Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ разработок свободнопоршневых двигателей стирлинга .
1.1 Принцип работы и конструктивные схемы термомеханических генераторов 10
1.2 Текущее состояние разработок термомеханических генераторов и свободнопоршневых двигателей Стирлинга 15
1.3 Математические модели рабочего процесса двигателей Стирлинга и методики их расчетов 20
1.4 Анализ методов расчета ТМГ 29
1.5 Выводы 33
ГЛАВА 2. Математическая модель термомеханического генератора первого уровня .
2.1 Постановка задачи исследовании 36
2.2 Основные уравнения рабочего процесса ТМГ 40
2.3 Определение конструктивных параметров ТМГ на этапе предварительного проектирования 46
2.4 Анализ динамики термомеханического генератора 51
2.5 Выводы .62
ГЛАВА 3. Математическая модель термомеханического генератора третьего уровня .
3.1 Основные допущения и уравнения рабочего процесса и динамики 64
3.2 Модель для расчета рабочих процессов двигателей с внешним подводом теплоты 73
3.3 Методика поверочного расчета ТМГ 75
3.4 Выводы
ГЛАВА 4. Экспериментальное исследование рабочего процесса термомеханического генератора .
4.1 Задачи и программа экспериментального исследования 82
4.2 Конструкция лабораторного образца термомеханического генератора 82
4.3 Датчики и комплекс контрольно-измерительной и регистрирующей аппаратуры 85
4.4 Тарировка датчиков температур, давления и перемещений 89
4.5 Методика проведения эксперимента 92
4.6 Оценка погрешностей измерений экспериментальных данных 93
ГЛАВА 5. Оценка адекватности созданной математической модели ТМГ .
5.1 Постановка задачи исследования 96
5.2 Сравнение экспериментальных данных с результатами расчета по математической модели 3-го уровня 96
5.3 Исследование влияния параметров рабочего процесса на показатели эффективности термомеханического генератора 102
5.4 Методика конструкторского расчета термомеханического генератора 105
5.5 Выводы по результатам расчетно-экспериментального исследования 109
Заключение 110
Литература
- Текущее состояние разработок термомеханических генераторов и свободнопоршневых двигателей Стирлинга
- Определение конструктивных параметров ТМГ на этапе предварительного проектирования
- Модель для расчета рабочих процессов двигателей с внешним подводом теплоты
- Датчики и комплекс контрольно-измерительной и регистрирующей аппаратуры
Введение к работе
Актуальность проблемы. Обозначившаяся в последнее время нехватка углеводородного топлива, постоянное ухудшение экологической ситуации в глобальном масштабе требуют от разработчиков вести свои поиски по двум основным направлениям совершенствование существующих двигателей и создание нетрадиционных силовых установок, среди которых двигателям с внешним подводом теплоты (ДВПТ) уделяется достаточно много внимания К преимуществам последних можно отнести возможность использования различных источников тепла, начиная от традиционных органических топлив и кончая энергией радиоактивного распада и солнечной радиации, относительно низкий уровень шума, низкую токсичность отработанных газов по сравнению с двигателями внутреннего сгорания (ДВС)идр.
Двигатели Стирлинга (ДС) являются одними из наиболее привлекательных представителей ДВПТ и начиная с семидесятых годов XX века интенсивность исследовательских и проектных работ по созданию двигателей Стирлинга (ДС) в качестве основной или вспомогательной силовых установок постоянно увеличивается В настоящее время за рубежом ведутся работы по подготовке серийного производства двигателей для автономных энергетических установок
Рассмотренные выше преимущества двигателей Стирлинга не гарантируют ему широкое распространение во всех областях техники, что связано с недоработанностью и высокой стоимостью конструкции на сегодняшний момент
Двигатели внутреннего сгорания, как силовые установки для транспортных систем, в настоящее время не имеют конкурентов из числа существующих типов тепловых двигателей Для доведения двигателей Стирлинга до уровня серийного производства предстоит решить еще целый ряд задач. Вероятно, в ближайшее время, двигатели Стирлинга найдут свое применение в качестве основного двигателя силовых установок в стационарных энергосиловых установках небольшой мощности, использующих нетрадиционные источники тепловой энергии. Здесь двигатели с внешним подводом теплоты имеют существенные преимущества по сравнению с другими видам тепловых машин
На сегодняшний день известны несколько классов двигателей с внешним подводом теплоты К одному из них относят свободнопоршневые двигатели Стирлинга (СПДС), одним из видов которых являются термомеханические генераторы (ТМГ) Отсутствие приводного механизма упрощает решение ряда технических проблем, стоящих перед разработчиками При снятии мощности непосредственно с рабочего поршня значительно улучшаются массогабаритные показатели двигателя В пределах мощности от нескольких Вт до 50 кВт ТМГ превосходят двигатели Стирлинга с приводными механизмами Эти особенности
термомеханических генераторов вьщвигают их в ряд наиболее перспективных силовых установок, предназначенных для работы в составе автономных энергосиловых установок различного базирования (наземного, водного, космического) В таблице 1 приведены некоторые данные по разработанным системам энергообеспечения в США
Таблица 1.
