Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ научных работ по оценке коэффициента полезного действия автоматических трансформаторов
1. Коэффициент полезного действия различных передач
1.1. КПД зубчатых редукторов '"
1.2. КПД гидродинамических муфт и гидротрансформаторов
1.3. КПД клиноременного вариатора 15
1.4. КПД фрикционной передачи '"
2. Анализ работ по коэффициенту полезного действия бесступенчатых передач 19
3. Постановка задачи 24
ГЛАВА 2. Математическая модель инерционного трансформатора, выполненного по жесткой схеме 2 б
2.1. Физическая модель инерционного трансформатора с жесткой схе мой
2.2.Математическая модель инерционного трансформатора
2.3. Построение периодического решения системы нелинейных дифференциальных уравнений 34
ГЛАВА 3. Оценка потерь мощности в инерционном трансформаторе вращающего момента 41
3.1. Оценка потерь на трение в зубчатом зацеплении импульсного механизма Левина
3.2. Оценка потерь на трение качения при перекатывании сателлитов в импульсном механизме Левина 51
3.3. Оценка потерь мощности на трение скольжения в храповом механизме свободного хода инерционного трансформатора 55
3.4. Потери мощности на перемешивание смазки 66
3.5. КПД инерционного трансформатора
З.б.Методика расчета коэффициента полезного действия инерционно го трансформатора ' '
ГЛАВА 4. Оптимизация параметров итвм с целью повышения его кпд и сравнительный анализ конструктивных решений по коэффициенту полезного действия 74
4.1. Сравнительный анализ основных схем инерционных трансформаторов по коэффициенту полезного действия
4.2. Оптимизация параметров импульсного механизма с целью увеличения КПД инерционного трансформатора
ГЛАВА 5. Экспериментальное определение кпд опытно-промышленного образца инерционного трансформатора вращающего момента на стенде 89
5.1. Цели и задачи эксперимента
5.2. Описание экспериментального стенда и измерительной аппаратуры 89
5.3. Проведение экспериментальных исследований 93
5.4. Обработка экспериментальных данных. Сравнение результатов теоретических и экспериментальных исследований
Выводы №8
Список литературы
- КПД гидродинамических муфт и гидротрансформаторов
- Построение периодического решения системы нелинейных дифференциальных уравнений
- Оценка потерь мощности на трение скольжения в храповом механизме свободного хода инерционного трансформатора
- Оптимизация параметров импульсного механизма с целью увеличения КПД инерционного трансформатора
Введение к работе
Одним из путей повышения производительности современных машин и точности воспроизведения ими технологических процессов является применение автоматических бесступенчатых передач. Из существующих в настоящее время механических бесступенчатых передач наиболее широкое распространение получили фрикционные передачи. В данных передачах крутящий момент с входного вала на выходной передается непрерывно с помощью сил трения. Преимуществом подобных передач является бесшумность работы и отсутствие колебаний угловой скорости выходного вала. Однако, как и всем фрикционным передачам, им свойственен следующий недостаток: наличие в механизме нормальных сил, не участвующих непосредственно в передаче момента. Эти силы значительно, на порядок и больше, превышают силы, осуществляющие рабочий процесс. Появление их ведет к дополнительным потерям мощности, увеличению контактных напряжений и к снижению долговечности передачи. Поэтому использование бесступенчатых фрикционных передач ограничивается лишь преимущественно маломощными машинами.
К нефрикционным передачам, работающим на основе зацепления, можно отнести импульсные вариаторы и инерционные трансформаторы, которые лишены недостатков, свойственных фрикционным трансмиссиям.
Инерционные трансформаторы вращающего момента относятся к передачам механического типа и являются автоматическими по своей природе. Перспективность их применения обуславливается наличием ряда положительных свойств, основными из которых являются [51]:
1. автоматическое изменение выходного момента в зависимости от оборотов ведомого вала, без применения каких-либо дополнительных регулирующих устройств;
2. компактность конструкции инерционных трансформаторов, позволяющая вписываться в габариты ступенчатых приводов и в ряде случаев снижать габариты;
3. защита двигателя от перегрузки и остановки в моменты торможения рабочих органов-так называемый «столовый» режим;
4. возможность работы на режиме прямой передачи, при которой трансформатор работает как упругая динамическая муфта, значительно снижая крутильные колебания в трансмиссии по сравнению со ступенчатой передачей.
