использованием мощности двигателя при всех скоростях движения троллейбуса и изменяющихся условиях сцепления в контакте колесо-дорога.

В настоящее время электромашиностроительные заводы РФ выпускают асинхронные двигатели (АД) для электротранспорта, рассчитанные на работу от промышленной сети, то есть с неизменной частотой тока и напряжения на статоре. В технических паспортах двигателей приводятся данные только для номинальных режимов. Между тем применение этих асинхронных двигателей с преобразователями частоты открывает новые возможности их использования в электроприводах троллейбусов.

Так при проектировании электропривода для электротранспорта большое внимание требуют режимы частых пусков и торможения, широкий предел регулирования скорости в этих режимах. Конечно, если рассматривать весь предел регулирования, то необходимо учитывать особенности взаимодействия АД с преобразователем частоты, это, несомненно, усложняет все задачи разработки таких электроприводов. Один из основных режимов транспортного средства – пуск приводит к использованию системы «преобразователь частоты АД» в области низких частот. В области низких частот при малых активных сопротивлениях обмотки статора и уменьшении индуктивных сопротивлений статора резко возрастает нестабильность поддержания тока статора, а, следовательно, и момента.

В области частот выше номинальной магнитный поток АД уменьшается не прямо пропорционально частоте, а гораздо интенсивнее – за счет увеличения индуктивности обмоток статора. На практике эти трудности обычно пытаются преодолеть, завышая установленную мощность двигателя и преобразователя частоты, что значительно повышает стоимость электропривода.

В связи с этим представляет интерес разработка частотного асинхронного электропривода (ЭП) для троллейбусов с прямым управлением момента АД.

При частотном управлении асинхронным ЭП с прямым управлением моментом двигателя особенно важно выбрать рациональный принцип регулирования его угловой скорости. В свою очередь для обеспечения качественного регулирования частоты вращения АД необходимо располагать информацией о формировании мгновенных значений электромагнитного момента двигателя, который может быть реализован при различных законах управления [1,3].

Рассмотрим уравнение для электромагнитного момента АД, представленное в виде:

m M эм p Im 1 m.

(1) Уравнение электромагнитного момента асинхронного двигателя при управлении по главному потокосцеплению можно представить в виде:

M 1 m sin 0, (2) где 0 – угол между вектором тока статора и главным потокосцеплением.

Для ненасыщенного асинхронного двигателя главное потокосцепление АД может быть выражено через ток намагничивания:

m I1 I 2 Lm I m Lm, (3) где Lm – взаимная индуктивность обмотки статора и ротора.

Составляющая тока статора I синфазная главному потокосцеплению m m, определяется как векторная сумма тока статора I1 и тока ротора I 2.

С учетом выражения (3) уравнение для электромагнитного момента двигателя можно записать в виде:

M 1 I m sin 0. (4) Из выражения (4) следует, что электромагнитный момент АД пропорционален синусу угла 0 между векторами тока статора и тока намагничивания.

В результате действия контура коррекции угла 0 изменяется коэффициент мощности cos двигателя и достигается снижение потерь в электроприводе при заданном значении электромагнитного момента двигателя.

Предлагаемая система электропривода переменного тока работает с реальной трехфазной системой координат, что избавляет от многочисленных преобразований. Система учитывает динамику изменения фазных значений тока намагничивания в зависимости от изменения фазных значений тока статора, что повышает точность и быстродействие системы [4].

Расчет угла 0 происходит циклически с последующей передачей в микроконтроллер преобразователя частоты. Этот же микроконтроллер осуществляет коррекцию тока намагничивания и поддержание на заданном уровне близком к 450 угла 0 при различных значениях относительного скольжения.

На функциональной схеме (рис. 1) предложена система векторного частотного управления асинхронным двигателем, обеспечивающая режим энергосбережения за счет стабилизации взаимного положения между током статора и током намагничивания АД. Даная схема представляет собой усовершенствованную систему векторного частотного электропривода за счет оптимизации алгоритмов расчета и упрощения вычислительных процедур.

Делитель-формирователь (ДФ), синхронизированный во времени с кольцевой пересчетной схемой (КПС), определяет периодичность измерения частоты преобразователя частоты (ПЧ). В формирователе кода (ФК) формируется числовой код, соответствующий скорости вращения АД, путем записи импульсов эталонной частоты задающего генератора (ЗГ) в течение целого числа полупериодов ЭДС вращения двигателя. Контроль скорости осуществляется цифровым индикатором скорости (ЦИС).

ПЧ U 1H Др РН АД f1H РЧ ПК КПС ПКН ЗГ ДФ ДС ПКЧ ЦУЗС ЗУ ФК ЦИС ЦУС Рис.1. Функциональная схема частотного асинхронного ЭП с прямым управлением моментом двигателя с поддержанием взаимного положения между током статора и током намагничивания асинхронного двигателя По окончании времени измерения код на выходе ФК записывается в запоминающее устройство (ЗУ) и сохраняется до следующего измерения.

Сравнение текущей и заданной скорости вращения АД осуществляется цифровым устройством сравнения (ЦУС) путем сравнения выходного кода ЗУ и кода цифрового устройства задания скорости (ЦУЗС).

Сигнал управления скоростью, полученный в цифровом коде, поступает на соответствующие преобразователи «код – частота» (ПКЧ) и «код – напряжение» (ПКН). На выходе этих преобразователей формируются соответственно импульсы требуемой частоты и скважности. Согласование выходной частоты ПКЧ с частотой КПС осуществляет пересчетный контроллер (ПК). Кольцевая пересчетная схема (КПС) формирует трехфазную систему напряжений, управляющую работой ключей регулятора частоты (РЧ).

Управление работой ключей регулятора напряжения осуществляется через драйверы (Др) импульсами с выхода ПКН.

Для оценки погрешности работы цифровой системы векторного частотного управления асинхронным двигателем проведен расчет статической ошибки по структурной схеме (рис. 2), где представлен только канал формирователя выходной частоты преобразователя. Здесь: K1, K 2 K 6 – коэффициенты передачи отдельных звеньев частотно регулируемого электропривода в статическом режиме работы. В том числе: K 1 – коэффициент передачи преобразователя «код – частота»;

K 2 – коэффициент передачи пересчетного контроллера;

K 3 – коэффициент передачи кольцевой пересчетной схемы;

K 4 – коэффициент передачи регулятора частоты;

K 5 – коэффициент передачи асинхронного двигателя;

K 6 – коэффициент передачи формирователя кода;

FЦУЗС – цифровой код на выходе ЦУЗС.

f1H FЦУЗС K1 K2 K3 K4 K K Рис. 2. К расчету статической ошибки управления Коэффициент передачи рассматриваемой системы управления в статике можно представить в виде K1 K 2 K 3 K 4 K K. (5) 1 K1 K 2 K 3 K 4 K 5 K Тогда погрешность работы цифровой системы управления, связанная с изменением коэффициентов передачи прямого канала равна K, (6) 1 K K6 K где K K1 K 2 K 3 K 4 K 5.

Коэффициенты передачи отдельных звеньев системы управления можно определить через единичные приращения скорости ротора АД и выходной частоты РЧ.

Для определения коэффициента передачи двигателя по каналу частоты линеаризуем уравнение электромагнитного момента [5] путем разложения в ряд Тейлора 2 r m U M 1 1н 2, (7) b c 2 a 2 2 2r1 r2 a d c 2 a 1н здесь m1 3 – число фаз двигателя, U 1н – номинальное напряжение fр питания двигателя;

r1, r2 – активные сопротивления статора и ротора;

– f 1н относительная частота ротора;

a, b, c, d – коэффициенты, зависящие от параметров схемы замещения асинхронного двигателя;

1н – номинальная круговая частота поля статора.

В результате этих исследований получены соотношения между приращениями момента, частоты статора и частоты вращения ротора двигателя в точке номинального режима работы. После несложных расчетов коэффициент передачи асинхронного двигателя по каналу частоты равен 0,958M. (8) Численные расчеты показывают, что коэффициент передачи АД изменяется при воздействии внешних возмущений (температуры и давления окружающей среды, момента нагрузки и т.д.).

Необходимо также помнить, что АД требуют достаточно высоких коэффициентов кратности по пусковому Ks и максимальному Km моментам. В типовых применениях, в зависимости от конкретного исполнения, Ks=(1…3, 5) и Km=(2…3, 5). Сами по себе асинхронные короткозамкнутые двигатели стандартного исполнения не обладают столь высокими пусковыми свойствами и перегрузочной способностью. На практике это достигается увеличением мощности двигателя и настройкой параметров преобразователя частоты. К таким параметрам относятся те, которые определяют:

1. функцию компенсации момента;

2. вольт-частотную характеристику;

3. время разгона и торможения.

Функция компенсации момента позволяет увеличить выходной момент при старте и работе асинхронного электродвигателя на низких скоростях. При её выполнении осуществляется корректировка выходного напряжения инвертора в соответствии с устанавливаемым коэффициентом компенсации.

Расчёты, произведённые специалистами кафедры электрооборудования летательных аппаратов и наземного транспорта УГАТУ и ОАО «Башкирский троллейбусный завод» с учётом изложенных рекомендаций, позволяют выбрать электропривод на один ряд по мощности ниже, чем обычно предлагается другими организациями. Это даст возможность не только сократить затраты на приобретение асинхронного двигателя, но и преобразователя частоты, соответствующего этому электродвигателю.

Кроме того, при выборе частотно-регулируемого преобразователя для выбранного асинхронного электропривода следует обращать внимание на следующие, наиболее критичные для электротранспорта характеристики:

высокая перегрузочная способность;

возможность настройки вольт-частотной характеристики;

хорошо организованная система защит и предупреждений.

Преобразователь частоты асинхронным электродвигателем троллейбуса должен быть выполнен по двухконтурной схеме и должен содержать контур с интегрального регулятора скольжения замкнутого по ЭДС электродвигателя, а также контур регулирования токов по каждой обмотке статора. То есть, система управления преобразователя частоты должна иметь четыре микроконтроллера:

микроконтроллер задания скорости;

микроконтроллер интегрального регулятора скольжения;

микроконтроллер регулирования токов в обмотках статора;

микроконтроллер управления силовыми ключами.