* - без учета кпд. процесса подвода тепла.
В настоящее время за рубежом ведется работы над созданием ТМГ мощностью до 50 кВт Однако, в публикациях об этих работах, отсутствуют сведения по моделированию рабочих процессов и по вопросам конструирования и изготовления конкретных установок
Цель работы - теоретическое и экспериментальное исследование рабочего процесса термомеханического генератора
Методы исследований Работа основана на положениях классической термодинамики, теории рабочего процесса тепловых двигателей и математического моделирования технических систем Использовался статистический метод обработки результатов эксперимента. Расчеты осуществлялись на ЭВМ, при их проведении использовался ряд стандартных программ
Научная новизна работы заключается в следующем
разработаны математические модели рабочего процесса термомеханического генератора первого и третьего уровней,
проведено экспериментальное и теоретическое исследование рабочего процесса ТМГ,
разработаны методики поверочного и конструкторского расчета двигателя
Практическая ценность. Результаты проведенных расчетно-
экспериментальных исследований и разработанные методика и
математические модели термомеханического генератора могут быть использованы для проектирования новых устройств, и определения оптимальных значений конструкторских параметров ТМГ
Внедрение работы. Основные результаты представленной работы были внедрены в учебном процессе кафедры Э-2 «Поршневые двигатели» МГТУ им. Н.Э. Баумана.
Апробация работы. Основные положения и отдельные результаты были доложены на заседаниях кафедры Э-2 «Поршневые двигатели» МГТУ им. Н.Э. Баумана
Публикации. По теме диссертации опубликовано 2 статьи.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения. Объем диссертации -120 страниц основного текста, 31 рисунок, 5 таблиц. Список использованных источников включает 119 наименований. СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Текущее состояние разработок термомеханических генераторов и свободнопоршневых двигателей Стирлинга
В настоящее время при расчете ДВПТ широко используются в основном три подхода: метод корректировки используемой математической модели введением поправочных коэффициентов, метод дискретного анализа тепловых потерь в цикле и метод комплексного или, как его называют иначе, комбинированного анализа.
При использовании метода корректировки математической модели, поправочные коэффициенты определяются путем сравнения расчетных и экспериментальных данных. Основным преимуществом метода является простота расчета ДВПТ, а к недостаткам можно отнести то, что как показывает опыт, методику можно применять при расчете однотипных конструкций, близких по размерам к испытанным образцам. Однако применение методики к даже геометрически подобным двигателям не дает удовлетворительного результата, так как при этом нарушаются условия протекания рабочих процессов. Поэтому, несмотря на большое количество экспериментальных данных по рабочим процессам ДС, не существует универсальной методики, корректной для широкого класса двигателей. Еще одним недостатком указанной методики является отсутствие на выходе информации о работе отдельных узлов.
Проблемы, возникающие при использовании рассмотренной методики расчета, удается частично решить при применении метода дискретного анализа тепловых потоков в общем тепловом балансе ДС. Метод позволяет учесть конструктивные особенности двигателя. Принимается допущение о том, что тепловые потоки аддитивны. Окончательный результат находится суммированием этих потоков, причем суммарная ошибка от всех принятых допущений не равна сумме отдельных ошибок, так как одни упрощения уменьшают, а другие увеличивают искомые величины. В расчете учитываются гидравлические потери, потери тепла в регенераторе из-за не идеальности его работы, потери из-за утечек и перетечек рабочего тела и потери по тепловым мостам.
