Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Применение электромеханических приводов - основное направление повышения надежности газопроводной арматуры 8
1.1. Классификация арматуры, условия эксплуатации и требования, предъявляемые к арматуре 9
1.2. Анализ существующие конструкций электроприводов арматуры газопроводов 17
1.3. Обоснование моноблочной конструкции электромеханических приводов для газопроводной арматуры 22
1.4. Выводы по главе 1. Постановка задач исследований 29
ГЛАВА 2. Исследование надежности электромеханических приводов газопроводной арматуры 30
2.1. Математическая модель долговечности и надежности приводов газо
проводной арматуры на базе РВМ 30
2.1.1. Описание математической модели. Граничные условия 32
2.1.2. Определение параметрической надежности по контактной выносливости сопряжений РВМ 35
2.1.3. Определение параметрической надежности по износу сопряжений РВМ.' 38
2.1.4. Определение параметрической надежности по деградации смазки РВМ 42
2.2. Анализ математической модели 43
2.3. Решение контактной задачи при действии касательных напряжений 53
2.3Л. Аналитическое решение контактной задачи для криволинейных профилей ИМ 53
2.3.2. Численный эксперимент по решению контактной задачи для винтовых звеньев ИМ в среде Pro/MECHANICA 60
2.4. Выводы по главе 2 71
ГЛАВА 3. Исследование взрывобезопасности электромеханических модулей газопроводной арматуры ... 73
3.1. Определение потерь мощности электродвигателя ЭММ 74
3.2. Расчет температуры корпуса ЭМП методом теплового баланса 78
3.3. Уравнение теплопроводности и краевые условия для ЭММ 82
3.4. Расчет распределения температурных полей в ЭММ и максимальной температуры на поверхности корпуса ЭММ задвижки методом конечных элементов 88
3.5. Выводы по главе 3 93
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования параметров надежности электромеханического модуля задвижки 94
4.1. Объект испытаний и исследований 94
4.2. Описание стенда, методика испытаний и измерительная аппаратура 101
4.2.1. Описание экспериментальной установки 101
4.2.2. Методика испытаний 107
4.2.3. Обработка экспериментальных данных 109
4.3. Анализ результатов испытаний. Сравнение теоретических и экспериментальных результатов 110
4.4. Выводы по главе 4 112
ГЛАВА 5. Разработка инженерной методики проектирования электромеханических модулей газопроводной арматуры. примеры разработанных конструкций 113
5.1. Алгоритм методики расчета и проектирования .. 113
5.2. Описание разработанных конструкций электромеханических приводов 115
5.2.1. Твердотельное моделирование и создание конструкторской документации электромеханического привода модульного типа для систем водоснабжения и канализации 115
5.2.2. Разработка ЭММ газопроводной арматуры 125
5.2.3. Создание универсального электромеханического привода модульного типа для управляемой газовой арматуры 127
Общие выводы 129
Библиографический список
- Анализ существующие конструкций электроприводов арматуры газопроводов
- Определение параметрической надежности по контактной выносливости сопряжений РВМ
- Расчет температуры корпуса ЭМП методом теплового баланса
- Описание стенда, методика испытаний и измерительная аппаратура
Введение к работе
Развитие и безопасная эксплуатация существующих газопроводных сетей невозможны без применения устройств автоматически управляющих рабочими параметрами газа. Одним из перспективных направлений развития данных устройств являются электропривода, которых осуществляют перемещение рабочего органа газопроводной арматуры (ГПА). Однако, широкое использование электроприводов в ГПА часто сдерживается недостаточными Показателями надежности и эксплуатационными характеристиками этих устройств. Создание электроприводов на основе модульной схемы на базе вентильных двигателей постоянного тока и планетарных передач, встраиваемых в ротор двигателя, позволило значительно сократить габариты, уменьшить массу, повысить точность перемещения и надежность привода. Соблюдение технических требований к этим устройствам невозможно без повышения надежности приводов, входящих в их состав. Поэтому актуальной является задача создания методов проектирования электромеханических приводов с высокими параметрами надежности, решению которой и посвящена данная работа.