Сигнал с микроконтроллера задания скорости Uз подается на вход микроконтроллера интегрального регулятора скольжения. Сюда же поступает сигнал обратной связи по ЭДС электродвигателя, скорректированный в блоке температурной коррекции на величину падения напряжения на активных сопротивлениях фаз статора асинхронного двигателя от активной составляющей тока нагрузки. Микроконтроллер интегрального регулятора скольжения реализует следующую математическую функцию:

U A U m A cos A t A cos At U m A sin A t A sin At U m A cos A U B U m B cos B t B cos B t U m B sin B t B sin B t U m B cos B U C U m C cosC t C cos C t U m C sin C t C sin C t U m C cos C, где U m – амплитуда синусоидального сигнала с датчиков напряжения, пропорциональная напряжению на зажимах двигателя;

– угол сдвига между векторами напряжения и ЭДС фаз двигателя.

При заданной частоте тока фаз и нагрузке электродвигателя const напряжение на фазах АД определяется из U U m cos const. В установившемся режиме микроконтроллер интегрального регулятора скольжения формирует гладкий сигнал без пульсаций, пропорциональный основной гармонике напряжения питающего асинхронный двигатель.

Сигнал задания частоты вращения вектора поля статора электродвигателя формируется в микроконтроллере управления силовыми ключами из двух сигналов: сигнала с выхода микроконтроллера задания скорости и сигнала с выхода микроконтроллера интегрального регулятора скольжения. При движении они складываются, а при торможении вычитаются.

Таким образом, постоянный рост стоимости электроэнергии, получаемой от городских сетей, а также наметившиеся тенденции перехода к асинхронному электроприводу выводят на первый план вопросы энергосбережения, которые для тягового электропривода троллейбуса с переменным характером загрузки успешно могут быть решены только за счет оптимизации всех параметров частотно-регулируемого электропривода.

Список литературы 1. Максимов А.Н. Городской электротранспорт: Троллейбус. М.:

Издательский центр «Академия», 2004.

2. Ильинский Н.Ф., Москаленко В.В. Электропривод: Энерго ресурсосбережение. М.: Издательский центр «Академия», 2008.

3. Современное и перспективное алгоритмическое обеспечение частотно-регулируемых электроприводов. Спб.: Санкт-Петербургская электротехническая компания, 2004.

4. Хасанов З.М., Хасанова Н.В., Габдуллин Р.Х., Бакиров А.Ш.

Перспективы применения частотно-регулируемого асинхронного привода в троллейбусах Электромеханика, электротехнические комплексы и системы:

Межвуз. науч. сб. – Уфа: УГАТУ, 2010. C.148-153.

5. Фираго, Б.И., Павлячик Л.Б. Регулируемые электроприводы переменного тока. Минск: Техноперспектива, 2006.

УДК 621. Т. А. ВОЛКОВА, Р. Ф. АЛЕТДИНОВ ФГБОУ ВПО Уфимский государственный авиационный технический университет ЗАРУБЕЖНЫЙ ОПЫТ РАБОТ В ОБЛАСТИ ЭЛЕКТРОГИДРОДИНАМИКИ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ЭЛЕКТРОСТАТИЧЕСКИМ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМ ЭНЕРГИИ Многие вопросы электрогидродинамики, которые возникают при различных электротехнических и электрохимических процессах, не достаточно изучены и отсутствие построенной теории создает проблемы при моделировании этих процессов и проведении экспериментов. Теоретические основы электрогидродинамики, основанной на двух науках – электростатике и гидродинамике, объясняют влияние электростатического поля на различные жидкости, будь то проводящие или диэлектрические жидкости. Однако электрохимиков, занятых изучением и созданием новых материалов, больше интересуют электролиты, а электротехников – диэлектрики, т.к. изоляционные материалы являются важным аспектом в электромашиностроении. Среди работ отечественных исследователей по данной тематике имеются экспериментальные данные о поведении различных диэлектриков под действием электрического поля [1,2], но они весьма скудные и, к сожалению, уже устаревшие. Поэтому в данной статье предлагается обзор современных зарубежных разработок в данной области.

На воздействие электрического тока на диэлектрическую жидкость и на само явление протекание тока огромное влияние оказывает геометрия и материал электродов, их поверхностное состояние и давление жидкости [3]. Но этот вопрос уже освящался [4], поэтому заострять на нем внимание не имеет смысла.

Основным направлением научной зарубежной мысли является развитие процесса инжектирования электронов с электродов, погруженных в жидкую слабопроводящую или диэлектрическую среду [5]. Под действием электрического поля постоянного высокого напряжения (более 3 кВ) и низкого значения тока (10 мА) происходит процесс схода электрических зарядов с электродов в исследуемую диэлектрическую среду, что влечет за собой перераспределение зарядов в областях, близлежащих к электродам, и поляризации молекул жидкости. Диполи, образованные вследствие поляризации, двигаются по направлению поля, приводя таким образом в движение жидкую массу. Заряженные диполи меняют свое местоположение, на их место приходит новая молекула жидкости, которая также поляризуется.

Траектория движения диполей обусловлена силой Лоренца. Также в диэлектрической жидкости возникает полевая эмиссия электронов, описываемая уравнениями Fowler-Nordheim [6], и образуются завихрения благодаря электростатическому напряжению, определяемого уравнениями Максвелла.

При движении жидкости, которая совершает работу, выделяется небольшое количество тепла, которое не учитывается при изучении электрогидродинамики. Однако это незначительное повышение температуры жидкости изменяет величину ее проводимости, что объясняется близостью объемных скоростей ионизации нейтральных молекул и рекомбинации зарядов.

При этом учитываются нестационарные эффекты, влияние диффузии, инжекции и скорости дрейфа заряженных частиц в сильных электрических полях на проводимость [7]. В углеводородных, минеральных и трансформаторном маслах инжекция возникает главным образом на катоде путем движения непосредственно самой жидкости [8]. Эти жидкости ведут себя нелинейно под высоким электрическим напряжением: ток возрастает очень круто по экспоненте до тех пор, пока высшая граница напряженности электрического поля не достигнет значения 30-60 кВ/мм (в зависимости от величины диэлектрической проницаемости изучаемой жидкости). Для данного значения напряженности поля само электрическое поле, которое является отличным от известного поля Лапласа благодаря наличию пространственных зарядов, описывается функции Бесселя:

f ( E ) 1 E e 0 k B T где е –заряд иона при частичной диссоциации жидкости, – диэлектрическая постоянная жидкости, 0 - диэлектрическая постоянная вакуума, кВ – постоянная Больцмана, Т – абсолютная температура. Для напряженности поля, стремящейся к бесконечности – f ( E ) exp( E ) Таким образом, наблюдается краевой эффект в электрическом граничном слое, который образуют отдельные заряды, диффундирующие с электрода в области близкие к электроду. На самом низком крае граничного слоя градиент плотности зарядов будет действовать в вертикальном направлении и, следовательно, самые низшие положительные и отрицательные заряды будут двигаться в негативном вертикальном направлении (т.е. вниз) к своим новым местоположениям. Здесь они будут взаимодействовать друг с другом, перемешиваться и двигаться дальше [9]. Кинетическая энергия потока диэлектрической жидкости преобразуется напрямую в электрическую путем транспортирования монополярно заряженных частиц в электрическое поле (это явление лежит в основе работы электрогидродинамического генератора [10], который по сути является аналогом генератора Ван-де-Графа). Получается взаимодействие двух процессов, порождающих друг друга: электрическое поле высокого напряжения, изменяя величину проводимости диэлектрической жидкости, приводит ее в движение, которая в свою очередь является носителем отдельных зарядов, возбуждающих новое электрическое поле, вследствие чего происходит возрастание напряженности на отдельных участках поля. Система уравнений, описывающих эти процессы, выгладит следующим образом:

q Ф q k BTb q q ( E, ) (V, q) t e k BTb b ( E, q) (V, ) exp( E ) 2 t 0 e Первое уравнение, в котором Ф – электрический потенциал, это известное уравнение Пуассона. В двух других уравнениях учитывается только диссоциация молекул и пренебрегается влиянием нестационарных эффектов: V – гидродинамическая скорость нейтральных молекул, b – коэффициент подвижности ионов, – проводимость среды [11]. Таким образом, автор исключает явления эмиссии электронов и инжекции ионов с электродов, что позволяет применить полученные им результаты в построении теории и математической модели электростатического преобразователя энергии с жидкостным ротором.

Апфельбаум в [11] рассчитал время формирования потока жидкости под влиянием приложенного высоковольтного электрического напряжения:

L t L t при t где L – характеристика длины заданного участка, – кинематическая вязкость жидкости, – время релаксации электрогидродинамических процессов, которое является функцией электрического поля, начальной проводимости и диэлектрической постоянной:

0 exp( E ) Применительно к трансформаторному маслу, которое является однозарядным неполярным жидким диэлектриком со следующими параметрами: =2,2, 0=4,12·10-12 См/м, b=10-9 м2/В·с, Апфельбаум определил средние значения кинематической вязкости и давления, создаваемого маслом, при изменении приложенного напряжения от 1 кВ до 10 кВ: =2·10-5 м2/с, р=0, г/см3. Также автор показала, что скорость течения масла пропорциональна приложенному напряжению: V0~U5/2.

Обобщая изученный материал, можно сделать вывод, что иностранные ученые допускают аналогию между диэлектрическими жидкостями со слабопроводящими электролитами при рассмотрении влияние на них высоковольтного электрического поля. Следовательно, при наличии имеющейся теоретической базы по электролитам, принимая некоторые допущения, можно построить математическую модель поведения жидкого диэлектрика в электрическом поле. Необходимо учесть, что в описанных работах применяются погружные электроды, поэтому для использования наружных электродов, нужно исключить из полученных уравнений процессы электронной эмиссии и инжекции ионов с электродов.

