Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор методов и средств для контроля параметров состояния статоров турбогенератора 10
1.1 Анализ фазового пространства (ФП) 10
1.2 Выбор информативного параметра при контроле состояния статора турбогенератора в ФП. 28
1.3 Анализ методов и средств измерения параметров состояния статора турбогенератора в ФП. 34
1.4 Постановка задачи специальных измерений. 46
Выводы. 48
Глава 2. Синтез метода определения состояния статора турбогенератора
2.1 Анализ поведения стержня статора в ФП. 50
2.2 Определение критических параметров фазовых траекторий стержня статора в ФП. 65
2.3 Формирование информативного параметра траектории стержня статора в ФП. 70
Выводы. 85
Глава 3. Синтез структуры информационно-измерительной системы (ИИС). 87
3.1 Синтез структурного оператора ИИС. 87
3.2 Синтез измерительного преобразования информационного параметра. 100
3.3 Оптимизация структуры ИИС. 107
Выводы. 120
Глава 4. Метрологический анализ информационно-измерительной системы (ИИС). 122
4.1 Измерительная ситуация ИИС. 122
4.2 Определение полной погрешности. 131
4.3 Анализ полной погрешности.
Выводы. 158
Глава 5. Экспериментальны информационно-измерительной системы исследования. 160
5.1 Экспериментальная установка. 160
5.2 Методическая подготовка эксперимента. 167
5.3 Анализ результатов эксперимента. 179
Выводы. 186
Основные результаты и выводы. 188
Список использованной литературы. 190
- Выбор информативного параметра при контроле состояния статора турбогенератора в ФП.
- Определение критических параметров фазовых траекторий стержня статора в ФП.
- Формирование информативного параметра траектории стержня статора в ФП.
- Синтез измерительного преобразования информационного параметра.
Введение к работе
Актуальность исследования определяется целым рядом причин.
Устойчивосіь и бесперебойность энергоснабжения потребителей достигается, прежде всего, созданием необходимых резервов генерирующих мощностей и повышением надежности энергетического оборудования. Одним из путей повышения надежности является улучшение качества оборудования, т. е. устранение на стадиях производства и эксплуатации источников дефектов, приводящих к отказам и аварийным простоям.
Использование методов и средств контроля технического состояния электрогенераторов различного типа представляет собой другой не менее важный путь повышения надежности оборудования, уменьшения аварийных простоев и ремонтных затрат, достигаемых благодаря раннему выявлению дефектов, возникающих уже в эксплуатации, и способствующих их своевременному устранению.
Существующие системы штатного контроля современных электрогенераторов позволяют оперативно отслеживать их состояние, своевременно предотвращать разрушение машин, но их объем лишь частично решает вопросы диагностического характера в направлении прогнозирования ресурса дальнейшей эксплуатации.
Поэтому мировая практика эксплуатации энергооборудования идет по пути дополнения средств штатного контроля системами автоматического и оперативного выявления дефектов эксплуатации оборудования, позволяющих непосредственно выявлять раннее зарождение дефекта и прогнозировать степень его опасности Разработка подобных систем стала возможна при использовании современных средств вычислительной техники и программ, разработанных на основе моделей развития дефектов при эксплуатации оборудования.
Вибрационное состояние турбогенератора является одним из важнейших показателей надежности и безопасности его эксплуатации. Вибрация турбогенератора может быть обусловлена механическими причинами, связанны с неуравновешенностью вращающихся частей, изгибом линии вала, нарушениями в подшипниках и фундаменте, электромагнитными возмущающими силами из-за несимметрии воздушных зазоров, витковыми замыканиями в обмогках роторов, нарушениями в изоляции обмоток и железа статора, распушением зубцов статора.
В настоящее время вибрационное состояние турбогенератора, связанное с механическими причинами, изучено достаточно хорошо, постоянно регистрируется и диагностируется автоматическими системами контроля. Вибрация турбогенераторов, обусловленная электромагнитными возмущающими силами, изучена недостаточно глубоко и практически не выявляется современными средствами вибрационного контроля.