Работа состоит из пяти глав, введения и заключения. В 1 главе рассмотрены особенности существующих схем газопроводной арматуры и конструкций электроприводов поступательного перемещения (ЭП ПП), показана перспективность моноблочной схемы построения приводов. Рассмотрены требования по надежности и долговечности ЭП ПП, используемых в газопроводной арматуре. Показано, что невыполнение указан-ных требований приводит к потере работоспособности всего устройства. Обосновано применение роликовинтовых механизмов (РВМ), применяемых в ЭМП поступательного перемещения. Однако данные механизмы в ряде случаев не отвечают жестким эксплуатационным требованиям.
Выполнен обзор литературы по исследованиям долговечности и надежности ЭМП на базе РВМ. Анализ работ по надежности и долговечности РВМ
показал, что пятно контакта в процессе работы РВМ остается постоянным и не искажается. Кроме того, полагалось, долговечность определяется только усталостным выкрашиванием. При этом не учитываются особенности геометрии в элементарном контакте и искажение пятна контакта для различных групп РВМ. Проведенный анализ литературных источников позволил сформулировать цель работы и поставить задачи дальнейших исследований.
Во 2 главе проведено исследование надежности ЭММ ГПА, в частности один из важных параметров надежности долговечность. Показано, что эти характеристики определяются параметрами РВМ, входящего в состав привода, поэтому долговечность определяется системой уравнений:
(0 [ ,,(/) ; « Km(t) [Kn{t)l
Kc(t) [Kc(t)l где 7 (/), [к )\ Kn(t), [Кж(і)\ Kc(t), [Kc(t)] - текущие и допускаемые коэффициенты запаса для контактной усталости, износа и смазки,
В главе предложены выражения для нахождения всех составляющих системы. Также в главе были проанализировано влияние геометрических параметров РВМ на контактные напряжения, деформацию и параметры контакта передачи. С целью проверки правильности полученных аналитических зависимостей проведен конечно-элементный анализ контактного взаимодействия витков РВМ в пакете Pro/MECHANTCA 2001. Сравнение аналитических и численного решений показало, что расхождение между численным решением и методикой СВ. Пинегина для контактных напряжений (в зависимости от нагрузки на виток Р) составляет 14,8%, с методикой Э.Л. Айрапетова -10,1%, а с зависимостями - 4,3%.
В третьей главе рассмотрены вопросы взрывобезопасности, так как эксплуатация арматуры и ЭММ предусматривает наличие в окружающей среде взрывоопасных легковоспламеняющихся газо-воздушных смесей.
Выявлены основные причины возникновения взрывоопасной ситуации
при эксплуатации ЭММ ГПА и предложены методы расчета критериев взры-вобезопасности.
В четвертой главе описаны результаты экспериментальных исследований температурных полей электромеханических модулей, которые подтвердили правильность разработанных моделей. Сравнение полученных результатов температуры на корпусе привода ГПА, выполненных методом конечных элементов (численный эксперимент), аналитического решения и эксперимента показано на рис. 12. Расхождение между ними аналитическим и экспериментальными результатами не превышает 8,6%.
В пятой главе разработана методика автоматизированного расчета и проектирования моноблочных ЭМП с высокими показателями надежности и долговечности. Расчетная методика и алгоритмы программно реализованы в системе Pro/ENGINEER 2001. В главе приводятся примеры реализации предложенных методик в промышленности.
На защиту автором выносятся следующие положения:
- математическая модель надежности моноблочного модуля поступательного перемещения ГПА;
- аналитические и численные зависимости для определения параметров контакта РВМ с учетом смещения пятна контакта по витку вследствие изменения угла подъема резьбы;
- методики автоматизированного проектирования и расчета моноблочных электромеханических приводов ГПА с заданными характеристиками надежности.