Из всего вышесказанного следует, что инерционный трансформатор является перспективным для использования в современной технике, в частности, в трансмиссиях мото- и автотранспорта.
Инерционный трансформатор включает импульсный механизм и два механизма свободного хода (МСХ). Вращательное движение ведущего вала преобразуется импульсным механизмом в колебательное движение промежуточного, которое, с помощью корпусного и выходного МСХ трансформируется во вращательное движение выходного вала. Таким образом, в инерционном трансформаторе отсутствует непрерывный поток энергии, а изменение вращающего момента и угловой скорости происходит за счет накопления энергии грузовыми звеньями и импульсной ее передачи с помощью МСХ.
В качестве импульсного механизма наиболее успешно используется планетарный гармонический механизм Левина с «плавающими» сателлитами, так как он имеет наиболее низкую неравномерность вращения ведущего маховика и грузовых звеньев, а также сравнительно прост в изготовлении и сборке. В качестве механизмов свободного хода наиболее перспективны храповые МСХ [18],[65], [66], [67]. Их основные достоинства: передача крутящего момента с помощью нормальных сил, что позволяет снизить действующие в механизме силы на порядок; четкость процесса заклинивания и расклинивания, неприхотливость к точности изготовления и сборке.
Поскольку коэффициент полезного действия (КПД) является важнейшей характеристикой любого привода, то задача повышения КПД инерционного трансформатора является актуальной.
В представленной работе исследуется КПД инерционного трансформатора, выполненного по жесткой схеме, с использованием импульсного механизма Левина и храповых МСХ на различных режимах работы, разрабатывается методика расчета КПД, а также проводится оптимизация параметров трансформатора с целью повышения его коэффициента полезного действия.
Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения и приложений.
В первой главе проводится обзор работ, посвященных КПД автоматических трансформаторов, а также различных передач.
Во второй главе приводится обобщенная модель инерционного трансформатора, выполненного по жесткой схеме, выводятся дифференциальные уравнения, описывающие процесс движения элементов трансформатора по участкам. Разрабатывается алгоритм построения периодического решения скоростей.
В третьей главе проводится анализ потерь мощности в инерционном трансформаторе, выявляются сопряжения, в которых они имеют наибольшее значение. На основе анализа разрабатываются методика и программа расчета КПД трансформатора.
В четвертой главе проводится оптимизация параметров инерционного трансформатора с целью повышения его коэффициента полезного действия. Сравниваются по КПД две основные схемы трансформаторов- классическая и схема с использованием энергии обратного импульса.
В пятой главе ставятся задачи экспериментального исследования. Проводится описание конструкции стенда и установки для проведения эксперимента. Даются результаты экспериментальных исследований.
В приложении содержится программа, использованная для расчета КПД трансформатора, результаты экспериментальных исследований и акт внедрения.
КПД гидродинамических муфт и гидротрансформаторов
Импульс момента, стремящийся повернуть реактор в противоположном направлении (обратный или отрицательный импульс), воспринимается МСХ 6, корпус которого жестко связан с корпусом инерционного трансформатора 7. МСХ 6 называется выходным, а МСХ 4 - корпусным. Исследовался инер ционный трансформатор с храповыми МСХ и импульсным механизмом Ле вина. Принятые обозначения: Ji - момент инерции ведущего маховика; J2 - момент инерции реактора; JB - момент инерции грузового звена относительно его собственной оси вращения; J4 - момент инерции выходного маховика; п - число грузовых звеньев; m - масса грузового звена; г0 - радиус эпицикла; Гі - радиус солнечной шестерни; г2 - радиус сателлита; h - эксцентриситет груза, относительно оси сателлита. Цикл работы трансформатора разбивается на участки, на которых дифференциальные уравнения движения механической системы не изменяются. Полный цикл движения складывается из следующих участков: -разгон реактора под действием инерционных сил грузовых звеньев до момента включения выходного МСХ; -совместное движение реактора и ведомого маховика при включенном выходном МСХ; -торможение реактора до момента включения корпусного МСХ; -участок неподвижного реактора при включенном корпусном МСХ до окончания действия отрицательного импульса момента. Участок разгона реактора начинается при возникновении положительного импульса импульсного механизма, при этом входной и выходной маховики разобщены и вращаются независимо друг от друга. Разгон реактора продолжается до достижения им скорости ведомого маховика, выбора зазора Ав в выходном МСХ и включения выходного МСХ. Окончание участка разгона произойдет при выполнении следующих условий: /3 6; [(бМ-%б)-(5- Ав- (2Л) Окончание участка разгона и включение МСХ происходит при (3 8.