Поэтому основными направлениями данной работы были:
изучение комплексного воздействия электромагнитных и механических возмущающих сил, действующих в статоре турбогенератора на вибрационное состояние корпуса турбогенератора;
исследования взаимосвязи вибрации корпуса турбогенератора с ослаблением крепления обмоток статора;
анализ существующих систем виброконтроля турбогенераторов и их возможности по своевременному выявлению ослабления обмоток статора,
разработка способа и средств для оценки состояния статора турбогенератора по
3 I *>С НАЦИОНАЛЬНАЯ I
I БИБЛИОТЕКА |
I _ ?ЫоП
вибрационным характеристикам корпуса.
При выполнении настоящей диссертационной работы автор стремился учесть все наиболее перспективные разработки других авторов в этой области, а также современный уровень развития техники, возможный для использования в энергетике. Разработанный в рамках настоящей работы способ и средства вибрационного контроля прошел промышленное апробирование на предприятиях ОАО «Волгоградэнерго».
Целью работы была разработка перспективного и современного способа и средств для оценки состояния статора турбогенератора по вибрационным характеристикам его корпуса.
В работе получен ряд новых научных результатов.
-
Фазовое пространство поведения статорного стержня представлено тремя математическими моделями: вибраций, случайных выбросов и отказов, которые последовательно описывают формирование фазовой траектории стержня и определяют информативный параметр, изменения которого позволяют объективно оценивать состояние стержня
-
Впервые процесс проектирования информационно-измерительной системы (ИИС) выполнен по схеме- измерительная категория как начальный оператор ИИС функциональное распределение как формирование структуры фазового пространства - синтез оригинального преобразователя синтез оригинального измерительного канала структуры ИИС, оптимизированного под промышленное воспроизведение.
3 Выполнен расширенный метрологический анализ ИИС со сложной структурой, содержащий описание измерительной ситуации, детальное представление полной погрешности системы через измерительные преобразования и измерительную процедуру, а также их компоненты в качестве инструментальной и методической, статической и динамической, случайной и систематической погрешностей.
Практическая ценность работы.
-
Разработаны основы методики автоматического и периодического контроля состояния статора турбогенератора по параметрам случайных импульсов ударного происхождения.
-
Накоплена база данных параметров, характеризующих вибросостояние турбогенераторов, с ослаблением крепления обмоток статора
3 На основе анализа результатов работы систем виброконтроля турбогенератора показано, что данные по вибрации вала не обладают достаточной информативностью для выявления ослабления обмоток сіатора.
4. Установлено, что виброизмерения корпуса турбогенератора позволяют выявлять ослабление крепления обмоток статора на ранней стадии развития дефекта, достаточной для безаварийной остановки турбоагрегата и его своевременного ремонта.
На защиту выносятся следующие положения:
метод проектирования измерительной системы, реализуемый по схеме- измерительная категория как начальный оператор ИИС - функциональное распределение как формирование структуры фазового пространства - синтез оригинального измерительного преобразователя - синтез оригинального измерительного канала структуры ИИС, оптимизированного под промышленное воспроизводство;
расширенный метрологический анализ измерительной системы со сложной структурой, содержащий описание измерительной ситуации, детальное представление полной по-
грешности измерительной процедуры и измерительные преобразования и их компоненты;
- основы методики контроля состояния статора турбогенератора по параметрам случайных импульсов ударного происхождения.
Апробация работы.
Основные положения и результаты диссертации докладывались и обсуждались на научно-технических семинарах кафедры «Вычислительная техника» ВолгГТУ, на научном совете «Структурные методы проектирования сложных систем при Поволжском филиале метрологической Академии РФ».
Личный вклад. Основные научные результаты и рекомендации, содержащиеся в диссертационной работе и публикациях, получены автором самостоятельно и под руководством научного руководителя.