Список литературы 1. Адамчевский, И. Электрическая проводимость жидких диэлектриков / И. Адамчевский ;

под ред. Г. С. Кучинского.– Л.: Энергия, 1972.

– 296 с.

2. Губкин, А.Н. Физика диэлектриков. Теория диэлектрической поляризации в постоянном и переменном электрическом поле : учебное пособие для вузов / А. Н. Губкин. Т.1: Введение в физику диэлектрической поляризации. Общие методы физики диэлектрической поляризации. – 1971. – 272 с.

3. Zaky, A.A., Hawley, R. Conduction and breakdown in mineral oils, Peter Peredrinus Ltd.,on behalf of the Inst. Electr. Eng., London, 1973.

4. Волкова, Т.А. Емкостный смеситель // Радиоэлектроника, электротехника и энергетика: Шестнадцатая Междунар. науч.-тех. конф.

студентов и аспирантов: тез.докл. в 3-х т. Т.2 М:Издательский дом МЭИ, 2010. 552 с. С.42- 5. Felici, N.J. Conduction and electrification in dielectric liquids: two related phenomena of the same electrochemical nature // Journal of Electrostatics, 15(1984) p. 291-297.

6. Watson, A., Girgis, S.S. The influence of electrode separation, geometry and applied magnetic field upon current conduction in silicone oil // Journal of Electrostatics, 2 (1976) p. 175- 7. Дарьян, Л.А., Коробейников, С.М. Диффузионные процессы в маслонаполненном оборудовании // Сборник докладов VIII Международной научной конференции ”Современные проблемы электрофизики и электрогидродинамики жидкостей”, Санкт-Петербург, 2006, с. 49-51.

8. Felici, N.J. Interfactial effects and electrorheological forces: criticism of the conduction model // Journal of Electrostatics, 40&41 (1997) p. 567-572.

9. Gibbings, J.C., Saluja, G.S. The electrostatic boundary-layer in stationary liquids // Journal of Electrostatics, 3 (1977) p. 335-370.

10. Fujimoto, S., Terato, T. Fundamental characteristics of liquid-filled electrohydrodynamic generator // Journal of Electrostatics, 2 (1977) p. 257-267.

11. Aphelbaum, M.S., Aphelbaum, E.M. One model of electric conduction and electric field distributions in a liquid insulator // Journal of Electrostatics, 50 (2001) p. 129-142.

УДК 621. Ф. Р. ИСМАГИЛОВ, И. Ф. ЯНГИРОВ, И. Х. ХАЙРУЛЛИН ФГБОУ ВПО Уфимский государственный авиационный технический университет СПИРАЛЬНЫЙ ДАТЧИК ВРАЩАТЕЛЬНО-КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ ДВИЖЕНИЙ В данной работе исследуется спиральный датчик вращательно колебательного движения (СДВК), способный работать и как датчик параметров поступательного движения, и который найдет свое широкое применение в приборостроении, машиностроении благодаря многофункциональности, улучшенным метрологическим характеристикам.

В данной работе решается задача по определению выходной характеристике конструкции универсального спирального датчика [1] для возможности создания инженерной методики расчета и оптимизационных решений. Анализ существующих таких преобразователей в настоящее время показывает, что все же возникает потребность в разработке новых преобразователей угловых ускорений и скоростей в целях расширения их метрологических характеристик и возможностей.

Конкретно исследуется СДВК со спиральным вторичным упругим элементом [2], который работает следующим образом. При колебаниях инерционной массы 3 изменяется индуктивное сопротивление сети из-за изменения индуктивности электропроводящей спиральной 2 пружины. На выходе появляется сигнал, пропорциональный входному возмущающему воздействию вибрационно-углового ускорения контролируемого объекта (угловой скорости, углу поворота) рис.1. При этом масса 3 жестко связана с валом 4, который имеет возможность свободно вращаться посредством подшипников качения 7.

Если закрепи вал 4, и масс 3 прид и ить 4 се дать возм можность поступа ь ательного о перемещ щения, то исходны датчи возмо о ый ик, ожно, исспользова ать и как датчик к к вибрациоонных ус скорений или скоорости. Что делае датчик функци Ч ет к иональноо универса альный.

Пр решени задачи использ ованы до ри ии и опущения, использзованные успешноо авторами в ряди р и работ [3, 4].

Дл расчета спиральная пру ля ужина замменена ге еометрич ческой мо оделью в виде пооследоваттельных круговых витков с сохр х в, ранением геометр м рических х размеров витка, ш в шага и кол личества в витков сп пирали.

На рис. 2. изображе а ены силы действующие на виток спирали в форме ы, н е круговых колец.

х Рис. 1. Спир ральный датчик вр д ращательн - колеб но бательных движен х ний:

1-корп 2-электропров пус;

водящая с спиральна пружин 3-инер ая на;

рционная масса;

я 4-ва 5-элек ал;

ктрически выводн концы 6 - кон ие ные ы;

нтролируеемый объект;

7 - подш шипники качения Рис. 2. Часть р 2 расчетной схемы СДВК й С Дл решения задачи в рабо ля оте были использ и зованы м метод приведения я Релея;

ууравнения механи я ики и эллектроди инамики;

методы математ тического о анализа и экспери имента ви ибрационн техни и т.д.

ной ики В результате преобразования уравнения свободного вращательного колебания спиральной пружины с учетом действующих сил получено соотношение для радиального переменного перемещения w-го витка спирали [3] 1 2 2 u w 2 u w 1 u w uw, (1) 2 rw rw rw t rw E Где E – модуль упругости юнга;

µ - коэффициент Пуассона;

- плотность материала спирали;

uw – радиальное перемещение;

rw – радиус w-го витка.

Для решения исходного уравнения (1) используется граничные условия: в точке крепления rw=r0 перемещение витка отсутствует: uw(r0)=0;

в точке приведения спирали коэффициент формы равняется единице [3] uw(R0)=1, где R0 – внешний радиус спирали.

Суммарное радиальное электродинамическое усилие, действующее на спираль с током, определяется окончательно из выражения [4] 1 dL dM 0 w,n K F2r i 2 ow 2 2 K Mw,n (2) Lw 2 drwo drwo где, KLW;

KMw,n- некоторые конструктивные постоянные;

Lw;

Mw – индуктивность и взаимоиндуктивности [3];

і- ток в спирали Решение уравнение, описывающие вынужденное движение точки приведения,[4] U (1) Im w x M np 0 4 (1 4q 2 ) 16 Д 2 q ( 3) dL dM 0 w K uw 2 K uwn cos(2wt 0 ) 0 w dr dr0 w 0w где Мпр – приведенная масса системы [4];

0 - собственная частота упругой системы, С1 - приведенная жесткость системы.

Суммарное результирующее усилие, для тягового анализа исходного вибродатчика [4] dl dM ow K lw 2 K м, w, n 4 Im 2 ow dr drow ow cos(2wt 0 ). (4) F q 2 u 2 (1) (1 4q 2 ) 2 16D 2 q Где q=/0 – относительная частота возмущающего сигнала.

Для угла поворота спирали Uw(1) I m R R0 2 R0 M пр w0 (1 4q 2 ) 2 16 Д 2 q, (5) dL dM 0 w K uw 2 K uwn cos(2wt ) 0 w dr dr0 w 0w где, R0 – внешний радиус спирали Угловая скорость крутильно – колебательного движения спиральной пружины по модулю составляет U w (1) Im R0 M np 0 4 (1 4q 2 ) 16 Д 2 q. (6) dL dM 0 w K uw 2 K uwn sin(2wt 0 ) 0 w dr0 w dr0 w Окончательно контролируемое угловое ускорение исследуемого объекта 2U w (1) q I m2 R0 M np 4 (1 4q 2 ) 16 Д 2 q. (7) dL dM 0 w K uw 2 K uwn cos(2wt 0 ) 0 w dr dr0 w 0w На выходном сопротивлении значения действующего контролируемого сигнала будет иметь вид 2 U w (1) U вых 2 q R0 M np Rвых (1 4q 2 ) 16 Д 2 q (8) dL dM 0 w K uw 2 K uwn 0 w dr0 w dr0 w Мгновенное исследуемое угловое ускорение объекта 2 F ri ri 8q 2U 2 U вых M np ri M пр ri 2 2 Rвых dL0 w dM 0 w 2 (9) dr0 w dr0 w K uw K uwn cos(2wt 0 ) (1 4q ) 16 Д q 2 Действительное значение контролируемого углового ускорения окончательно примет вид 2 4 2U w (1) U вых q R0 M np ri Rвых 2 (1 4q 2 ) 16 Д 2 q, (10) dL dM 0 w K uw 2 K uwn 0 w dr0 w dr0 w где для круглого сечения при низкой частоте, имеет вид [4] N N 10 7 Kwn K 2 w, n N 8rwo 2 K 2 w, n wno E ;

(11) Aw ln 0,75 2 2K E d o 1 Kw, n 1 K 2 wn 1 1 w, no 1n Или прямоугольного сечения при низкой частоте, имеет вид [4] N N 10 7 Kwn Kw, n 8rwo 2K 2 K w n E 0,5 2 wno E, (12) Aw ln ab o 1 Kw n 1 Kw 2 n 1 1 w, no 2r r wo no o где Kw,n= w -моду уль лежа андровых х интегр ралов, K K;

E – полные е rr wo n no эллиптич ческие иинтегралы перво ы ого и второго ряда со ответстве в енно [5] ], r / r - отношение радиус витко d n - ди сов ов;

иаметр пр ровода ви итка;

w, n, o ow on a b - попе еречное се ечение ви итка.

Анализ п полученн ных выра ажений (9 – (10) проводи 9) ) ился численным методом с испо ользовани ием ПЭВ ВМ. На рис.3 изо р ображена соответс ственно зависим мость вых ходного сигнала Д с ДСВК от относитеельной ча астоты вн нешнего возмущ щающего воздейств контр вия ролируемого объек кта.

