Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ информационных источников 7
1.1. Анализ исследований неустановившегося движения жидкости, существующих методов и средств борьбы с колебательными процессами 7
1.2. Анализ методов прогнозирования энергетических процессов в сельскохозяйственных агрегатах 11
1.3. Обзор конструктивных решений стабилизаторов давления для трубопроводных систем различного назначения 24
1.4. Перспективные средства гашения колебаний 25
1.5. Выводы и задачи исследований 29
2. Разработка математических моделей демпфирующих устройств и алгоритма управления ими 31
2.1. Демпфирование пульсаций в трубопроводе с помощью воздушных «камер» 31
2.1.1. Исходные понятия и соотношения 31
2.1.2. Функционирование шаровых «камер» 34
2.2. Функционирование тороидальных «камер» 37
2.3. Демпфирование колебаний определенной частоты сжатой камерой 42
2.4. Функционирование тороидальной камеры, погруженной в жидкость 46
2.4.1. Выражение силы F через смещение х и давление р 49
2.4.2. Тороидальная камера-гаситель колебаний давления фиксированной частоты 49
2.5. Функционирование тороидальной камеры-демпфера в трубопроводе 56
2.6. Управление камерой 58
2.7. Расчет параметров камеры в виде тора 59
2.8. Энергетическая цепь экспериментальной установки 60
3. Методика экспериментальных исследований 66
3.1. Назначение экспериментальной установки и ее структурная схема 66
3.2. Характеристика устройств и агрегатов, входящих в экспериментальную установку 68
3.2.1. Дизель-генератор 68
3.2.2. Гидравлическая часть 70
3.2.3. Согласующее устройство 74
3.2.4. Плата аналого-цифрового и цифро-аналогового преобразования L-783.. 75
3.2.5. Первичный измерительный преобразователь избыточного давления 77
3.2.6. Первичный измерительный преобразователь расхода 78
3.2.7. Первичный измерительный преобразователь тока 79
3.2.8. Первичный измерительный преобразователь крутящего момента 81
3.2.9. Первичный измерительный преобразователь давления газов в цилиндре дизеля 82
3.3. Комплекс «АКиУЭП» 83
3.4. Поверка измерительной аппаратуры 84
4. Экспериментальные исследования 89
4.1. Планирование эксперимента 89
4.2. Идентификация экспериментальных зависимостей и модели 90
4.3. Проверка адекватности математической модели ДУ в системе водоснабжения 91
4.4. Расчет технико-экономической эффективности от применения разработанных средств демпфирования в системах водоснабжения сельскохозяйственных объектов 103
4.4.1. Общая методика расчета 103
4.4.2. Расчет экономической эффективности от демпфирующего устройства дизель-генератора на базе дизеля Д21 и синхронного генератора ОС-71 105
4.4.3. Расчет экономической эффективности от применения программного комплекса АКиУЭП 109
Заключение 112
Библиографический список 114
Приложения 124
- Анализ методов прогнозирования энергетических процессов в сельскохозяйственных агрегатах
- Функционирование тороидальных «камер»
- Тороидальная камера-гаситель колебаний давления фиксированной частоты
- Первичный измерительный преобразователь тока
Введение к работе
Эффективность работы системы водоснабжения сельскохозяйственных объектов (животноводческих комплексов и ферм, перерабатывающих предприятий, теплиц и т.п.) в значительной степени зависит от уровня обеспечения гидравлического и энергетического режима ее работы, что осуществляется посредством рационального согласования характеристик насосов и сети, а в динамике - их стабилизацией за счет введения дополнительных предохранительных (демпфирующих) устройств.
Нарушение гидравлического и энергетического режима работы системы водоснабжения вызвано колебательными процессами давления и расхода воды. При износе трубопроводных сетей, превышающем сегодня 40%, даже незначительные внутрисистемные возмущения приводят к повышению давления и в итоге к разрывам трубопроводов. Статистика аварий свидетельствует о том, что ежегодно только в водопроводных сетях страны происходит около 75 тыс. прорывов и аварий, которые приводят к потери воды в размере 10-ь20% от общего объема транспортировки. Причем, как правило, это вода, прошедшая предварительную очистку и пригодная для питьевого водоснабжения. Многочисленные аварии приводят к существенному повышения уровня грунтовых вод, увеличению скорости разрушения фундаментов зданий и сооружений, просадкам грунта и другим негативным последствиям. Кроме того, исследования показывают, что процессы колебания давления и расхода приводят к дополнительным затратам энергии на транспорт до 15%.