Публикации. По материалам выполненных исследований опубликовано 6 печатных р?бот, в том числе 2 патента на изобретение.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, основных результатов и выводов диссертации, списка использованной литературы, приложения.
Диссертация содержит 197 страницы машинописного текста, 36 рисунка, 14 таблиц, список литературы, включающий 88 наименований.
Выбор информативного параметра при контроле состояния статора турбогенератора в ФП.
Для выбора информативного параметра, измерения которого дадут возможность оценить состояние закрепления статорного стержня в пазовой канавке статора, целесообразно представить статор в сборе в качестве некоторой системы, подверженной воздействию сложного сигнала. Очевидно, что этот сигнал эквивалентен сумме сигналов, адекватных механическим и электромагнитным воздействиям на статор генератора, которые в конечном итоге вызывают потерю устойчивости ста-торных стержней, их перемещение вдоль пазовой канавки со всеми отрицательными последствиями.
Учитывая особенности конструкции статорного узла, можно считать, что все звенья, которые можно использовать для составления структурной схемы системы, обладают инерционными свойствами. Кроме того, корпус статора, соединяющий всю конструкцию в одно целое, можно считать суммирующим углом в рамках структурной схемы модели статора. Одновременно с этим, каждый вход сумматора образуется на основе структуры, адекватной стержню статора в условиях запрессовки, что можно представить последовательным соединением инерционного блока и фильтра. Наконец, следует учесть инерционные свойства корпуса статора при рассмотрении передачи выходного сигнала вибраций корпуса статора к избираемой контрольной позиции, где выбирается размещение вибрационного измерительного преобразователя, входящего в состав предполагаемой измерительной системы.
На основании изложенного структурная модель статора генератора в фазовом пространстве может быть представлена следующим образом (рисунок 1.12). Особенность этой модели состоит в том, что при неизменности структуры, т. е. состава блоков и связей между ними, передаточные функции блоков фильтров, моделирующих распределенные свойства корпуса, могут изменяться по отношению к избираемому выходу структурной схемы, адекватному выбираемому месту расположения измерительного преобразователя. На рисунке приняты следующие обозначения: Емк( - источник механических колебаний, передаваемых на статор через опоры; ЕЭмк(У- источник электромагнитных колебаний, вызываемых взаимодействием полей ротора и статора; Wj (р) - модель звена статорного стержня; /=1,и Sf (р) — модель звена от запрессовки статорного стержня; і=\,п Sft (р) - - модель звена тела корпуса, передающего вибрации і-го стержня на і=\,п избранный выход; кс - модель звена корпуса статора, передающего комплексный сигнал на избранный выход. Смысл выбора контрольной позиции измерительного преобразователя состоит в том, что статорный узел как единая колебательная система обладает распределенными динамическими свойствами, которые, безусловно, будут проявлять себя по разному в зависимости от расстояния относительно фиксированных позиций источников колебаний. В соответствии со схемой, представленной на рисунке 1.12, для выбора информативного параметра целесообразно разобраться со свойствами каналов передачи информации Wi(p)-Sj(p)-Sifc(p). Прежде всего это касается узлов Wj(p). Здесь представляет интерес исследования свойств стержня статора в зависимости от длины запрессовки по отношению ко всей длине стержня, так как интенсивность взаимодействия «бегущей волны» деформации стержня со стенками пазовой канавки корпуса определяется резонансными свойствами (собственными частотами) незакрепленной части стержня. В работе [20] приведены экспериментальные данные по измерениям величины вибросмещения стержней обмотки статора в пазах и лобовых частях на натурных моделях статора турбогенератора типа ТВВ мощностью 300 МВт. На рисунке 1.13 показана зависимость двойной амплитуды вибрации 2А стержня в пазу от длины незакрепленного участка.
Определение критических параметров фазовых траекторий стержня статора в ФП.
