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 |

«ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ ВОЛГОГРАДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ »«¬–“» ¬—–  ...»

-- [ Страница 3 ] --

кательным представляется использование в ка- Для оценки возможности использования честве топлива для ДВС подсолнечного масла смесей ДТ и ПМ в качестве моторного топлива (ПМ). Это обусловлено тем, что в России это проведены экспериментальные исследования масло традиционно является наиболее распро- дизеля Д-245.12С (4ЧН 11/12,5) малотоннаж страненным растительным маслом: объем его ных грузовых автомобилей ЗиЛ-5301 «Бычок».

производства составляет около 70 % от общего В этом дизеле с полуразделенной КС типа объема производства растительных масел. Под- ЦНИДИ, организовано объемно-пленочное солнечное масло может быть использовано в смесеобразование. Исследования проводились качестве топлива для дизелей в «чистом» виде на моторном стенде АМО «ЗиЛ». Полученные или смеси с дизельным топливом (ДТ). Из ПМ при экспериментальных исследованиях пока получают метиловый эфир, который применя- затели дизеля Д-245.12С представлены на рис.

ется как самостоятельное топливо или как био- 1–3 и в табл. 2.

добавка к ДТ. Возможны и другие пути исполь- Приведенные на рис. 1 данные о часовом зования этого биотоплива. Но наиболее про- расходе топлива Gт, крутящем моменте Ме и стым способом применения этого масла пред- коэффициенте избытка воздуха свидетельст ставляется работа дизеля на смесях ДТ и ПМ. вуют о том, что изменение содержания ПМ в Эти два компонента хорошо смешиваются в смесевом топливе СПМ от 0 до 20 % не оказыва любых пропорциях, образуя стабильные смеси. ет заметного влияния на эти показатели работы Подбором состава этих смесей можно обеспе- дизеля.

52 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Таблица Физико-химические свойства исследуемых топлив Топлива Физико-химические свойства ДТ ПМ 95 % ДТ + 5 % ПМ 90 % ДТ + 10 % ПМ 80 % ДТ + 20 % ПМ о Плотность при 20 С, кг/м 830 923 834,7 839,3 848, Вязкость кинематическая, мм /с при:

20 оС 3,8 72,0 5,0 6,0 8, о 40 С 2,4 31,0 – – – 100 оС 1,0 8,0 – – – Коэффициент поверхностного натя жения при 20 оС, мН/м 27,1 33,0 – – – Теплота сгорания низшая, кДж/кг 42500 37300 41500 40400 Цетановое число 45 33 – – – Температура самовоспламенения, оС 250 320 – – – о Температура помутнения, С –25 –7 – – – о Температура застывания, С –35 –18 – – – Количество воздуха, необходимое для сгорания 1 кг топлива, кг 14,31 13,01 14,24 14,18 14, Содержание, % по массе:

С 87,0 78,3 86,56 86,13 85, Н 12,6 12,8 12,61 12,62 12, О 0,4 8,9 0,83 1,25 2, Общее содержание серы, % по массе 0,2 – – – – Коксуемость 10 %-ного остатка, % по массе 0,2 0,5 – – – П р и м е ч а н и е : «–» – свойства не определялись;

для смеси ДТ и ПМ указано объемное процентное содержание компонентов.

В указанном диапазоне изменение содержа Gт, кг/ч ния ПМ в смесевом биотопливе СПМ отмечено увеличение удельного эффективного расхода 18 топлива gе, составившее на режимах макси Gт мальной мощности и максимального крутящего Ме 14 момента gе = 8,5–9,4 г/(кВт·ч), см. рис. 2. Это вызвано меньшей теплотворной способностью исследуемых смесевых топлив по сравнению Н·м с ДТ. Однако при этом эффективный КПД ди М зеля е изменяется незначительно: на режиме 6 максимальной мощности при n = 2400 мин-1 он увеличился с 0,343 до 0,357, а на режиме макси мального крутящего момента при n = 1600 мин-1 – с 0,381 до 0,395.

2, В рассматриваемом диапазоне изменение содержания ПМ в смесевом топливе СПМ отме 1, чено значительное снижение дымности ОГ Кх, составившее на режимах максимальной мощ 0 5 10 15 Спм, % ности и максимального крутящего момента Рис. 1. Зависимость часового расхода топлива Gт, эффектив Кх = 3,5–6,0 % по шкале Хартриджа, см. рис. 2.

ного крутящего момента Mе и коэффициента избытка возду ха от содержания подсолнечного масла СПМ в смесевом био- Значения удельных массовых выбросов ток топливе на режимах внешней скоростной характеристики: сичных компонентов еNOx, еCO, еCHx, представ 1 – на режиме максимальной мощности при n = 2400 мин-1;

2 – на ленные на рис. 3 и в табл. 2, подтверждают зави режиме максимального крутящего момента при n = 1600 мин- ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ симость экологических показателей исследуемо- до 20 % выброс наиболее значимых токсичных го дизеля от состава смеси ДТ и ПМ. При увели- компонентов ОГ дизелей – оксидов азота еNОх чении содержания ПМ в смесевом топливе СПМ с 0 снизился с 6,630 до 6,078 г/(кВт·ч), т. е. на 8,3 %.

gе, г/(кВт·ч) еNOx, еCO, еCHx, г/(кВт·ч) еNOx е 230 220 0, 0, 0, еCO 0, К х, % еCHx 0 5 10 15 Спм, % 0 5 10 15 Спм, % Рис. 3. Зависимость удельных массовых выбросов оксидов Рис. 2. Зависимость удельного эффективного расхода топ азота еNOx, монооксида углерода еCO и углеводородов еCHx лива gе, эффективного КПД двигателя е и дымности ОГ Kх от содержания подсолнечного масла СПМ в смесевом био от содержания подсолнечного масла СПМ в смесевом био топливе на режимах 13-ступенчатого испытательного цикла топливе на режимах внешней скоростной характеристики:

1 – на режиме максимальной мощности при n = 2400 мин-1;

2 – на режиме максимального крутящего момента при n = 1600 мин- Таблица Показатели дизеля Д-245.12С, работающего на различных топливах Объемная концентрация подсолнечного масла в смесевом топливе, % Показатели дизеля 0 5 10 Удельный эффективный расход топлива на режиме максимальной мощности, gеNmax, г/(кВтч) 246,8 248,1 251,3 256, Эффективный КПД дизеля на режиме максимальной мощности, еNmax 0,343 0,350 0,355 0, Удельный эффективный расход топлива на режиме максимального крутящего момента, gеMmax, г/(кВтч) 222,6 224,6 226,9 231, Эффективный КПД дизеля на режиме максимального крутящего момента, еMmax 0,381 0,386 0,393 0, Nmax Дымность ОГ на режиме максимальной мощности, Kx,% 14,5 12,5 12,0 11, Дымность ОГ на режиме максимального крутящего момента, KxMmax, % 20,0 16,5 15,0 14, 6,630 6,626 6,649 6, Интегральный удельный выброс оксидов азота, eNOx, г/(кВтч) 2,210 2,146 2,091 2, Интегральный удельный выброс монооксида углерода, eСО, г/(кВтч) 0,580 0,563 0,580 0, Интегральный удельный выброс углеводородов, eСНx, г/(кВтч) 54 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ При увеличении СПМ выброс монооксида торных топлив на топлива, получаемые из во азота еСО остался практически неизменным – он зобновляемых источников энергии, и утилиза возрос с 2,210 до 2,257 г/(кВт·ч), т. е. на 2,1 %. цию растительных масел, не пригодных к пи Однако, его минимум еСО = 2,091 г/(кВт·ч) от- щевому использованию, но и улучшить показа мечен при СПМ = 10 %. Но следует отметить, тели токсичности ОГ дизеля.

что указанные изменения еСО соизмеримы с БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК точностью определения содержания этого ток сичного компонента в ОГ. В исследуемом диа 1. Работа дизелей на нетрадиционных топливах: учеб.

пазоне изменения СПМ отмечен рост эмиссии пособие / В. А. Марков, А. И. Гайворонский, Л. В. Грехов только несгоревших углеводородов. Их выброс [и др.]. – М. : Легион-Автодата, 2008. – 464 с.

еСНх возрос с 0,580 до 0,647 г/(кВт·ч), т. е. на 2. Льотко, В. Применение альтернативных топлив в двигателях внутреннего сгорания / В. Льотко, В. Н. Лука 11,5 %. Такое увеличение еСНх вызвано увели нин, А. С. Хачиян. – М. : Изд-во МАДИ (ТУ), 2000. – 311 с.

чением длины струй распыливаемого смесевого 3. Девянин, С. Н. Растительные масла и топлива на их топлива, обусловленным его большей плотно- основе для дизельных двигателей / С. Н. Девянин, В. А.

стью, увеличением количества топлива, попа- Марков, В. Г. Семенов. – М. : Издательский центр ФГОУ ВПО МГАУ, 2008. – 340 с.

дающего на стенки КС и, следовательно, доли 4. Neue Technik: Fette werden zu «Biodiesel» // пленочного смесеобразования. Снижение еСНх Brennstoffspiegel. – 2002. – № 10. – S. 4.

может быть достигнуто путем совершенствова- 5. Sendari A., Fragioudakis K., Kalligeros S. et al. Impact ния проточной части распылителей форсунок, of Using Biodiesels of Different Origin and Additives on the согласования длины струй топлива с формой Performance of a Stationary Diesel Engine // Transactions of the ASME. Journal of Engineering for Gas Turbines and КС дизеля.

Power. – 2000. – Vol. 122. – № 4. – P. 624–631.

Таким образом, использование ПМ в каче- 6. Hamasaki K., Tajima H., Takasaki K. et al. Utilization стве топлива для дизелей позволяет не только of Waste Vegetable Oil Methyl Ester for Diesel Fuel // SAE обеспечить частичное замещение нефтяных мо- Technical Paper Series. – 2001. – № 2001-01-2021. – P. 1–6.