Основными мерами борьбы с нарушениями гидравлического режима является увеличение времени перекрытия задвижек и установка воздушно-гидравлических колпаков. Воздушно-гидравлические колпаки, аккумуляторы давления, ресиверы и другие гасители емкостного типа до сих пор широко используются для демпфирования колебаний в трубопроводных системах различного назначения. Однако они требуют значительных затрат на создание дополнительных емкостей, дорогостоящих клапанных устройств, средств управления. Вместе с тем они осуществляют защиту основной трубопроводной систе- мы только от гидравлических ударов и практически неработоспособны в случае вынужденных колебаний давления и расхода. Последние становятся особенно опасны в резонансных условиях, когда собственная частота колебаний жидкости в трубопроводе близка к частотам вынужденных колебаний.
Особую актуальность проблема имеет при применении в таких сетях стабилизаторов давления и расхода (СД). Принцип их действия основан на комплексном воздействии на волновую энергию за счет диссипативных свойств и податливости указанных устройств. При прочих равных условиях к преимуществам стабилизаторов относятся минимальные малогабаритные характеристики, простота и надежность в эксплуатации. Однако, гашение колебаний давления в таких СД связано с затратами энергии, что не отвечает современным требованиям. Кроме того, такие СД работают в узкой полосе частот.
Кардинальным направлением повышения технико-экономического уровня системы водоснабжения сельскохозяйственных объектов является синтез работы системы водоснабжения с управляемыми демпфирующими устройствами (ДУ). Однако известные ДУ, как правило, не обеспечивают требуемых характеристик, не дают существенного эффекта и не отвечают требованиям сегодняшнего дня.
Таким образом, разработка новых эффективно-управляемых ДУ на базе применения автоматических средств и компьютерного моделирования при минимальных его сроках и затратах является практически значимой и актуальной задачей сегодняшнего дня.
Диссертационная работа выполнена согласно программе развития АПК Республики Мордовия до 2010 года «Разработка методов и средств контроля энергопотребления сельскохозяйственных агрегатов» и плану научных исследований в ГОУВПО «МГУ имени Н.П.Огарева» на кафедре теплоэнергетических систем.
Практическую ценность результатов исследования имеют следующие результаты работы: программное обеспечение работы технической системы «Ав- тономный источник электроснабжения — Управляемое ДУ - Гидравлическая сеть»; программное обеспечение для проведения энергетических расчетов динамической системы «Автономный источник электроснабжения - Управляемое ДУ - Гидравлическая сеть»; устройство для демпфирования колебаний давления и расхода.
Новизна и промышленная применимость таких устройств подтверждены патентами на изобретения.
Разработанные рекомендации переданы для внедрения в ГНУ «Мордовский НИИ сельского хозяйства», ГУП РМ «Центр испытания и внедрения сельскохозяйственной техники и машинных технологий». В учебном процессе ФГОУ ВПО «МГАУ имени В. П. Горячкина», ГОУВПО «МГУ имени Н. П. Огарева» используются результаты исследования при изучении дисциплин «Нагнетатели и тепловые двигатели», «Автоматизация технологических процессов» и «Основы инженерного творчества».
На защиту выносятся следующие основные положения диссертации: математическая модель демпфирующего устройства с податливым элементом в виде тора; математическая модель энергетической цепи динамической системы «Автономный источник электроснабжения - Управляемое ДУ — Гидравлическая сеть»; алгоритм управления ДУ с тороидальным податливым элементом; управляемое демпфирующее устройство с податливым элементом в виде тора.