Под фактическим вибрационным состоянием распределенного в пространстве узла генератора (статора) условимся понимать совокупность измерений вибраций в отдельных точках узла, дающую достаточно точную и полное представление о его состоянии. Нормированная оценка вибрационного состояния статора турбогенератора представляет сравнение фактического состояния с эталонным состоянием и определением основной закономерности изменения вибросостояния от качества крепления его составляющих, например, обмотки. Полная оценка предполагает наличие нескольких эталонных состояний, отвечающих разной степени надежности работы узла генератора. В основе выбора и описания эталонных состояний должен быть учет связи вибраций со скоростью различных деградационных процессов, например, теплового старения компаундной изоляции обмотки. Следует также иметь в виду, что во многих случаях, например, вибрационный контроль лобовых частей обмотки статора турбогенераторов, не может быть выполнен путем непосредственного измерения величины смещения корзины стержня статора. В связи с этим необходимо оценить вибрационное состояние турбогенератора по неполной совокупности измерений.
Поэтому необходимо связать оценку вибрационного состояния турбогенератора с общей классификацией работоспособности турбогенераторов. Также необходимо указать, как для конкретных процессов старения изоляции формируется выбор критериев, разделяющих различные эталонные состояния. С этой точки зрения достаточно рассмотреть различные аспекты следующей задачи: считать, что эталонных состояний два - допустимое и недопустимое, и выработать подход к выбору определенных нормативных параметров вибрации, в том числе количества ударных импульсов и частоты их следования, регламентирующих границы данных состояний. Существующие нормы вибрации в основном регламентируют состояние вращающихся частей генератора (ротора), однако в паспорте турбогенератора указаны допустимые нормы вибрации корпуса турбогенератора, которые характеризуют прочность его конструкции, заданную заводом-изготовителем. Для количественной оценки вибрационного состояния лобовых частей обмотки статора возможно использовать два деградационных процесса: механическое разрушение элементарных проводников и истирание корпусной изоляции. Для определения вероятности усталостного разрушения проводников в [48] используют распределение Вейбулла: где р(пр) - вероятность того, что число циклов до разрушения равно или меньше пР; n, m - параметры распределения; При m = 1 величина п представляет среднее число циклов до разрушения, зависящее от напряжения а в материале в соответствии с усталостными кривыми. Для медных элементарных проводников можно принять : где JQ, у - параметры, определяющиеся экспериментально. Переходя от пр к наработке т и от среднего числа циклов п к среднему времени до разрушения при напряжении a - T(a) и учитывая, что для практически интересных случаев т « T(a) , вероятность разрушения можно вычислить по формуле С учетом (2.16) и (2.17) и коэффициента связи между вибрациями и напряжениями ка, вероятность повреждения проводников j - й лобовой дуги за время х при вибрации А, примет вид: Для перехода от отдельной лобовой дуги к корзине лобовых частей, содержащей v лобовых дуг, в [48] используют приближенную формулу где pi (х) - вероятность повреждения і и более лобовых дуг за время х; где a - средняя вероятность повреждения отдельной лобовой дуги за время т. Формулы (2.16 - 2.20) позволяют ввести интегральный параметр вибрационного состояния (уровень вибрации) лобовых частей U. Выяснилось, что повреждаемость элементарных проводников по корзине в целом определяется одним параметром а. Тогда допустимо принять в качестве уровня вибрации U, при которой вероятность повреждения лобовой дуги равна средней вероятности повреждения по корзине или, другими словами, вибрацию корзины, у которой все лобовые дуги имеют одинаковую вибрацию U. Поскольку p(U, т) = а , то на основании (2.18) и (2.20) можем