На участке совместного движения происходит ускорение выходного маховика под действием прямого импульса момента. Совместное движение продолжается до окончания действия прямого импульса. На участке торможения реактора выходной МСХ размыкается, происходит торможение реактора под действием обратного импульса до его остановки и обратный ход реактора на величину зазора Ак в корпусном МСХ. Таким образом, включение корпусного МСХ происходит при выполнении следующих условий: /3 0; [/3М-/3 АК. (2-2) Таким образом, математическая модель инерционного трансформатора будет включать четыре системы дифференциальных уравнений, описывающих движение элементов трансформатора по участкам. 2.2. Математическая модель инерционного трансформатора Математической моделью являются системы обыкновенных дифференциальных уравнений, описывающих движение физической модели инерционного трансформатора на различных участках цикла. При составлении уравнений приняты следующие допущения: 1) Скорость вращения ведущего маховика принята постоянной; 2) Зазоры в зубчатом зацеплении планетарного ряда импульсного механизма, в шлицевых соединениях промежуточного вала с обоймами МСХ, в зо сопряжениях подшипников качения с маховиками и корпусом передачи не учитываются; 3) Несоосности валов трансформатора принимаются равными нулю; 4) Все звенья трансформатора принимаются жесткими; 5) Потери мощности на упругий гистерезис не учитываются Кинетическая энергия выходного маховика инерционного трансформа тора TB.M.= J452 (2.3.) Импульсный механизм, включающий ведущий маховик, грузовые звенья и реактор, имеет две степени свободы. На рис. 2.1. представлена схема импульсного механизма. Звено 1 обозначает ведущий маховик, 3 - реактор и 2 - грузовое звено. Центр тяжести грузового звена расположен в точке S. Кинетическая энергия импульсного механизма находится по следующей формуле: Ти.м. = -(Ji 2 + J2/52 +nmv +nJs02), (2.4) где Js - момент инерции сателлита относительно оси, проходящей через центр тяжести S; vs- скорость центра тяжести сателлита. Скорость центра тяжести сателлита можно найти, используя в качестве полюса точку В Vs = В + VSB + vBvSBcos , (2.5) где линейная скорость точки В определяется равенством: VB = ((rl+2r,)a+r,g) = a.+b. (2б) Скорость точки S относительно полюса В: vSB =h -ф, (2.7) где h - расстояние от центра тяжести до оси вращения сателлита; # - скорость вращения грузового звена. Она складывается из скоростей движения сателлита вокруг оси трансформатора и его вращения вокруг оси, проходящей через точку В: ф = \+ф. (2.8) Скорость поворота радиуса ОВ вокруг оси трансформатора =aa+bft = aot+bft OB е Скорость вращения грузового звена вокруг оси, проходящей через точку В находится по формуле # = q(a + 0), (2.10) где q согласно [60] является постоянной, определяемой исходя из геометрических параметров импульсного механизма. Для импульсного механизма Левина с ведущим эпициклом ІЇ(ІЇ +2г2) q = (2.11) 2г2(г! +г2) После подстановки формул (2.5) - (2.11) в выражение кинетической энергии (2.4) и записи его через обобщенные скорости импульсного механизма, получим следующее выражение:
Построение периодического решения системы нелинейных дифференциальных уравнений
Угол (3 в начале каждого цикла можно полагать равным нулю, а а находить по формуле (2.10). Описанный способ корректировки представляется как поиск по заданным скоростям момента сопротивления и двигателя. Однако при данном способе не всегда удается добиться сходимости решения, вследствие длительного переходного процесса, связанного со значительным моментом инерции выходного маховика.
Более рациональным представляется изменение угловых скоростей элементов трансформатора при неизменных значениях моментов сопротивления и двигателя. Тогда при переходе от одного цикла расчетов к другому начальные значения скорости выходного маховика Ь0 принималась равной скорости 8 полученной на предыдущем цикле. Использование такого метода корректировки решения приводит к некоторому увеличению времени расчета, однако позволяет получить решение с высокой точностью и дает возможность построить переходный процесс разгона ведомого маховика и приведенных моментов инерции рабочих органов привода. Процесс расчета точки считается законченным, когда начальные и конечные данные совпадут с заданной точностью. По результатам расчета последнего цикла находим скорости входного и выходного валов, а так же соответствующее данному моменту сопротивления передаточное отношение і. Последовательное применение алгоритма при нескольких значениях момента сопротивления позволяет получить внешнюю характеристику трансформатора.