Анализ существующие конструкций электроприводов арматуры газопроводов
Для механизированного и автоматизированного управления арматурой применяются различные типы приводов [39]: электроприводы; электромагнитные приводы; пневматические; гидравлические приводы.
При выборе учитываются интенсивность работы привода, место установки арматуры, удобство обслуживания, взаимосвязь с различной аппаратурой, пожаро- и взрывобезопасность окружающей среды и экономические показатели. В газовой промышленности гидравлические и электромагнитные приводы используются в особых случаях [17]. Более широко используются пневмоприводы с мембранным исполнительным механизмом (ИМ), используемые в регулирующей арматуре для непрерывного регулирования потоков рабочей среды в трубопроводных системах. Наибольшее распространение получили электроприводы, которые используются для запорной и регулирующей газопроводной арматуры [18], т.к. они используют наиболее доступный вид энергии — электроэнергию Гидравлические и электромагнитные приводы используются в осо-быхЪлучаях [82].
Электроприводы нашли широкое применение благодаря ряду существенных преимуществ перед другими видами приводов [17, 82]. Эти приводы используют электроэнергию только в период работы, могут включаться на месте или дистанционно, что облегчает автоматическое управление процессами, при управлении электроприводами запаздывание во времени от подачи до исполнения команды незначительно. Относительная экономичность использования электроприводов возрастает при увеличении площади обслуживания или расстояния, с которого осуществляется управление. Кинетическую энергию вра щающихся частей можно использовать, например, для открытия задвижек с затвором, защемленным в корпусе.
Арматурной отраслью в настоящее время изготавливаются две группы электроприводов [17]. К первой относятся все электроприводы с муфтой крутящего момента одностороннего действия, ко второй — с муфтой двустороннего действия. Электроприводы второй группы универсальны, могут управлять любой арматурой, конструкция их в нормальном и взрывозащищенном исполнении унифицирована. Предельные значения технических параметров ЭП для арматуры приведены в табл. 1.1.
Существующие электроприводы арматуры показаны в таблице 1.2« Принцип действия существующих электроприводов заключается в следующем [17], Вращение от электродвигателя передается через редуктор (червячный (рис, L4), зубчатый, цилиндрический, планетарный) на выходной вал привода. Последний вращает ходовую гайку или шпиндель арматуры» Винтовой механизм ходового узла преобразует вращательное движение в поступательное, благодаря чему дшинделв перемещает затвор относительно седла корпуса арматуры. Ход затвора ограничивается отключением злеістродішгателя от сети с помощью выключателя., разрывающего цтіь питания. Этим выключателем может быть путевой, если конструкция арматуры такова, что ее затвор достаточно установить в требуемое положение, или муфтовый, если конструкция арматуры требует поджатая затвора к седлу с определенным усилием.
Приводы с муфтой одностороннего действия способны поджать затвор к седлу арматуры только при ее закрывании, с муфтой двустороннего действия могут осуществлять то же самое как при закрывании арматуры, так и при полном открывании, что бывает необходимым, если арматура имеет верхнее уплотнение, при возникновении аварийных условий (например, заедание ходовых узлов арматуры). Первая муфта будет действовать только при закрывании арматуры, вторая как при закрывании, так и при открывании.
Кинематические схемы электроприводов обоих видов представлены в табл. 1.2. Для перемещения арматуры вручную, вращением маховика (при аварии, настройке и др.), в электроприводе предусмотрен ручной дублер. Для закрывания арматуры маховик ручного дублера следует вращать по часовой стрелке. В связи с тем, что в большинстве электроприводов при управлении ручным дублером движение на выходной вал передается через редуктор привода, имеющий большое передаточное число (в среднем от 20 до 90), для перемещения затвора арматуры на полный ход необходимо совершить большое число оборотов маховика (например, для задвижки с Dy = 500 мы — более 1000 об). Из-за большого передаточного числа редуктора при закрывании арматуры не следует прикладывать к маховику чрезмерно большого усилия.