записать: Формула (2.21) является интегральным выражением процесса усталостного разрушения стержней статора. Определение функции распределения ФТ(Ц) отказа генераторов из-за повышенной вибрации лобовых частей, связанной с усталостным разрушением элементарных проводников, выполнено на основе анализа расчетных данных и эксплуатационных прецедентов по повреждениям [60]. При a « 1 и і « v можно получить: Т(и)«28(стб/каи)у. Величины р; ( т ) на основе фактических данных хорошо согласуются с расчетными при m =1 . Согласно [61] вероятность отказа генераторов с жесткой системой крепления статора из-за повреждения элементарных проводников и увлажнения изоляции за время т = 23000 ч составила 0,22 - 0,36. Для определения вероятности повреждения j-й лобовой дуги в результате истирания корпусной изоляции можно использовать данные работы [50], где скорость истирания изоляции турбогенераторов в основном определяется уровнем вибрации статора и длительностью эксплуатации машины при ее максимальном уровне. На основе обработки данных по эксплуатации 85 генераторов получены регрессионные зависимости: Необходимо отметить влияние теплового состояния изоляции электрических машин, потому что повышение температуры статора ускоряет процесс старения изоляции, уменьшает ее прочностные и диэлектрические свойства. Совместное решение уравнений (2.22) и (2.23) проведено численными методами. При времени наработки 3200 ч получено, что вероятность отказа для турбоагрегата ТГ1 равна 0,36, а для ТГ2 равно 0,11, при времени ожидания отказа 39 часов и 10 часов соответственно. Из вышесказанного можно сделать вывод, что для достоверного и раннего выявления ослабления обмотки у генератора №2 Волгоградской ТЭЦ-2 необходима регистрация случайных низкочастотных сигналов ударного типа, с частотой от 2 до 30 Гц, с периодом селекции не менее 10 ч. С повышением средней температуры эксплуатации, например, на 10 С время селекции уменьшается на 5 часов, а частота сигнала повышается до 30 Гц. В целом результаты расчета подтверждаются экспериментально: на корпусе генератора №2 зафиксированы периодические двукратные повышения вибрации с периодом 10-15 часов. Спектр зарегистрированных сигналов отличался наличием низкочастотных составляющих 2-8 Гц, по амплитуде достигающих 15 мкм. В спектре сигналов, зарегистрированных на корпусе турбогенератора №1, низкочастотные сигналы практически отсутствовали.
Формирование информативного параметра траектории стержня статора в ФП.
Основной проблемой оценки вибросостояния турбогенераторов после проведения измерений с применением разработанных средств и способа является принятие решения о наличии дефектов в статоре турбогенератов. В методических указаниях по проведению виброакустических испытаний для оценки состояния прессовки сердечника статора гидрогенератора предложены вероятностные кривые о наличии дефектов, полученные расчетным путем из вероятности отказов гидрогенераторов при пробое изоляции [63]. Типовые кривые вероятности аварийного пробоя рассчитаны на основе условий эксплуатации и аварийных остановов гидрогенераторов и турбогенераторов различного типа за период не менее 10 лет, в том числе аналогичных тем, что установлены на Волгоградской ТЭЦ-2. На рисунке 2.4 показана текущая кривая вероятности аварийного пробоя изоляции генераторов наблюдаемой совокупности, работающей в воздушной среде.
При оценке состояния статоров гидрогенераторов производятся измерения средне квадратичного значения (СКЗ) виброускорения в режиме холостого хода (XX) без возбуждения и в режиме XX с номинальным возбуждением. Первый из них используют в качестве опорного, поскольку из-за отсутствия в этом режиме сил магнитного тяжения вибропреобразователи измеряют шумовой сигнал, не связанный непосредственно с колебаниями листов статора. Возрастание виброускорения во втором режиме определяется появлением сил магнитного тяжения и состоянием зубцовой зоны. Для регистрации СКЗ используют не менее 18 вибропреобразователей.
