Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ существующего уровня разработок первичных преобразователей давления и перемещения для реакторных экспериментов 9
1.1. Особенности измерений в экспериментах с топливом ЯЭУ 9
1.2. Технические требования, предъявляемые к первичным преобразователям давления и перемещения 11
1.3. Первичные преобразователи для измерения давления и перемещения 12
1.3.1. Методы измерения давления и перемещения в реакторных экспериментальных устройствах 12
1.3.2.1 Іьезозлектрические преобразователи 13
1.3.3. Тензорезисторные преобразователи 14
1.3.4. Электромагнитные преобразователи 15
1.4. Метрологические характеристики преобразователя 18
1.5. Схемы включения преобразователя 23
1.6. Реакторные испытания преобразователей 31
1.7. Радиационная стойкость материалов датчиков 33
1.8. Воздействие реакторных излучений на электрические цепи датчиков 38
1.9. Выводы к главе 1 39
ГЛАВА 2. Исследования в обоснование создания высокотемпературных и радиационно стойких датчиков для реакторных экспериментов 41
2.1. Разработка и исследование характеристик высокотемпературного радиационно стойкого обмоточного провода для индуктивных преобразователей 41
2.1.1. Выбор изоляции 41
2.1.2. Установки для нанесения покрытия на обмоточные провода 42
2.1.3. Выбор технологии изготовления провода 44
2.1.4. Испытания датчиков и образцов провода и изоляции на нагрсвостойкость и ресурс 45
2.2. Исследование характеристик упругих элементов преобразователей давления 49
2.3. Определение магнитных свойств материалов для сердечников датчиков 54
2.4. Разработка технических средств для исследования динамических характеристик преобразователя давления 55
2.4.1. Динамические характеристики преобразователя давления 55
2.4.2. Конструкция установки «ударная труба» 57
2.4.3. Методика определения динамических характеристик 58
2.4.4. Лабораторные испытания датчиков давления 62
2.5. Разработка методов и технических средств и результаты испытаний элементов датчиков в реакторных условиях 64
2.6. Выводы к главе 2 65
ГЛАВА 3. Взаимоиндуктивные преобразователи давления и линейных перемещений 67
3.1. Электрическая цепь дифференциально-трансформаторного преобразователя 67
3.2. Метод расчета ДТП 71
3.2.1. Алгоритм расчета 71
3.2.2. Расчет чувствительности 72
3.2.3. Расчет температурной погрешности преобразователя 80
3.2.4. Расчет преобразователя при больших перемещениях сердечника 81
3.3. Экспериментальное исследование характеристик преобразователей 90
3.3.1. Конструкция преобразователя перемещений 90
3.3.2. Исследование характеристик выходного сигнала в зависимости
от частоты питания 91
3.3.3. Влияние схемы размещения обмоток на характеристики преобразователя 94
3.3.4. Исследование метрологических характеристик при повышенной температуре 97
3.3.5. Результаты исследования характеристик вторичного преобразователя 98
3.4. Сравнение расчетов и экспериментов 103
3.5. Методы регулирования MX преобразователя 109
3.5.1. Методы снижения температурной погрешности преобразователя 109
3.5.2. Улучшение MX путем оптимизации конструкции и параметров питания ИЗ
3.6. Выводы к главе 3 114
ГЛАВА 4. Индуктивные преобразователи давления 116
4.1. Общая характеристика механико-электрического преобразования и схемы формирования сигнала 117
4.2. Исследование характеристик преобразователя давления 120
4.2.1. Конструкция преобразователя 120
4.2.2. Измерительная схема 121
4.2.3. Влияние электрических параметров катушки индуктивности характеристики преобразователя 122
4.2.4. Метрологические характеристики преобразователя в лабораторных условиях 125
4.3. Выводы к главе 4 132
ГЛАВА 5. Применение преобразователей в экспериментальных исследованиях 134
5.1. Испытания в петле ПВП-2 реактора МИР.М1 фрагмента ТВС ВВЭР-1000
при параметрах МПА 134
5.2. Эксперименты с облученными твэлами ВВЭР в режимах с увеличением мощности 136