При электрическом управлении включение двигателя в сеть может осуществляться оператором пусковыми кнопками или автоматически контактами автоматического регулятора или реле, действующим от соответствующих датчиков [17].
Определение параметрической надежности по контактной выносливости сопряжений РВМ
Решение интеграла (2,3) с учетом КЗС элемента конструкции при нормальном законе изменения параметров эксплуатационного нагружения и со-противляемости материала позволяет получить следующую формулу для определения вероятности безотказной работы: Р=\- Ф(ир), (2.6) где Ф(ир) - функция Лапласа, ир - аргумент функции Лапласа, которьім является квантиль нормированного нормального закона распределения: R-H ир= (2.7)
При динамическом режиме нагружения элемента конструкции математическое ожидание сопротивляемости материала элемента конструкции с течением времени уменьшается [65]. Для циклического режима нагружения матема тическое ожидание сопротивляемости материала отображается формулой: где ov І - математическое ожидание сопротивляемости материала элемента конструкции при циклическом его нагружении с частотой щ\ ач - номинальное значение сопротивляемости материала, соответствующее номинальному числу циклов нагружения Na (предел прочности материала); тп - показатель степени кривой усталостной прочности материала; Та - номинальная температура элемента конструкции; U - продолжительность нагружения элемента конструкции; ТІ — рабочая температура; mt - показатель температурной зависимости сопротивляемости материала.
Подставив формулу (2.8) в интеграл (2.3) и решив относительно продолжительности нагружения элемента конструкции th которая и является характеристикой долговечности элемента конструкции, получим;
Надежность и долговечность ролико-винтового механизма (РВМ), который применяется в качестве механической передаче в ЭММ трубопроводной арматуры, исследованы в ряде работ Морозова В.В. [60], Панюхина В.И. [62], Жданова А.В. [35]. На основе данных работ разработана и в настоящее время применяется методика расчета долговечности. Данная методика рассматривает ролико-винтового механизм с точки зрения шарикоподшипников. Однако существующая методика не учитывает контактные напряжения, возникающие в механизме. Рассмотрим РВМ как зубчатую передачу, долговечность которой будет выражаться следующим образом [64]: f \т» h (2.9) где ав - предел прочности; ан - контактные напряжения; SIJ4 - среднее квадратичное отклонения предела прочности; S# — среднее квадратичное отклонения. Для определения контактных напряжений воспользуемся формулой [64]: = ,- v- , (2.10) WB где Кк - коэффициент концентрации напряжений в местах переходных диаметров; Kv - коэффициент динамичности; МПР - приведенный момент; WB - момент сопротивления сечения винта.
Следует заметить, что приведенная выше формула применительно к РВМ изменится, так как в РВМ имеет место не одиночный контакт, как в обычной зубчатой передаче, а многопарный, поэтому формула примет вид: гн=КгКу- Мпр , (2.11) где Кн - коэффициент неравномерности распределения нагрузки между витками; і - число точек контакта, /=//Р, /- длина резьбовой части ролика, Р — шаг резьбы. Приведенный момент рассчитываем по формуле: П Б 2 J MnP=4Ml+{M0+MRy+M\, (2.12) где Ми - изгибающий момент; М0 - осевой момент; MR - радиальный момент; Мк крутящий момент.