По измерениям в обоих режимах на каждом из N вибропреобразователей получают 2N показания приборов величин bj; А ; для і - го участка (і - го вибропреобразователя) в режиме XX без возбуждения и с возбуждением ( і = 1-N). На их основе рассчитывают следующие параметры:
За основной КП оценки общего состояния торцевой зоны сердечника принимают S. Следуя данным [23] общее состояние считают хорошим, если неудовлетворительным, если и удовлетворительным, если
Условие (2.29) позволяет окончательно поставить диагноз: генератор следует считать дефектным (т. е., содержащим участки с ослаблением), и оценка индивидуального состояния каждого участка не требуется. При выполнении условий (2.27) и (2.29) требуется определение вероятности q; ослаблением на і- м участке. Условия (2.27) - (2.29) и правила расчета q,- предложены на сравнительно раннем этапе проверки метода. По мере накопления опыта контроля предполагалось их корректировать. Последующие проведенные испытания показали, что предложенная методика расчета приводит к большой погрешности при определении мест ослаблением пакетов генератора, но в целом достаточно точно определяет состояние металла статора генератора. Другим недостатком этого метода является его невозможность использования в условиях эксплуатации.
Поэтому предложены более эффективные методы расчета контрольных условий, вероятности ложного определения дефектности р2 и пропуска дефекта pi . В основу метода положены два условия: сопоставление расчета с результатами осмотров и оценка состояния статора генераторов в целом. Обоснование предложенного метода видно на результатах контроля вибрационного состояния и осмотров 23 турбогенераторов, результаты расчета уровней дефектности приведены в таблице 2.2.
На семи генераторах совсем не было дефектных участков. Эти генера-торы названы бездефектными в табл. 2.2, а для совокупности их величин Si в таблице 2.2 используем код 1. На восьми генераторах были дефектные участки. Для характеристики полной совокупности величин S; этих дефектных генераторов в таблице 2.2 использован код 2. Можно считать, что вибросигналы от дефектов лишь накладываются на естественное распределение S; (т. е. распределение в отсутствие дефектов) Поэтому совокупности величин Sj по всем бездефектным участкам дефектных генераторов можно считать отдельными совокупностями (если таких участков достаточно много). Для таких искусственно сконструированных совокупностей величин Sj, которые условно следует считать характеристикой бездефектных генераторов, в таблице 2.2 используется код 3. В итоге в таблице 2.2 представлены 23 совокупности Sj, восемь из которых относятся к дефектным генераторам (код 2), а 15 - к бездефектным (коды 1, 3).
Для каждой совокупности приведены следующие данные: S (в порядке возрастания этого параметра идет нумерация совокупностей); наибольшая Rg и наименьшая RM ИЗ величин Rj; вероятность распушения, вычисленная по [23], для участка Rj = Re . Усреднение q по всем дефектным генераторам позволяет оценить pi бездефектным - р2 . По табл. 2.2 вероятности пропуска дефекта pi и ложной дефек-тации р2 равны соответственно 0,14 и 0,59.
Вместо контрольных условий [23] предлагаются следующие правила. Прежде всего, отказаться от диагноза по отдельным участкам и выносить суждение только для статора в целом: либо дефектных участков нет, либо они есть, но будут выявлены при осмотре. Для постановки диагноза в целом используются условия
Синтез измерительного преобразования информационного параметра.
Проведенные теоретические и экспериментальные исследования показали, что с помощью штатных средств виброконтроля не удается с достаточной достоверностью регистрировать случайные импульсы ударного происхождения, из-за недостаточной чувствительности серийных вибропреобразователей к низкочастотным вибрациям, невозможностью выделения ударных импульсов в широком спектре колебаний опор, а также отсутствия в штатных средствах контроля турбоагрегатов блоков для определения числа импульсов и расчета периода возникновения ударных импульсов, что необходимо для достоверного выявления дефектов статора генератора.
В настоящее время предложено и активно внедряются в практику виброконтроля энергетического оборудования достаточно много новых конструкций низкочастотных преобразователей абсолютных величин вибраций, действие которых основано на пьезоэлектрическом и индуктивном эффекте преобразования механических колебаний в электрический сигнал. Однако их полные технические параметры и характеристики АЧХ и ФЧХ еще не установлены, что ограничивает возможность их применения для регистрации случайных импульсов.
В практике проектирования виброизмерительных систем широко применяются численные методы расчета основных параметров преобразователей различного типа, которые оформлены в виде интерактивных программ для ЭВМ, позволяющих синтезировать преобразователи различного типа [66], известны отечественные и зарубежные публикации по проектированию электронных схем, которые широко применяются в приборах и системах виброконтроля [67, 68, 69, 70, 71].