Рис 3. Выхо с. одная харрактеристи (отно ика осительны единиц ые цы) Врработах [ [3;

4] авторов показ зано, что LM, т. е взаим т моиндукти ивностьюю между виитками можно пре енебречь.

Эк ксперимен нтальные исследо ование бы ыли произведены использ ы зованиемм формулы перерас ы счёта, зная силовые характеристики преобразо я е п ователя в виде:

a F ;

(13)) ri M ПР ri П г F - о где определял лась эксп еримента ально, Рез зультаты теоретических и экспери иментальных иссл ледовани СДВК ий К Ц4-3: Е = 1.15 * 10 Н/м, = =1.5* 10 Н/м2, 11 2 спиральн конст ных трукций для БрОЦ д = 8800 кг/м ;

дл БрБ2: Е = 1.35 * 10 Н/м ;

= 1.5 * 108 Н 2 = 82 кг/м3;

3 11 0 ля м Н/м размеры одинаков ы, т. е R1 = 1.5 * 10 м;

h = 3.11 * 10-5 м;

- геометриические р о ;

-4 -3 -3 - b = 3.11 * 10 м;

L = 28.5 * 10 м R2 = 1.9 * 10 м;

w= 3;

c = 0.15 * 10 м, ;

5 м;

95, собствен нные час стоты колебаний, где для БрОЦ4я 4-3 равн fо = 31.4 Гц;

на ;

для БрБ2 – 35.2 Гц приведе на ри 2 ены ис.4.

Во озникающ щие силы изгибаю упруги элемент с нак ют ий клеенным на него о тензорезистором типа 2ФК КПА с соп противле ением 50 Ом и базо 5 мм. Сигнал с ой выхода ддалее усил ливается аппарату урой 3 для тензоме я етрически измере их ений типаа 4АНЧ-22 и фикси 2 ируется осциллогр о рафом 2 типа С1-118. Масш т штаб дефформации и определяяется каммертонно - тариров ванным устройство КТУ – 2Ц и 4А ом АНЧ -122 в комплеекте с маггазином сопротивл ления Р33 3.

Экксперименнтальная проверк получе ка енных соотношен ний на опытных х образцах позвол х ляет сделлать выввод, что рассчит танные п (13) значения по я метрологгические характер ристики с совпадаю с опыт ют тами в п пределах точности и эксперим мента (око 10%).

оло *вх q/2 (о.е) Рис. 4. Преоб бразовател льные хар рактерист тики датч чиков (относит тельные единицы) е Эксперим ментальн кривая ная я Теоретич ческая кри ивая П Полученнные в даннной раб боте соотношения позволяю анали ют изировать ь различ чные кон нструкции вибрац и ционных преобраз зователей со спи й иральнымм элеменнтом и мо огут быть использ ь зованы пр расчёта и прое ри ах ектирован таких нии х преобрразовател (в час лей стности ккрутильно о-колебат тельных и поступаательных х движеений) рабботающих как в линейн ной, так и в н нелинейно части ой и метроллогически характ их теристик.

Спис литер сок ратуры 1. Янгир ров И.Ф. Элеектромехханическиие прео образоваттели. М.:Маши иностроиитель. – 005- №8. -С.14-15.

2. Янгир ров И.Ф Датчи Ф. ик пере емещения и уск корения. – М.:

Изобретаатели – м машиностр роению. -2002.-№1 1.

3. Хайру уллин И.Х., Исм магилов Ф.Р., Ян Ф нгиров ИИ.Ф. Опр ределение е собствен нной част тоты кол лебания с спирально пружи ой ины элекктромеханнических х преобраз зователей – М.: Эл й. лектротех хника. – 2002. - №3 –С. 58- 2 3 61.

4. Янгир ров И.Ф. Вибрац ционный электрод двигатель со спи ь иральнымм вторичны элементом. – М.: Электр ым М ротехника. – 2008.- №5. С. 14- УДК 621.771. С. В. БАРДИН, А. А. РАДИОНОВ, Л. В. РАДИОНОВА, Д. В. УЛЬЯНОВ ФГБОУ ВПО Магнитогорский государственный технический университет им. Г. И. Носова СНИЖЕНИЕ ПОТРЕБЛЕНИЯ ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ ПРИ ВОЛОЧЕНИИ СТАЛЬНОЙ ПРОВОЛОКИ СРЕДСТВАМИ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ЭЛЕКТРОПРИВОДА В современных производственных условиях метизно-металлургических предприятий России основной технологией получения металлической проволоки является холодное волочение через монолитные волоки. Существенное влияние на потребление электроэнергии при этом оказывают прочностные и пластические свойства обрабатываемого металла, степень и скорость деформации, форма профиля и материал волоки, качество трущихся поверхностей и смазка. Однако, на равнее с этим большое влияние оказывает также и работа электроприводов барабанов, способ построения их систем регулирования. Особо следует отметить влияние на энергосиловые параметры процесса волочения такой величины как натяжение в проволоке перед очагом деформации (противонатяжение). Создание такой силы возможно в прямоточных волочильных станах за счет воздействия электроприводом предшествующего по ходу технологического процесса барабана (рис. 1).

Qi Ti Дi Дi Рис. 1. Межбарабанный промежуток прямоточного волочильного стана:

Д – приводной электродвигатель;

Q – противонатяжение;

Т – усилие волочения Момент от силы противонатяжения Qi направлен согласно электромагнитному моменту двигателя предыдущего барабана и в случае постоянства его момента нагрузки приводит к снижению потребления электрической энергии.

В общем случае для очага деформации при волочении можно записать следующее выражение баланса мощностей [1]:

N Т N Q N ф N уд N т, (1) где NT - мощность, подводимая к очагу деформации тянущим усилием T через передний конец проволоки;

NQ – мощность, подводимая к очагу деформации противонатяжением Q через задний конец проволоки;

NФ – мощность, затрачиваемая на формоизменение (вытяжку) металла;

Nуд мощность, расходуемая на упругую деформацию проволоки в волоке;

Nт мощность сил трения скольжения на контактной поверхности обрабатываемого металла с волокой (как ее конической, так и калибрующей частями).

Качественные зависимости между этими мощностями могут быть проиллюстрированы рис. 2. Прямая 1 характеризует собой изменение мощности усилия волочения проволоки при отсутствии волоки и какой-либо деформации (как упругой, так и пластической). Точка NQв ;

NТ в соответствует усилию разрыва проволоки.

NT, NP NТ в NТQ 0, NPQ 0 Nф N уд NTQ NТ кр NPQ Nф N уд 45 о NQ NQкр NQв NQ Рис. 2. Зависимости между мощностями в процессе волочения Кривая 1' построена с учетом упругих и пластических деформаций.

Зависимость мощности усилия волочения представлена аппроксимированной кривой 2. Эта кривая имеет три характерные точки. Первая – 0;

N TQ с координатами – характеризует процесс волочения без – является граничной противонатяжения. Вторая – с координатами N Qкр ;

N Tкр точкой, до которой в волоке еще осуществляется пластическая деформация, а после нее уже нет. Иначе говоря, справа от этой точки деформация металла осуществляется на всем межбарабанном промежутке, а не в волоке. Третья характерная точка кривой усилия волочения соответствует усилию разрыва.

Кривая 3 характеризует давление металла на волоку в зависимости от величины противонатяжения и построена в соответствии с условием равновесия мощностей, записанном в виде N P NT NQ, (2) а также с учетом равномерного перехода деформации металла за пределы волоки.

Следовательно, можно отметить следующие факторы влияния противонатяжения на процесс волочения. С увеличением мощности противонатяжения до некоторого критического значения происходит снижение мощности давления металла на волоку вплоть до нуля. При приложении противонатяжения величиной, не превышающей критического значения, мощность усилия волочения уменьшается, что при условии полезного использования мощности противонатяжения может привести к повышению к.п.д.

процесса волочения в целом. При превышении мощности противонатяжения своего критического значения приращение последнего приводит к пропорциональному увеличению мощности усилия волочения, не влияющего на к.п.д. процесса.

На рис. 3 приведены асимптотические характеристики мощности, потребляемой многократным волочильным станом в зависимости от изменения величины противонатяжения в i-ом промежутке. Характеристики построены для статического режима работы при пренебрежении потерями, как в кинематических передачах стана, так и в его электроприводах. Мощность, потребляемая двигателем i-го барабана, может быть определена как N двi N Ti N Qi1 (3) и имеет форму с ярко выраженным минимумом (см. рис. 2). Вид кривой мощности N двi 1 (i-1)-го двигателя носит убывающий характер с наклоном относительно оси абсцисс, равным 45о.

Nдв n Nдв j j n Nдв j j i i Nдв j j Nдвi Nдвi NQкр NQi i Рис. 3. Асимптотические кривые мощности двигателей Суммарная мощность N дв 1, потребляемая всем станом, в зависимости от величины противонатяжения в любом его i-ом промежутке в диапазоне значений противонатяжений 0…Qкр убывает, причем скорость убывания превышает скорость роста противонатяжения, а затем остается неизменной вплоть до обрыва проволоки в этом промежутке.

Изложенный энергетический подход к физике процесса волочения позволяет сформулировать критерий его энергоэффективного управления – необходимость стабилизации величины противонатяжения во всех межбарабанных промежутках на уровне, близком к критическому значению.

В работе [3] научно обоснованы технологические требования к электроприводам волочильных станов, основными из которых являются:

- обеспечение регулирования скорости как в статических, так и в динамических режимах работы с ошибкой не превышающей ± 5 % в диапазоне регулирования в пределах 50:1;

- обеспечение регулирования величины противонатяжения с ошибкой не пре-вышающей ± 15 % в диапазоне регулирования 10:1;

- совместное и раздельное управление электроприводами, обеспечение заправочного и толчкового режима работы, режимов рабочего, экстренного и аварийного торможения с рекуперацией энергии в сеть;

- обеспечение постоянного ускорения при пусках и торможениях.