Существует возможность значительного упрощения построения внешней характеристики. Она заключается в допущении постоянства скорости враще ния двигателя и ведущего маховика (a = const). Тогда уравнения (2.16),(2.19) и (2.20) запишутся в более простом для интегрирования виде. Работа трансформатора на участках разгона и торможения будет описывать следующая система уравнений [29]: (2.21) А3/3 + А5(а-(3)2 -А6а2 =М2 -М,; J45 = -Мс -М2. Система уравнений (2.19) в этом случае может быть заменена одним дифференциальным уравнением: (A3+J4)/3 + A5(a-/3)2-A6a2=-Mc-M,. (2.22) Систему уравнений, описывающую участок выстоя реактора до начала следующего цикла, можно представить в виде 0 = 0; .. \ (2.23) ]48 = -Мс -М2. В этом случае зависимость среднего момента двигателя от передаточно го числа можно построить по найденной кривой Мс =/(1), используя выражение Мд=і-Мс. (2.24)
Более подробно упрощенный алгоритм расчета точки характеристики, соответствующей заданному значению момента сопротивления, представлен на рисунке 2.2 [2].
Определение частоты вращения выходного вала и передаточного отношения, соответствующего заданному моменту сопротивления, начинается с участка разгона реактора. При этом принимаются начальные условия, соответствующие началу движения (8 = 5 = 0, /5 = 0, a = const, д 0, t=0. Методом
Рунге-Кутта решается система дифференциальных уравнений (2.21). Расчет продолжается до тех пор, пока частота вращения реактора меньше частоты вращения ведомого маховика (/3 8). При равенстве скоростей реактора и ведомого маховика определяется угол поворота ведомого маховика относительно реактора с начала цикла. С учетом зазора в выходном МСХ определяется взаимное расположение реактора и ведомого маховика, при котором произойдет включение МСХ. Далее продолжается численное интегрирование системы уравнений (2.22), пока не закончится действие прямого импульса.
При затухании колебаний расчет переходит на участок совместного движения. Начальные условия для участка совместного движения реактора и ведомого маховика принимаются с конца первого участка. Численно интегрируется уравнение (2.23), получаемое решение соответствует участку 3—4 (рис. 2.3). В процессе расчета проверяется условие выхода трансформатора на прямую передачу (а 5 ). В случае выхода на прямую передачу расчет заканчивается, скорость выходного маховика принимается равной частоте вращения двигателя. Если трансформатор не выходит на прямую передачу, то расчет ведется до окончания действия прямого импульса. Условие перехода на участок торможения: \[/ — х.
Оценка потерь мощности на трение скольжения в храповом механизме свободного хода инерционного трансформатора
Для оценки потерь на трение в храповом механизме свободного хода необходимо, прежде всего, определить взаимное положение зуба храповика и торца собачки в любой момент движения механизма свободного хода (МСХ) инерционного трансформатора. В связи с этим, в настоящем разделе рассмотрена кинематическая связь собачки и храповика [17]. На рис.3.5 показа-на схема храповика внутреннего зацепления.
Здесь 1 - обойма храповика внутреннего зацепления с профилем зуба, описанным дугой АВ, 2 - собачка, 3 - реактор.
При взаимном повороте обоймы храповика и реактора угол поворота собачки у относительно оси В изменяется под действием пружины (на рисунке не показана) или действия центробежных сил инерции. В системе координат XOY уравнение окружности зуба храповика: (x + x0)2+(y-y0)2=R2xp. (3.37) Конец собачки описывает окружность с центром в точке В: {x-Ro6-smfif+(y-Ro6-cos/3)2=L2c. (3.38) Координаты точки С контакта собачки с зубом храповика определяется из решения уравнений (3):
В зависимости от скорости вращения вала реактора возможны два режима работы механизма свободного хода на холостом ходу [60]. В первом варианте торец стопорной пластины постоянно скользит по зубчатой поверхности храповика. Такой режим движения возможен при невысокой скорости реактора или при сильном поджатии пластины к храповику. Во втором варианте торец пластины МСХ периодически испытывает удары о зубчатую поверхность храповика [38] и об ограничитель угла поворота обоймы, при этом взаимное скольжение пластины и храповика отсутствует [20]. Последний режим движения пластины наблюдается при высоких скоростях реактора и незначительных силах поджатия пружины пластины [37].
