Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор литературы 11
1.1. Область форсированных электротепловых режимов нагрузки конденсаторов 11
1.2. Особенности конструкций и характеристик низковольтных металлопленочных конденсаторов 19
1.3. Методы расчета теплового состояния конденсаторов 25
1.3.1. Общие представления о тепловых расчетах в конденсаторах 25
1.3.2. Приближенные методы теплового расчета 33
1.3.3. Аналитические методы расчета.. 38
1.4. Современные представления о развитии тепловой неустойчивости в электрических конденсаторах с позиции синергетики 58
1.5. Выводы и постановка задачи исследования 65
2. Методика исследования 69
2.1. Объекты исследования , . 69
2.2. Испытательные камеры 72
2.3. Методика определения воздушных зазоров внутри цилиндрического конденсатора ...74
2.4. Методика регистрации температуры 76
2.5. Методика регистрации UT 2.6. Методика измерения температурных и частотных зависимостей электрической прочности ,С и tg5 испытуемых конденсаторов 86 2.7. Испытательный стенд для исследования работоспособности конденсаторов в форсированных режимах 87 2.8. Методика проведения вычислительного эксперимента 89 2.9. Статистическая обработка экспериментальных данных 95 Выводы 98 3. Теоретическое исследование состояния конденсатора при больших электротепловых нагрузках 100 3.1. Математическая постановка задачи 100 3.2. Конденсатор с релаксационными потерями в условиях неоднородного электрического поля 103 3.3. Конденсатор с релаксационными потерями в условиях однородного электрического поля 110 3.4. Общий случай теплового состояния конденсатора с учетом релаксационных и джоулевых потерь 117 3.5. Метод осреднения уравнения теплопроводности для оценки максимальной температуры конденсатора 122 3.6. Динамика электротепловой неустойчивости полярного диэлектрика в области температурного максимума релаксационных потерь (ОТНУ) 129 3.7. Динамика развития тепловой неустойчивости в протяженных конденсаторных структурах 134 Выводы 143 4. Экспериментальное исследование работоспособности конденсаторов в области больших электротепловых нагрузок 144 4.1. Температурная зависимость эффективного фактора потерь., 144 4.2. Исследование зависимости пробивного напряжения от температуры 147 4.3. Экспериментальные данные развития тепловой динамики 150 4.4. Достигнутые значения удельной реактивной мощности 160 4.5. Влияние режимов охлаждения на срок службы 164 4.6. Особенности выхода из строя конденсаторов при увеличении длительности ФР 167 4.7. Распространение автоволнового фронта электротеплового разогрева в пленке ПВА ...171 Выводы 176 5. Инженерная методика расчета максимальной температуры и срока службы конденсаторов в ФР 178 5.1. Исходные данные для расчета 178 5.2. Расчет эквивалентного воздушного зазора и теплофизических параметров конденсаторной секции... 180 5.3. Определение эффективного коэффициента теплоотдачи с поверхности конденсатора 185 5.4. Безразмерное модельное уравнение теплопроводности для изотропной области 186 5.5. Расчет температурной динамики 187 5.6. Основные этапы и пример инженерного расчета температурной динамики и срока службы конденсатора 198 Выводы. , 207 Заключение 208 Список литературы Введение к работе В технических условиях (ТУ) на серийно-выпускаемые конденсаторы указываются режимы нагрузок, соответствующие срокам службы (тсл) на уровне 5—10 тыс. часов.Вместе с тем, определенные разновидности электронной и электротехнической аппаратуры в ряде случаев эксплуатируются в течение относительно коротких сроков службы. Металлопленочные электрические конденсаторы (МПК), входящие в состав указанной аппаратуры, используются в однократных или повторно-кратковременных режимах работы, длительность которых может исчисляться десятками—сотнями секунд. Исходя из практических соображений, можно резко увеличить (форсировать) нагрузку на конденсатор относительно режимов, предусмотренных ТУ, за счет существенного сокращения т^. Оптимальный выбор конденсаторов для работы в форсированных режимах (ФР) с учетом малых тсл позволяет