В соответствии с эпюрой изгибающих и крутящих моментов можем записать Mu=PJ/4; MQ=P0dJ4\ MR= PJ/4; MK= PudJ4, где Pu - окружная сила, I длина между подшипниками, Р0 - осевая сила, de - средний диаметр винта, Рг -радиальная сила. Осевая сила Р0 равна нагрузке, действующей на передачу. Радиальная силу Рг найдем по зависимостям [ ]: Для зацепления винт-ролик Рг = Р0 (2.13) «.(cos( )-/.sin( )) где п — число роликов; у/ — угол наклона нормали в точке контакта, ух = arctgt jtg(ax У + tg{\ )2 J, где ах=А5 - половина угла профиля, Xj - угол подъема винтовой линии; at\ - торцевой угол профиля на рабочем диаметре, ап = arccos /«4 і \f\h и /із " коэффициенты трения. \ 8Л J Окружную силу Ри определяем как: Р=Р. n\cosyx-fx\ -sin/,) (2.14)
Таким образом, подставляя выражения (2.5) и (2.6) в (2.4) получим формулу для вычисления приведенного момента:
В большинстве случаев изменение закона перемещения выходного звена связано линейной зависимостью со временем. В этом случае для линейного износа в сопряжениях РВМ имеем: U(t) = U0+yt9 где у = у if = const - скорость изнашивания для установившегося режима износа; U0- начальный (приработочный) износ; Зная максимально допустимый износ [c/maxj можно найти коэффициент запаса для каждого І -го элемента ИМ, который равен \итш] км=т- (2л7)
Будем рассматривать износ сопряжений с учетом абразивного изнашивания, поскольку другие виды износа (адгезионый, коррозионный и др.) в РВМ практически не встречаются, что показано в работах [21, 22]. Выражения для нахождения величины абразивного износа для линейного и точечного контактов в РВМ приведены в таблице 2.1.
Значения предельного износа \Umax\ устанавливаются, исходя отдельно из критериев прочности, точности перемещения, рассеивания выходных параметров и т.д. При работе ЭММ обычно принимают во внимание первые два фактора. Поэтому необходимо найти выражение для предельного износа [c/maxJ для обобщенного критерия работоспособности ИМ. Кроме этого, необходимо принимать во внимание тот факт, что предельные износы многозвенных механизмов также имеют особенности.
Расчет температуры корпуса ЭМП методом теплового баланса
ЭММ представляет собой сложную термодинамическую систему, неоднородную по своим тепловым параметрам, имеющую внутреннее тепловыделение и сложную внутреннюю циркуляцию тепловых потоков. Анализ таких систем выполняются методами нестационарной теплопроводности [96].
Тепловая модель ЭММ представляет собой однородное в тепловом отношении тело. При использовании этой модели делаются следующие допущения: - ЭММ имеет бесконечно большую теплопроводность и, как следствие, одинаковую температуру по всему объему; - количество теплоты, которым ЭММ обменивается с окружающей средой, пропорционально разности температур привода и окружающей среды; - тепловые параметры ЭММ и окружающей среды постоянны и не связаны с температурой двигателя.
Тепловую энергия, выделившая за элементарный промежуток времени ей, можно определить следующим образом: != АР dt
Часть тепловой энергии поглощается ЭММ и приводит к повышению его температуры: dQ2 = Cdd, где С - теплоемкость корпуса ЭММ; 0 - превышение температуры ЭММ над температурой окружающей среды. Другая часть энергии, выделенной в ЭММ, отдается в окружающую среду. Эта энергия пропорциональна превышению температуры G: dQ3 = AQ dt, где А - теплоотдача, 9 - количество теплоты, отдаваемое ЭММ в окружающую среду (тепловая мощность).
Тепловая энергия, выделяемая в электродвигателе ЭММ, равна сумме энергии, поглощаемой и отдаваемой в окружающую среду. На основании уравнения теплового баланса можно записать: dQi=dQ2+dQB С учетом приведенных выше формул уравнение теплового баланса можно переписать в следующем виде: APdt = CdQ+AO dt
Тепловая энергия АР, выделившаяся на статоре электродвигателя равна мощности потерь, которую определена выше. Теплоотдачу А можно выразить через тепловое сопротивление привода Rcf A=1/RCT В окончательном виде уравнение теплового баланса;
Из уравнения (3.6) теплового баланса определим зависимость температуры корпуса привода ЭММ от времени (рис. 3.4). Анализ проведем для различных типов двигателей (рис. 3.4 а) для ДБМ 70-22-0,16-2 и б) для ДБМ 120-1-0,8-2) и разной нагрузке на механизм (рис. 3.4).