5.3. Измерение уровня теплоносителя в корпусе реактора СМ-3 при его реконструкции 142
5.4. Исследования теплогидравлического режима контура петлевой установки реактора МИР.М1 при имитации аварии с потерей теплоносителя 144
5.5. Исследования геометрии отработавших чехлов ТВС ВВЭР-440 при
нагружении внутренним давлением 147
5.6. Выводы к главе 5 149
Основные выводы и результаты 150
Список использованных источников
- Технические требования, предъявляемые к первичным преобразователям давления и перемещения
- Установки для нанесения покрытия на обмоточные провода
- Расчет температурной погрешности преобразователя
- Влияние электрических параметров катушки индуктивности характеристики преобразователя
Введение к работе
Одним из важных элементов в обосновании работоспособности компонентов активных зон энергетических реакторов и безопасности их эксплуатации являются испытания экспериментальных, опытных и штатных твэлов и тепловыделяющих сборок (ТВС) в исследовательских реакторах. Все большая доля этих испытаний проводится в устройствах для облучения (облучатсльных устройствах), оснащенных датчиками для измерения давления внутри твэла, удлинения твэла и др. Для измерения физических величин необходимы преобразователи (датчики), работоспособные в течение длительного времени в условиях радиационного воздействия и при повышенной температуре. При этом в большинстве случаев невозможно использовать промышленные образцы средств измерений (СИ), что связано как с жесткими условиями работы, так и со сложной технологией монтажа и герметизации первичных преобразователей в облучатсльных устройствах. Таким образом, проблема обеспечения реакторных экспериментов средствами измерений может быть решена путем разработки специальных конструкций первичных преобразователей, адаптированных к условиям эксперимента и к конкретному облучательному устройству. Актуальность работы подтверждается также и тем, что отраслевыми научно-техническими программами по реакторному материаловедению обычно предусматриваются испытания ТВС энергетических реакторов в исследовательских реакторах с одновременным контролем условий и параметров испытаний.
Цель работы заключалась в разработке радиационно стойких высокотемпературных индуктивных преобразователей для обеспечения реакторных экспериментов в каналах исследовательского реактора средствами измерения давления и перемещения.
Для достижения поставленной цели необходимо было решить следующие задачи:
Технические требования, предъявляемые к первичным преобразователям давления и перемещения
Принцип действия тензорезисторных преобразователей основан на преобразовании деформации чувствительного элемента (мембраны) в изменение электрического сопротивления проводника. Достоинства тензорезисторного датчика - быстродействие и широкий выбор освоенных промышленностью тензорезисторов, в том числе и высокотемпературных [27-28]. Из-за малого размера базы они имеют также высокие динамические характеристики. Указанные характеристики позволяют на основе тензорезисторов изготовлять малоинерционные преобразователи давления. Тензорезисторные датчики, разработанные для измерения внутритвэльного давления газа, использовали в экспериментах на реакторе MP [4]. Рабочий и компенсационный тензоэлементы включены по дифференциаіьпой схеме. Диапазон измеряемого давления составляет 0-20 МПа, предельная температура применения 800 С. Преобразователь допускал повторную градуировку в процессе работы. Для этого преобразователь снабжен капилляром, по которому газ поступал от автономной системы, расположенной вне реактора, во внутренний объем ПД. Преобразователь имел разрешающую способность 5 кПа и постоянную времени запаздывания 10 мкс. При калибровке установленного на твэле датчика в лабораторных условиях при давлении до 1,8 МПа и температуре до 250 С получено, что в лучшем случае уход нуля превышал 0,05 МПа на 100 С, а чувствительность менялась слабо: примерно на 1% на 100 С.