Анализ методов прогнозирования энергетических процессов в сельскохозяйственных агрегатах
При прогнозировании энергетических процессов в сельскохозяйственных агрегатах (СХА) чаще ставятся задачи построения математических моделей машин как многомерных динамических систем [31, 33, 40, 89, 97]. Такие модели в виде уравнений движения соответствующих переменных, наряду с переменными, характеризующими энергетические процессы, составляются для анализа закономерностей движения элементов машин, анализа и синтеза систем управления движением. Колебания элементов машины под действием возмущающих сил и моментов, а также изменения энергетических процессов в динамических системах, ученые [22, 30] предлагают описывать уравнениями вида: где 7 2 и Т} - коэффициенты, имеющие размерность времени и отражающие соответственно инерционные и демпфирующие свойства динамической системы; Кц - коэффициент усиления системы, характеризующий ее статические свойства; Тц - коэффициент, имеющий размерность времени и отражающий влияние скорости изменения возмущения на колебание AY системы. Для случая установившегося движения выражение (1.1) принимает вид статической характеристики машины. При выполнении практических расчетов в ряде методик [13, 45] влиянием скорости изменения возмущения пренебрегают. Тогда уравнение (1.1) приобретает вид: В качестве динамических характеристик СХА часто применяются передаточные, импульсные переходные функции и частотные характеристики [40, 48, 42]. Последние могут быть получены из выражения типа (1.3) записанного в операторном виде: После прямого преобразования Лапласа при нулевых начальных условиях уравнение (1.1) может представляться в виде [40]: переменная {і = V-1); со - круговая частота; Ay(s) и AX(s) - соответствующие изображения переменных. Изображение (по Лапласу) функции F(t) определяется соотношением [40]: Передаточную функцию динамической системы, описываемой дифференциальным уравнением (1.3), представляют соотношением вида [40]: щ,)= т= к . (1.7) AX(s) T2s + TlS + l По известной передаточной функции W(s) изображения входной величины определяют выражением: AY(s) = W(s)-AX(s). (1.8) Как видно из приведенных выражений, передаточные функции позволяют судить о преобразующих свойствах динамических систем в условиях переменных воздействий. Для оценки динамического состояния во временной области исследователи часто используют импульсную переходную функцию W(t) [40]: W(t)=L,[W(s)]. (1.9) где L [W(s)] - обратное преобразование Лапласа. Импульсная переходная функция является реакцией системы на единичную импульсную функцию или дельта-функцию 5(t) и является характеристикой динамической системы, обуславливающей ее свойства во временной области. ч Реакцией динамической системы на единичную ступенчатую функцию вида y(t)-J (t) используется переходная характеристика. Связь между единичной функцией и дельта - функцией устанавливается выражениями [40, 57] 0, при t Ф 0 (1.10) d[l(t)] со, при t = 0 S(t) = dt +0О \5(t)dt = l. (1.11) При изучении динамических свойств мобильных машин в качестве входных переменных используют типовые воздействия в виде гармонических колебаний [11, 90]. При этом реакция исследуемой системы на гармоническое воздействие будет представляться в виде частотной характеристики W(iO), определяющей свойства системы в частотной области: ЩІП) = ЩП) + ІУ(0), (1.12) где и(Ц) и iv(Q) - соответственно действительная и мнимая части частотной ті характеристики. Частотные характеристики W(iQ) динамической системы могут быть получены из передаточной функции W(s) заменой s= iQ. При этом передаточные функции представляются, как правило, в виде дробно-рациональных функций [40, 56]: aks + ak_xs +... + axs + a0 т? где пик- показатели степени, причем n k. Тогда частотные характеристики могут быть записаны в виде [40, 56]: i Ъп (iQ)n + Ъп_х (Ю)"- +... + Ъх (Ю) + Ь0 ak(iQ.)k +аА_,(/0) +... + з, (/Q) + а0 W(iQ)= и") n-xyZ\ ---- -0 (1Л4) или М + IN W{il)=+ll\ , (1.15) М, + iN, ч TV где м=Ьо-Ъ2&+ b4Cf-b6Cf...; N=brb3f?