Анализ графиков рис. 3.4 показывает, что с увеличением мощности двигателя температура на корпусе двигателя возрастает. Так при увеличении нагрузки в 2 раза с 6 кН до 12 кН, температура на корпусе двигателя ДБМ 70-22-0,16-2 увеличивается с 98 до 140С (то есть в 1,5 раза) и достигает предельных значений, что превышает максимально допустимое значение температуры для эксплуатации приводов ГПА. Для двигателя ДБМ 120-1-0,8-2 при тех условиях температура возрастает с 47 до 120С (т.е. в 2,5 раза), но не превышает максимально допустимое значение температуры.
Из анализа графиков на рис. 3.4 видно, что оба двигателя достигают установившегося значения температуры примерно через 1,5 мин (около 90 с) после начала работы.
В формуле (3.16) через а обозначена температуропроводность материала, характеризующая способность материала повышать свою температуру с большей или меньшей скоростью діїдх при аккумулировании теплоты. Температуропроводность материала пропорциональна X и обратно пропорциональна удельной теплоемкости при постоянном объеме. Значения температуропровод-ность металлов а = (12 180)-10- м /с, теплоизоляторов а = (0,04-гЗ)-10 м /с [ ].
В стационарном режиме (dt/дт = 0) уравнение теплопроводности принимает вид V2t + qJX = 0. (3.17) Покажем, что путем преобразования системы координат х - x ]X/Xx, У = у Х!Ху, zy = z jX/Xz (3.18) дифференциальное уравнение (3.15) для анизотропных тел можно записать в форме (3.16).
В зависимостях (3.18) X - так называемая базовая теплопроводность, выбор которой произволен; обычно за X принимают одно из трех значений тепло-проводностей: Хх, Ху или Xz. Подставим новые значения координат (3.18) в уравнение (3.15); для этого предварительно проделаем следующие выкладки:
Описание стенда, методика испытаний и измерительная аппаратура
В состав системы входят схема управления силовыми транзисторами, силовые транзисторные ключи, схема токоограничения и задатчик скорости вращения двигателя. Функции декодера положения ротора, формирователя ШИМ выполняет микроконтроллер.
Декодер положения ротора контролирует два выхода датчиков, вырабатывая соответствующие сигналы на верхних и нижних выходах драйвера управления ключами. В качестве датчиков используются датчики Холла (К1116КП11).
Использование широтноимпульсной модуляции обеспечивает энергетически эффективный метод управления скоростью вращения двигателя за счет изменения среднего значения напряжения, приложенного к каждой обмотке статора в течении цикла. Широтно импульсная модуляция как правило реализуется только на нижних ключах.
Непрерывная работ двигателя может привести к его перегреву и перегрузке (нарушению функционирования). Для предотвращения этих эффектов применяется поцикловое ограничение тока, где каждый цикл рассматривается как отдельное событие. Ограничение тока реализуется контролем превышения тока статора по состоянию выходных транзисторов. При фиксации превышения тока происходит немедленное выключение выходов и удержание их в выключенном положении до следующего цикла. Ток статора переводится в напряжение через резистор Кш. Напряжение, полученное на КШ9 контролируется схемой токоограничения и сравнивается с внутренним опорным напряжением. Значение резистора Кш определяется по формуле: Яш = —-—. тах
При использовании двухфазного двигателя необходимы только два датчика положения ротора, расположенных под углом в 90 электрических градусов. Развитая современная элементная база позволяет строить высокоэффективные системы управления двигателями. Микроконтроллер выполняет функции формирователя ШИМ, регулятора тока и скорости. К нему также подключен задатчик скорости, предназначенный для оперативного изменения режимов работы двигателя.