В работе [29] исследованы метрологические характеристики высокотемпературных тензорезисторов в среде гелиевого теплоносителя в области температур 20-550 С. Исследовались тензорезисторы типа ВТР-450 с базой 3 мм из проволоки палладий-серебряного сплава и типа ТТР ЛС-22-24 с базой 4 и 4,5 мм из микропроволоки платиновой группы марок ЛС-22 и ЛС-24. Установлено, что тензорезисторы ВТР-450 при первом нагреве в гелии имеют аномальные характеристики электросопротивления. Тензорезисторы ТТР ЛС-22-24, имеющие одинаковые температурные характеристики сопротивления в среде гелия и воздуха и близкий к нулю дрейф выходного сигналя, рекомендованы для опытной эксплуатации в среде гелия до температуры 550 С.
При измерении диаметра трубчатых образцов с помощью приклеиваемых тензорезисторов [24] было установлено, что при плотности потока нейтронов 7-Ю12 см"2-с"1 (Е 0,8 МэВ) и 8-Ю12 см"2 с 1 (Е 0,1 эВ) в диапазоне температур 350-400 С погрешность измерения в основном вызвана изменением электросопротивления тензочувствительного элемента под действием нейтронного потока, ползучестью тензорезисторов при больших де формациях и осевой ползучестью образца, которая влияла на показания компенсационного тензорезистора. Суммарная погрешность измерения носила мультипликативный характер и не превышала 10 % измеряемой деформации.
Экстензометрический метод измерения деформаций образцов при облучении в ядерном реакторе использован в испытательном устройстве «Сигма-1» [30]. Установка рассчитана на эксплуатацию при интенсивности потока быстрых нейтронов 1-Ю15 см"2-с" , рабочих температурах 300-580 С в течение не менее 5-Ю ч. Пофешность измерения деформаций ±0,040 мм.
Тензорезисторные датчики применяли для измерения крутящего момента в установке для исследования влияния реакторного облучения на малоцикловую усталость конструкционных материалов [16]. Экспериментальная проверка измерительной системы показала хорошие результаты на стендовых испытаниях. В процессе реакторных испытаний схема измерения крутящего момента показала повышенную чувствительность к электрическим помехам, возникающим нерегулярным образом.
Тензорезисторы с тензочувствительными элементами из никель-молибденового сплава НМ23-ХЮ и с подложкой на основе кремнийорганического цемента ВН-15Т были испытаны в реакторе СМ-2 [31]. Проведенные эксперименты показали, что изменение сопротив-ления при флюенсе быстрых нейтронов 3-10 см" составило 3,75 % от начального значения. Обнаружено явление скачкообразного изменения сопротивления при увеличении температуры после изотермической выдержки при температуре 200 С.
В литературе практически отсутствуют сведения об успешном длительном применении тензорезисторных датчиков в реакторных условиях [32-37].
Электромагнитные преобразователи представляют собой один или несколько контуров, находящихся в мапштном поле, которое может быть создано как токами, так и внешним источником. Из всего многообразия таких преобразователей следует выделить вихретоко-вые, взаимоиндуктивные и индуктивные.
Вихретоковые преобразователи по сравнению с индуктивными и взаимоиндуктивными не требуют наличия ферромагнитного контура. В связи с этим в их конструкции можно использовать жаростойкие нержавеющие немагнитные стали, что позволяет измерять давление и перемещение до более высоких температур, чем при использовании индуктивных датчиков.
В известной конструкции [38] указанные преобразователи были предназначены для измерения давления газа в твэле и давления теплоносителя и испытаны в реакторных условиях в течение 4 месяцев. Обмотки преобразователя включены в мостовую схему. В испытаниях установлено существенное влияние на показания ПД температуры среды. Применение аппаратных средств подавления влияния температуры обеспечило снижение погрешности датчика до ±10%.
Основной недостаток вихретоковых датчиков определяется их слабой чувствительностью, которая в 5-20 раз меньше чувствительности такого же по габаритам индуктивного преобразователя [10]. Использование вихретоковых датчиков, по-видимому, целесообразно лишь в особых случаях, когда требуется высокая частота опроса (более тысяч герц) и существуют серьезные ограничения по габаритам.