При первом режиме работы МСХ происходят потери мощности на трение скольжения, при втором-на нагрев элементов МСХ при ударе.
Потери мощности на трение скольжения Собачка совершает плоское движение. За полюс принимаем точку В, лежащую на оси собачки. Раскладываем данное движение на вращательное вместе с полюсом относительно оси трансформатора и вращательное движение центра тяжести S относительно полюса.
При движении реактора на участках разгона и торможения выходной МСХ выключен, собачка под действием нормальной и тангенциальной сил инерции прижимается к зубьям храпового колеса, создавая силу трения в точке контакта. Считаем собачку абсолютно жесткой, потерями на упругий гистерезис пренебрегаем.
Ускорение центра масс S собачки определяется: as = апв + атв + anSB + а\в, где апв = 02ROE, ав = $ROB, aTSB = yBS, (3.48) anSB=y2BS. Силы инерции, действующие на собачку: Рх=-тапв, Р2=-таТв, Ръ=-таг8В, Рл=-тап8в. (3.49) Рассматриваем уравновешенную систему сил, для которой применяем принцип Даламбера. Сумма моментов всех внешних сил и сил инерции относительно оси собачки равна нулю: P. BS-cosy-Р2BSsmy-P3BS + R-RXPsinJ3cos/3 -/. . „ =o- (3-50) где RXP— радиус зубчатой поверхности храповика; BS-расстояние от оси собачки до ее центра тяжести; Мин = Js у принимаем равным нулю. Процесс удара собачки по зубчатой поверхности храповика разделяется на два этапа [7],[22],[26] . Первый этап (фаза нагрузки) длится от момента соприкосновения тел до момента, когда сближение тел максимально. На данном этапе контактные напряжения возрастают [13], [14],[15] а деформация тел [33] носит упруго-пластический характер. Во время второго этапа (фаза разгрузки) происходит восстановление упругой деформации.
Согласно работе [34] для стальных взаимодействующих тел при приведенном диаметре взаимодействующих поверхностей Dnp =2,5-10мм, pi и s определяются как (3.60) Px=2. VHDHD{Dnp+\\ 1 s = 0A4(VHDHDr(Dnp+2Y\ где r\HD -коэффициент пластической твердости [16], определяющий уро вень возрастания твердости материала при переходе от статического нагру-жения к динамическому [34] (3.61) т]т = 0.5 , 1370 К I 2250 К 1 - + ,1 + HD V HD Для сталей при начальной скорости соударяющихся тел 1 V0 10м/ с определены соотношения, позволяющие связывать пластическую твердость с твердостью материала по Бринеллю [64] (юнвТ2 HD = 1.96 Относительная конечная скорость при ударе согласно работе [55] V02m{s + l) S+1 А тр К„„_ = 2Д (3.62) Продолжительность второго этапа удара 2= п \т 2ІР (3.63) Скорость собачки после удара [75] М +1Уг V - V +V МО г ост Коэффициент восстановления при ударе [75] 2\ ) 5-1 mVj 12 ) 1 к = (3.64) Угловая скорость собачки в конце второй фазы удара (р = соОЕ sin ; + Vocm /sins (3.65) Применяя теорему об изменении кинетической энергии механической системы для собачки корпусного МСХ [76]: Ті-кинетическая энергия собачки до удара о зуб храповика; Тг-кинетическая энергия собачки после удара. Кинетическая энергия собачки до удара r =lF- (3-66) Кинетическая энергия собачки в конце второй стадии удара: T2= f. (3.67) Согласно работе [55], при определенных параметрах МСХ собачка ударяется только один раз о поверхность каждого зуба. Среднюю мощность, расходуемую на нагрев элементов МСХ можно определить как отношение работы внутренних сил по изменению кинетической энергии ко времени, за которое храповик сделает один оборот: NT=zkn —,где (3.68) z-число зубьев храповика; k-число собачек в одной обойме; n-количество обойм; t-время соударения собачки с зубом храповика:
Оптимизация параметров импульсного механизма с целью увеличения КПД инерционного трансформатора
Эксперимент проводился в следующей последовательности. 1. Производилась сборка инерционного трансформатора, заправка его маслом М8В1, проверка легкости вращения ведущего вала. 2. ИТВМ устанавливался на станину стенда, к нему через муфты МУВП присоединялись, соответственно двигатель постоянного тока и индукторный тормоз. 3. Производилось подключение всех необходимых регистрирующих приборов и устройств. На этом заканчивался подготовительный этап экспе риментальных исследований. Затем включалась и прогревалась измерительная аппаратура. Органы управления двигателя и тормоза устанавливались в исходное положение. Включалось охлаждение индукторного тормоза. Испытания проводились по двум схемам. I схема:
Убиралась нагрузка на тормозе, при этом регулятор тока возбуждения устанавливали в нулевое положение, кнопочный переключатель для выбора формы характеристики тормоза в положение «М».