В методике комплексного анализа все термодинамические и газодинамические процессы, происходящие во внутреннем контуре двигателя, рассматриваются совместно, что дает более полное и точное физическое и математическое описание реальных процессов. При этом составляется система дифференциальных уравнений в частных производных, которая затем решается методами численного интегрирования. Для проведения расчета на компьютере необходима детальная проработка конструкции и большое количество экспериментальных данных.
Точность расчетных методик, по мере их усложнения, возрастает, при этом, естественно, усложняются применяемые методы программирования и возрастает время расчета на ЭВМ. Применяемые методы оптимизации конструкции ДС также усложняются при переходе последовательно от одной методики расчета к другой.
В основе каждой методики расчета ДС лежит математическая модель его рабочего процесса, причем для каждой методики расчета применяется определенный класс математических моделей. Широкое распространение получила классификация математической модели в зависимости от типа используемых в них уравнений. Согласно этой классификации, математическая модель подразделяются на модели первого, второго и третьего уровней, причем, обычно, в методике коррекции математических моделей поправочными коэффициентами используются ММ первого уровня, в методике дискретного анализа тепловых потоков - ММ второго уровня и в методике комплексного анализа - ММ третьего уровня.
Модели первого уровня используются для качественной оценки влияния параметров рабочего процесса на эффективные показатели работы ДС, оценки потенциальных возможностей тепловой машины и для проведения конструкторского расчета на этапе предварительного конструирования с целью получения ориентировочных геометрических размеров установки.
В большинстве своем такие модели позволяют применять аналитические методы решения и лишь самые сложные из них требуют применения итерационных методов решения.
Базовым уравнением математическая модель первого уровня является уравнение сохранения массы рабочего тела во внутреннем контуре ДС в течении цикла: Му=У—L = const, (1.1) где Mz -суммарная масса рабочего тела, участвующего в цикле; Р - давление рабочего тела; Vi -объем і-ой камеры ДС; Т. - температура рабочего тела в і-ой камере. В большинстве моделей первого уровня рассматривается пятикамерная модель ДС, в которой температуры рабочего тела в камерах принимаются постоянными, причем ТЕ=ТН и ТС = ТК.
Первая математическая модель рабочего процесса ДС этой группы была разработана в 1871 г. профессором Г. Шмидтом [5, 28, 31]. При этом были приняты следующие допущения: изотермичность процессов сжатия и расширения; идеальная регенерация теплоты (т.е. степень регенерации равна единице); отсутствие гидравлических потерь; рабочее тело - идеальный газ; отсутствие утечек и перетечек рабочего тела; гармонический закон движения поршней; постоянный сдвиг по фазе между движущимися поршнями; равенство нулю мертвых объемов теплообменников.
Ниже рассмотрены наиболее типичные модели первого уровня, которые являются по своей сути дальнейшим развитием модели Шмидта.
В работах [80, 82] Martini и Ross учли влияние объемов теплообменников на рабочий процесс двигателя. Авторы определили оптимальные значения фазового угла между движениями поршней и отношения объемов, описываемых поршнями, для двигателей а-, Р- и у 25 модификаций для получения максимального значения эффективной мощности.
Необратимость процессов во внутреннем контуре и, соответственно, снижение мощности и КПД цикла в моделях первого уровня, учитываются в опытными коэффициентами [82], полученными экспериментальным путем или при сравнении с моделями более высокого уровня.
В работе [43] при расчете ДС для нахождения оптимальных значений геометрических параметров теплообменников и получения наибольшего значения индикаторного КПД и эффективной мощности был использован метод дискретного анализа тепловых потерь в цикле, который предварительно рассчитывался по модели первого уровня. При расчете теплообменных аппаратов применялись усредненные значения коэффициентов теплоотдачи и гидравлического трения за цикл, а при определении конструктивных параметров двигателя использовался итерационный метод расчета.