Наиболее широкое применение для измерения давления и перемещения нашли взаимоиндуктивные (дифференциально-трансформаторные) преобразователи и индуктивные преобразователи, в которых обмотки соединены в мостовую схему [39-47]. Основными преимуществами указанных датчиков являются высокая чувствительность, простота конструкции, отсутствие износа, применимость при больших перемещениях сердечника. Индуктивные и взаимоиндуктивные датчики в наименьшей степени подвержены воздействию реакторного излучения. Основными недостатками являются зависимость выходного сигнала от температуры, нелинейность характеристики и чувствительность к внешним магнитным полям.
В работе [39] описан индуктивный преобразователь с обмотками, выполненными из провода ПОЖ. Обмотки помещены в магнитный экран, одновременно являющийся корпусом датчика. Измерительный шток перемещается в графитовых направляющих. Преобразователь имеет диаметр корпуса и длину 16 и 240 мм соответственно, диапазон измерения ±3,5 мм, погрешность линейности не более 0,8 %. Аналогичный датчик "Списан в работе [40]. Основное отличие от предыдущего заключается в том, что он состоит из двух одинаковых преобразователей, имеющих один общий шток. Это позволяет получать сигнал независимо от каждого преобразователя. При необходимости, соединяя соответствующим образом катушки преобразователя, можно в два раза увеличить чувствительность, что при работе на малых диапазонах перемещения позволяет улучшить соотношение сигнал-шум и снизить реальный дрейф нуля всей измерительной системы в целом, что ведет к уменьшению погрешности измерений.
В работе [41] рассмотрены теоретические и экспериментальные аспекты разработки дифференциально-трансформаторного преобразователя (ДТП) длиной 140 мм и диаметром мм для определения удлинения оболочки твэла. Использовали трехсекционную катушку с числом витков в каждой секции -600. Датчик был предназначен для работы при окружающем давлении 15,5 МПа, рабочей температуре 330 С. Кратковременно температура могла достигать 470 С. Ожидаемый флюенс нейтронов 1019 см"2. При питании напряжением З В частотой 3 кГц датчик имел следующие MX: диапазон измерения ±12 мм, чувствительность 13 В/м, время реакции 3 мс, нелинейность характеристики 0,02 %.
В работе [42] описана система измерения малых деформаций образцов конструкционных и топливных материалов при их испытании на ползучесть в реакторных условиях. Особенность разработанного дифференциально-трансформаторного преобразователя, входящего в систему, - уменьшенные габариты, повышенная чувствительность и устойчивость к воздействию радиационных и температурных полей. Разработанный датчик наружным диаметром 15 мм и длиной 60 мм имел диапазон измерения 0-1 мм и был предназначен для работы при температуре до 300 С. Обмотки катушки выполнены из провода ПНЭТ-имид диаметром 0,1 мм. Датчик имел следующие метрологические характериситки: основная приведенная погрешность в диапазоне измерения 0-1 мм и 0-50 мкм 0,5 % и 5 % соответственно, дополнительная температурная погрешность в диапазоне температур 20-150 С 0,1 % при изменении температуры на 10 С, дополнительная температурная погрешность измерения деформации вследствии временного дрейфа за 8 ч непрерывной работы ±0,5 мкм.
Установки для нанесения покрытия на обмоточные провода
Для изготовления обмоточного провода отработана технология нанесения покровного материала на проволоку. Нанесение покрытия включает следующие этапы: перемотка проволоки с передаточной на приемную катушку; обезжиривание поверхности проволоки ацетоном или бензином; предварительная термическая обработка поверхности проволоки в муфельной печи при температуре 150 - 200 С до нанесения электроизоляционного покровного состава; подготовка электроизоляционного состава и его непрерывная коррекция растворителем с помощью автоматической капельницы; нанесения электроизоляционного покровного состава на проволоку с помощью смесительных роликов и ванн с изоляционным составом; сушка покрытия в муфельных печах; равномерная укладка готового провода на приемную катушку.