УДК 621. В. А. Марков, д-р техн. наук, Е. Ф. Поздняков, соискатель ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ РЕГУЛЯТОРА ЧАСТОТЫ ВРАЩЕНИЯ С ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНО ВКЛЮЧЕННЫМИ КОРРЕКТИРУЮЩИМИ ЗВЕНЬЯМИ ДЛЯ ДИЗЕЛЯ Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана (e-mail: markov@power.bmstu.ru) Разработана математическая модель системы автоматического регулирования частоты вращения ди зельного двигателя дизель-генераторной установки, оснащенной регулятором с последовательно соединен ными корректирующими звеньями. Проведены расчетные исследования переходных процессов в дизеле ти па 6 ЧН 15/18 с таким регулятором и оптимизация его параметров.

Ключевые слова: дизель, дизель-генераторная установка, регулятор частоты вращения, последователь ные корректирующие звенья A simulation model for diesel engine rotational frequency automatic control system has been designed. A diesel engine powers an electric generator equipped with a motor controller with series-connected compensating elements.

Transient analysis and parametric optimization of the diesel engine 6 ChN 15/18 provided with such a motor con troller have been conducted.

Keywords: diesel, electric generator, motor controller, series-connected compensating elements.

Наиболее жесткие требования к постоянст- ского регулирования (САР) частоты вращения, ву частоты вращения дизеля, предъявляются в обычно реализующими пропорционально электроагрегатах, вырабатывающих перемен- дифференциально-интегральный (ПИД) закон ный электрический ток. Для поддержания ско- регулирования [1,2]. Но и наличие такой систе ростного режима работы дизеля дизель- мы не всегда обеспечивает необходимые пока генераторной установки (ДГУ) с высокой точ- затели двигателя. Это, в первую очередь, отно ностью независимо от изменения нагрузки, сится к ДГУ специального назначения, в кото двигатели оснащаются системами автоматиче- рых к показателям качества процесса регулиро ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ передаточные функции турбокомпрессора вания предъявляются требования более жест по воздействиям, и :

кие, чем в САР первого класса точности в соот ветствии с ГОСТ 10511–83 [3]. k т1 k Wт ( p) =, Wт ( p) = т2, Оценка показателей дизеля ДГУ в переход- Tт p + 1 Tт p + ных процессах наброса и сброса нагрузки про kт ведена с использованием разработанной линей- Wт ( p) = ;

(6) Tт p + ной математической модели САР комбиниро ванного двигателя, включающая линейные передаточные функции впускного трубо дифференциальные уравнения наиболее значи- провода по воздействиям т и :

мых элементов комбинированного двигателя – k в1 k Wв т ( p ) = ;

Wв ( p ) = в2 ;

(7) его поршневой части, турбокомпрессора, впу Tв p + 1 Tв p + скного и выпускного трубопроводов [4]. Эти передаточные функции выпускного трубо уравнения имеют вид:

провода по воздействиям,, :

собственно двигатель (его поршневая часть) d kг1 k Wг ( p ) =, Wг ( p) = г 2, + = kд 1 + kд2 kд3 д, (1) Tд Tг p + 1 Tг p + dt турбокомпрессор kг Wг ( p ) =, (8) d т Tг p + + т = k т1 + k т2 k т3, Tт (2) dt где р – оператор Лапласа.

впускной трубопровод Значения коэффициентов передаточных d функций (5)…(8), определенные по статичес + = kв1т kв2, Tв (3) dt ким характеристикам дизеля типа 6 ЧН 15/ выпускной трубопровод для номинального режима при числе оборотов d коленчатого вала n=1500 мин-1, оказались рав + = kг1 + kг 2 kг3, Tг (4) ными: Tд=0,925 с, kд1=0,662, kд2=0,144, dt kд3=0,525, Tт=0,858 с, kт1=1,266, kт2=0,138, где =д/до – относительное изменение час kт3=1,360, Tв=0,0146 с, kв1=0,853, kв2=0,654, тоты вращения коленчатого вала дизеля д;

Tг=0,00528 с, kг1=0,340, kг2=0,989, kг3=0,204.

т=т/то – относительное изменение частоты вращения ротора турбокомпрессора т;

Исследован электронный регулятор, содер =рк/рко – относительное изменение давления жащий датчик частоты вращения (ДЧВ), элек наддувочного воздуха после компрессора рк;

тронный блок управления (ЭБУ) и исполни =рг/рго – относительное изменение давления тельный механизм (ИМ), воздействующий на отработавших газов (ОГ) перед турбиной рг;

дозирующую рейку топливного насоса высоко =hр/hро – относительное изменение положе- го давления (ТНВД). При расчетных исследо ния дозирующей рейки ТНВД hр;

д=N/Nо – ваниях ДЧВ рассматривался как идеальное относительное изменение настройки потреби- усилительное звено с передаточной функцией теля N;

Тд, Тт, Тв, Тг – постоянные времени соб- Wдчв ( p) = k. (9) ственно двигателя, турбокомпрессора, впускно Одним из возможных путей достижения го и выпускного трубопроводов соответствен требуемых показателей качества процесса ре но;

kд1, kд2, kд3, kт1, kт2, kт3, kв1, kв2, kг1, kг2, kг3 – ко гулирования частоты вращения дизелей являет эффициенты усиления элементов двигателя по ся использование регуляторов с последователь соответствующим воздействиям.

но включенными корректирующими звеньями.

После преобразования уравнений (1)…(4) В этом случае базовым регулятором является по Лапласу и преобразований получены пере традиционный пропорциональный (П) регуля даточные функции элементов комбинированно тор с передаточной функцией го двигателя в следующем виде:

передаточные функции двигателя по воз- Wп ( p ) = kп. (10) действиям, и д : с большим коэффициентом усиления kп, а тре kд1 k буемая точность регулирования достигается с Wд ( p) =, Wд ( p ) = д2, Tд p + 1 Tд p + 1 помощью последовательно включенных в струк турную схему САР корректирующих звеньев с kд Wд д ( p ) = общей передаточной функцией Wкор(p). В каче ;

(5) Tд p + 1 стве последовательно включенных корректи 56 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Рис. 1. Структурная схема САР дизеля с турбонаддувом и регулятором частоты вращения с последовательно включенным корректирующим звеном:

1 – собственно двигатель;

2 – впускной трубопровод;

3 – турбокомпрессор;

4 – выпускной трубопровод;

5 – регулятор рующих звеньев используются различные ти- ной функцией (10) и постоянной времени Тф повые звенья: форсирующее, интегро-диффе- форсирующего корректирующего звена регуля ренцирующие, дифференцирующие и др. [2]. тора с передаточной функцией (11). Для опти Одним из основных недостатков САР с П- мизации этих двух параметров предложена ме регулятором является недостаточное для дос- тодика, основанная на составлении комплекс тижения показателей первого класса точности ного критерия Jо в виде суммы продолжитель регулирования быстродействие САР. Поэтому в ности переходного процесса tп, максимального качестве последовательно включенного кор- отклонения регулируемого параметра в пере ректирующего звена рассмотрено форсирую- ходном процессе ymax и статической ошибки ре щее звено, позволяющее форсировать переход- гулирования xст:

J о = tп + ymax + xст.

ный процесс в ДГУ в начальной его фазе. При (13) этом использовано форсирующее звено с пере- При оптимизации параметров САР исполь даточной функцией зован программный комплекс «Моделирование Wкор ( p) = Wф ( p) = Т ф р + 1, (11) в технических устройствах (МВТУ)», разрабо танный О. С. Козловым [5,6]. САР моделиру где Тф – постоянная времени форсирующего звена.

ется в с использованием структурной схемы на В рассматриваемой САР использован элек рис. 1. Минимальное значение критерия качест трогидравлический ИМ, перемещающий дози ва Jо=0,104 получено при следующих оптималь рующий орган ТНВД и имеющий передаточ ных значениях коэффициентов kп и Тф переда ную функцию апериодического звена первого точных функций П-регулятора и последователь порядка но включенного корректирующего форсирую kим Wим ( p) = (12) щего звена: kп=800 и Тф=0,05 с.

Tим p + 1 Оценка влияния коэффициентов kп и Тф на с коэффициентом усиления kим=1 и постоянной показатели качества процесса регулирования tп, времени Tим=0,06 с. ymax, xст и Jо проведена путем варьирования зна Полученные передаточные функции дизеля чения каждого из упомянутых коэффициентов с турбонаддувом и регулятора с последова- при фиксированных оптимальных значениях тельно включенными корректирующими звень- другого коэффициента. На рис. 2 представлены ями позволили представить структурную схему характеристики показателей качества процесса САР в виде на рис. 1. регулирования tп, ymax, xст и Jо исследуемой САР При проведении расчетных исследований при постоянном оптимальном значении посто оценивалось влияния двух параметров регуля- янной времени корректирующего форсирую щего звена Тф=0,05 с и изменении коэффициен тора с последовательно включенным корректи та усиления П-регулятора в интервале от kп= рующим звеном – коэффициента усиления П до kп=800.

регулятора частоты вращения kп с передаточ ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Рис. 2. Зависимость показателей качества tп, ymax, xст, от коэффициента усиления П-регулятора kп при постоянном оптимальном значении посто янной времени корректирующего форсирующего звена Тф=0,05 с в пере ходном процессе наброса нагрузки Как следует из представленных данных при ставленные на рис. 3 зависимости показателей небольших значениях коэффициента kп (до качества процесса регулирования tп, ymax, xст и Jо kп=100) все четыре показателя качества (tп, ymax, от постоянной времени Тф.

xст, Jо) переходного процесса наброса нагрузки Как следует из приведенных на рис. 2 и на дизель 6 ЧН 15/18 оказываются повышен- данных, минимальное значение комплексного ными. При увеличении этого коэффициента критерия качества Jо=0,104 получено при по усиления в диапазоне от kп=100 до kп=800 эти стоянной времени Тф =0,05 с. При этом же зна показатели продолжают уменьшаться, но их чении Тф достигается минимум продолжитель снижение становится очень незначительным. ности переходного процесса tп=0,102 с. При Минимальные значения показателей качества уменьшении или увеличении значения Тф про процессов регулирования (tп=0,102 с, ymax= должительность переходного процесса tп и =0,0012, xст=0,00097, Jо=0,104) достигнуты при комплексный критерий качества Jо заметно значении kп=800. возрастают.