В работах [41, 80], в основе которых также лежала модель Шмидта, производится учет влияния гидравлического сопротивления теплообменных аппаратов на показатели рабочего процесса. Величина гидравлического сопротивления теплообменных аппаратов определяется по формуле Дарси-Вейсбаха. Кроме того, в работе [82] математическая модель учитывает не идеальность работы регенератора, а в работе [93] -утечки рабочего тела и не гармоничность перемещений поршней.
На моделях первого уровня основаны методики расчета ДС, изложенные в [46, 98]. Обобщая вышесказанное, можно сказать, что большинство моделей первого уровня представляют собой модель Шмидта, уточняемую методами поправочных коэффициентов и дискретного анализа тепловых потоков.
Определение конструктивных параметров ТМГ на этапе предварительного проектирования
Проектирование ТМГ с заданными выходными показателями возможно при выполнении двух типов расчетов: конструкторского и поверочного. Так как термомеханический генератор относится к классу свободнопоршневых машин, то параметры его рабочего процесса влияют на законы движения поршней и наоборот. Для учета такого взаимовлияния необходимо, чтобы математическая модель одновременно учитывала основные параметры рабочего процесса и динамику подвижных элементов конструкции.
На сегодня известны несколько расчетных моделей рабочего процесса ДС [5]. Наиболее простой и известной является идеальная изотермическая. Ее основы были разработаны еще в 1871г. Густавом Шмидтом [104] и модернизированы С. И. Ефимовым на кафедре ДВС МГТУ им. Н. Э. Баумана [8]. Она позволяет выявить и объяснить особенности работы ДС и закономерности протекания термодинамических процессов в нем. Однако численные значения выходных параметров двигателя (мощность, эффективность и т. п.), получаемые в этой модели, существенно отличаются от их действительных значений и для корректировки нужно вводить поправочные коэффициенты, имеющие эмпирический характер. Основным допущением в этой модели является предположение о постоянстве температуры при протекании термодинамических процессов в холодной и горячей полостях ДС. Такой подход позволил получить простое выражение, описывающее изменение давления во внутреннем контуре двигателя при принимаемых гармонических законах изменения объемов полостей. Кроме того, в отличие от других известных моделей возможно получение решения в замкнутой форме, и, как результат выход на конкретные конструктивные размеры двигателя, включая теплообменные аппараты внутреннего контура. Другие модели (адиабатная [43], квазистационарная [61, 75]) учитывают неизотермичность процессов в полостях ДС. Кроме того, в этих моделях становится возможным учитывать имеющиеся экспериментальные данные по теплообмену и трению в элементах внутреннего контура ДС при их произвольно заданных конструктивных размерах. Получаемая при этом система дифференциальных уравнений нелинейная и может быть решена только численными методами. Тем не менее, учет неизотермичности процессов в полостях двигателя приводит к более достоверным результатам.
Впервые ДС с неизотермическими процессами в полостях сжатия и расширения был проанализирован Т. Финкельштейном в 1960 г. [61]. Эти модели расчета рабочего процесса можно рассматривать как поверочные, т. е. для конкретной конструкции двигателя. Исходя из этого, выберем в качестве поверочного расчета квазистационарную постановку рабочего процесса, как наиболее точную и рассмотрим ее подробнее.
Термомеханический генератор состоит из трех основных частей -вытеснителя 1, поршня 2 и цилиндра 3. Горячая полость сообщается с холодной полостью через зазор между цилиндром и вытеснительным поршнем. Оба поршня ТМГ имеют механические пружины, закрепленные на основании двигателя. Рабочий поршень ТМГ покрыт тефлоновым напылением для герметизации внутреннего контура.
Конструкторский расчет ТМГ представляет собой первичный расчет основных конструктивных параметров, базирующийся на тепловом расчете двигателя Стирлинга /3-модификации. Дальше проводится анализ динамики термомеханического генератора, основанный на уравнениях вынужденных гармонических колебаний вытеснителя, поршня и корпуса при действии вязкостного демпфирования и возбуждающей газовой силы. Использование подобной упрощенной математической модели целесообразно на этапе предварительного проектирования для получения ориентировочных значений основных конструктивных параметров двигателя и показателей его рабочего процесса, а также для проведения качественного анализа их взаимовлияния.