+ b5tf-b7tf...; Mi=aQ-a2 + a -a Cl.../ N=ctj-a3?+ asd-ctjU ... После отделения в выражениях (1.14) и (1.15) мнимой части от вещественной частотную характеристику системы подразделяют на вещественную и мнимую [40, 56]: W(iQ) = U(O) + iv(D), (1.16) ГДЄ На основании выражений (1.17) и (1.18) можно получить [34, 49] амплитудно-частотную А(О) и фазочастотную (p(Q) характеристики: Г) A(Q) = [U(Q)]2+[v(n)]2, (1.19) (p(D) = arctg -. (1.20) На практике широкое применение находят методы, базирующиеся на получении информации о входных и выходных процессах динамической системы в условиях нормального функционирования машины. Такие методы получили название методов идентификации [36, 40]. Согласно методов идентификации на вход динамических систем сельскохозяйственных агрегатов действуют стационарные, случайные процессы X(t), на выходе получают такого же характера -процессы y(t). В частотной области связь между спектральными плотностями входного и выходного процессов устанавливается через линейный оператор:
Функционирование тороидальных «камер»
Рассмотрим ситуацию, когда шаровая «камера» на рис. 2.4 заменена «камерой» в форме тора (автомобильная камера). На рис. 2.6 приведено его осевое сечение. / « Г a) 6) Рис. 2.6. Top и его осевое сечение і JT Тор определяется в отличие от шара двумя параметрами R и Н R (рис. 2.6, б). В отличие от сферы поверхность тора не обладает постоянством гауссовой кривизны (рис. 2.6, а): при переходе от внешних точек тора к внутренним кривизна гладко меняется от положительной к отрицательной и сила Гука (2.8) выполняется только в дифференциальной форме, где К - К(М) - функция точки и не является постоянной. Суммарная сила Fr найдется интегрированием (2.2) по всей поверхности. Замена реального условия равновесия на закон (2.8) с постоянным коэффициентом жесткости «Л"» возможен только с определенной степенью условности. Более того, реальная деформация тора при наличии Ар 0 будет зависеть от гауссовой кривизны /Сие внешней стороны она будет большей, чем с внутренней (рис. 2.7). Я0 О ДР = 0 Р Р Др 0 Рис. 2.7. Реальная деформация торообразной «камеры» при Ар О В сечении деформированной поверхности получается овал, не являющий ся окружностью и замена его на новый тор с радиусом R и Я может быть у.. только приближенной, причем Н увеличивается. При идеализации деформации (тор -» овалоид) деформацией (тор —» тор) (рис, 2.8) мы оставляем неизменным Я, предполагая, что под действием избыточного давления растяжение идет по принципу (окружность — окружность) от центра. Рис, 2.8. Идеализированная деформация (тор — тор) при Ар Для вычисления оценок изменения объема в зависимости от изменения внешнего давления воспользуемся формулами, вывод которых приведен в приложении 1 (П1.3) и (П1.8): S = ST(H;R) = 4л-2HR - площадь тора, (2.18) V = VT(H\R) = 2TT2HR - объем тора. (2.19) В этом случае AS = ST(H;R)-ST(H;R0) = 47r2H(R-R0) = 4x2HAR, (2.20) AV = VT{H;R)-VT(H-RQ) = 2K2H(R2 -R02)=2X2H(2RQ+AR)-AR.