Значительное влияние на показатели каче- Предложенная методика выбора значений ства процесса регулирования оказывает и по- коэффициентов kп и Тф базового П-регулятора и стоянная времени Тф корректирующего форси- последовательно включенного корректирующе рующего звена. Об этом свидетельствуют пред- го форсирующего звена отличается простотой, Рис. 3. Зависимость показателей качества tп, ymax, xст, от постоянной времени корректирующего форсирующего звена Тф при постоянном оп тимальном значении коэффициента усиления базового П-регулятора kп=800 в переходном процессе наброса нагрузки 58 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ не требует проведения трудоемких расчетных 3. ГОСТ 10511–83. Системы автоматического регули рования скорости (САРС) дизелей стационарных, судо исследований и может быть использована для вых, тепловозных и промышленного нагначения. – М.:

определения параметров электронных регулято Изд-во стандартов, 1983. – 14 с.

ров частоты вращения с различной структурой. 4. Крутов, В. И. Автоматическое регулирование и управление двигателей внутреннего сгорания. – М. : Ма шиностроение, 1989. – 416 с.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 5. Козлов, О. С. Исследование и проектирование ав 1. Грехов, Л. В. Топливная аппаратура и системы уп томатических систем с помощью программного комплек равления дизелей / Л.В. Грехов, Н. А. Иващенко, В. А. Мар са «МВТУ» / О. С. Козлов, Л. М. Скворцов // Информаци ков. – М. : Легион-Автодата, 2005. – 344 с.

онные технологии. – 2006. – № 8. – С. 10–12.

2. Основы автоматического регулирования и управле 6. Виртуальные учебно-исследовательские лаборато ния / Л. И. Каргу, А. П. Литвинов, Л. Л. Майборода [и др.];

рии / О. С. Козлов, И. П. Норенков, В. А. Трудоношин под ред. В. М. Пономарева, А. П. Литвинова. – М. : Выс [и др.]. – М. : Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2007. – 36 с.

шая школа, 1974. – 439 с.

УДК 621.313. С. И. Николаева, канд. техн. наук МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ ПЕРЕХОДНЫХ ПРОЦЕССОВ В СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРАХ Волгоградский государственный технический университет (ВолгГТУ) (e-mail: fevt@vstu.ru) На основе полных уравнений Парка-Горева получены различные модели синхронных генераторов, от личающиеся степенью идеализации происходящих в машине переходных процессов. Определен круг задач для применения этих моделей.

Ключевые слова: уравнения Парка-Горева, синхронный генератор, электромеханические переходные процессы.

Various models of the synchronous generators which differ by degree of idealisation of transients are received on the basis of the full equations of Park-Gorev. The range of problems for application of these models is defined.

Keywords: equations of Park-Gorev, synchronous generator, transition processes.

Математическое описание сложной элек- Вопросы адекватного описания процессов в троэнергетической системы (ЭЭС) для иссле- синхронных генераторах становятся более ак дования динамической устойчивости основы- туальными в современных условиях. Это свя вается на уравнениях переходных процессов в зано с возросшими требованиями по учету фак отдельных элементах ЭЭС, расчетные схемы торов, определяющих устойчивость энергосис которых связаны друг с другом так же, как со- темы, разобщенностью систем, экономически единены соответствующие элементы в рас- ми требованиями и т. д.

сматриваемой системе. Математические моде- Электромеханические переходные процес ли элементов системы хорошо изучены и отра- сы синхронного генератора наиболее полно мо ботаны в практике расчетов устойчивости. Их гут быть описаны с помощью уравнений Парка выбор осуществляется в каждом конкретном Горева [1]. На основе этих уравнений получа случае в зависимости от целей исследования и ются различные модели генератора, отличаю исходя из имеющихся данных. щиеся степенью идеализации происходящих в Синхронные генераторы являются наиболее машине переходных процессов. Различное сложными динамическими элементами ЭЭС. представление машин в ЭЭС широко использу Соблюдение условий максимальной простоты и ется в расчетах электромеханических переход в то же время корректности описания электро- ных процессов. Степень идеализации описания механических переходных процессов генерато- определяется такими факторами, как задачи ис ров в большой степени определяет успешное следования, близость машин к точке возмуще решение конкретных задач, возникающих при ния, располагаемая информация о динамиче управлении динамическим поведением ЭЭС. ских параметрах машины и т. п.

ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Среди моделей, используемых для исследо- Математические модели, основанные на вания динамической устойчивости, можно вы- уравнениях Парка-Горева, получаются после делить две группы: довательно при переходе от наиболее детально • первая группа объединяет модели генера- го описания к более простым. В качестве осно торов, в которых не учитывается действие демп- вы для проводимых исследований можно взять ферных контуров;

модель синхронного генератора, которая имеет • вторая группа – это модели генераторов вид:

при учете действия демпферных контуров.

Применение моделей первой группы огра ничено тем, что в расчетах переходных процес сов необходимо на каждом шаге интегрирова, (1) ния дифференциальных уравнений самого ге нератора решать систему алгебраических урав нений, отражающую связь между ЭДС Eq и EQ, что существенно замедляет вычислитель ный процесс.

Были предложены различные способы опи где (2) сания переходных процессов в генераторах, не – мощность генератора, отдаваемая в включающих в себя дополнительные системы сеть, и механическая мощность на валу турби алгебраических уравнений. Так, например, если ны;

– демпферный коэффициент;

– учитывать процессы в демпферных контурах машины, то модель генератора будет представ- переходные ЭДС машины, действующие, соот ветственно, в продольной и поперечной осях;

лять собой систему, состоящую из большого – сверхпереходные ЭДС машины, дей числа дифференциальных уравнений, но при этом отпадает необходимость решения допол- ствующие, соответственно, в продольной и по нительной алгебраической системы. перечной осях;

– вынужденная составляю Основным допущением таких моделей яв- щая ЭДС синхронного генератора;

– ляется то, что предполагаются равными сверх сверхпереходные сопротивления в продольной переходные сопротивления в продольной и по и поперечной осях;

– сверхпереходные перечной осях ( X d = X q ). Следует отметить, постоянные времени.

что такое допущение вполне оправдано, по- Постоянные коэффициенты, отражающие скольку в современных турбо- и гидрогенера- влияние демпферных контуров, имеют следу торах явнополюсность мала. ющий вид:

Исследования возможностей применения различных упрощенных моделей генераторов показали, что пренебрежение демпферными контурами может заметно исказить переход ные процессы в системе. В то же время мо (3) дель, полученная из уравнений Парка-Горева без учета трансформаторных ЭДС и ЭДС Символ f соответствует обмотке возбужде скольжения, приводит к весьма значительным ния.

погрешностям при расчетах электромеханиче Символ D соответствует демпферным кон ских переходных процессов [2]. Поэтому важ турам.

но провести анализ областей применения мо – постоянная, характеризующая инер делей генераторов, отличающихся сложно стью представления электромеханических ционность генератора.

процессов в них. Это позволит избегать из- Модель (1), называемая в дальнейшем мо лишней детализации при использовании делью 1 синхронного генератора, служит для сложных моделей, и, в то же время, не допус- исследования электромеханических переход кать значительных погрешностей в расчетах ных процессов в системе с целью анализа ус переходных процессов. тойчивости.

60 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Пренебрежение в модели 1 сверхпереход- Дальнейшим упрощением модели при рас ной явнополюсностью ( дает четах динамической устойчивости является приближенный учет эффекта реакции якоря и возможность представить машину в виде ЭДС регулирования возбуждения генераторов. Такие за постоянным сверхпереходным сопротив модели применимы для оценки пределов дина лением Таким образом, становится воз мической устойчивости по первому циклу ка можным интегрировать уравнения переходных чаний, а также для представления тех генерато процессов безытеративным способом.

ров системы, выбор регулирования возбужде Пренебрежение влиянием демпферных кон ния которых не является целью исследования.

туров в исследованиях динамической устойчи Уравнения генераторов в этом случае име вости, применяемое при оценке эффективности ют вид:

различных систем регулирования, сокращает число уравнений в математической модели ге нератора, которая, в результате, имеет вид: (8) (4) где (9) Связь уравнений генератора с уравнениями сети осуществляется, как и в случае модели 2, с помощью уравнений (6) и (7). Модель, описы где (5) ваемая уравнениями (8) и (9), называется моде С вычислительной точки зрения такая мо- лью 3.

дель (называемая моделью 2 синхронного гене- Для решения задачи оптимального управ ратора) проще предыдущей, так как характери- ления модель 3 подвергается дальнейшему уп зуется меньшим числом дифференциальных рощению Так, при оптимальном управлении уравнений. Однако в этом случае для связи мощностью турбины можно пренебречь пере уравнений генератора с уравнениями сети не- ходной явнополюсностью машины и считать обходимо представить машину в виде фиктив ной ЭДС за неизменным сопротивлением В этом случае ЭДС считается постоян В свою очередь, определяется с помо- ной в течение переходного процесса и уравне ния генератора приводятся к виду:

щью системы алгебраических уравнений:

, (6) (10) где где (11), (7) Эта модель (модель 4) служит основой для n – число станций (эквивалентных генераторов) наиболее сложных исследований – решения за в системе. дачи оптимального управления в сложной элек Как уже отмечалось, необходимость реше- троэнергетической системе, а также для опи ния такой системы уравнений на каждом шаге сания генераторов в эквивалентных представ интегрирования усложняет расчеты. Введение лениях упрощенных схем замещения подсис допущения является более грубым тем ЭЭС.

приближением, чем в случае учета демпферных БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК контуров о равенстве и и приводит к большей погрешности. 1. Горев, А. А. Переходные процессы синхронных ге Модель 2 синхронного генератора можно нераторов / А. А. Горев. – М. : ГЭИ, 1960. – 551с.

2. Гусейнов, В. Г. О возможности использования уп использовать при решении задачи оптимально рощенных моделей синхронного генератора для расчетов го управления в сложной системе при управле- в электрической системе / В. Г. Гусейнов, И. Д. Рейфман // нии несколькими параметрами, например, мо- Вопросы экономичности и надежности энергетических систем. – М. : Энергия, 1979. – С. 43–53.

ментом турбины и возбуждением генератора.

ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ УДК 621. С. И. Николаева, канд. техн. наук, Л. В. Хоперскова, канд. физ.-мат. наук ЭКВИВАЛЕНТНЫЕ МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ЭЛЕМЕНТОВ СИСТЕМЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ СИСТЕМ Волгоградский государственный технический университет (ВолгГТУ) (e-mail: fevt@vstu.ru) Предложена методика определения эквивалентных динамических моделей сложных объектов системы автоматического регулирования. На основе этой методики получена эквивалентная модель паровой турби ны, отражающая ее основные динамические свойства.

Ключевые слова: система автоматического регулирования, динамические характеристики, доминирую щие составляющие.

The technique of definition of equivalent models of difficult objects of system of automatic control is offered.

On the basis of this technique the equivalent model of the steam turbine reflecting its basic dynamic properties is re ceived.

Keywords: system of automatic control, dynamic characters, predominate compositions.

При построении систем автоматического полностью отражают поведение объекта при регулирования существенным вопросом явля- заданном типе воздействия, то на основе их по ется обеспечение устойчивости работы систе- ведения можно вполне определенно составить мы в динамических режимах. С этой целью на суждение об его динамических свойствах.

этапе проектирования системы проводятся рас- При расчетах устойчивости системы регу четы переходных процессов и оценивается их ляторы обычно задаются своими передаточны устойчивость известными методами. Такой ми функциями, зависящими от принятого зако анализ представляет собой весьма сложную за- на регулирования и конструктивного испол дачу. Даже исследование устойчивости автома- нения.

тических систем невысокого порядка весьма Для нахождения передаточных функций громоздко. Кроме того, при учете нелинейно- можно использовать разные методы. Один из сти системы эти сложности значительно воз- них заключается в том, что в сложной системе растают и могут снижать эффективность полу- выделяются такие ее элементы, динамические ченных результатов за счет чрезмерного ус- свойства которых описываются дифференци ложнения самой задачи. альными уравнениями не выше первого Одним из подходов в решении указанных второго порядков (типовые звенья). Затем, ис выше задач является математическое модели- пользуя правила эквивалентного преобразова рование, когда некоторая часть тракта системы ния структурных схем, находят эквивалентные автоматического регулирования заменяется эк- передаточные функции отдельных каналов ре вивалентными моделями. При этом важно так гулирования.

построить модель системы, чтобы обеспечить Применение подробной модели системы ре точность конечных результатов при макси- гулирования при детальном учете отдельных мально возможном упрощении модели. элементов оправданно, если требуется исследо Для изучения свойств объектов автоматиче- вать влияние всех элементов системы и их ского регулирования удобно использовать ап- взаимодействия на свойства всей системы ре парат динамических характеристик, преимуще- гулирования. В том случае, когда регулятор ства которых особенно проявляются при по- фигурирует как элемент сложной системы, на строении математических моделей сложных пример при анализе устойчивости электроэнер объектов. Динамические характеристики могут гетической системы, такой подход является не быть рассчитаны аналитически по имеющимся рациональным, так как требуется отразить дей дифференциальным уравнениям или получены ствие регуляторов в целом без учета внутрен в результате эксперимента. Поскольку они них процессов и связей.

62 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ В качестве примера рассмотрим примене ние этой методики для эквивалентирования ма тематической модели паровой турбины как объекта регулирования и управления.

Паровая турбина, как объект регулирова ния, представляет собой нелинейную динами ческую систему, расчетная схема которой мо жет содержать десятки элементов, соединен ных прямыми и обратными связями. Введение таких расчетных схем в анализ устойчивости (2) системы существенно усложняет расчеты.

С другой стороны, при проведении оценки эф фективности управления турбиной интерес представляют эквивалентные динамические ха (3) рактеристики, определяющие связь изменения момента на валу турбины с изменением скоро сти вращения и сигналов управления. Это, а также ограниченность диапазона частот, на (4) котором проявляются свойства турбины, соз В этих уравнениях: перемещения дают возможность ее представления сравни тельно простыми эквивалентными схемами. клапанов цилиндра высокого давления (ЦВД) и В качестве исходной модели можно исполь- цилиндра среднего и низкого давления (СНД) зовать аналитическое описание процессов в соответственно;

– относительные давления в турбине [1]. Рассмотрим в качестве примера промежуточных паровых объемах;

паровую турбину типа К-240 ЛМЗ, процессы в которой описываются системой дифференци- относительные давления на вхо альных уравнений:

де, выходе и в пакетах промперегревателя со ответственно;

– относительная мощность на выходе турбины;

– относительная мощ ность ЦВД турбины;

– суммарная относи тельная мощность СНД турбины;

– суммар ная мощность потерь.

Римскими цифрами обозначены давления в камерах регенеративных объемов.

При записи уравнений (1)–(4) учитывались основные нелинейности в соответствии с сооб ражениями, изложенными в [2].

На основании уравнений (1)–(4) составлена блок-схема (рис. 1), отражающая структуру связей между элементами турбины.

Этой схемой детально учитываются процес (1) сы в турбине, скорость протекания которых существенно разная, а значит не все части тур бины необходимо представлять на всем диапа зоне частот регулирования. Вместе с тем, пре небрежение тем или иным элементом в том ви де, как они представлены уравнениями, затруд нительно аргументировать.

ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Рис. 1. Блок-схема паровой турбины, составленная на основании уравнений (1)–(4), со следующими функциями элементов:

1 – WКЛ ;

2 – WKK ;

3 – WРВ ;

4 – WI ;

5 – WП1 ;

6 – WП2 ;

7 – WП3 ;

8 – I ;

9 – II ;

10 – WСД ;

11 – WIII ;

12 – WIV ;

13 – WV ;

14 – WНД ;

15 – III ;

16 – IV Предлагаемая методика получения эквива- Первый из них определяет мощность ЦВД при лентной схемы турбины предполагает следую- полностью открытом клапане СНД, второй – щий алгоритм: изменение мощности ЦВД при закрытии кла 1. На основании правил преобразования пана СНД, и третий – мощность цилиндра структурной схемы (рис. 1) с выделением ос- СНД.

новных нелинейностей на выходе схемы можно 2. Для этой эквивалентной схемы применя получить эквивалентную блок-схему (рис. 2), ется метод доминирующих составляющих ди в которой имеются три параллельных тракта. намических характеристик [3]. С помощью это qКЛ WI ( p) PЦВД PT PП WI ( p, ) 1 WII ( p ) ( 2 ) W ( p, ) = 1- (1- ( 2 ))W0 ( p ) PСНД W ( p, ) WIII ( p) Рис. 2. Блок-схема упрощенной модели паровой турбины 64 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ го метода в результате учета лишь домини- и мнимые части исходной и эквивалентной ха рующих составляющих в определенном диапа- рактеристик соответственно.

зоне частот получаются эквивалентные переда- При сравнении полученных характеристик с точные функции: характеристиками, рассчитанными по исходной WI ( p ) = математической модели (рис. 1), получается практически полное их совпадение [2].

0,119 p 2 + 3,729 p + 0, =, 0,00154 p 4 + 0,309 p 3 + 4,668 p 2 + 8,76 p + 1 БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 0,658 p 2, 42 p + 7, WII ( p ) = 1. Николаева, С. И. К определению эквивалентных, 1492 p 3 + 3737, 2 p 2 + 409,87 p + 1 динамических характеристик паровых турбин / С. И. Ни колаева, Д. В. Никитин // Изв. АН СССР. Энергетика и 0,396 p + 0, WIII ( p ) = транспорт, 1979. – № 3. – С. 57–63.

, 12,82 p + 14, 2 p 2 + 10,76 p + 2. Никитин, Д. В. Моделирование первичных двига телей при решении задач комплексного управления энер 1,867 p + 1, W0 ( p ) = госистемы с помощью динамической модели /Д. В. Ники.

5,309 p 2 + 8,669 p + 1 тин: дис. … канд. техн. наук. – М. : МЭИ, 1968. – 328 с.

3. Николаева, С. И. Упрощение математических мо Погрешность аппроксимации делей элементов автоматических систем / С. И. Николаева // ( Reисх Reэкв )2 + ( Imисх Im экв )2 Автоматизация технологических процессов в машино = 100 % строении: межвуз. сб. науч. тр. – ВолгГТУ. – Волгоград, Reисх 2 + Imисх 2 1994. – С. 111–120.

4. Скопинцев, В. А. Упрощения, принимаемые в мате составила : I=2,52 %, II=5,84 %, III=1,31 %, матических моделях электрических систем / В. А. Ско 0=4,06 %. пинцев // Кибернетику – на службу коммунизму. – М. :

Reисх, Reэкв, Imисх, Im экв – действительные Энергия, 1977. – Т. 8. – С. 226–236.

УДК 621. В. М. Славуцкий, д-р техн. наук, Ю. В. Белозубов, инженер, З. В. Каныгин, аспирант ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМЫ ТОПЛИВОПОДАЧИ ДИЗЕЛЯ С УЛУЧШЕННЫМИ АДАПТИВНЫМИ И ЭНЕРГЕТИЧЕСКИМИ СВОЙСТВАМИ Волгоградский государственный технический университет (e-mail: atd304@vstu.ru) Исследована, запатентованная авторами, система топливоподачи для транспортных дизелей. Макетный образец представляет собой традиционную систему, дополненную запирающим устройством перед форсун кой. Функциональная особенность системы – разделение процессов нагнетания и дозирования.

В результате численных и натурных экспериментов установлено улучшение энергетических и адаптив ных свойств системы в сравнении с традиционной.

Ключевые слова: модернизация, запирающее устройство, математическая модель, волна давления, кон тур нагнетательной магистрали, давление впрыскивания, продолжительность впрыскивания.

It is investigated, patented by authors fuel system for transport diesel engines. The model sample represents the traditional system added with the closing device before injector. Functional feature of system – division of processes of a pumping and batching. As a result of numerical and natural experiments established improvement of energy and adaptive properties of system in comparison with the traditional one.

Keywords: the modernisation, the locking device, mathematical model, a pressure wave, a circuit of a delivery highway, an injection pressure, duration of injection.