В разработанном проводе в качестве жилы применена проволока медная электротехническая по ТУ 16К71-087-90Е [97]. Диаметр проволоки для базового провода составляет 0,16 мм. Для лучшей адгезии медная проволока покрыта тонким слоем никеля, нанесенного электролитическим способом. Никелевое покрытие улучшает адгезию изолирующего состава с поверхностью проволоки, а также выполняет роль защитного слоя от проникновения кислорода и окисления меди. [94]. Получено, что толщина никелевого слоя должна составлять 1-2 мкм.
Электроизолирование никелированной медной проволоки состоит из операций обезжиривания и нанесения покровного состава с промежуточными прогревами. Изолирование осуществляют в несколько проходов с промежуточной длительной просушкой. Экспериментально получено, что оптимальная толщина никелевого покрытия составляет 2 мкм, толщина изоляции из кремнийорганичсского состава - 10 мкм. Для серебряного покрытия толщина покрытия должна быть не менее 3 мкм. Однако испытания показали, что замена никелевого покрытия на серебряное не привела к существенному улучшению качества провода.
Для проверки качества обмоточного провода разработана программа и методика испытаний, которая включают следующие виды проверок: контроль внешнего вида покрытия; проверка соответствия геометрическим размерам; определение числа точечных повреждений провода; испытание изоляции на эластичность и относительное удлинение при температуре 20±10 С и после воздействия повышенной температуры; испытания по навивке провода на стержень; испытание сопротивления изоляции. Самыми важными при этом являются испытания при длительном термическом воздействии [98]. Испытания датчиков с проводом ПНЭТ-имид
Провода марки ПНЭТ-имид рекомендуют для длительного применения вплоть до температуры 300 С. Однако для обмоток датчиков более важно ухудшение диэлектрических свойств изоляции, чем потеря механической прочности и пластичности. Кроме того, снижение сопротивления изоляции провода, которое не считается критическим для одиночного провода линии связи, может существенно изменить электрические параметры обмотки индуктивности и ухудшить характеристики датчика. Поэтому для уточнения предельного ресурса преобразователя были проведены испытания трех датчиков с проводом ПНЭТ-имид диаметром 0,16 мм при повышенной температуре (310 - 320 С) [99]. Испытания проводили с промежуточными охлаждениями датчика для измерения электрических параметров обмоток при комнатной температуре.
После выдержки в течение 100 - 150 ч сопротивление обмоток постоянному току начинало заметно снижаться. При их охлаждении до комнатной температуры оно восстанавливалось, но после испытаний еще в течение 50 ч сопротивление обмоток при охлаждении начинало снижаться. При этом в течение всего времени испытаний не зафиксировано уменьшения сопротивления изоляции обмоток между собой и с каркасом катушки ниже 2-Ю7 Ом при температуре испытаний. Все это свидетельствует о деградации диэлектрических свойств полиимидиого покрытия, приводящей в конечном счете к межвитковому замыканию. В то же время изоляция между обмотками и каркасом, выполненная промазкой составом СПВ - 554М, сохраняла свои свойства. Повышение нагревостойкости обмоток с проводом ПНЭТ - имид при дополнительном изолировании составом СПВ отмечено и на других датчиках. Обмотки индуктивности, в которых применяли послойную промазку составом СПВ, сохраняли работоспособность в течение 150 ч при температуре до 350 С и кратковременно - при 550 - 600 С [1,99].
Испытания датчиков с проводом ПНТ-КО
Были испытаны имитаторы катушек индуктивных датчиков в воздушной атмосфере при разной температуре в диапазоне 300-730 С [94]. Отказы фиксировали по резкому снижению электосопротивления изоляции (замыкание на корпус) или омического сопротивления образца (межвитковое замыкание), по увеличению омического сопротивления образца (утонение провода вследствие окисления) и по обрыву цепи. По результатам испытаний оценивали среднюю наработку до отказа и нижнюю доверительную границу средней наработки до отказа. Обработку данных производили по алгоритмам, рекомендованным в методических указаниях [100].
Всего испытано 64 образца обмоток, в том числе 23 - с покрытием до усовершенствования технологии и 23 -с покрытием после усовершенствования технологии, а также 18 образцов с покрытием, нанесенным на проволоку из стали XI81II ОТ диаметром 0,1 мм.