Между вытеснителем и поршнем отсутствует жесткая механическая связь, поэтому расчетную схему ТМГ можно представить как совокупность трех масс - вытеснителя, поршня и цилиндра, совершающих колебания независимо друг от друга. Газовые связи между поршнями учитывается при определении амплитуд возмущающих сил, действующих соответственно на вытеснитель и поршень.
Значения конструктивных параметров двигателя и показателей рабочего процесса могут быть уточнены на втором этапе расчетов, на котором двигатель рассматривается как термический оссцилятор, представляющий собой трехмассовую (вытеснитель, поршень и цилиндр) колебательную систему. Источник энергии, необходимой для поддержания автоколебаний, является теплота, передаваемая телу в теплообменных аппаратах ТМГ. Исследование рабочего процесса проводится на основе модели второго уровня, в которой полости с переменными объемами рассматриваются как открытые термодинамические системы с переменной массой и давлением. Расчеты ведутся по квазистационарной модели рабочего процесса двигателя Стирлинга. Рабочий процесс и динамика описываются системой дифференциальных уравнений, которая численно решается на ЭВМ.
Модель для расчета рабочих процессов двигателей с внешним подводом теплоты
Основная цель расчета ТМГ первого уровня - определение конструктивных параметров двигателя. Расчет представляет собой выполнение следующих операций. 1. Задание исходных данных расчета. Исходными данными являются значения мощности двигателя NE, температур стенок теплообменных аппаратов TWH и Тш, частоты колебаний поршней со, а также данные по геометрии теплообменников, уплотнительных элементов и по теплофизическим свойствам рабочего тела. Кроме того, в задании определяется величина хода рабочего поршня. 2. Задание начального значения параметра ц для проведения первого итерационного приближения. 3. Выбор начального значения параметра фазового угла отставания кривой перемещения от кривой изменения возмущающей силы рабочего поршня у2. При этом следует иметь ввиду, что чем ближе значение угла у2 к 90, тем больше масса поршня. 4. Определение значений угла popt и параметра Zopl, при которых достигается максимальное значение Lc. Процедура оптимизации заключается в следующем. Значение угла р с шагом в один градус меняется от 0 до у2. При этом для каждого значения угла р вычисляются параметры Z, / ,W,S. Принимая РМАХ = const и Vx = const, можно вычислить значение цикловой работы Lc. Значения угла р, при котором значение Lc является максимальным, принимается за оптимальное и в дальнейшем конструктивные размеры определяются из условия обеспечения значений р и Zopt. 5. Определение значений диаметров поршней.
В вычислениях используются выражения, полученные при решении квадратных уравнений относительно величин d и D: где
После определения диаметров поршней производится уточнение значения параметра LI. Если полученное значение її отличается от заданного больше, чем на принятую величину ошибки, то расчет повторяется с новым значением /л.
Определение коэффициента эквивалентного вязкостного демпфирования поршня и его массы:
Определение значений показателей рабочего процесса и массовых расходов рабочего тела в рабочих полостях. Для расчетов используются уравнения рабочего процесса двигателя. Полученные значения конструктивных параметров и показателей рабочего процесса являются ориентировочными и должны быть уточнены на втором этапе расчетов, на котором используется более сложная математическая модель рабочего процесса и динамики ТМГ.
Согласно рис.2.1 движение поршня вызывает изменение давления рабочего газа Р, что в свою очередь обусловливает движение вытеснителя, переталкивающего рабочий газ между горячей и холодной полостями, вызывая изменение давления Р и, следовательно, также изменяя силы, воздействующие на поршень. Колебания, возникающие при соответствующих условиях, могут быть устранены, например, с помощью применения электрического генератора переменного тока (линейного генератора переменного тока).