существенно повысить технико-экономические и снизить массо-габаритные характеристики конденсаторов и аппаратуры в целом. Основным механизмом нарушения работоспособности конденсаторов в некоторых ФР является развитие тепловой неустойчивости (ТНУ), заканчивающейся тепловым пробоем (ТП). Поскольку этот существенно нестационарный процесс в конденсаторах протекает не мгновенно, а составляет величины порядка десятков секунд—часов, срок службы в этом случае может быть ограничен временем развития ТП : тсл < ттп. В связи с невозможностью использования ТУ для прогнозирования работоспособности МПК в форсированных режимах в услови- б ях развивающейся тепловой неустойчивости необходимо привлекать дополнительные оценки и методы расчета. В силу специфики рассматриваемых ФР в литературе практически отсутствуют системные данные экспериментальных исследований. Большинство расчетных методов электротеплового состояния конденсаторов используются при анализе стационарных режимов нагрузки. Нестационарные методы расчета, как правило, применимы в регулярных температурных режимах , при которых длительность воздействия нагрузки значительно превышает тепловую постоянную времени конденсаторов тт, в то время, как тсл - ттп ~ тт. Наиболее полное исследование теплового состояния конденсаторов возможно на основе применения численных методов расчета с использованием ЭВМ. Однако в известных литературных источниках подобные исследования работоспособности МПК в ФР не проводились. Кроме того, результаты численного эксперимента затрудняют проведение аналитических оценок и инженерных методов расчета в широком диапазоне воздействующих факторов (значение амплитуды напряжения, частоты, условий охлаждения, электрофизических и тепловых свойств материалов). Таким образом, для оценки работоспособности необходимы методы расчета, учитывающие существенную нестационарность развития ТНУ в условия интенсивных электротепловых нагрузок. Сложность оценок электротеплового состояния конденсаторов в нестационарных режимах обусловлена, в первую очередь, трудностью решения базовой системы уравнений нестационарной теплопроводности. Как известно, развитие ТП связано с резкой зависимостью роста тепловыделения (мощности диэлектрических потерь qv) от температуры. Кроме того, для ряда диэлектриков характерна немоно- 7 тонн ость указанного тепловыделения, связанная с температурным максимумом диэлектрических потерь (полярные диэлектрики, сегне-токерамика). Таким образом, нестационарное уравнение теплопроводности содержит существенно нелинейный источник тепла. Общих методов решения подобных систем на сегодняшний день не существует, однако за последние 15 лет в нелинейной физике и синергетике были найдены некоторые частные классы решений нелинейных систем, отражающие определенные фундаментальные процессы природы. С этой, синергетической точки зрения, диэлектрик конденсатора представляет собой температурную активную среду (АС), где тепловые поля обусловлены диссипацией энергии электромагнитного поля. Для активных сред найдено множество универсальных процессов: существование диссипативных структур (ДС) стационарного и нестационарного характера, явления локализации тепла, биффуркаций, хаоса, фракталь-ности в самых широких областях исследования: от физики горения и взрыва до биологии. Общим во многих указанных случаях является идентичность нелинейных дифференциальных уравнений, описывающих различные эволюционные процессы. Важность дальнейшего изучения процессов ТНУ и ТП в диэлектриках подтверждается также рядом публикаций последних лет [85-89,118,135,138,158]. В связи со сказанным представляется актуальным дальнейшее экспериментальное и теоретическое изучение электротеплового состояния конденсаторов в нестационарных условиях интенсивных электротепловых нагрузок. Цель работы: Разработка научно-технических основ определения работоспособности и оптимального выбора электрических конденсаторов для их использования в форсированных электротепловых режимах эксплуатации. Методы исследования: Экспериментальные исследования работоспособности конденсаторов в ФР проводились на серийно-выпускаемых конденсаторах марки К73 с ПЭТФ диэлектриком.