В связи с изложенным, автоматизированный электропривод вытяжных барабанов прямоточного волочильного стана должен обеспечить наравне с регулированием скорости волочения регулирование с заданной точностью и величины силы противонатяжения. Реализация этих требований возможна только при условии распределения задач между электроприводами барабанов – разделение их на одного ведущего и остальные ведомые. В этом случае электропривод ведущего блока должен иметь систему автоматического регулирования скорости, и обеспечивать выход стана на заданную скорость волочения. Электропривод же ведомых блоков должен строиться по принципу регулирования противонатяжения.

Таким образом, проведенные теоретические исследования позволили сформулировать критерий энергоэффективного управления прямоточным волочильным станом и предложить принцип построения автоматизированных электроприводов его вытяжных блоков.

Список литературы 1. Радионов А.А., Радионова Л.В. Энергетический подход к исследованию влияния противонатяжения на процесс волочения // Черная металлургия, № 5, 2008.

2. Пат. 62045 Российская Федерация, МПК7 В 21 С 1/12.

Многодвигательный электропривод прямоточного волочильного стана / Радионов А.А., Линьков С.А.;

заявитель и патентообладатель ГОУ ВПО “Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова”. - № 2006140123/22;

заявл. 13.01.06;

опубл. 27.03.07, Бюл. № 9.

3. Радионов А.А. Автоматизированный электропривод станов для производства стальной проволоки: Монография. – Магнитогорск: ГОУ ВПО “МГТУ”, 2007. – 311 с.

УДК 621 1. Р. Р. КАШ ШБУЛЛИ Т. Ю. ВОЛКО ИН,. ОВА ФГБОУ ВПО Уфимский госу ударственнный ав виационныый техн ническийй универси итет ОДНО ОПРОВОД ДНАЯ ПЕ ЕРЕДАЧ ЭЛЕК ЧА КТРОЭНЕ ЕРГИИ Оддной из наиболее актуа альных проблем современ п нной эн нергетикии является обеспеч я чение энергосбере ежения и снижен эконо ние омически затрат их т при реше ении зада передачи элект ачи трической энергии на больш расст й и шие тояния.

На практ тике для передачи электри и ической эннергии на больши расстоя а ие яния, как к правило, использ, зуют трех хфазные с системы, для реал лизации ккоторых требуется т я применение не менее 4 пр роводов, ккоторой присуще следующ сущес щие ственныее недостат тки[1]:

болльшие по отери эллектричесской энерргии в проводах, так наз п зываемые е джоулевые потери и;

воззникновен авари вследс ние ий ствие кор роткого замыкания проводо в том я ов, м числе из- опасны погодн явлени (сильны ветер, наледь на проводах и др.);

-за ых ных ий ый а х болльшой раасход цветтных метааллов;

болльшие экоономичесские затра на пр аты рокладку трехфазнных электррическихх сетей (неесколько миллионо рублей на 1 км) ов й );

неообходимоость использован ния промежуточ чных тр рансформматорных х подстанц ций, комппенсируюющие поте энерги в пров ери ии водах.

Оттмеченные выше недостатки могут быть устр н и б ранены за счет при а именения я резонанс сной одн нопроводдной сис стемы передачи электри п ической энергии,, основанн на ид ной деях Н.Те еслы, дор работанно с учетом совре ой еменного развития я науки и техники.В настоя ящее вре мя техноология ре езонансно однопр ой роводнойй системы передачи электрической эн и нергии по олучили свое разви с итие.

Иддея одно опроводно перед ой дачи эле ектроэнер ргии ста ала интеересоватьь многих исследов вателей особенно после того, как в мос о о сковском научно- исследов вательско электр ом ротехничееском иннституте С.В. Ав враменко[2] была а продемонстриров вана возмможность передач перем ь чи менного тока по одному у проводу..

Осснову уст тройства для одн нопроводн ной переедачи эннергии сооставлялаа «вилка Аврамен нко», ко оторая п представляет собо два последо ой овательноо включен нных полу упроводни иковых д иода (рис с.1).

Ри ис.1. Одн нопроводн перед ача энерг по схе С. В. Авраменко ная гии еме Есл вилку присоед ли у динить к проводу находя у, ящемуся под переменным м напряжен нием, то через некоторое время в разрядн нике Р на аблюдает серия тся я искр. Врременной интервал от под дключения до разр я ряда зави исит от величины в ы емкости С, величины напряжения частот пульса я, ты ации и рразмера зазора Р.

з.

Включен в лин ние нию передачи L р резистора номинал лом 2-5 М МОм не вызывает в т существе енных измменений в работе с схемы.

До оработанн ная учены ыми и и инженерам ВИЭС верси данно схемы ми СХ ия ой ы приведен ниже.

на Прредлагаем мая схем маоснован на использов на и вании дв вух резо онансныхх контуров с часто в отой 0,5 -50 кГц и однопр роводной линии м между ко онтурамии (рис.2) с напряж жением линии 1 л -100 кВ при рабботе в ррежиме резонанса р а напряжен ний[3]. Провод линии является направл ляющим каналом вдоль м, ь которого движетс электро о ся омагнитн энерги Энерги электр ная ия. ия ромагнитн ного поля я распредеелена вокр прово руг одника лиинии.

Рис. 2. Э Электричееская схем одноп ма проводной системы передач электро й ы чи оэнергии 1 - ген нератор п повышенн частот 2 - рез ной ты;

зонансны контур повышаю ый р ющего тр рансформатора;

3 - однопро оводная лииния;

4 - резонансн ный конттур поннижающег трансф го форматора;

5 - вып прямитель 6 – прео ь;

образоват тель Как покказывают расчеты и прове еденные эксперимменты пр таком способе ри е передачи электри и ической энергии, ппотери в проводах практич х чески отсуутствуют т и данная техноло я огия безоп пасна для окружаю я ющей прииродной с среды и чееловека.

При перредаче ее обычны спосо е ым обом 10- -15% энеергии терряется на нагрев в проводов (джоул в лево теплло). Для однопров водной же переда ж ачи можно брать ь настольк тонкий провод, насколь это позволяют соображ ко й ько п т жения пррочности,, скажем, 2-4 мм в ди м иаметре. Если в соврем менных ц цепях плотность п ь передава аемого то не пр ока ревышает 6-7 А/м, то по однопр т мм роводникоовой она а достигае 428 А/м при мощности в 10 кВ Причем провод не нагре ет мм м и Вт. м д евается, а джоулевы потер умень ри ьшаются почти в сто раз. Во столько же раз,, соответс ственно, ууменьшае ется расх ход меди на пров и вода. Маало того, провода а могут бы сдела ыть аны из обычной ст тали: ведь их элект ь тропрово одимость значения я не имееет, их з задача – указыв вать напр равление тока. Э Это прииводит к значител льной экоономии на опорах и провод линий электро дах опередач, а такжее контактн ных лини электр ий ротранспоорта. Их можно сделать зн с начительн менее но е громоздккими и маатериалое емкими.

Расссматриваемая те ехнологи представляет большой эконом ия й мическийй интерес для наш шей страаны, учиитывая обширность терри о итории России и Р необходиимость пе ередачи электроэн нергии на большие расстоян ния.


По проведе о енным раасчетам ш широкома асштабное внедрен предлагаемой е ние й технолог гии в Ро оссии поззволит с сэкономит сотни миллиар ть рдов руб блей, что о является особенно важным в соврем я о м менных условиях.

у Спписок литтературы 1. С Стребков Д.С., Некрасов А.И. Резон в нансные методы пе м ередачи электрич ческой энергии М.: ГНУ ВИ ИЭСХ, 2006. - 304 с.;

2. h http://wwww.ntpo.com/inventi on/inventi ion3/5.sht tml;

3. h http://wwww.energos sovet.ru/en ntech.php??idd=116.

УДК 6211. И. Х. ХА АЙРУЛЛИ Ф. Р. ИСМАГИ ИН, ИЛОВ, И. Ф. ЯНГИРОВ И ФГБОУ ВПО Уфимский госу ударствен нный ав виационны ый техн нический й универсиитет ИНДУК КТИВНЫ СПИР ЫЙ РАЛЬНЫ ПРЕО ЫЙ ОБРАЗОВ ВАТЕЛЬ Ь СККОРОСТ И УСК ТИ КОРЕНИ ИЯ В информ мационноо-измериттельных система ах, исп пользуемыых при и проведеннии исслледовательских ра абот и контроле объекто подве е ов, ергнутых х перемещщениям и вибрация наход широк приме ям, дят кое енение да атчики ск корости и ускорени Несмо ий. отря на большое количест разли б тво ичных мо одификаций такихх преобраззований [ [1-3], возникает нееобходим мость в разработке новых датчиков е в таких фуункционаальных назначений В данной рабо конкр й. оте ретно исс следуется я (ИПСУ) со спира альным чувствите ч ельным вторичным упруги элемен в м им нтом [5],, который работает следующ т щим обра азом. При колебан ниях инеерционной массы й изменяет индук тся ктивное сопротивл с ление сет из-за изменени индук ти ия ктивности и электроп проводящ спирал щей льный 2 п пружины..

Rвых Рис Инду с.1. уктивный преобраззователь скорости и ускорен (ИПС с ния СУ):

1-корп 2-электропров пус;

водящая сспиральна пружин 3-инер ая на;

рционная масса;

я 4-вал;

5-эл лектричес ские выво одные коннцы;

6-емккость эле ектрическ кая На выход а де появ вляется сигнал, пропо орциональ ьный входному в у возмущаающему воздейст твию ви ибрационнного усккорения контроли ируемого о объекта или ск корости (рис.1).В статье проведе теоре В ен етический анализ й з индуктиввного пр реобразов вателя ск корости и ускорения со спи иральнымм чувствиттельным вторичн ным элем ментом (ИИПСУ) [44,5], полу учены выыраженияя для расчета статических прреобразоввательных характе х еристик.

Пр решен ри нии зада ачи испо льзованы общепр ы ринятые допущен ния. Дляя решения задачи в работе были ис я спользовааны мето оды теори электр ии рических х цепей;

ууравнения механи я ики и эл лектродиинамики;

методы математ тического о анализа и экспери имента виибрационн техни ной ики.