Каждому положению органов управления соответствуют строго определенные характеристики двигателя, инерционного трансформатора и тормоза. Например, поворотом регулятора тока возбуждения из нулевого положения по часовой стрелке достигается увеличение тока возбуждения 1В и более сильное торможение ведомого вала трансформатора тормозом. Установившийся режим работы агрегатов наступает при пересечении характеристик инерционного трансформатора и индукторного тормоза.
2. Включали электропривод и запускали двигатель постоянного тока, выставляли требуемую частоту вращения ротора (800 об/мин, 900 об/мин, 1000 об/мин и т.д.). Ротор электродвигателя, входного, промежуточного и выходного валов инерционного трансформатора вращаются как одно целое (прямая передача - режим динамической муфты).
3. Подавали нагрузку на тормоз, при этом частота вращения вала тормоза и выходного вала трансформатора снижается, а нагрузка увеличивается. На роторе электродвигателя поддерживается постоянная частота вращения с помощью регулятора. С изменением нагрузки меняется частота вращения выходного вала инерционного трансформатора.
Показания нагрузки (крутящего момента), оборотов вала тормоза и соединенного с ним выходного вала трансформатора регистрируются и выводятся на цифровые индикаторы пульта управления (ПУТ), где фиксируются оператором. Обороты тормоза последовательно уменьшаются от начального значения, например, от 800 об/мин, до значения 100 об/мин (минимально устойчивая работа тормоза) с шагом 50 об/мин. 4. Далее нагрузка тормоза вновь убирается, а на электроприводе выставляется следующее (новое) значение скорости вращения. Цикл нагружения тормоза повторяется. 5. Замер с одних и тех же оборотов электродвигателя проводился не менее трех раз. II схема. 1. На индукторном тормозе устанавливали фиксированную постоянную нагрузку. 2. Включали электропривод и запускали двигатель постоянного тока с максимальными оборотами, при этом определяли: частоту вращения на двигателе (входном валу ИТВМ), частоту вращения на валу тормоза (выходном валу ИТВМ) и момент на тормозе. 3. На тормозе уменьшали нагрузку и повторяли цикл с оборотами. 4. По результатам замеров строили зависимость момента сопротивления от передаточного отношения. 5. Замеры для каждого цикла производились не менее трех раз.
Обработка таблиц полученных результатов производилась известными статистическими методами с использованием интервальных оценок измеряемых параметров, которые позволяют решить вопрос о точности и достоверности производимого эксперимента. 1. По результатам п независимых испытаний находилось среднее значе ние измеряемой величины п тх= —. (5.1) п 2. По результатам п независимых испытаний вычислялось среднеквадра тическое отклонение измеряемой величины =lK T— (5-2) 3. Для заданного значения доверительной вероятности (в нашем случае Р = 0,95) строился доверительный интервал для неизвестного математиче ского ожидания измеряемой величины I ={mxp f=\mx+tp ), (5.3) л/я V" где tp - коэффициент Стьюдента (значения которого даны в таблице в зависимости от доверительной вероятности J3 и числа степеней свободы п -1). 4. Оценивалась относительная погрешность результата серии измерений 5 = 4 =-100%. (5.4) тхып
Строился график зависимости КПД от передаточного отношения для различных оборотов ведущего маховика (\500об/мин, 3000об/мин). Замер с одних и тех же оборотов электродвигателя проводился не менее трех раз. По формулам (5.1)-(5.4) находились средние значения момента сопротивления и угловой скорости выходного маховика, вычислялись доверительные интервалы и оценивалась относительная погрешность результатов серии измерений.