При проведении испытаний использовалась специально разработанная аппаратура и ряд методических подходов , направленных на оптимизацию эксперимента.Теоретические оценки электротеплового состояния конденсатора выполнены на основе аналитических решений соответствующих математических моделей.При анализе температурной динамики центра и срока службы конденсатора использовался предложенный метод осреднения нелинейной задачи тепло про водности. Для проверки и оценки точности полученных аналитических решений проводился численный расчет , основанный на конечно-разностных методах решения математической модели теплового состояния конденсатора.Результаты экспериментальных исследований подвергались статистической обработке и сравнивались с результатами расчетов. Краткое содержание работы: В первой главе определяется область форсированных режимов (ФР) электротепловых нагрузок , проведен литературный обзор основных методов расчета теплового состояния конденсатора и анализ современных представлений о развитии тепловой неустойчивости в активных средах.В заключении главы поставлены задачи дальнейшего исследования. Во второй главе изложены методические подходы , использовавшиеся при экспериментальном изучении работоспособности кон- денсаторов в ФР , обработке опытных данных и проведении численных расчетов. Третья глава посвящена развитию теоретических представлений о состоянии конденсаторного диэлектрика в условиях интенсивных электротепловых нагрузок. Четвертая глава содержит основные результаты экспериментальных исследований работоспособности конденсаторов в ФР . В пятой главе дано сопоставление экспериментальных и расчетных данных , обоснована инженерная методика расчета температуры центра, срока службы и критерия выбора конденсаторов, а также приведен соответствующий пример расчета. Научная новизна: 1.В результате ресурсных испытаний металлопленочных конденсаторов на основе ПЭТФ диэлектрика получен комплекс экспериментальных данных, определяющий работоспособность конденсаторов в форсированных режимах эксплуатации, соответствующих срокам службы на уровне 50-350 секунд. 2.На основе точных решений ряда нелинейных модельных задач электротеплового состояния конденсаторного диэлектрика рассмотрен общий случай стационарной теории теплового пробоя диэлектрика с учетом релаксационных и джоулевых потерь. 3.Предложен новый метод осреднения нестационарной нелинейной задачи теплопроводности для оценки температурной динамики электротеплового состояния диэлектрика. 4.Впервые экспериментально обнаружен и теоретически обоснован автоволновой механизм переноса тепла в протяженных конденсаторных структурах на основе диэлектриков, обладающих температурным максимумом фактора диэлектрических потерь. Достоверность полученных результатов подтверждается при сопоставлении данных эксперимента, численных и аналитических расчетов, большим количеством испытанных конденсаторов и корректной статистической обработкой опытных данных, а также сопоставлением результатов исследований с результатами, полученными другими авторами как в России, так и зарубежном. Практическая ценность: 1.Результаты экспериментальных исследований могут быть использованы для прогнозирования работоспособности и оптимального выбора МПК, предназначенных для работы в форсированных режимах эксплуатации (ФР). 2.Ряд результатов теоретических исследований имеет общий характер и применим к исследованию динамики электротеплового состояния конденсаторов и изоляции на основе оксидных, керамических и других типов рабочего диэлектрика. З.На основе экспериментальных и теоретических исследований разработана инженерная методика расчета электротеплового состояния МПК и их оптимального выбора для эксплуатации в ФР. 4.Полученные результаты могут использоваться для оценки устойчивости работы конденсаторов, находящихся при обычных условиях эксплуатации, в случае возникновения кратковременных электротепловых перегрузок. 5.