В качестве управляющего микроконтроллера используется однокристальный 8-ми разрядный микроконтроллер семейства MCS-51. Основная задача микроконтроллера (МК) это управление двигателем по заданному алгоритму. Для коммутации обмоток двигателя применены два силовых трехфазных транзисторных моста CPV362M4U. В качестве ключей в них используются мощные биполярные транзисторы с изолированным затвором IGBT. Их хорошие токовые характеристики и относительно высокие частотные свойства позволяют питать двигатель при несущей частоте ШИМ 16-20 кГц. Для согласования управляющих выходных сигналов микроконтроллера с входами силового моста применяется драйвер IR213 3 S. Драйвер выполняет также функцию защиты от перегрузок по току. В качестве датчика тока используется резистор Rm. При превышении тока выше допустимого драйвер закрывает транзисторные ключи и отключает двигатель, а также выдает информацию об аварийном состоянии в МК.
Представленная система управления обладает некоторыми недостатками. Транзисторные мосты CPV362M4U являются трехфазными, и они ориентированы на управление трехфазными двигателями, обмотки которых включены звездой. Для управления двухфазным двигателем с независимыми обмотками необходимо применение двух транзисторных мостов, а соответственно и двух драйверов, что приводит к удорожанию системы управления.
Поэтому более целесообразно применять силовые транзисторы, рассчитанные на заданный ток нагрузки, например IRG4PH30U, у которых максимальный ток составляет 30А. Транзисторы включаются по мостовой схеме, и для их управления можно применить более дешевые драйверы, например, IR21025IR2113HT.n.
Для обеспечения максимального пускового момента и минимального времени разгона применяется форсированный режим пуска двигателя, и после разгона работа двигателя переводится в нормальный режим работы. Силовые транзисторы IRG4PH30U позволяют обеспечить форсированный режим пуска.
В качестве датчиков измерения температуры использовались датчики 2322 640 6.103, параметры которых представлены в табл. 4.5, а схема расположения их на корпусе ЭММ на рис.4.3 а. Тарировочные графики датчиков 2322 640 6,103 зависимости сопротивления от температуры приведены на рис. 4.6, 4.7 для всего диапазона температур и для диапазона от 0 до 130С.
Испытания ЭММ проводились по специально разработанным методикам согласно [45]. При испытаниях ЭММ на надежность и температурные режимы модуль нагружался постоянной силой, имитирующей реальную нагрузку при работе. Каждое испытание начиналось при комнатной температуре, которая фиксировалась перед нагружением. Далее ЭММ работал с нагрузкой Р, и датчиком фиксировались значения сопротивления, которое соответствует температуре. Тарировочные графики для используемых датчиков представлены на рис. 4.7. Показания датчиков фиксировались через каждые 2 мин. (для каждой плоскости). Затем вычислялось среднее арифметическое значение и результаты заносились в таблицу. При выходе ЭММ на установившийся уровень температуры испытания продолжались в течении 0,5 часа, после чего прекращались. ЭММ остывал до комнатной температуры в течение не менее, чем 4 часов. После этого ЭММ частично разбирался и осматривался, фиксировались механические повреждения двигателя, подшипников, механизмов, качества смазки, наличие износа и другие параметры. Измерялись величина среднего диаметра резьбы. Далее ЭММ собирался, и испытания продолжались с другим уровнем нагрузки Р или другим размещением датчиков температуры на корпусе.
В ходе проведения эксперимента для РВМ не было обнаружено заметных следов усталостного выкрашивания и износа резьбы. Это объясняется высокой твердостью рабочих поверхностей (НК.Сэ 60), а также высокой долговечностью механизма. Данный РВМ относится к группе За, у которой потери на трение в резьбе стремятся к 0.