Рис.2. Расч Р четная ге еометриче еская мод дель ИПСУ СУ И Индуктив вность сп пиральны электр ый ропроводя ящей пр ружины в любой й момен времени [6].

нт и 0l h L= ln, (1) ) r где 0 =4*10-7Гн/м lх r0 - геометри е м;

ические поперечны размер витка п ые ры а пружины h- шаг витка. По ы;

отокосцеппление ме ежду витк ками спир ральной пружины, п, при вклю ючении на источни перем а ики менного тока u=Uвхsint х 0 I IlN h = ln, (2) ) r где N- числ витков спиральн пруж е ло ной жины;

I – ток в изм мерительной цепи и электроп проводящ пружи щей ины.

Слледовательно, ЭДС Э н наводящи ийся в витка ках спи иральной й электроп проводящ пружи щей ины lN h dФ =- 0 ln I 0sin t, E=- (3) ) r dt где - част е тота исто очника;

I 0 -- макси имальный ток в це й епи пруж жины или и соответс ственно, д действующ значе щее ение ЭДС цепи С 2 0lN N h I 0 ln.

E= (4) ) r д Учитывая, что ток в цепи 2 0lN h Eд I 0 ln, I вых = = (5) 2 Rвых r Rвых U вх ;

- частота источника питания;

где I 0= ( L ) Rвых c имеем в окончательной форме для тока сигнальной цепи 2 0lN h I вых = U вх ln., (6) 2 Rвых r0 0 1 Q ( ) где q=/0 – относительная частота;

0 – частота собственных колебаний спиральной пружины [7];

Rвых - тарировочное выходное сигнальное L 0 L C сопротивление;

Q - добротность контура.

Rвых Rвых На рис.3 представлена схема замещения сигнальный электрической цепи ИПСУ C L Rвых I Uвх Рис.3. Схема замещения сигнальной цепи ИПСУ В случае, когда сигнальная цепь вида «R-L-C», имеем для выходной характеристики ИПСУ 2 0lN Qq h U вых = U вх ln.. (7) r 2 1 Q2 q q Выходная характеристика в случае расчёта в относительных единицах будет иметь вид U вых Qq * U = баз = = f (q), (8) U вх 1 Q (q ) q баз 2 0lN h - где U вх = U вх ln ;

- базовое напряжение;

f = Q - коэффициент, r характеризующий электромагнитные процессы в цепи (магнитное число Рейнольдса [8]), или обратная добротность цепи.

Исследуем поведение сигнальной цепи ИПСУ из схемы замещения (рис. 3) при изменении частоты и индуктивности. Пусть в схеме (рис.3) параметры R,L,C и напряжение Uвх постоянны, но меняется частота.

Исследуем характер изменения тока I и напряжений UL и Uс в функции от.

Ток в цепи [9] вх вх. ( 9) вых вых При изменении меняется реактивное сопротивление цепи Х=L 1/C: при q=0 сопротивление Х= и ток I=0;

при =LC сопротивление Х= и ток I=Uвх/Rвых;

при = сопротивление Х= и ток I=0.

Напряжение на индуктивности U LI Uвх. (10) При =0 напряжение UL=0;

при = напряжение UL=Uвх (Рис 4,а).

При Q кривая UL(кривая Uc)проходит через максимум;

при Q кривая UL монотонно стремиться к Uвх При =0 напряжение на емкости Uc=I/c стремиться к Uвх;

при = - Uс=0.

Из Рис 4,а видно что максимумы напряжений на индуктивности UL и емкости Uc имеют место при частотах, не равных резонансной частоте 1/LC:максимум UL имеет место при частоте,а максимум Uc при частоте с 0 L 0 ;

с L. (11) R 2C L На рис 4,б изображены две кривые, характеризующие зависимость I=f() для цепи с неизменными L, C и Uвх при двух различных значениях Rвых. Для кривой 2 сопротивление Rвых меньше (а добротность Q больше), чем для кривой 1.

Рис. 4. К Кривые и исследования ИПС при изм СУ менении частоты и индукти ивности.

Оббычно кр ривые (ррис. 4,б) изображ жают в относите ельных единицах, е, откладыв вая ток в долях от тока при ре а езонансе, а частот – в долях от ту д т резонанс сной част тоты. Граф фики ток в относ ка сительных единица изобра х ах ажены наа Рис. 4, в. Они пос. строены по формул п ле I. (12) ) U вх / Rвых 1 Q 0 Ч Чем менньше акттивное с сопротивл ление реезонансно ого конт тура прии неизме енных ос стальных парамет х трах схем мы, т.е. чем болльше доб бротность ь контура Q, тем более острый (пикообразный) становится форма кривой I=f().

Полосу пропускания резонансного контура составит полоса частот I 2 1 0 / Q, на границе которой отношение составляет 0, U вх / Rвых (рис. 4,в).

1 4Q 1[9].

Граничные частоты 1, 2 (13) 2Q Если в схеме (рис. 3), менять не частоту, а индуктивность L, то зависимости I, UL в функции от ХL=L (=соnst) будут в виде кривых (рис. 4,г).

Так как U c I, а 1/ С соnst, то кривая Uc=f(L) качественно С имеет такой же вид, что и кривая I= f(L).

Проведя аналогию между частотной характеристикой возмущающего механического воздействия на спиральную пружину c частотнoй электрической цепи пружины, имеем в относительных единицах выгодную характеристику ИПСУ А вых, (14) вх вых вх Графическое изображение который показан на рис.4,в Результаты теоретических и экспериментальных исследований ИПСУ при различных спиральных конструкций для БрОЦ4-3: Е = 1.15 * 1011 Н/м2;

= =1.5* 108 Н/м2, = 8800 кг/м3;

для БрБ2: Е = 1.35 * 1011 Н/м2;

= 1.5 * 108 Н/м2 = 8230 кг/м3;

геометрические размеры одинаковы, т. е R1 = 1.5 * 10- м;

h = 3.11 * 10-5 м;

b = 3.11 * 10-4 м;

L = 28.5 * 10-3 м;

R2 = 1.95 * 10-3 м;

w= 3;

c = 0.15 * 10-3 м, собственные частоты колебаний, где для БрОЦ4-3 равна fо = 31.4 Гц;

для БрБ2 – 35.2 Гц приведены на рис.5, рис. 6.

Возникающие силы изгибают упругий элемент с наклеенным на него тензорезистором типа 2ФКПА с сопротивлением 50 Ом и базой 5 мм. Сигнал с выхода далее усиливается аппаратурой 3 для тензометрических измерений типа 4АНЧ-22 и фиксируется осциллографом 2 типа С1-118. Масштаб деформации определяется камертонно - тарировачным устройством КТУ – 2Ц и 4АНЧ - в комплекте с магазином сопротивления Р33. Авх=F/Мпр - формула перерасчёта на ускорение.

Как видно из рисунков, расхождение между расчетной и экспериментальной зависимостями не превышает 12-13% в пределах точности эксперимента. Это объясняется тем, что ряд факторов, влияющие на экспериментальные данные, не учтены.

q Поолученные соотн ношения позвол ляют ан нализиро овать ра азличные е конструк кции виб брационн ных прео образоват телей со спирал о льным эл лементом м (ИПСУ) и могут быть ис т спользовааны при расчетах и проек х ктировани таких ии х преобраз зователей работа й, ающих ка в лин ак нейной, так и н нелинейно части ой и преобраз зовательн харак ных ктеристикки.

Спис литера сок атуры 1. Турчин А.М., Новицки П.В. и др. электрич ий ческие из змерения я неэлектр рических величин. – Л: Энер ргия. - 975.-576с.

2. Герасимов В.Г., Клюев В.В., Шатерников В.Е. Методы и приборы электромагнитного контроля промышленных изделий. - М.: Энергоатомиздат. 1983.-265с.

3. Патент РФ №2028835, Устройство для возбуждения крутильных колебаний. / Хайруллин И.Х., Янгиров И.Ф., Исмагилов Ф.Р., Хайруллин Т.И. // БИ№5, 20.02.95.

4. Янгиров И.Ф. Электромеханические преобразователи. – М.:

Машиностроитель. – 2005 -№8.-С.14-15.

5. Янгиров И.Ф. Датчик перемещений и ускорений. – М.: Изобретатели – машиностроению. – 2002. - №1. – С.46.

6.Немцов М.В. Справочник по расчету параметров индуктивности – М.:

Энергоаомиздат. - 1989. – 192с.

7. Янгиров И.Ф., Хайруллин И.Х., Исмагилов Ф.Р. – Определение собственной частоты колебаний спиральной пружины электромеханических преобразователей – М.: Электротехника.- 2002.- №3. – С. 58-61.

8. Вольдек А. И. Индуктивные магнитогидродинамические машины с жидкометаллическим рабочим телом.- Л.: Энергия. - 1970.


9. Бессонов Л.А. Теоретические основы электротехники.- М.: Высшая школа.-1978.- 528 с.

УДК 621. Т. Ю. ВОЛКОВА, А. Р. ВАЛЕЕВ, Р. Р. КАШБУЛЛИН ФГБОУ ВПО Уфимский государственный авиационный технический университет СЛОЖНЫЕ ЗАДАЧИ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧ При проектировании линий электропередач перед инженером проектировщиком часто встает вопрос, который не решить стандартными методами (широкие реки, где для обеспечения габарита необходимы высокие не унифицированные опоры, пересечения линий электропередач близких или равных классов напряжения и т.д.).

Один из таки вопросов возникает при пересечении линии электропередач 500 кВ и проектируемой линии 220 кВ, рассмотрим его более подробно.