Необходимость в совершенствовании технологии была выявлена в процессе испытаний. Изменение технологии заключались в более тщательной подготовке медной проволоки к никелированию и в дополнительном размельчении покровного состава до нанесения электроизоляции. Находившиеся в приготовленном составе твердые частицы минеральных наполнителей достигали размеров, составляющих несколько десятков микрометров, что затрудняло на тонкой проволоке (диаметр 160 мкм) сплошного покрытия. Кроме того, при намотке на катушку твердые частицы повреждали покрытие соседних витков.
Образцы из нержавеющей проволоки были изготовлены для испытаний при температуре, близкой к максимальной для электроизоляции, и для последующей оценки свойств самой изоляции. Предельная температура длительного применения состава ВЭП-26 составляет около 600 С [101].
Кроме перечисленных испытаний, были проведены сравнительные испытания обмоток индуктивности с проводом ПНЭТ-имид диаметром 0,16 мм по меди, в которой изоляция каркаса и между слоями намотки выполнена из покровного состава ВЭП-26.
При оценивании наработки до отказа предполагали, что распределение параметра возможно по экспоненциальному, нормальному и неизвестному законам. Выявлено, что статистический характер проведенных испытаний таков, что наиболее надежным оказываются оценки в предположении об экспоненциальном распределении параметра. На рис. 2.3 показаны зависимости от температуры средней наработки до отказа испытанного провода с медной и стапьной проволокой. Для сравнения там же приведены аналогичные зависимости для выпускаемых промышленностью проводов ПНЭТ-имид и МС 24-14 [94].
Расчет температурной погрешности преобразователя
При нагреве датчика выходной сигнал изменяется. При этом возникает дополнительная температурная погрешность датчика, состоящая из аддитивной (уход нуля) и мультипликативной (изменение чувствительности) составляющих. Уход нуля определяется главным образом нсидентичпостыо секций катушки и неодинаковым изменением с температурой геометрических характеристик размерной цепи датчика. Уменьшение аддитивной погрешности можно осуществить правильным подбором материалов и размеров элементов датчика и повышением идентичности секций катушек.
Чувствительность изменяется из-за изменения электрических параметров преобразователя. При рабочей температуре сопротивление обмотки постоянному току равно Rnml = Rnm -(і + кр -А/), где Rnm - сопротивление постоянному току при комнатной температуре; кр - температурный коэффициент удельного электрического сопротивления материала обмотки; At - изменение температуры датчика.
Температурный коэффициент магнитной проницаемости разомкнутого сердечника равен [122]: к -{l g)-kM-ftt/ ir, где км -температурный коэффициент магнитной проницаемости материала сердечника. При нагревании датчика изменяется также форма петли гистерезиса и потери мощности на гистерезис (рис. 3.10) [120]. Такой характер поведения с температурой присущ любому обычному металлу. Этот фактор можно учесть, считая изменение мощности потерь на гистерезис линейно зависимым от температуры, по формулеіл, =/і-[1 + км -At). По мнению автора работы [120] для стали можно принять км =-0,017. 800 Рис. 3.10. Зависимость удельной потери мощности на гистерезис от температуры для железа
В разделах 3.2.2, 3.2.3 рассмотрены расчетные характеристики ДТП при положении сердечника вблизи нейтрального. Для полного представления о свойствах преобразователя и возможностях его оптимизации важно знать его характеристики и при значительных перемещениях сердечника. При больших перемещениях, соизмеримых с длиной катушки или с секцией, формула выходного сигнала дифференциального трансформатора будет существенно отличаться от выражения (3.24). Это объясняется тем, что при больших перемещениях сердечника существенными становятся физические эффекты, происходящие в преобразователе, влиянием которых мы пренебрегали при выводе выражения (3.24). К таким эффектам можно отнести: - уменьшение напряженности поля но краям катушки; - уменьшение магнитной проницаемости сердечника, так как часть его оказывается иа краю катушки в поле с меньшей напряженностью; - изменение комплексного электрического сопротивления первичной обмотки.