Предлагаемый способ подачи топлива пре- полость форсунки соединяется с полостью низ дусматривает использование традиционной то- кого давления. Установка дополнительного пливной системы разделенного типа [1]. Мо- клапана требует увеличения рабочего хода дернизация ее заключается в установке запор- плунжера. При отсечке в конце рабочего хода ного органа перед форсункой (электромагнит- плунжера нагнетательная магистраль разгру ный клапан). При этом полость форсунки жается.

сообщается с нагнетательной магистралью Весь процесс подачи топлива делится на только на время впрыскивания топлива. Запор- несколько фаз. Вначале топливо подается ный орган устроен так, что после его закрытия в магистраль высокого давления, где происходит ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ накапливание энергии потока. Это позволяет сечений магистрали, совместно с уравнением увеличить скорость нарастания давления при неразрывности потока, получим систему урав следующей (основной) фазе – впрыскивании. нений, определяющую характер течения потока После закрытия клапана следует фаза быстрого от насоса к форсунке:

снижения давления путем перепуска топлива x x F1 t 1 = Pн P0 + W1 t + 1 ;

в магистраль низкого давления. Таким обра a a зом, удается повысить давление в системе при окончании процесса подачи топлива, чем x S S x 2S W t + 1 = 1 к F t 1 + к W (t ) ;

предлагаемая система выгодно отличается от 1 a S +S 1 a S +S штатной. 1к 1к Коротко об основных особенностях матема- x1 S1 Sк 2S к F2 ( t ) = S + S F1 t a + S + S W2 ( t ) ;

тической модели процесса подачи топлива в 1к опытной системе. В первой фазе подачи, во 1к входном сечении трубопровода при выталкива W t + 2 = P P + F t 2.

x x 0ф нии топлива насоса возникает неустановившее- 2 a 2 a ся движение сжимаемой жидкости, при кото (1) ром от насоса идет прямая волна F1. Вследствие Здесь индексы 1 и 2 означают принадлеж замкнутости трубопровода в первый период в трубопроводе возникает обратная отраженная ность параметров (площади сечения S и коор волна давления W1, движущаяся в обратную динаты по длине трубопровода x) к первому и основному импульсу подачи сторону, т. е. к второму контурам нагнетательной магистрали.

штуцеру насоса. Характер изменения давления в штуцере насоса Во время открывания запирающего устрой- Рн и в полости форсунки Рф определяются ства (вторая фаза) происходит сообщение тру- уравнениями граничных условий, записанных бопровода с полостью форсунки. В этот момент для соответствующих полостей системы.

часть прямой волны отражается от перепускно- Расчетная схема процесса топливоподачи го механизма и возникает обратная волна. Про- представлена на рис. 1.

должает двигаться другая по амплитуде прямая волна F2, формирующая закон изменения дав ления непосредственно в полости форсунки.

В проходном канале также образуется обратная волна давления W2, обусловленная переходом от сечения перепускного механизма к сечению отверстий распылителя.

Площадь проходного канала Sк в каждый момент времени определяется законом откры того состояния запирающего устройства, кото рый корректируется относительно угла поворо- А(2:1) та кулачкового вала топливного насоса.

Система уравнений (1) определяет характер движения потока в отдельно взятой части на гнетательной магистрали, например, в первом контуре (трубопроводе). Такая же система мо жет быть записана и для второго контура (за пирающего устройства). Решение задачи моде лирования процесса движения потока от насоса в нашем случае возможно при наличии единой системы уравнений, решение которой, совме стно с уравнениями начальных условий, позво- Рис. 1. Расчетная схема процесса топливоподачи ляет определить амплитуды волн давления в В уравнении объемного баланса для полос любом сечении нагнетательной магистрали, в любой момент времени. Решая системы урав- ти распылителя учтены особенности протека нений вида (1), записанные для характерных ния третьей фазы поддачи:

66 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ ( ) ( ) 2 Рф Ро dР 2 Рф Рц ф = з f т с ( f )ф.

4 f и си z ( f )к Vф 6nв (2) dв Левая часть уравнения (2) характеризует чала открытия клапана определяет максималь количество топлива, сжатого в полости распы- ное давление впрыскивания. Более раннее от лителя. Первый член правой части характери- крытие клапана снижает Рвпр max, а более позд зует расход топлива через выходное сечение нее – повышает. При каждой частоте враще трубопровода. Второй член определяет расход ния вала насоса nв определен угол начала топлива через сопловые отверстия распылите- открытия кла-пана, соответствующий пределу ля. Третий член правой части – количество то- повышения Рвпр max (рис. 2). Результаты расче та приведены для Qc=71 мм3. Момент закры плива, заполняющего объем, освобождаемый в результате движения иглы распылителя, чет- тия клапана определяет величину цикловой вертый – расход топлива через зазоры в распы- подачи топлива при фиксированном угле от лителе, пятый – расход топлива через дополни- крытия клапана для каждой частоты вращения вала насоса. При частоте nв=1000 мин-1 удает тельное отверстие в запирающем устройстве.

В модернизированной системе вся цикло- ся получать различную цикловую подачу топ вая порция топлива поступает в цилиндр за лива при фиксированном максимальном дав время активного хода плунжера. Момент на- лении впрыскивания Рвпр.

Рис. 2. Зависимость максимального давления впрыскивания топлива Рвпр от угла открытия клапана от Рис. 3. Зависимость давления впрыскивания Рвпр от угла поворота вала насоса в (nв=1000 мин-1;

от=34°) ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Рис. 4. Зависимость давления впрыскивания Рвпр и скорости плунжера спл от угла поворота насоса в при Qc=71 мм В результате численных экспериментов ус- Традиционную топливную систему отлича тановлено, что для получения цикловой порции ет достаточно протяженный трубопровод высо топлива 71,5 мм3 и максимально возможного кого давления. В результате прямая волна дав давления впрыскивания (nв=1000 мин-1) допол- ления достигает полости форсунки после дос нительный клапан следует открывать на время, тижения плунжером максимальной скорости соответствующее повороту вала насоса на 7,3° (рис. 4). Это приводит к большим потерям (рис. 3). При nв=2000 мин-1 и nв=3000 мин-1 до- энергии потока, что усугубляется еще и тем, полнительный клапан следует открывать на что часть топлива подается при открытой от время, соответствующее повороту вала насоса сечной полости. Опытная система разделяет на 10,4° и 13,8°, соответственно. процессы подачи и нагнетания. Это улучшает Повышение давления впрыскивания топли- показатели процесса впрыскивания.

ва должно сопровождаться поиском его (давле- Последнее убеждает в необходимости ис ния) оптимальных значений при различном со- пользовать кулачок с участком постоянной ско четании скоростных и нагрузочных режимов рости. При этом, как показали результаты расче работы дизеля. тов, опытная система позволяет реализовать оп Зависимость Рвпр от скоростного и нагру- ределенную цикловую подачу топлива за мень зочного режимов, все еще рассматривается как шее время, в сравнении с традиционной недостаток традиционной системы топливопо- системой (рис. 5). Это приведет к повышению дачи. Однако характерное для этой системы скорости нарастания давления и максимального изменение Рвпр по режимам значительно ближе давления цикла из-за большего количества топ к оптимальному, чем в случае постоянства Рвпр. лива, накопленного в камере сгорания за время Под давлением в аккумуляторе Рн подразуме- задержки воспламенения. Однако предлагаемая вается давление впрыскивания Рвпр в традици- система допускает возможность пилотной пода онной системе. чи топлива путем предварительного открытия В любом случае важно знать оптимальное запорного органа перед основной фазой подачи.

сочетание Рвпр и режимных параметров дизеля В опытной системе, где реализуется предла (n, Qс). Современный уровень развития элек- гаемый способ подачи топлива, снижается про тронной техники позволяет при любом сочета- должительность впрыскивания топлива в сред нии скоростных и нагрузочных режимов дизеля нем для всех режимов на 16 % (рис. 6). Макси поддерживать оптимальное значение Рвпр [2,3]. мальное давление впрыскивания повышается Опыт исследований показал, что достичь на 37 % (рис. 2), а среднее – на 48 % в рассмат оптимального сочетания Рвпр с режимными па- риваемом диапазоне скоростных режимов топ раметрами дизеля проще при доводке традици- ливного насоса.

онной топливной системы, что выгодно отли- Повышение среднего и максимального дав чает последнюю от аккумуляторной системы лений впрыскивания улучшает энергетические Common Rail [2,3]. свойства системы.

68 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ Рис. 5. Дифференциальные характеристики подачи топлива:

nв=1000 мин-1;

1– опытная система;

2 – штатная система 103 103 2·103 3·103 nв, мин– Рис. 6. Продолжительность впрыскивания топлива t в зависимости от частоты вращения вала насоса для систем:

1 – штатная система;

2, 3, 4 – опытные системы БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК Исследуемая система позволяет более гиб кое регулирование цикловой подачи топлива 1. Пат. 2330176 Российская Федерация, МПК7 F02М при изменении скоростного режима и на режи- 63/04. Способ регулирования подачи топлива в цилиндры ме пуска, а также может обеспечить заданную дизеля / Славуцкий В. М., Белозубов Ю. В., Каныгин З. В., скоростную характеристику дизеля, что озна- Харсов З. Х.;

заявитель и патентообладатель ВолгГТУ. – чает улучшение ее (системы) адаптивных № 2007101097/06 ;

заявл. 09.01.07 ;

опубл. 27.07.08. Бюл.

свойств. №21. – 8 с. : ил.

2. Klingmann, V. R., Der neue Vierzylinder-Dieselmotor Численные эксперименты подтверждают OM611 mit Common Rail Einspritzung / V. R. Klingmann, работоспособность опытной (модернизирован H. Bruggemann // MTZ. – 1997. – Jg.58. – № 12. – S. 760–767.

ной) системы топливоподачи. Определено 3. Грехов, Л. В., Топливная аппаратура и системы влияние ее основных конструктивных и регу- управления дизелей: учебник для вузов / Л. В. Грехов, лировочных параметров на показатели процес- Н. А. Иващенко, В. А. Марков. – М. : Легион-Автодата, са подачи топлива. 2004. – 344 с.


ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ УДК 621. В. М. Славуцкий, д-р техн. наук, В. И. Липилин, канд. техн. наук, Е. А. Салыкин, канл. техн. наук, В. В. Славуцкий, соискатель ФОРМИРОВАНИЕ СКОРОСТНОЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ ДИЗЕЛЯ ПРИ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ПРОЦЕССА ПОДАЧИ ТОПЛИВА Волгоградский государственный технический университет (e-mail: dvs@dvsrtu.ru) Изучено влияние дросселирования и сжимаемости топлива, как факторов, определяющих форму скоро стной характеристики дизеля и топливного насоса, при скоростном форсировании последнего.

Ключевые слова: дросселирование, сжимаемость топлива, искажающие факторы, скоростная характери стика, восстановленная подача.

Investigated the Influence of throttling and compressibility of fuel, as the factors defining the form of the high speed characteristic of a diesel engine and fuel pump at high-speed forcing of the fuel pump.

Keywords: throttling, the compressibility of the fuel, distorting factors, speed characteristics, restored fuel feed.

эффект влияния частоты вращения вала насоса Скоростная характеристика топливного на на цикловую подачу топлива [5]. В этом случае, соса, как известно, определяет форму кривой определяя цикловую подачу топлива, мы назы изменения крутящего момента дизеля, как ваем ее восстановленной (рис. 1). Если считать, функции частоты вращения коленчатого вала, что повышение скоростного режима насоса в то есть – тяговые свойства дизеля. Это вполне рассматриваемом диапазоне не исключает эф оправдывает и, более того, делает актуальным фекта дросселирования топлива в окнах гильзы, исследования, связанные с изучением различ то можно предположить наличие превалиру ных факторов, влияющих на форму скоростной ющего фактора, действие которого вызывает характеристики топливного насоса.

Основное влияние на характер протекания зависимостей Qц = f(n) у топливоподающих си стем с насосами золотникового типа оказывают дросселирование и сжимаемость топлива [1,2,3].

В результате дросселирования топлива в окнах гильзы действительный активный ход плунжера оказывается больше геометрическо го, что вызывает увеличение действительной цикловой подачи по сравнению с геометри ческой.

Из-за сжимаемости топлива, некоторая а часть его аккумулируется в надплунжерном пространстве V и в объеме штуцера насоса V'.

Аккумулирование происходит на участке на растания давления над плунжером P и в шту цере P'. В результате действительная объемная скорость подачи топлива на этом участке меньше, чем геометрическая. При снижении давлений P и P', сжатое в объемах V и V', топ ливо расширяется, что теоретически должно повысить цикловую подачу топлива.

Однако скоростное форсирование топлив б ного насоса, как метод интенсификации про цесса впрыскивания, приводит к уменьшению Рис. 1. Скоростные характеристики подачи топлива:

опытная система:

цикловой подачи топлива [4,5]. Путем измене а – цикловая подача не восстановлена;

б – цикловая подача ния конструктивных и регулировочных пара- восстановлена;

метров системы удается несколько уменьшить – расчет;

, – эксперимент 70 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ уменьшение цикловой подачи топлива. Таким 0 fо Pт.н. P KP = + фактором, по нашему мнению, является сжатие р fс Pв Pц в объемах системы части подаваемого плунже ром топлива. Vк.р.

+ Итак, степень влияния сжимаемости топли-, (1) ( Pв Pц ) ва на цикловую подачу будет зависеть, во р fс первых, от количества сжатого в объемах сис темы топлива и, во-вторых, от соотношения пе- где o, р – коэффициенты расхода отсечных ретекающего в отсечную полость и через рас- окон гильзы и всего распылителя;

fо, fс – пло пылитель (расширяющегося, ранее сжатого в щади поперечного сечения отсечных и сопло объемах) топлива. вых (суммарные) отверстий;

P0, Pт.н, Pв, Pц – При одном и том же количестве сжатого в давления топлива остаточное в нагнетательном объемах системы топлива эффект влияния его трубопроводе, за нагнетательным клапаном, пе на величину цикловой подачи может быть ред сопловыми отверстиями распылителя (впры различным. Важно, на сколько цикловая подача скивания) и в цилиндре дизеля;

– плотность соизмерима с количеством сжатого в объемах топлива;

Vк.р – разгрузочный объем клапана.

топлива [2]. Если количество топлива, сжатое В этом выражении первый член определяет в объеме штуцера V', меньше величины цикло относительное количество топлива, перете вой подачи, то значительная часть периода кающего из трубопровода за период от начала впрыскивания топлива протекает во время ра движения нагнетательного клапана до входа бочего хода плунжера. Это означает, что цик его разгрузочного пояска в седло. Второй член ловая подача реализуется в основном за счет выражения – это дополнительный относитель топлива, вытесняемого плунжером, и лишь час ный объем, на который разгружается нагнета тично – при расширении сжатого в объемах тельный трубопровод, вследствие срабатыва топлива. Более значительного уменьшения цик ния разгрузочного устройства клапана.

ловой подачи следует ожидать, когда количе Выражение (1) формализует и дополняет ство топлива, сжатое в объеме штуцера V', изложенную выше концепцию – подход к объ превышает цикловую подачу и большую ее яснению вида скоростных характеристик топ часть составляет топливо, расширяющееся в ливоподающей системы. В штатной системе объеме V' после отсечки. В этом случае цикло при повышении частоты вращения вала насоса вая подача топлива зависит от перераспреде увеличение цикловой подачи (отрицательная ления его между отсечной полостью насоса и гидрокоррекция) вызвано, как уже отмечалось, распылителем. Последнее же определяется преобладанием эффекта дросселирования топ интенсивностью процесса отсечки, а также лива в окнах гильзы. Это объясняет и повыше степенью превышения давления топлива в ние цикловой подачи, и соответствующее уве штуцере P' над давлением начала подъема иглы личение продолжительности процесса впры форсунки P. Следовательно, важную роль в скивания топлива.

формировании вида скоростных характеристик Превалирующее влияние этого фактора играют процессы, происходящие в системе по подтверждается (рис. 2, а), где показано преоб сле отсечки, в конце подачи, когда начинается ладание цикловой подачи над количеством этап одновременного истечения топлива через сжатого топлива в объеме штуцера. Это наблю отсечные окна гильзы плунжера и через дается во всем диапазоне изменения частоты распылитель. Вскоре после отсечки топливо вращения вала насоса.

уже не поступает в нагнетательный трубо Значительное уменьшение цикловой подачи провод, а перетекает из него в надплунжерное Qц при повышении скорости вращения вала на пространство и далее – в полость отсечки.

соса (рис. 1, а) можно объяснить сжатием топ Протекание процессов в этот период можно лива в объемах системы. Положительная гид характеризовать коэффициентом разгрузки рокоррекция характеристик подачи и соотно нагнетательного трубопровода Kp, представля шение цикловой подачи с количеством топли ющим собой отношение количества топлива, ва, сжатым в объеме штуцера (рис. 2, а), вытекающего в процессе разгрузки нагнета подтверждают явное преобладание фактора тельного трубопровода в отсечную полость, сжатия топлива в объемах над фактором дрос к количеству топлива, вытекающему через селирования его в окнах гильзы. Заметим, что распылитель форсунки:

ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ фактор сжатия топлива начинает преобладать, пуска большего его количества в отсечную по а, следовательно, и изменяется вид скоростных лость после отсечки;

в выражении (1) это чис характеристик (начало уменьшения Qц, рис. 1) литель первого члена. Установлен факт увели после того, как цикловая подача становится чения максимальной высоты подъема нагнета меньше количества сжатого в объемах системы тельного клапана при повышении скорости топлива (рис. 2, а). Увеличение количества вращения кулачка. Более длительное пребыва сжатого в штуцере топлива сопровождается ние клапана в приподнятом положении и объ уменьшением максимальной объемной скоро- ясняет увеличение количества топлива, перете сти его подачи (рис. 2, б). Отсюда следует кающего в отсечную полость после отсечки.

очень важный вывод о том, что повышение Подтверждением этой гипотезы является уве давления в нагнетательной магистрали системы личение (восстановление) цикловой подачи по при повышении скоростного режима насоса с сле уменьшения диаметра отсечного окна или закрепленной рейкой объясняется увеличением доведения максимальной высоты подъема кла секундной объемной подачи топлива. пана до штатной. Это достигается путем повы В опытной системе эффект дросселирова- шения давления начала подъема клапана или ния, сам по себе, проявляется больше, чем в увеличения жесткости его пружины. Изменился штатной, а значит и плунжер из-за увеличения и вид скоростных характеристик: положитель его действительного рабочего хода вытесняет ная гидрокоррекция стала менее выраженной в нагнетательную магистраль большее количе- (рис. 1, б). Напомним, что при этом уменьшал ство топлива. Но в распылитель, тем не менее, ся и объем штуцера насоса до 1,5 см3 против попадает топлива меньше, в результате пере- 2,7 см3. Такой комплексный подход позволяет уменьшить количество сжимаемого топлива в объеме штуцера и количество перетекающего топлива в полость низкого давления после от сечки. Тот же эффект восстановления цикловой подачи наблюдается и в случае уменьшения объема штуцера до 0,9 см3 или диаметра отсеч ного окна до 2,0 мм без корректировки высоты подъема нагнетательного клапана [5]. А это об стоятельство, во всяком случае, объясняет при чину уменьшения цикловой подачи топлива при увеличении частоты вращения вала насоса.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК а 1. Двигатели внутреннего сгорания / Под ред. Е. К. Кор си. – М. : Высшая школа. 1978. – 232 с.

2. Файнлейб, Б. Н. Топливная аппаратура автотрак торных дизелей: справочник / Б. Н. Файнлейб. – М. : Ма шиностроение, 1990. – 352 c.


3. Двигатели внутреннего сгорания: Системы поршне вых и комбинированных двигателей / С. И. Ефимов, [и др.];

под ред. А. С. Орлина, М. Г. Круглова. – М. : Машино строение, 1985. – 456 с.

4. Пат. № 2260145 Рос. Федерация, МПК7 F 02 M 59/36. Устройство управления топливоподачей дизеля / В. М. Славуцкий, В. В. Славуцкий, Д. А. Поляков, В. И. Ли пилин, А. М. Ларцев, Е. А. Салыкин, К. Л. Бажин;

А. В. Вла б сов;

заявитель и патентообладатель Волгоград. гос. техн.

ун-т. – № 2004100643/06;

заявл. 08.01.2004;

опубл.