Минимальное расстояние между проводами линии 500 кВ и линией 220 кВ составляет 5 метров[1]. Если на пересечении применить опоры У-220- (рис. 1) которые имеют горизонтальное расположение фазных проводов и являются самыми низкими в своем классе напряжения, то расстояние от земли до грозозащитных тросов опоры 220 кВ составит 16,6м т.е. габариты от земли до проводов линии 500 кВ должно быть как минимум 21,6м. Этот габарит может быть получен только близ опоры 500 кВ. Прокладываем линию 220 кВ как можно ближе к опоре 500 кВ, но для того чтобы опора 500 кВ не стояла в охранной зоне линии 220 кВ расстояние от крайней фазы ЛЭП 220 кВ и опорой 500 кВ ддолжно бы не менее 25м. Высоту подвеса ни ыть п ижнего ппровода ВЛ 500 кВ В В определя яем инте ерполяцие между местом пересеч ей у м чения и высотой подвеса а провода на опор В слу ре. учае если расчетная величина мень и ьше необ бходимойй (21,6 м) обычно с опор 22 кВ сни 20 имают гро озозащитный трос т.к. ЛЭП 500 кВ с П В может о обеспечит необхо ть одимую з защиту от молний Но есл грозозащитный т й. ли й трос име встрое еет енный канал оптич ческой сввязи (напр ример ОККГТ), то обрывать о ь такой тр нельз Данна пробле рос зя. ая ема обыч чно решается след дующим образом..

Вместо О ОКГТ дл бесперебойност связи используем ОКСН которы можно ля ти и Н ый о подвесит на уро ть овне фазнных пров одов ЛЭП 220 кВ а грозо П В, озащитны трос в ый этом пр ролете уубираем (ЛЭП 50 кВ обеспечит необхо 00 о т одимую защиту)..

Понадоб бятся допоолнительн муфт чтобы связать ОКСН и ОКГТ, которые к ные ты, ы к тому же оказыва е ают допоолнительн ное сопрротивлени светов ие вому пот току, что о негативн скажет на ра но тся аботе защ щитных устройств (РЗА) в связи с чем этот т метод не является лучшим е я м.

Сууществует другая, более эф т ффективна альтернатива да ая анному методу. А м именно. Трос ОК КГТ опусккается ниж (прим же мерно на 1,5 м), но так чтоб между 1 о бы у грозозащщитным т тросом и фазным провод ми дами был не ме ло енее [1] 4 метров в (рис. 2). Также ос слабляют тяжения фазных проводов и троса, получая большую п б ю стрелу ппровеса. П этом учитывае что га При ем, абарит от земли до проводов линии т о и 220 кВ н должен быть ме не н еньше 7 мм[1]. Для обеспечения габа я арита (4 м) между м у средней фазой и тросом ОКГТ чер кажды 30 м[1 устанав О рез ые 1] вливаем распорки р и (рис. 2).

Прреимущес ство этог метода в том, что он позволя го а н яют без разрыва а оптоволо оконного канала троса ОК КГТ обе еспечить необходи имые габ бариты в месте пер ресечения линии электропе э ередач 500 кВ и 22 кВ.

Рис. 1.Опора У-220- У Рис. 2. Пересече ение ЛЭП 500 кВ и 220 кВ П.

Спис литера сок атуры 1. ПУЭ 7-е издание.

УДК 6211. И. Х. ХА АЙРУЛЛИ В. Е. ВАВИЛО М. В. ОХОТНИКОВ ИН, ОВ,.

ФГБОУ ВПО Уфимский госу ударствен нный ав виационныый техн нический й универсиитет СРААВНИТЕЛ ЛЬНЫЙ АНАЛИ СОВРЕ ИЗ ЕМЕННЫ КОН ЫХ НСТРУКЦ ЦИЙ МАГННИТНЫХ ОПОР Х Ос сновным рабочим элем ментом электрических м машин является я вращающщийся рротор. С механи ической точки зрения в з вращение ротора е а обеспечи ивается подшипн никовыми опора и ами. Со овременыые механические е подшипнниковые о опоры скольжения и качен я ния, дости игли опре еделенног уровня го я техничес ского раз звития, но их ф ункциона н альные возможно в ости огра аниченныы свойстваами при именяемы ых в них ма атериалов и см в мазкой. Данные е функциоональные ограничения п препятстввуют пр рименению механ ю нических х подшипн ников в определенных областя ях техн ники: вы ысокоскооростных,, высокотеемпературрных и низкот температуурных системах, химиче с еской и медициннской технники, усл ловиях вакккума.

Поодшипник ковые оп поры, в которых для создания о опорных реакций й использууются сил магнитного пол в наст лы ля, тоящее врремя испо ользуются во всех я х пречислеенных выыше облас стях техн ники. Так как у ни отсутст их твуют кон нтактные е поверхноости, поодвергающ щиеся тр рению, что позволяет п применят их в ть высокосккоростны системах. Для и работы не требу ых их ы уется смаазка, что делает их д х стерильнными для приме енения в химиче еской, ме едицинск кой и ва аккумнойй техники..

Заддача данной ра аботы: р рассмотр рение со овременны ых конструкций й магнитны опор с целью определ ых ю ления нааиболее переспект п тивных те енденцийй развития магнитн я но-подшипниковой техники Даная задача явл й и. з ляется ак ктуальнойй ввиду тоого, что определеение прес спективны конст ых трукций п позволит выявить ь недостат и прие тки емуществ тех или иных те ва, и ехнически решен их ний.

Пррименяемы в техн ые ники маггнитные опоры по характер испол о ру льзуемыхх магнитны систем делятся на три гр ых м я руппы:

1. Магниитные опо рабо оры отующие на поле, создаваем пост н мом тоянными и магнитамми.

2. Магниитные опоры работующ о щие на а полле, созд даваемомм электроммагнитом переменн ного тока а.

3. Магниитные опоры, работаю о ющие на взаим а модействи ии поля я постояно магни и пере ого ита еменного магнита (гибридные магни итные опо оры).

В конструк кциях поддшипнико на пос ов стояных магнитах (ПМП) опорные х е реакции создаютс полем постоянн ся ных магни итов, кот торые укррепляются на валу я у машины и в корпу (рис. усе 1).

Рис. 1.Постоя янный ма агнитный подшипн ник При расчете отталкивающий силы ПМП используется упрощенная формула Максвелла [1]:

B BM F SM 0 S0, (1) 2 0 2 где BM, B0 - усредненное значение индукции на поверхности магнита и над отверстием соответственно;

S M, S0 -площадь поверхности магнита и отверстия соответственно;

0 - магнитная постоянная;

Современные постоянные магниты, в частности NdFeB, обладают большой остаточной индукцией B r 1,17 Тл. Аналитические расчеты по формуле (1) показали, что магниты на основе сплава NdFeB, обладают достаточной грузоподъемностью, что позволяет применять их в качестве подшипниковых опор в электрических машинах.

Главными недостатками ПМП является хрупкость постояных магнитов, отсутствие систем регулирования и управления, размагничевание постоянных магнитов под воздействием температуры, а также запрет Ирншоу, что ограничивает использование ПМП в «чистом» виде. Но в комбинации с другими типами опор (механическими, электромагнитными) ПМП являются переспективным направлением подшипниковой техники.

Активные магнитные подшипники (АМП) - управляемое электромагнитное устройство, предназначенное для фиксации ротора электрической машины в бесконтактном положении. Конструкция АМП состоит из двух основных частей: собственно электромагнита и системы управления, включающую в себя блок управления и датчики положения.

Обобщеная формула расчета тягового усилия АМП [2] имеет вид:

paltB, (2) F 8 где a - коэффициент числа полюсов;

p - число полюсов;

l - длина АМП;

t - ширина полюса;

B - индукция в зазоре АМП;

0 - магнитная постоянная;

Из выражения 2 видно, что тяговое усилие АМП зависит от геометрии подшипника и магнитной индукции. Для нахождения магнитной индукции применим закон полного тока:

I 2H l H Fel Fe, (3) где H, H Fe - соответственно напряженности в зазоре АМП и сердечнике электромагнита;

l, l Fe -соответственно средние линии в зазоре и электромагните;

Учитывая, что:

B 0 H, (4) ) По одставив в 3, 4 получим:

2 B l BFe l Fe, (5) ) I 0 Fe Вы ыражение для инду укции в за азоре:

0 B Fe l Fe ), (6) ) B (I Fe 2l Известно, ч для создания з что заданного усилия электром о магнита требуется т я увеличив вать либо силу тока, либо число витков катушки. Исходя из этого о т о к о следуют основные недо остатки АМП: большое потребл б ление эннергии и увелечен ние массогабаритнных покаазателей, по сраввнению с механи ическимии аналогам ми.

Не есмотря на обо означенныые недо остатки, АМП нашли широкое е применение в современ нной теххники: высокоск в коростные шлифо е овальные е шпиндел газоп ли, перекачив вающие к компрессооры, кос смические и авиа е ационныее аппараты ы.[3] Не едостатки АМП решают тся прим менением гибрид м дных ма агнитных х подшипн ников (ГГМП) [4]. ГМП - подшип пниковые опоры,, работаю е ющие на а взаимоде ействии п поля пост тоянных магнитов и элект в тромагни итов. Конструкцияя ГМП (р рис.2) соостоит из электр и ромагнит и вращающег та гося элеемента – постоянн ного магннита. В рабочем зазоре ГМП происходит уравнове р Г ешиваниее ротора п потоками создава и, аемыми электром магнитом и постооянным магнитом м м (рис.3).

Рис. 2.Гибрид дный магнитный подшипни п ик Со огласно за акону пол лного тока а:

I 2H l H Fel Fe H Pml Pm, (7) ) где е H, H Fe, H Pm - соответ тственно напряже енности в зазор ГМП, ре, сердечни элект ики тромагнит и посто та оянного магнита;

м l, l Fe, l Pm -соо ответстве енно сред дней лин нии в заз зоре, в э электромагните и постоянн магни ном ите;

B 0 H, (8) ) Рис. 3. Поток в зазор магнитн ки ре ного гибр ридного п подшипни ика По одставив в 7, 8 получим:

2 B l B Fe l Fe B Pm l Pm, (9) ) I 0 Fe 0 Pm 0 B Fe l Fe B Pm l Pm ), (10) ) B (I Fe 0 Pm 2l Срравнивая п полученн выраж ные жения инд дукции в зазоре ГМ и АМ видно, МП МП, что для создания индукции в зазо ГМП при од я оре П, динаковых геометр х рических х B Pm l Pm параметр элект рах тромагнит требуе та, ется сила тока ме а еньше на величину, Pm нежели д создан индук для ния кции в за азоре АМП П.