(2.2\) Компенсация разности давлений силой Гука определяется соотношением (2.22) KQ-AR = R-Ap, из которого можно выразить либо R, либо р: й К0-Ар йо. (2.23) р = р + Кг Лп R = р K0-AR R (2.24) Из закона V0p = Vp находим либо о v = vn = v, р + _ KnAR R (2-25) либо р (2.26) Сопоставляя (2.23) и (2.26), находим Р или р = р + 2К0+ = 4Р = р ч 1+ / (2.27) Формула (2.27) позволяет связать внутреннее давление в торе с внешним только через коэффициент жесткости К. Рассмотрим теперь деформацию тора не из начального состояния, а при переходе от внешнего давления р и р. Из (2.24) находим р р + Кг R р Р = Р + КГ Re R = p 1+До и, таким образом, p -p = (p-p)+K0Rt [R R (2.28) Подставляя из (2.26) — = j , —у = /4г- в (2.30), получим R \ р R у р Ґ ! I—ГЛ Р Р j 2 Кг 1 + Р ) {р -р)=(р-р)+к0 Так как из формулы (2.27) следует, что - - = Р (2.29) , то в выражении (2.29) можно исключить р и р: РОССИЙСКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ БИБЛИОТЕКА р -р = (р-р)+К% р PJ откуда вытекает формула: &Рвнут=Р -Р = &Р внеш ґ К2 Л 1 + t Р-Р Ар внеш = р-р. (2.30) Если Арвнеш « р, то получим достаточно точную формулу / 2 Л 1 + рг) AFW» И 4P«, которая может быть применима при малых отклонениях р от р Из формул (2.25) найдем разность (2.31) AV = V -V = V0 Р PJ и т. к. из (2.27) следует: р і 1+4 р а то Ар внеш Р Р При достаточно малых изменениях Артеш в формуле (2.32) можно положить р &р и тогда AV _ р р -i = 1+4 I Р) 1 + 4 I Р ) -\ = Кс + К I/7 /V 1 + 4 I Р ) (2.32) 2Кг AV внеш (2.33) АР 2К0 Apt Формула (2.33) позволяет оценить относительное изменение объема в зависимости от относительного изменения внешнего давления. Кроме того приближенное равенство (2.33) превращается в точное дифференциальное:
Тороидальная камера-гаситель колебаний давления фиксированной частоты
В статике сила F из (2.64) уравновешивается силой тяжести FT=Mg = F. В динамике к силе F добавится динамическая составляющая Fd = Мх + ҐХ , где М приведенная масса; г - сопротивление в точке хода штока. (2.67) (2.68) Рис. 2.14. Расчетная схема Таким образом, дифференциальное уравнение получается из условия FT=F + Fd, (2.69) и принимает вид: Мх + гх + ж2НАрх + 27t2HpgR2 = Mg, х « 2R. (2.70) В общем случае Мх + гх + я Н х = Mg. (2.71) Уравнение (2.70) перепишем в виде: Мх + ГХ-І-Л НАрх = mg, (2.72) где m = M-2K2Hp0R2 =М-т0, - масса без массы, компенсирующей FA : т0 =2x2HpR2. (2.73) (2.74) Найдем собственные числа Х} линеаризованного дифференциального уравнения при постоянном Ар = р-р - const; (2-75) -r± \r2-An2HMAp (2.76) 2М Кг - Реально в формуле (2.76) выполняется условие г2 «4тг2НМАр и поэтому г 1,2 я 2М V М (2.77) (2.78) Таким образом, при условии (2.75), общее решение уравнения (2.72) имеет вид (2.79) х = Ае 2М sin(y/t + a) + B, где частота собственных колебаний (р ял (2.80) \НЬр М Из формулы (2.80) видно, что частоту р можно изменять (при фиксированном Н ) следующими путями: 1) Изменяя начальное давление р0 и, тем самым Ар « р0 - р. 2) Изменяя действующую на шток силу F, меняя, например массу М. Оба эти варианта вполне допускают техническую реализацию и, более того, сделать процесс регулируемым как «вручную», так и автоматически. Рассмотрим более общую схему, представленную на рис. 2.15. х -% -. Ц і i h h M Li M/i \K2 fj=Md Hh /a Рис. 2.15. Схема ДУ с массой Л/, расположенной между двумя пружинами t Здесь масса М закреплена между сжатыми от начальных длин _х10 и х20 с жесткостями Ki и К2 двумя пружинами. Это сжатие определяет постоянную силу /0, которая допускает регулирование за счет изменения высоты d{. Поскольку c/j - fa + x2)-d2-x,TO (х] + х2) х = d\ —d2 =с. (2.81) Составим условия равновесия в точках 1 и 2 (рис. 2.15). Здесь; fT Mg - постоянная силатяжести,обусловленнаяподвижноймассойМ, /д = Мхх —динамическаядоставляющая силы, обусловленная массойМ, f{ = ( 0 -Хі)-силаГука1-йпружиньі, f2 =К2(х20 -х2)-силаГука2-йпружины, fr = гё—силасопротивленияперемещению штока, F = FApx+FAp = я H\ZpgR + Д/яг-сила,действук щаясостороныкамеры. (2.82) В точке 1 можно записать равенство: /т=/д+(/2-А) в точке 2 Из равенства (2.84) с учетом (2.82) находим: 2( 20-- 2) = + или х2 К2х20 — F — rx К, (2.83) (2.84) (2.85) Из (2.81) выражаем