На основе обнаруженного автоволнового эффекта переноса тепла и явления ограниченной тепловой неустойчивости в диэлектриках возможно создание специальных приборов и устройств, использующих эффекты теплового переключения. Металлопленочные конденсаторы характеризуются большим разнообразием конструкций, обусловленным широким спектром режимов эксплуатации. Разнообразие типов конструкций достигается путем использования различных диэлектриков, материалов обкладок, выводов, контактных узлов, геометрией самого конденсатора. Основу конденсаторов составляет конденсаторная секция, представляющая из себя рулон, намотанный из чередующихся в определенном порядке лент диэлектрика (пленка, бумага) и обкладок из лент металлизированной пленки. Большинство низковольтных конденсаторов [4, 8, 13] выполняются односекционными. В зависимости от вида секции — цилиндрическая или плоскопрессованная, для намотки используют различные диаметры оправок. В первом случае оправка имеет диаметр, как правило, 1,5—3,0 мм, во втором — 7—50 мм [8]. При этом плоскопрессованная секция определяет прямоугольную форму изготавливаемого конденсатора. Металлизированные обкладки представляют из себя тонкие (десятые—сотые доли микрометра) слои металла (обычно — алюминий, цинк), напыленные на пленку (бумагу) в вакуумных установках. Малая толщина обкладок позволяет улучшить массо-габаритные характеристики конденсаторов по сравнению с конденсаторами, использующими обкладки из фольги. Вместе с тем, теплопроводность металлизированных обкладок и стойкость к импульсным токовым нагрузкам снижается. Однако малая толщина обкладок обуславливает возможность самовосстановления МП К при локальных пробоях диэлектрика — (СВ) [1, 2]. При пробое ток короткого замыкания имеет максимальную плотность в зоне пробоя. Возникающая электрическая дуга в канале пробоя (в зависимости от конструкции конденсаторов диаметр канала может составлять десятки—сотни микрометров) приводит к образованию плазмы. В зоне пробоя интенсивное движение плазмы и газов, образующихся при разложении металлизации и диэлектрика, обуславливает быстрое увеличение объема зоны пробоя. Вследствие такого расширения дуга гаснет, а вокруг мест пробоя образуются «выгоревшие» участки металлизации — зоны деметаллиза-ции [1, 2, 4]. Длительность протекающего процесса обычно составляет единицы—десятки микросекунд. При охлаждении плазмы дугового разряда на участках деметаллизации и в канале пробоя осаждаются продукты разложения диэлектрика, в первую очередь — свободный углерод, который может обеспечить достаточно высокую проводимость поврежденного места и снизить характеристики (С, tg5, Rm) конденсатора в целом. Количество свободного углерода тесно связано с химическим строением диэлектрика, в первую очередь — с количеством в нем кислорода, способного окислить высвобождающийся углерод до окислов (СО, С О г), которые выделяются в виде газов и диффундируют от места пробоя в толщу конденсатора. В связи с изложенным механизмом наилучшими свойствами самовосстановления обладают конденсаторы с бумажным диэлектриком, затем следуют конденсаторы с полиэтилентерефталатным, поликарбонатным, полипропиленовым и полистирольным диэлектриками. Качество самовосстановления зависит также от конструкции конденсатора и энергии, выделившейся в зоне пробоя. Площадь зоны деметаллизации, пропорциональная величине выделившейся энергии Wcu (имеющей характерные значения десятков мДж) может составлять единицы квадратных миллиметров при среднем радиусе деметаллизационной зоны десятые—единицы миллиметра [18]. Основное количество энергии WCB в конечном счете превращается в тепло, которое отводится к холодным областям диэлектрика за счет теплопроводности. Такое локальное тепловыделение за короткие промежутки времени не влияет на устойчивость теплового состояния конденсаторов, работающих в обычных режимах эксплуатации. С другой стороны, понятно, что в случае значительных электротепловых нагрузок, локальный импульс тепла, возникающий в зоне самовосстановления, вполне способен «запустить» процесс