Значения этих эффектов в свою очередь зависят от многих параметров: размеров датчика (соотношение диаметра и длины катушки), размеров сердечника, частоты питания, способа питания (стабилизированным напряжением или током), наличия каркаса катушки и др. определим аналитическое выражение для выходного сигнала, учитывающего наиболее значимые факторы для ограниченного с точки зрения размеров круга датчиков. В частности, для преобразователей, работающих в петлевых каналах ИР (исследовательских реакторов), большие ограничения предъявляются к диаметру, чем к длине преобразователя. Очевидно, что для выходного сигнала ивых(А1) в нулевой точке должно выполняться условие где к - чувствительность преобразователя, полученная по формуле (3.25).
Описание больших перемещений с помощью (індуктивностей вторичных обмоток дифференциально-трансформаторного преобразователя Из уравнения электрического состояния для схемы, показанной на рис. 3.2, следует, что UA-UB= -jeo(M „ - A/j, ) /,.
Взаимоиндуктивность каждой секции вторичной обмотки и первичной обмотки определяется главным образом потокосцеплением витков вторичной обмотки с витками первичной обмотки, расположенными под вторичной, и частично с остаїьной частью витков. В дифференциальном датчике, ввиду симметрии секций катушек, действие последнего фактора взаимно компенсируется, поэтому выходной сигнал определяется взаимодействием витков одной секции первичной и вторичной обмотки. Для витков одной секции можем записать: м20 = ксв 7 i-4 ; м"20 = ксв -у/ ТЦ".
Поскольку в секции вторичная обмотка располагается вплотную над первичной, то кСв 1. Длина каждой обмотки одинаковая, поэтому их индуктивности пропорциональны друг другу, т.е. Z-, = кин ll2; х = кт 2, где кии - коэффициент пропорциональности. Тогда
М 20 = 4К» L2; М"20 = 4КН L\. М\х -М2", М20 -М"20 = Д7 (i2 -L2).
Таким образом, поведение дифференциального выходного сигнала при перемещении сердечника можно описывать по изменению индуктивностей секций вторичной обмотки.
На рис. 3.11 показано изменение индуктивности секций вторичной обмотки ДТП от перемещения сердечника при частоте 1 кГц. [125]. Аналогично изменению индуктивности изменяется и дифференциальный выходной сигнал преобразователя. Несколько иначе изменяется отношение разницы индуктивностей секций вторичной обмотки к их сумме (см. рис. 3.11, б).
Влияние электрических параметров катушки индуктивности характеристики преобразователя
Идентичность катушек индуктивности, а также точность изготовления мембран и других элементов датчика влияют на его метрологические характеристики. Поскольку электрические параметры катушек зависят от частоты, напряжения питания и от температуры, достижение их полной идентичности в условиях работы датчика - сложная проблема. Тем не менее к этому нужно стремиться, так как изменения импеданса под воздействием измеряемого давления существенно меньше, чем под воздействием частоты питания или температуры. С учетом этого при изготовлении датчика принята процедура, содержащая две стадии подгонки катушек индуктивности: подбор их по сопротивлению постоянному току и по индуктивности на несущей частоте с отклонениями не более десятых долей процента; дополнительная подгонка катушек по индуктивности в собранном датчике с отклонениями не более 1-2%.
Особенность работы описываемого датчика заключается в том, что температура окружающей среды изменяется от комнатной до 350 С. Возможности по термостабилизации отсутствуют, поэтому добиться полной компенсации ухода нуля и изменения чувствительности датчика от температуры только подгонкой параметров катушек невозможно.
Исключение влияния температуры на показания датчика означает выполнение равен ства AZ, = 0 или [Я0(Г)+ KK{T,ff ]+ [coLMe{T,j)2\= const, где RMK- активная составляющая магнитного сопротивления катушки; Т- температура.