Рис. 2. Влияние частоты вращения коленчатого вала дизеля 10.09.2005. бюл. № 25.

на количество сжатого топлива в объеме штуцера насоса (а) 5. Зубченко, В. А. Интенсификация процесса подачи и максимальную объемную скорость подачи топлива (б):

топлива в дизель: дис. … канд. техн. наук: 05.04.02: за 1 – штатная система (Qц = 71 мм3);

2 – опытная система (подача щищена 26.06.1998 / Зубченко Владимир Александрович. – не восстановлена, Qц = 52 мм3);

3 – опытная система (подача вос становлена, Qц = 71 мм3) Волгоград, 1998. – 243 с.

72 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ УДК 621.432. Е. А. Федянов, д-р техн. наук, Е. М. Иткис, канд. техн. наук, В. Н. Кузьмин, инженер ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛООТДАЧИ В СТЕНКИ ЦИЛИНДРА ДВИГАТЕЛЯ С САМОВОСПЛАМЕНЕНИЕМ ГОМОГЕННОЙ ТОПЛИВОВОЗДУШНОЙ СМЕСИ Волгоградский государственный технический университет (e-mail: tig@vstu.ru) Указаны особенности теплоотдачи в стенки цилиндра двигателя с самовоспламенением гомогенной то пливовоздушной смеси по сравнению с традиционными типами ДВС. Показана необходимость корректи ровки формулы Вошни для использования ее в расчетах теплоотдачи в стенки цилиндра двигателей с дан ным типом рабочего процесса. Найдены зависимости некоторых величин, входящих в формулу Вошни, от коэффициента избытка воздуха.

Ключевые слова: ДВС, теплоотдача, формула Вошни.

Features of heat transfer in walls of the cylinder of the engine with autoignition fuel/air mixture in comparison with traditional types internal combustion engines are specified. Necessity of updating of Woshni’s formula for its use in calculation heat transfer in walls of the cylinder of engines with considered type of working process is shown.

Dependences of some values entering into Woshni’s formula on fuel/air ratio are found.

Keywords: internal combustion engines, heat transfer, Woshni’s formula.

w = 2, 28 cm, Определение теплоотдачи от рабочего тела к (2а) стенкам камеры сгорания поршневого двигателя V T w = 2, 28 cm + 3, 24 103 s 1 ( pг p0 ), (2б) представляет собой, как известно, весьма слож p1 V ную задачу. При моделировании рабочих проце где cm – скорость поршня;

p1, T1 и V1 – соот ссов для нахождения примерной величины ко эффициента теплоотдачи используют формулы ветственно давление, температура и объем сме различных авторов, базирующиеся в подавляю- си в начале сжатия;

Vs – рабочий объем цилин щем большинстве на критериальном уравнении, дра;

p0 – текущее давление в цилиндре при связывающем числа Нуссельта и Рейнольдса:

провертывании вала.

Nu = C Rе m. (1) Формула Вошни учитывает как конвектив Как показывает опыт, на двигателях раз- ный, так и лучистый теплообмен. Влияние лу личных типов и быстроходности получают не- чистого теплообмена учитывается в этой фор одинаковые значения коэффициентов C и m. муле путем выбора соответствующих значений Кроме того, во многих случаях приходится до- коэффициентов. Кроме того, она отражает то бавлять в расчетные формулы дополнительные экспериментально наблюдаемое обстоятельст корректирующие множители, учитывающие во, что в период сгорания значения коэффици особенности конкретных двигателей. ента теплоотдачи оказываются заметно больше, В последнее время при моделировании ра- чем при прокрутке.

бочих процессов чаще других используют фор- Нами была сделана попытка применить мулу Вошни, полученную в 60-х годах ХХ века формулу Вошни для расчета теплоотдачи при на основе обработки результатов эксперимен- моделировании рабочего процесса двигателя с тов на дизеле с неразделенной камерой сгора- самовоспламенением гомогенной топливовоз ния [1]. Эта формула имеет вид: душной смеси. Для проверки возможности pг w0, 0, применения этой формулы была выполнена = 110 0,53 0,2, (2) оценка потерь теплоты в стенки на основе ре Tг D зультатов индицирования опытных образцов где – суммарный коэффициент теплоотдачи двигателей с указанным рабочим процессом.

в стенки цилиндра;

pг и Tг – соответственно Были использованы, в частности, индикатор ные диаграммы двигателя Вольво ТД100 [2].

средние по объему мгновенные значения дав Результаты расчетов полного тепловыделе ления и температуры в камере сгорания;

w – ния на основе индикаторных диаграмм с ис скорость рабочего тела в различные периоды пользованием формулы Вошни, числовые ко цикла;

D – диаметр цилиндра.

эффициенты которой входят в выражение (2), Расчет величины w производится или по показали, что она дает во всех случаях завы формуле (2а) (в процессе сжатия), или по фор шенные значения теплоотдачи. Относительные муле (2б) (в процессе сгорания–расширения):

ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ значения полного тепловыделения оказываются формула Вошни и формулы для расчета скоро больше единицы. На наш взгляд причинами та- сти рабочего тела имеют вид:

кого неудовлетворительного результата явля pг w0, 0, = ются особенности теплоотдачи в рассматри-, (3) Tг0,73 D 0, ваемом рабочем процессе. В то время, как в двигателях с искровым зажиганием и в дизелях w = 2, 28 cm, (3а) сгорание в каждый момент времени происходит Vs T в некоторых локальных объемах, являющихся ( pг p0 ). (3б) w = 2, 28 cm + 3, 24 одновременно генераторами дополнительной 6 p1 V турбулентности, в двигателях с самовоспламе Анализируя результаты обработки индика нением гомогенной топливовоздушной смеси торных диаграмм (см. рисунок), полученных в сгорание происходит одновременно по всему двигателях с рассматриваемым рабочим про объему камеры сгорания, и степень турбулиза цессом при различных значениях коэффициен ции смеси значительно ниже. Кроме того, дви та избытка воздуха, и учитывая особенности гатели с таким рабочим процессом работают на рассматриваемого процесса, мы пришли к вы сильно обедненных топливовоздушных смесях, воду о том, что показатель степени y1 при T, вследствие чего доля трехатомных газов очень мала, и теплообменом излучением можно пре- отражающий влияние температуры не только небречь. на плотность, но и на теплопроводность и ди Исходя из анализа результатов расчетов намическую вязкость, должен быть не постоян полного и активного тепловыделения и учиты- ной величиной, а зависеть от коэффициента из вая особенности рабочего процесса самовос- бытка воздуха.

пламенением гомогенной топливовоздушной смеси, нами был сделан вывод о необходимо сти корректировки формулы Вошни примени тельно к двигателям с рассматриваемым рабо чим процессом.

На первом этапе были сделаны попытки скорректировать показатель степени y1, в ко торую возводится температура, таким образом, чтобы к концу сгорания относительная величи на полного тепловыделения равнялась бы единице. Эти расчеты показали, что выполне ние последнего условия возможно лишь при больших значениях указанной степени, чем в формуле (2). В частности, было получено зна Пример построения кривых тепловыделения по данным чение показателя степени, превышающее 0,7. индицирования двигателя Вольво ТД100:

В ходе исследований нам стали известны 1 – активное тепловыделение;

2 – полное тепловыделение результаты работ по определению теплоотдачи в двигателях с самовоспламенением гомоген- В первом приближении предлагается ис ной топливовоздушной смеси, проведенных пользовать линейные зависимости от пока группой специалистов из Мичиганского уни- зателя степени при T. При этом в качестве ба верситета и фирмы Дженерал Моторс [3], кото- зового значения показателя можно принять рые пришли к выводу, что рассматриваемый y1 =0,7 при =3. Исходя из вышесказанного, показатель степени лежит в диапазоне 0,7…0,8.

для режима n =1400 мин-1 была найдена сле Более того, в указанной работе утверждается, дующая зависимость y1 от :

что должно быть ослаблено влияние второго слагаемого в формуле (2б). Это связано с тем, y1 = 0,04 + 0,58. (4) что в связи с особенностями рассматриваемого рабочего процесса, отмеченными выше, в ходе Приведенные нами расчеты полного тепло сгорания нет дополнительной генерации турбу- выделения с использованием предложенного лентности, которая имеет место в других типах подхода дают ошибку в определении потерь двигателей. С учетом указанных коррекций около 5 %.

74 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК The Fourth Symposium on Diagnostics and Modeling of Combustion in Internal Combustion Engines. – 1998. – № 4. – 1. Теория двигателей внутреннего сгорания / Под ред. С. 567-572.

Н. Х. Дьяченко. 2-е изд., перераб. и доп. Л. : Машино- 3. New heat transfer correlation for an HCCI engine de строение (Ленингр. отд-ние), 1974. 552 с. rived from measurements of instantaneous surface heat flux / J. Chang [et al] // SAE transaction. – 2004. – № 113. – 2. Homogeneous charge compression ignition engine: ex С. 1576–1593.

periments and detailed kinetic calculations / P. Amneus [et al] // УДК 620.93;

533. Л. В. Хоперскова, канд. физ.-мат. наук ДИНАМИКА НИЗКОЧАСТОТНЫХ ТЕПЛОВЫХ ВОЗМУЩЕНИЙ НА ГРАНИЦЕ «ПЛАЗМА-КАТОД»

Волгоградский государственный технический университет (e-mail: fevt@vstu.ru) На основе решения уравнения теплопроводности на границе «плазма – катод переменного сечения» для малых возмущений тепловых потоков показана принципиальная возможность развития тепловой неустой чивости в длинноволновом пределе.

Ключевые слова: плазменный разряд, неустойчивость, катод.

On the basis of the decision of the equation of heat conductivity, for small perturbations of thermal streams ba sic possibility of development of thermal instability in a long-wave limit on border «plasma - the cathode» of vari able section has been shown.

Keywords: рlasma discharge, instability, cathode.

Основой современных электротехнологий ется неоднородным вдоль двух координат r и z, является процесс преобразования электриче- что усложняет анализ. В модели, построенной ской энергии в энергию плазмы. Источником для катода переменного сечения, радиус катода низкотемпературного плазменного разряда, R входит параметрически [2]. Квазиодномерная широко используемого в плазмохимии, элек- модель позволяет использовать аппарат обык тродуговой сварке, аэрозольных технологиях, новенных дифференциальных уравнений отно являются электроды, формирующие плазмен- сительно z-координаты, то есть вдоль катода.