развития тепловой неустойчивости. Исходя из предположения, что величина межвиткового воздушного зазора db определяется значением радиального напряжения в данной точке конструкции конденсатора а, для оценки этой связи было выполнено следующее [165]. Способ определения величин зазоров da состоял в измерении дополнительной емкости, обусловленной наличием воздуха между слоями пленки, помещенной в специальные измерительные ячейки (рис. 2.4). Механическая нагрузка создавалась прессом, причем значения давления Р - т S в модели соответствовали реальному состоянию дел. Был проведен ряд опытов для пленки ПЭТФ при толщинах 5, 10, 20 и 50 мкм. Измерялась зависимость емкости системы от величины нагрузки Р. Зная емкость «чистой» пленки, включенной последовательно с воздушной, можно оценить величину среднего воздушного зазора dB на площади нагрузки S. Экспериментальная зависимость dB = /(а), представлена на рис. 2.5 и хорошо аппроксимируется выражением 4, = сГ1/2.10-3, (2-1) где о выражено в Н/м2, dB —в метрах. Полученная зависимость dB = f[o) может быть использована для расчета емкости намотанных конденсаторов. При этом емкость конденсатора С, обусловленная емкостью воздушных зазоров Св и емкостью пленки Сп, включенной последовательно с Св, зависит от радиуса г: где L, b — длина и ширина активной части пленочного диэлектрика толщиной dn. Зная распределение механической нагрузки а (г) [152] и экспериментальную зависимость da = / (ст), можно рассчитать все емкости (2.2), образующиеся в процессе намотки реальной конденсаторной секции цилиндрической формы. В ходе испытаний непрерывно контролировалась температура корпуса конденсаторов TK(t), а в ряде экспериментов — температура центра — Тт (/). В качестве температурных датчиков использовались термопары, изготовленные методом напыления Си—Ni слоев на по-лиимидную подложку. Термо э.д.с. Си—Ni контакта обладает достаточно высокой температурной линейностью и составляет величину - 23-—-. Изготовление термопар осуществлялось следующим спосо бом. На полиимидную пленку d= 15 мкм сначала напылялся слой меди dQU я 0,02 мкм, а затем с перехлестом b — 0,5 мм напылялся слой никеля. Далее из напыленной пленки вырезались полоски шириной Д/ =0,3 мм, которые и использовались в качестве термопар. На рис. 2.6 полоска показана пунктирной линией. Площадь зоны образующейся термопары составляла величину порядка b х Д/ 0,15 мм с толщиной dn 2 х 0,02 « 0,04 мкм. Такая конструкция термопары имеет весьма малую инерционность тп: тп 100 мкс, что важно при измерениях процессов изменения температуры в условиях развития тепловой неустойчивости. Кроме того, при применении подобной конструкции обеспечивается хороший контакт с корпусом конденсатора по всей термочувствительной зоне термопары на малой площади S. Последнее важно с точки зрения влияния термопары на температурное поле конденсатора. Погрешность измерения температуры подобной термопарой оцененная по [160], в этом случае не превышает 0,2 %, так что при максимальных уровнях температуры абсолютная погрешность измерения составляла ±0,4 С. Для измерения температуры в центре испытуемого конденсатора Тт в нем просверливалось отверстие в радиальном направлении диаметром 0 = 0,5 мм. Глубина отверстия равнялась радиусу конденсатора. Во избежании замыкания металлизированных обкладок конденсатора проводилась его тренировка путем разряда на испытуемый конденсатор второго конденсатора, заряженного до Un. при этом изменение С и tgS практически не наблюдалось, что обусловлено, по-видимому, малой зоной деметаллизации обкладок при процессах самовосстановления в ходе тренировки. Помещаемая в центр конденсатора термопара с помощью аппликатора, представляющего из себя полиэтиленовый стержень 0 = 0,25 мм, была изолирована от слоев диэлектрика слоем кремнеорганического лака, запеченного при 250 С (рис. 2.7). При использовании диэлектриков и электрических конденсаторов на их основе в области больших электротепловых нагрузок возникают значительные градиенты температуры Т. В этом случае диэлектрическая среда