х{ = х х2 +с и, наконец, 20 -F rx К, хю х\ —хю + V С t (2.86) Из (2.82) и (2.86) определяем /} через х f\ -l( 10 l)-/o " F + ric x + 4 ) (2.87) где fo=K](xlo+x20-c). (2.88) Для исключения x\ из /d, которое входит в (2.88), найдем из (2.86): .. F + гх хх = хл (2.89) Окончательно, уравнение (2.83) с учетом полученных выражений принимает вид: F + гх Х-І (2.90) -л К Мд = Мх + — (Ё + rx)+(F + гх) + К} V 2 ) К2 Заменяя F, F, F из (2.66) получим вместо уравнения (2.90) следующее уравнение: Кхг-2п1ИМр ж1НМкр +м х + гл л, Mr... х + . Мл = х + к2 К к2 „ 2 ,тл Я" ИМ + 2x2HpgR2 х + 1 + V К2 J (2.91) -Л Кх+х1НЬр -—р Таким образом уравнение (2.91) для нахождения x = x(t) - линейное дифференциальное и в общем случае - третьего порядка и с переменными коэффициентами. Его преимущество - общность, т. е. из него можно получать частные случаи, в т. ч. и изображенный на рис. 2.14. В дальнейшем мы полагаем К2 0, (2.92) т. к. при К2 = 0 сила F = 0, т. е. камера остается без внешней нагрузки на шток. На рис. 2.16. приведены частные случаи, представляющие практический интерес. r: = o м Г2 = со Ф0 h = К UP а) б) в) Рис. 2.16, Камеры-демпферы с разными вариантами управления Из рис. 2.16 видно, что вариант б) совпадает с рассмотренным выше (рис. 2.14). В общем случае мы видим из уравнения (2.91), что при /2 = О [К2 = ) (рис. 2.16, б, в) порядок уравнения (2.91) понижается и уравнение принимает вид: Ш + гх + \к{ +л-2Н(р0 -рх)\с = Мл +/0 27T2HpgR2. (2.93) Из этого уравнения видно, что в установившемся режиме при постоянном p = pQ,x = x0 (2.94) получаем уравнение, связывающие р0 и х0: х0 — MR+f0-2x2HpgR: Кх + 7Г2Н(Ро -р0) На отклонениях Др = Р Ро х — х — х — х0 выполняются дифференциальные уравнения: Ш + гх + \-я2Нхъ&р + \Кх +я2Н(р0 -р0)рс-7Г2ИАрх\=0. Принимая во внимание то, что Ар«{р0-р0) + - ,иш х«х0У я Н (2.95) (2.96) (2.97) т отбросим в последнем уравнении произведение Арх и получим линеаризованные дифференциальные уравнения на х при заданном Ар = р-р0: Мх + гх л-К$х = ж Нх0Ар, (2.98) Заметим, что без условий (2.97) уравнение имеет вид: Ш гх + [к -п2НА = ж2Нх Ар. (2.99) Основное отличие этих уравнений: уравнение (2.98) — линейное с постоянными коэффициентами, а в (2.99) - коэффициент при х - переменный, т. к. зависит от Ар. Общее решение однородного уравнения Г (2.100) имеет вид: у = Ае 2М s m(i//t + a), (2.101) где 4К0М-ґ = гм (2.102) К0=К1+ж2Н{р0-р0\ 4KQM r2. Полагая, что Ар колеблется относительно нулевого значения, т.е. А/[Др] = 0, рассмотрим синусоидальное его изменение Ap = Bsin( pt). (2.103) В этом случае из (2.98) следует, что x = Cs\n{(pt + р), С = ж2Нх0В, (2.104) .2 К0-М рА Таким образом, общее решение уравнения (2.98) имеет вид: r! г x = Ae 2M sm(u/t + a)+7r2Hx0Bs m( pt + j3) гш (2Л05) при Др = Bsin t, tg/? = K0-M p Г Несмотря на то, что решение уравнения (2.99) будет несколько отличаться от (2.105), общий характер решения сохранится:
Первичный измерительный преобразователь тока
Для измерения расхода в гидравлической сети применялось расходомер-ное сужающее устройство (шайба). Параметры расходомерного устройства рассчитывались с использованием программного комплекса «Расходомер-СТ» (версия 4.41 от 29.03.00, с/н: 004-410001; разработчик: ВНИИ расходометрии, г. Казань; владелец копии: «Саранская теплосетевая компания») расчет №10 от 22.05.00. Расчет соответствует требованиям ГОСТ 8.563.1-97 и ГОСТ 8.563.2-97. Наружный диаметр трубопровода в месте установки расходомера 76 мм, при верхнем пределе измеряемого расхода 50 м /ч перепад давления на сужаю-щем устройстве составляет 1 кгс/см . Расчетная характеристика расходомерно АР приведена на рис. 3.10. го устройства Q-Q ІАРГ max max О.куб. м/ч 50 г ДР.