В настоящее время наиболее перспективным путем для создания низкочастотных индуктивных вибропреобразователей считается применение активных корректирующих устройств с резистивным мостом [72]. Суть этого способа изложена в авторском свидетельстве [73], принципиальная схема включения измерительной катушки в цепь резистивного моста показана на рисунке 3.1.
Устройство работает следующим образом. Индуцируемое при наличии колебаний в измерительной катушке 2 напряжение снимается с одной диагонали моста 3 и подается на усилитель 7. На выходе этого усилителя напряжение пропорционально скорости смещения измерительной катушки 2. Это напряжение интегрируется для получения напряжения, пропорционального смещению катушки 2, и подается на один из входов усилителя 12, а на второй вход этого усилителя подается напряжение с делителя, пропорционального скорости. С выхода усилителя 12 напряжение подается на другую диагональ моста 3 как напряжение обратной связи. Мост 3 выполнен сбалансированным, поэтому ток, протекающий по измерительной катушке 2, определяемый усилителем 12, не влияет на напряжение, снимаемое с диагонали моста 3, подключенной к входам усилителя 7. На выходе этого усилителя напряжение всегда пропорционально только скорости смещения подвижной измерительной катушки 2, вызванного действием вибрации независимо от полярности и глубины обратной связи. Использование индукционного преобразователя, охваченного обратной связью по скорости и смещению, имеющего только одну обмотку, позволяет (при тех же конструктивных размерах) увеличить число витков в катушке и тем самым повысить чувствительность устройства в области низких частот, упростить его конструкцию и повысить за счет уменьшения деталей преобразователя надежность эксплуатации. В общем виде передаточную функцию прямой цепи преобразователя можно записать в виде [66]: где Ki и Кг- коэффициенты усиления операционных усилителей; Wfl и Wf2 - передаточные функции преобразователей (операционных усилителей с интегрирующими цепями, делителем напряжения и т. п.) Анализ передаточных функций операционных усилителей с помощью стандартных программ [70] показал, что выходной сигнал преобразователя не имеет чисто интегральной зависимости, компенсирующей электромагнитную связь и кроме того обратная связь усилителя 12, определяемая стабильностью резисторов 7 и 10, имеет мнимые значения, что может привести к нестабильности частотно-фазовой характеристики преобразователя. Известна другая конструкция вибропреобразователя [74], содержащего постоянный магнит, подвижную катушку с блоком управления перемещения ее в зазоре постоянного магнита, канал усиления и преобразования сигналов информации, электрический мост, состоящий из обмоток катушки и сопротивлений, где обмотки подвижной катушки включены в цепь регулятора тока в обмотках катушки, связанного с входом блока управления перемещением катушки, чем преследуется цель расширения частотного диапазона. Недостатком данного устройства является то, что встречное соединение обмоток катушки и их смещенное положение относительно поперечного сечения магнитного поля в его одном зазоре не создает линейности функции преобразования, а также не обеспечивает глубину смещения собственной частоты резонанса подвижной системы в область низких частот, что ограничивает его применение для регистрации низкочастотных колебаний ударного происхождения. Еще одним техническим решением вопроса оценки вибросостояния статоров турбогенераторов может быть использование преобразователя [75], содержащего постоянный магнит, подвижную катушку с обмоткой, подвешенной на пружинах в его зазоре, и электронный преобразовательный блок. Его подвижная катушка снабжена дополнительной магнитной массой, расположенной в поле постоянного магнита, и датчиком ее положения в магнитном зазоре и относительно корпуса, выход которого через электронный преобразовательный блок соединен с обмоткой подвижной катушки и выходом преобразователя. Этим достигается получение сигнала, пропорционального перемещению, и частичное смещение его механического резонанса в область низких частот, чем и обеспечивается независимость его ориентации по отношению к вертикали.