становится по существу неоднородной вследствие температурной зависимости, в первую очередь, таких электрофизических параметров как проводимость у и комплексная диэлектрическая проницаемость є = є - /є" , где є , с" — соответственно ее вещественная и мнимая части. Учет влияния неоднородного температурного распределения у(7) на основные электрофизические характеристики конденсатора был проведен в [58]. Вместе с тем, учет температурной дисперсии є (Г), t"(T) может быть важен для оценки режимов эксплуатации конденсаторов на основе полярных диэлектриков, характеризующихся максимумом z"(T). Эта задача становится особенно актуальной, если температурные градиенты обусловлены диэлектрическими потерями релаксационного типа, а потерями на проводимость можно пренебречь[170,173]. Рассмотрим модель плоского конденсатора с толщиной диэлектрика 1h. К обкладкам конденсатора приложена разность потенциалов й(/) - и$еш. Электрофизические параметры є , є" и у вообще говоря зависят от координаты х вследствие температурного градиента 7\х), который может быть обусловлен как внешними источниками тепла, так и диэлектрическими потерями в самом диэлектрике конденсатора. Полный токуп через диэлектрик состоит из тока проводимости упр и тока смещения усм : Уп = Упр + Усм = у(Т(х))Е(Т(х)) + ЭД » (3.9) где Е, D — соответственно комплексные векторы напряженности и индукции электрического поля, при этом комплексное значение jn=JMeiu)ii гДе Ум " комплексная амплитуда. Используя закон полного тока, имеем для комплексной амплитуды: divjM=0. (ЗЛО) Учитывая связь D= zE и Е= — grad U(t) и зная характер температурного ПОЛЯ Т(х) МОЖНО ОПредеЛИТЬ Эффективные ЗНачеНИЯ Z eff И Z eff такого конденсатора, которые, вообще говоря, должны отличаться от соответствующих локальных характеристик самого диэлектрика вследствие неоднородности их распределения за счет температурного градиента по толщине диэлектрика. Характер температурного поля может быть определен в простейшем случае из решения соответствующей 1-й краевой задачи квазистационарной теплопроводности: d2T + qv{T(x)) = 0 dx1 "J " (ЗЛІ) ГЦ-ТІ, Tlh = T2 где X, Т\, Ті — соответственно коэффициент теплопроводности, температуры на левой и правой поверхности диэлектрика, у(71(х)) — объ емная плотность тепловыделения, qv(T(x)) = — RQ JuE Е — со пряженная комплексная амплитуда напряженности электрического поля. Таким образом система уравнений (3.9—3.11) образует смешанную электротепловую задачу состояния диэлектрика в переменном электрическом поле, неоднородность которого обусловлена температурным градиентом зависимости 7\х) . Эффективные значения є -, z eff и тангенса угла потерь tgbeff 4#/є #" в этом случае связаны следующими общими соотношениями: В случае независимости параметров є , є" и у от температуры из (3.12) легко получаются известные соотношения для однородной среды: Е Г = у / со + Е" , z eff = z . В самом общем случае е - = Е Г (СО, Т), z eff - z eff (со, Т). Учет этих дисперсионных соотношений интересно проследить для диэлектрика, в котором релаксационная поляризация описывается простейшей моделью Дсбая. Как известно, в этом случае локальная связь между є" и є может быть отражена на диаграмме Коул-Коула, представляющей из себя полуокружность в координатах (є"(со),є (со)) с радиусом (s za3)/2, где zs, євд соответственно статическая и оптическая проницаемости. Рассмотрим два случая. Для прогнозирования работоспособности конденсаторов в ФР необходимо учитывать зависимость плотности тепловыделения qy от температуры Т вплоть до начала теплового разрушения конденсаторной конструкции, при этом q\{T) пропорциональна значению эффективного фактора потерь конденсатора: Еэфф(Г) = 5(Г), (4.1) где С20 — емкость конденсатора при Т = 20 С. Отсутствие детальных справочных данных по температурным зависимостям С(Т) и tg&(T) конкретных типов конденсаторов в заданном температурном диапазоне обусловили проведение соответствующих экспериментальных исследований. Эксперименты проводились в соответствии с п. 2.6 методической части (глава 2), Разброс