ный столб и определяющие многие его свойст- Такой подход требует приближения тонкого ва. Стабильность разряда и его параметры за- электрода, когда его длина существенно пре висят от физических процессов, протекающих вышает радиус [3].

как на границе «плазма-катод», так и вдоль ка- В [2] построена равновесная стационарная тода. В частности, граница «плазма-катод» мо- модель переноса тепла на границе между плаз жет являться дополнительным источником мой и катодом с учетом основных физических возмущений плазменного разряда. Важной факторов. К таковым относятся (рис. 2):

прикладной задачей представляется определе- 1) радиационные потери c поверхности го рячего металла q ( ) ;

ние условий, при которых профиль температу- rad ры на конце катода меняется слабо вдоль z координаты, что обеспечивает долговременную стабильную работу катода [1]. Поскольку в случае больших градиентов температуры на конце катода могут происходить быстрые из менения параметров плазмы и даже быстрое разрушение катода в зоне катодного пятна.

Важнейшим физическим процессом на гра нице «плазма-катод» является перенос тепла из катода в плазму и соответствующий перенос заряда. Катод оказывается существенно неод нородным вдоль координаты z (рис. 1). В ре зультате уже исходное начальное равновесное Рис. 1. Геометрия катода [2] состояние при анализе устойчивости оказыва ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ 2) охлаждение за счет термоэмиссии элек- [5], оставляя только линейные слагаемые, по ( em ) лучим уравнение (2) относительно возмущен тронов q ;

ных величин, q,, T. Индексом «0» будем 3) нагрев поверхности за счет ударов ионов отмечать параметры, характеризующие равно плазмы о катод q ( ) ;

i весное состояние. В итоге имеем:

4) нагрев электронами плазмы q ( ).

be T T T = 0 + 0 c v Изучим устойчивость такой модели по от t z z z z ношению к малым возмущениям в низкочас тотном пределе. Тем самым пренебрегаем час- I2 2T d T q = 0 + 0 2 + тотами порядка звуковых, ограничившись dz z 02 S 2 z R cos только тепловыми возмущениями. Для неста ционарного случая, пренебрегая зависимостью 2T d T0 I2 + + 20 2 2 q. (3) температуры от координаты r, запишем урав dz z z R cos 0 S нение теплопроводности Выразим возмущенные параметры через T T = ( ) + Q, cv (1) возмущение температуры. В частности, для t z z возмущения коэффициента теплопроводности где Q – функция источников тепла, cv – имеем удельная теплоемкость при постоянном объеме. T0 dln T0 T = 0 = 0 = Поскольку уравнение (1) описывает доста T 0 T0 d ln T 0 T точно медленные тепловые процессы [2, 4], то T будем считать, что плазма на границе с катодом = 0, (4) в каждый момент времени находится в тепло- T вом равновесии с электродом, успевая под d ln = страиваться под изменение его температуры. где. (5) d lnT Используя функцию источников тепла из Проводя аналогичные выкладки для удель [2], можно записать:

ной проводимости и плотности теплового по I T T = ((T ) ) + c v тока, получаем:

t z z (T ) S T T = 0, q = q q0, (6) q(T ), (2) T0 T R cos T0 d ln где = = T, где (T ), q (T ), (T ) – удельная проводимость, d ln T 0 0 плотность суммарного потока тепла и коэффи d ln q T0 q циент теплопроводности соответственно.

q = =. (7) Линеаризуем уравнение (2), представив все d ln T 0 q0 T f = {T,,, q} функции в виде Отметим, что возмущение плотности потока q f ( r,, z, t ) = f 0 (r ) + f (r,, z, t ), где f 0 – равно- определяется возмущениями слагаемых:

q = q (i ) + q (be ) q ( rad ) q ( em ), которые в свою весные распределения, f – малое возмущение.

После стандартной процедуры линеаризации очередь можно выразить через T. Например, величина плотности тока je, характеризующая нагрев катода электронами, зависит от темпе ратуры плазмы Tp [2], которая определяется ji je q (i) величиной T.

q (be) q(em) q (rad) Дифференцируя по z, получаем:

= T= z z T 2 T0 T = 2 T +. (8) Рис. 2. Потоки тепла и плотности тока на границе T 0 z T 0 z «плазма-катод»

76 ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ В итоге уравнение (3) для решений вида Таким образом, устойчивость линейных воз exp(it + ikz ) принимает вид: мущений в существенной мере определяется характером зависимости удельной проводимо 0 dT kT i 0 k 2T + 0 c v0T = сти электрода и плотности потока тепла через T0 dz границу «катод-плазма» q от температуры [см.

d 2T d 2 dT d dT0 (7)] и знаками величин, q. Из (10), (11) сле + k 0 T + i 2 dz dz dT 0 dz dT0 дует, что наиболее благоприятными для роста d 2T0 I2 возмущений оказываются области, где выпол T T +i 0 i 2 2 d 2 0 d 2T T0 T dz S 0 0, q q 0, 0, няются условия dT02 dz 2 T i q q0. (9) 0.

R cos T Полученные результаты позволяют иссле Для мнимой части частоты имеем соот- довать динамику низкочастотных тепловых ношение: возмущений на границе «низкотемпературная плазма-катод» и определять условия развития 2 dT d 0 d T0 0cv0 Im = 0k 2 + 0 + 2 тепловой неустойчивости в длинноволновом dz dT0 dz T пределе в зависимости от материала катода и I2 химического состава плазмы.

q 0 q 0. (10) S 0 T0 R cos T БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК Проанализируем выражение (10). Выясним 1. Лапин, И. Е. Неплавящиеся электроды для дуговой условия, при которых мнимая часть частоты сварки: монография / И. Е. Лапин, В. А. Косович;

ВолгГТУ. – положительна ( Im 0 ), что свидетельствует о Волгоград, 2001. – 190 с.

неустойчивых решениях уравнения (2). Устой- 2. Моделирование нагрева неплавящихся электродов чивость возмущений определяется условием: с учетом катодных процессов / В. И. Атаманюк, И. Е Ла пин, В. И. Лысак, А. В. Савинов, Л. В, Хоперскова // Из 1 dT0 d 2 0 d 2T0 вестия Тульского государственного университета. Сер.

k 2 kcrit = + 0 dz dT02 T0 dz Компьютерные технологии в соединении материалов. – 2005.– № 3. – С. 174–180.

3. Теория столба электрической дуги. Низкотемпера 1 I2 q 1 2 турная плазма / В. С. Энгельшт [и др.]. – Новосибирск:

0 q 0. (11) 0 S 0 T0 0 R cos T0 Наука, Сиб. отд-ние, 1990. – Т. 1. – 376 c.

4. Бочаров, Г. С. Тепловая неустойчивость холодной В коротковолновом пределе (при достаточ- полевой эмиссии углеродных нанотрубок / Г. С. Бочаров, А. В. Елецкий // Журнал технической физики. – 2007. – но больших k ), любые возмущения затухают с Т. 77. – № 4. – С. 107–112.

k 2 5. Хоперскова, Л. В. Динамика возмущений в неодно декрементом Im =. Следует отметить, родном плазменном столбе открытой электрической дуги / 0 c v Л. В. Хоперскова, И. Е. Лапин // Физика волновых про что рассматриваемая модель предполагает ус- цессов и радиотехнические системы. Приложение. – Вол ловие kR 1. гоград, 2004. – С. 355–356.

ИЗВЕСТИЯ ВолгГТУ УДК 621.311. Ш Н. Ю. Шевченко, преподаватель, Ю. В. Лебедева, ведущий инженер, А. Г. Сошинов, канд. техн. наук МЕТОДИКА ВЫБОРА ТЕХНИЧЕСКИХ МЕРОПРИЯТИЙ ПО ПОВЫШЕНИЮ НАДЕЖНОСТИ ВЛЭП В ЭКСТРЕМАЛЬНЫХ МЕТЕОУСЛОВИЯХ Камышинский технологический институт (филиал) Волгоградского государственного технического университета (e-mail: LebedevaJulija1@yandex.ru) Приведены основные варианты развития воздушных линий электропередачи (ВЛЭП). Показан наиболее перспективный вариант развития.

Ключевые слова: воздушные линии электропередачи, гололедно-ветровые нагрузки, вариант развития линий электропередачи.

The article deals with the main ways of developing air electricity transmission systems. Тhe most promising way of developing air electricity transmission systems has been shown.

Keywords: air electricity transmission systems, ice-wind load, the way of developing electricity transmission systems, net discount income.

В России находится в эксплуатации около ство ЛЭП на многогранных опорах (ММО).

500 тыс. км линий 35–500 кВ. Высоковольтные В аварийном режиме при развитом гололеде линии имеют средний срок эксплуатации на они выдерживают нагрузки в 2–3 раза больше, 01.01.2001 г. на опорах: металлических – 36,6 лет;

чем железобетонные опоры. Объемы разруше железобетонных – 25,1 года;

деревянных – ний при авариях снижаются в несколько раз.

41,4 года. Все более актуальной становится В то же время габаритный пролет между мно проблема технического перевооружения и ре- гогранными опорами может быть увеличен в конструкции действующих электросетей [1]. 1,5–2 раза. Срок службы многогранных метал Для повышения надежности действующих и лических опор не менее 50 лет. При использо проектируемых ВЛЭП, трассы которых прохо- вании ММО в 4 раза снижаются сроки строи дят в районах с экстремальными климатиче- тельства, а стоимость строительно-монтажных скими условиями, можно предложить следую- работ сокращается примерно на 15 % [3].

щие мероприятия: Наиболее оптимальным решением пробле – внедрение схем плавки гололеда на про- мы обледенения и налипания снега на проводах водах и тросах ВЛЭП;

является создание конструкции провода, ис – увеличение механической прочности ключающей гололедообразование на его по ВЛЭП путем сокращения длины пролета;

верхности. Такие провода (типа AERO-Z) – применение многогранных механических предложены на Российский рынок Бельгийской опор;



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.