ат Рис. ЗЛО. Расчетная характеристика расходомерного сужающего устройства В качестве датчиков перепада давления на расходомерном устройстве использовались описанные в п. 3.2.4 преобразователи давления КРТ-1. (Г 3.2.7. Первичный измерительный преобразователь тока Для снятия кривой тока нагрузки был использован датчик тока швейцарской фирмы LEM LT-100P. Действие этого датчика основано на эффекте Холла. Датчик LT-100P позволяет измерять ток в пределах 0± 100 А. Технические характеристики и параметры датчика тока указаны в табл. 3.4. Таблица 3.4 Технические характеристики и параметры датчика тока LT-100P Электрические параметры h Диапазон преобразования 0...±150 А RM Величина нагрузочного резистора Wmin -"W max питание ± 15 В при ± 100 А тахпри ±150Атах 30 8530 45 Ом Ом JSN Номинальный аналоговый выходной ток 100 мА KN Коэффициент трансформации 1:1000 Ус Напряжение питания (±5 %) ±15 В с Ток потребления 10+ ls А Точностные характеристики xG Точность преобразования при Ip , ТА =25 С ±0,5 % L Нелинейность 0,1 % Справочные данные ТА Рабочая температура -25...+70 С TS Температура хранения -40...+85 С Rs Выходное сопротивление при Т_д =70 С 30 Ом Схема включения преобразователя тока представлена на рис. 3.11. + 9 LT100-P М -І 1 - + 15 В - 0 В -о-15 В о (J Рис. 3.11. Схема включения преобразователя тока Коэффициент трансформации „=1:1000. Величина нагрузочного резистора находится в пределах от йМтіп= 30 до й тах = 85 Ом и принимается из условия, что напряжение, подаваемое на входы платы ЦАП-АЦП L-783 не должно превышать 5 В. При токе в измеряемой цепи 1и= 100 А, ток через сопротивление R составит 7=0,1 А. Отсюда U 5 R = — = — = 50 Ом. / 0,1 3.2.8. Первичный измерительный преобразователь крутящего момента В качестве преобразователя крутящего момента была разработана оригинальная конструкция [77]. Особенностью конструкции является пневматическое упругое звено, выполняющее роль демпфирующего устройства. Измерение крутящего момента осуществлялось фазометрическим способом посредством двух индукционных преобразователей, один из которых жестко связан с коленчатым валом дизеля, другой через пневматическое звено с валом синхронного генератора. В качестве токосъемников использовались датчики положения коленчатого вала применяющиеся на автомобилях ВАЗ. W Щ О в -Цм .Ц \ ді\ ш Рис. 3.12. Ведущая часть датчика крутящего Рис. 3.13. Ведомая часть датчика крутящего момента на коленчатом валу момента Общий вид узла первичного измерительного преобразователя крутящего момента и крепление токосъемников показано на рис. 3.12-3.13. Основные технические характеристики датчика приведены в табл. 3.5. Таблица 3.5 Технические характеристики датчика положения коленчатого вала ВАЗ 2112-3847010- Показатель Значение Сопротивление обмотки датчика, Ом 570-750 Индуктивность обмотки, мГн 200-420 Минимальная амплитуда напряжения с датчика при частоте задающего диска 30 об/мин, не менее, В 0,3 Максимальная амплитуда напряжения с датчика при частоте задающего диска 7000 об/мин, не более, В 250 Габаритные размеры, мм 30x45x69 Масса, г 3.2.9. Первичный измерительный преобразователь давления газов в цилиндре дизеля Измерение давления газов производилось через специальный канал в головке дизеля Д21. В качестве преобразователя давления газов использовался датчик давления П-15Б применяющийся в маслосистеме двигателя М-14П. Датчик соединялся с переходником играющим роль гасителя колебаний давления и охладителя газов. Последний выполнен по оригинальной конструкции [79]. Общий вид датчика на дизеле при-Рис. 3.14. Общий вид датчика давления П-15Б на дизеле Д21 веден на рис. 3.14. Напряжение питания датчика принималось из условия максимального напряжения подаваемого на вход платы L-783 и составило 4,8 В.