экспериментальных данных для различных типономиналов конденсаторов не превышал уровня ±10 % и обусловлен технологическими отклонениями производства различных партий конденсаторов и качеством пленочного диэлектрика. В области высоких температур наблюдалось тепловое разрушение конденсаторов, начинавшееся, как правило, с отслаивания изоляционных крышек выводов и контактных узлов (Т-190-Н95 С) и заканчивающееся плавлением корпуса (7 195- 220 С). Таким образом за температуру начала теплового разрушения (с некоторым запасом) следует принять jrKp«185 С. На рис. 4.1 приведены зоны разброса и среднее значение Бэфф(У) рассчитанное по (4.1) на основании полученных экспериментальных зависимостей С(7) и tgb(T) для различных типономина-лов конденсаторов К73-11, при этом нижние значения Єзфф(Г) соответствуют большим емкостям (5,6 и 6,8 мкф), а максимальное значение наблюдалось для типономинала С = 0,47 мкф. Как и следовало ожидать, Єдфф (Т) в основном определяется используемым конденсаторным диэлектриком.Температурный максимум є фф (Т) для ПЭТФ конденсаторов находится в пределах 120±10 С и обусловлен дипольно-сегментальной поляризацией (а-процесс). Рост потерь в области комнатной температуры обусловлен дипольно-груп повой поляризацией; температура максимума потерь обычно составляет — 4(И— 50 "С и зависит от степени кристалличности полимерного диэлектрика ((3-процесс), [79J. Интенсивный рост потерь в области высоких температур 7 1б0 С связан с ростом проводимости, имеющим тер-моактивационный характер. Потери энергии электрического поля в металлических частях имеют в изученном частотном диапазоне равномерный температурный характер и составляют незначительную часть в виде постоянной (аддитивной) составляющей в tg6(7). Для удобства дальнейшего анализа электротеплового св случае учета потерь на проводимость (джоулево тепло), при этом параметр а обуславливает потери в металлических частях. Надлежащим выбором аппроксимационных коэффициентов є ах, д, b, Ь\ и с экспериментальные данные представлялись в виде суммы аналитических зависимостей и использовались для дальнейших расчетов. Например, аппроксимация среднего значения Єдфф (Т) для испытуемых конденсаторов (сплошная кривая на рис. 4.2) приводит к следующей зависимости: еЭфФ(Л-с/Ко62(г_12о)) + +_01018 ю-8ео.077.г ch (-0,03 (т + 40)) В п. 5.6 приведен пример расчета аппроксимирующих функций для конденсатора на основе ПЭТФ диэлектрика К73-11x1,0x400 В. Погрешность аппроксимации во всех случаях обработки экспериментальных данных не превышала 3 %. Зависимость пробивного напряжения от температуры изучалась в диапазоне, ограниченном значением Гкр«185 С при частоте 50 Гц (п. 2.6 гл. 2) и частоте 1000 Гц (п. 2.7 гл. 2)[1б7]. Скорость подъема напряжения во всех случаях составляла V= 10 В/сек. Было установлено, что разброс экспериментальных значений в указанных случаях подчиняется вейбулловскому закону распределения с коэффициентом вариации Kvar 18% в диапазоне 20-Н75 С. В области более вы соких температур Kvar возрастает до 25 % (Т= 185 С). Значения пробивных напряжений на уровне 5 % вероятности выхода из строя Щ% для различных частот воздействующего напряжения близки для каждого типономинала, а расчетное значение электрической прочности (4.5) кр d где d — толщина рабочего диэлектрика, составляло величину ЕКр = 90 - 110кВ/мм. Меньшие значения кр соответствовали конденсаторам с 3 и 5 мкм диэлектриком (емкости 3,3, 5,6 и 6,8 мкФ), что можно объяснить, по-видимому, снижением качества пленки с уменьшением ее толщины (табл. 4.1). остояния конденсаторов использовалась аппроксимация экспериментальных данных гладкими функциями.Особенности конструкций и характеристик низковольтных металлопленочных конденсаторов
Методика определения воздушных зазоров внутри цилиндрического конденсатора
Конденсатор с релаксационными потерями в условиях неоднородного электрического поля
Исследование зависимости пробивного напряжения от температуры
Похожие диссертации на Работоспособность металлопленочных конденсаторов в формированных электротепловых режимах