Слледовательно, длля урав вновешивания ро отора, ГМП требуется т я электром магнит с меньшим объемо катуш м ом шки. Что позволяе сделат вывод:

ет ть ГМП яв вляется, н данны момен наибо на ый нт, олее пер рспективн ной консттрукцией й магнитны подш ых шипников Это обусловл в. лено низ зкими ммассогаба аритнымии показате елями, по сравне ению с другими технич и ческими решения ями прии равнозна ачных зн начениях грузопо одъемнос сти и жесткости возмо ж и;

ожностьюю регулиро ования и управ вления п положени ием рот торной с системы;

малым м энергопо отреблениием.

Спписок лит тературы 1. Шаров В.С. «О Особенноости рас счета маагнитного подвес о сароторовв высокоск коростны электро ых одвигател лей»- М.: МЭИ, 1982-84с.

2. Журавле Ю.Н. «Активны магни ев ые итные под дшипники Теория расчет, и: я,, применение.»-СП Пб.:Политтехника,20003.-206с с.:ил.

3. Яковлев А.И., Еф фанов В. И., Сарыычев А.П. «Магни итный по одвес для я гибких рроторов ко омпрессооров» // Г Газовая пр ромышлен нность. – М.: Газоил пресс,, 2000. – № 2. –C. 5 – 52.

№. 4. O. Petzol “Hybridmagnete fr eine magnet ld, e en tisch gela agerten Ruundtisch”,, TECHNI ISCHE ME ECHANIK Band 2 Heft 2, (2006), стр 85-86.

K, 26, УДК 621. Л. Э. РОГИНСКАЯ, Р. Р ИСМАГИЛОВ., Ю. В. РАХМАНОВА ФГБОУ ВПО Уфимский государственный авиационный технический университет СОВМЕСТНАЯ РАБОТА ИНДУКТОРОВ С МАГНИТОПРОВОДОМ С ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕМ ЧАСТОТЫ Современный этап развития производства характеризуется расширенным применением электротехнологических процессов. Среди них одно из первых мест занимает индукционный нагрев металлов токами высокой частоты на базе полупроводниковых преобразователей энергии. К таким процессам относится нагрев под ковку, пайку режущего инструмента, плавку и упрочнение деталей как путем наплавления твердых сплавов на режущие поверхности, так и путем поверхностной закалки, которая позволяет получить высокую прочность и твердость поверхностного слоя при сохранении пластичности сердцевины. Для большинства комплексов, осуществляющих индукционный нагрев, основными блоками являются источники питания преобразователи промышленной частоты, 50 Гц, в частоту 2,444 кГц и инструмент индукционных установок - индуктор.

Так как процесс термообработки сопровождается изменением температуры в широких пределах, то соответственно в широких пределах изменяются значения активного сопротивления объекта и в большинстве случаев его магнитная проницаемость, при определении соотношений в системе индуктор-объект выбирается режим работы, соответствующий заданному стационарному процессу, а необходимые изменения выходных параметров источника питания учитываются при создании системы управления.

Совместная работа индукторно-конденсаторного модуля и преобразователя частоты рассмотрена в [2], где в качестве инструмента исследования выбрана система MatLab. Разработанный пакет программ предусматривает определение основных электромагнитных параметров индуктора по заданному режиму нагрева и выходным характеристикам источника питания.

Для определения наиболее рациональных режимов работы инверторов были исследованы три часто применяемые схемы: одноячейковый несимметричный инвертор, мостовой инвертор со встречно-параллельными диодами и удвоением частоты, симметричный инвертор с нагрузкой и диагонали моста.

В моделях при неизменной частоте питающего напряжения используется упрощенная схема замещения индуктора, параметры которой зависят от частоты.

Параметры упрощенной схемы ХЭ2 и R2Э зависят от частоты питающего напряжения, однако эта зависимость отличается от таковой для реальной схемы замещения.

П иссле При едовании динамич ческих ре ежимов следует уччитывать наличие е намагнич чивающей ветви.

В Влияние потока обратн ного заммыкания на ра аботу установки у и индукционного на агрева бы исследовано в модели, представл ыло п ленной на рис. 1.

а Рис. 1. Модель высокоч ь частотног индукт го торно-кон нденсатор рного мод дуля с отдель ьной индууктивной ветвью, у учитываю ющей пото обратн ок ного замы ыкания, совместно с источнико питани повыше ом ия енной час стоты Б Большая группа деталей, термооб бработка которых произво х одится с помощью индукц ю ционного нагрева, представ вляет соб плоск бой кую пове ерхность,, располаг гающуюся в воздуш я шном заззоре магниитопрово индук ода ктора. При именение е магнитоп провода п позволяет уменьш т шить пото рассеян ок ния, увел личить маагнитнуюю проводиммость, об беспечить локальны нагрев, однако в ряде с ь ый о случаев иззменениее параметр преоб ров бразовате часто еля оты, инду уктора и детали мможет пр ривести к насыщеннию магн нитопров вода, а сследоватеельно и изменить режим работы ь м ы системы индуктор рно-конде енсаторны модул – источ ый ль чник пита ания.

Р Рассмотри работу индукто им у ора, содержащего магнитоп провод совместноо с источчником питания повыш шенной частоты в реж жиме на асыщения я магнитоп провода ((рис. 2).

Рис. 2 Модель работы индукторн 2. ь и но-конден нсаторного модуля содерж я, жащего магниитопровод, совмес стно с пре еобразова ателем час стоты Д Для боле точно ее ого расч чета пар раметров индукто ора рациионально о примени програ ить амму Elcu ut.

В програм мме числленного м моделироования Elcut зада E аются магнитная м я проницаеемость и электро опроводноость мате ериалов магнитоп м провода и детали,, величина полного тока для обмоток граничн услов а о я к, ные вия.

Т Таким об бразом, использов и вание паакетов программ Matlab и Elcut п t позволяе на эта ет апе проеектирован ния устанновок для индукц ционного нагрева о а осуществвить струуктурный и пара й аметричесский синттез, как преобраз зователей й частоты, так и инд, дукторноо-конденсаторного модуля.

Спис литера сок атуры [1] Л.Э. Рогинская, Р.Р. И, Исмагилов Синтез парамет в тров инд дукторно- конденса аторных модулей для термооб бработки металл ла с помощью п ю компьюттерных мооделей // Действие электром е магнитны полей н пласти ых на ичность и прочност матери ть иалов:-Воронеж: 20005. - С. 161-166.

[2] А.К.Белк кин, Ю.ММ.Гусев, Л Л.Э.Рогин нская, А.АА.Шуляк, А.А.Чепа айкин.

Влияние параметр нагру е ров узочного к колебател льного коонтура на электром магнитны процесс в инду ые сы укционны установ ых вках, Тех хническая электрод динамика, 2004, тематическ выпус Киев, ч.7, с.72-, кий ск, ч 73.

УДК 629. В. М. КУЛЯПИН, И. М. АСЛЯМОВ ФГБОУ ВПО Уфимский государственный авиационный технический университет ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ РАЗРЯД В СИСТЕМАХ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ Применение реактивной системы управления с ракетными двигателями малой тяги поставило задачу создания новых электрических систем зажигания, предназначенных для работы в повторно-кратковременном режиме на всех этапах полета многоразового космического аппарата.

Наиболее сложными являются переходные процессы в области взаимодействия плазмы электрического разряда, в то же время именно они определяют устойчивость зажигания и надежность работы двигателей управления.

Попытки создать теорию электрического зажигания сталкивались с основной трудностью – анализа теплофизических явлений, которые не доведены до практических результатов. В этих условиях возрастает роль математического моделирования взаимосвязанных процессов в области взаимодействия электрического разряда и топлива. Аналитическая система решения краевых задач теплопроводности с фазовыми превращениями плавления и уносом массы испарением при действии поверхностного источника энергии высокой плотности приведена в [1]. Многие вопросы, связанные с теорией взаимосвязанных процессов в электрических разрядах, в том или ином конкретном воплощении уже давно известны. В статье, используя подход математики катастроф, приведено аналитическое решение задачи теплопроводности с фазовыми превращениями плавления, испарения и горения при совместном воздействии поверхностного и объемного источников энергии.

Уравнения баланса энергии имеют непрерывные решения, но возникает скачкообразность решений, их критичность к малому изменению параметров, и характер решений резко изменяется.

1. ИНТЕГРАЛЬНЫЙ МЕТОД Поведение электрических систем зажигания, как элементов и систем автоматического регулирования в переходных и установившихся режимах описывают дифференциальными уравнениями. Для расчетов процессов теплопроводности с фазовыми переходами необходимо получить решение нелинейной задачи, устанавливающее явные функциональные зависимости между исходными параметрами. Аналитическое решение нелинейных задач является сложным, но более надежным, так как в этом случае, в отличие от численных методов, всегда можно проверить решение на удовлетворение исходным уравнениям или граничным условиям и оценить величину отклонения [2]. При инженерных расчетах широко применяют линеаризацию, т.

е. замену нелинейных дифференциальных уравнений приближенными линейными. для которых существует общий метод интегрирования. В работе развит иинтегралььный меетод на класс заадач с фазовыми превра ф и ащениями и плавлени испар ия, рения и горения. В основ метод матема ве да атическая модель я ь нелинейнной задаачи тепло опроводн ности, сос стоящая из уравн нений в частных х производдных и краевы ых услов вий, своодится к модел ли, вклю ючающей й обыкноввенное диифференц циальное уравнени и нача ие альные уусловия. Основная О я идея - и искомое р решение удовлетв воряет ос средненноому урав внению теплового т о баланса. Так как исходны к ыми являяются усл ловия на граница то нел ах, линейная я инверсна задача остыван на ос ая а ния снове инт тегрально метод не мож быть ого да жет ь решена.



Pages:     | 1 |   ...   | 4 | 5 || 7 |
 





 
© 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.