Значение RMK, которое включает в себя сопротивление магпитопровода и зазора, уве личивается с ростом частоты питания и температуры. При этом сопротивление постоянному току R0 растет с увеличением температуры сильнее. Кроме того, с увеличением частоты пи тания коэффициент температурной зависимости сопротивления потерь уменьшается. Экви валентная индуктивность катушки возрастает с увеличением температуры (рис. 4.8), причем тем сильнее, чем выше частота. С другой стороны, индуктивность уменьшается с ростом т 1Л-6 тъ частоты питания. Все эти изменения параметров катушки 0 100 200 300 400 500 600 700 Т, С указывают на возможность выбора такого режима питания, в котором на несущей частоте будет минимизировано влияние температуры па чувствительность датчика.
Рассчитать оптимальное с этой точки зрения значение частоты питания можно лишь при известных для данного датчика зависимостях электрических параметров катушки от температуры и частоты. В результате анализа установлено, что оптимальная частота, при которой jZr=0, пропорциональна отношению сопротивления постоянному току к эквивалентной индуктивности катушки и зависит сложным образом от отношения сопротивления потерь к сопротивлению постоянному току. Для получения необходимых в расчетах коэффициентов требуется исследование характеристик датчика гораздо более трудоемкое, чем выбор оптимальной частоты в процессе экспериментального определения его чувствительности при разных частотах и температурах.
В качестве примера на рис. 4.9 приведены результаты таких измерений на одном из датчиков давления, показывающие наличие узкой области частоты, в которой влияние температуры на чувствительность минимально [41. Зависимость чувствительности индуктивного преобразователя давления от частоты питающего напряжения при температуре, С:22(.);86(х);162 (Д);241(о);341( )
Следует отметить, что для датчиков давления (см. рис. 4.9) оптимальная частота питания приблизительно равна 200 Гц. Питание датчика этой частотой позволяет значительно снизить температурное влияние на его чувствительность (рис. 4.10). давления 7 МПа. В то же время расчетный прогиб мембраны толщиной 400 мкм находится в области линейности (менее 1 %) до давления 10 МПа, а экспериментально измеренный прогиб - до давления 12 МПа. Следует заметить, что с увеличением давления чувствительность мембраны к давлению уменьшается, тогда как чувствительность всего датчика увеличивается. Это свидетельствует о проявлении нелинейности механичсско-электрического преобразования при соответствующих изменениях воздушного зазора между сердечником катушки и поверхностью рабочей мембраны.
Корректное описание метрологических характеристик средства измерения - задача нетривиальная. Для этого требуются трудоемкие и всесторонние исследования характеристик средства измерения, что не всегда целесообразно. Поэтому, например, в ГОСТ 8.009- 84 хотя задача полного и точного описания MX и поставлена корректно, в то же время в нем предусмотрена возможность их приближенных оценок [49]. В состав номенклатуры MX входят: функция преобразования; - характеристики погрешностей; характеристики чувствительности к влияющим величинам (функции влияния); - динамические характеристики (полные и частные); характеристики взаимодействия средства измерения с любым подключаемым компонентом, влияющие на инструментальную погрешность; нсинформативиые параметры выходного сигнала.
Для преобразователей физических величин характеристики пятой группы (называемые по аналогии с электроизмерительными приборами импедансами), по - существу, связаны с размещением преобразователей в объекте и с взаимным влиянием преобразователя и объекта. В этом случае MX преобразователя могут быть рассмотрены как MX в реальных условиях, которые рекомендуются определять потребителю [49].
В качестве примера проявления реальных условий можно привести результаты испытаний датчика давления описываемой конструкции при его неравномерном нагреве - охлаждении в условиях резкого изменения температуры среды. Быстрое (скачкообразное) изменение температуры вызвало появление значительного "ложного" сигнала (рис. 4.11). В случае, когда рабочая и компенсационная катушки прогревались не одновременно, сишал достигал 110 мВ (см. рис. 4.11,а). При одновременном нагреве всех частей датчика величина "ложного" сигнала находилась в пределах дополнительной температурной погрешности. Таким образом, в рабочих условиях следует избегать быстрого неравномерного нагрева (охлаждения) индуктивного датчика давления.