Рассмотрим вначале вытеснитель. Уравнение для его движения можно записать следующим образом: МР --Ар(Рс-Рь)-КР(хР + хс)-СР( А, (2.57) at at at где рс- текущее давление в холодной полости; кр - жесткость пружины; хр- перемещение поршня; хс- перемещение корпуса генератора; рь dx dx давление в буферной полости ТМГ; СРС(—-+—-)- сила учитывающая dt dt нагрузку от линейного генератора. Уравнение движения для вытеснителя: Md - = -Kd(xd+xc) + Ad(Pe-Pc), (2.58) где перемещение вытеснительного поршня, ре- текущее давление в горячей полости. Для удобства примем основным давлением в расчетах рс, тогда можно записать: Ре = Рс+Ьр, (2.59) где Ар- перепад давления между горячей и холодной полостями ТМГ следствии гидравлического сопротивления теплообменных аппаратов. Подставляя выражение (2.59) в уравнение (2.58) получим: MD - = -KD(xD+xc) + ADAP. (2.60) Уравнение движения для корпуса ТМГ: Mc f Ap(pc + Ap-pB)-Kp(xp+xc)-KD(xc+xD)-CPC(- +- ). (2.61) at at at
Решение данных уравнений базируется на изотермической модели, это необходимо для получения выражений в замкнутой форме, с целью дальнейшего анализа влияния различных параметров рабочего процесса и конструкции на выходные характеристики ТМГ.
Для заданной геометрии двигателя, рабочего тела и температур, давление газа есть функция изменения объемов, а они в свою очередь функции движения поршня, вытеснителя и корпуса, то можно записать: p = f(xP,xD,xc) (2.62) Изотермический анализ не учитывает градиент давления, тем не менее, он сильно влияет на динамику термомеханического генератора. Перепад давления является основной причиной, которая вызывает изменение фазы между вытеснителем и поршнем, и изменение амплитуды вытеснителя, что значительно влияет на характер протекания рабочего процесса. Таким образом, для учета их влияния необходимо принять градиент давления во внимание. Потери давления возникают в результате вязкостного трения в проточных частях внутреннего контура, и возникающую при этом силу можно заменить демпфирующей нагрузкой.
Датчики и комплекс контрольно-измерительной и регистрирующей аппаратуры
Во время эксперимента осуществлялся постоянный контроль за температурой в горячей полости, для чего через отверстие в нее была установлена хромель-алюмелевая термопара с диаметром проводов 0.3 мм, которая соединена через колодку усилительную к осциллографу Н071.1, на котором проводилась запись параметров рабочего процесса. Диапазон измерений прибора от 273К до 1073К, предел допускаемой основной погрешности составляет 0.25% от диапазона измерений. Так же эта температура параллельно выводилась на индикатор прибора "Термопад-14", который служил для визуального отображения текущих значений температур. Замеры температуры в холодной полости осуществлялись хромель-алюмелевой термопарой с диаметром проводов 0.3 мм установленной через отверстие в соответствующую зону генератора, которая также подключена через колодку усилительную к осциллографу Н071.1. Термопары установлены в корпусе генератора с герметизацией внутреннего контура герметиком. С рабочим диапазоном температур от -253К до 673К.
Текущее значение давления рабочего тела во внутреннем контуре генератора контролировалось датчиком давления ЛХ-415-10, подключенным во внутренний контур через вспомогательный штуцер, приваренный к корпусу генератора в горячей зоне. Датчик подключался через усилитель 4АНЧ-22 к осциллографу Н071.1.
Перемещения поршней замерялось индуктивными датчиками перемещений ДП-3, подключенными через генераторно-усилительный блок к осциллографу Н071.1. Датчики перемещений были подключены к
Схема установки датчиков на экспериментальном образце ТМГ соответствующим поршням с помощью вспомогательных промежуточных пластин. Схема контрольно-измерительной аппаратуры представлена на рис.4.4. На рис. 4.5 представлена фотография экспериментального стенда. ТМГ установлен на массивной металлической плите, с целью исключить колебания корпуса. Запуск генератора осуществлялся толчком рабочего поршня. На предварительном этапе были найдены значения температур, при котором возможен запуск установки.
Термопары тарировались в специальной муфельной печи. Помещенная в нее термопара подключалась через колодку усилительную к осциллографу Н071.1, в печи постепенно повышалась температура, которая контролировалась ртутным термометром, при нескольких значениях температур из диапазона ожидаемых в эксперименте, были сняты показания термопар, по которым была построены их тарировочные характеристики. Вместе с термопарой для горячей полости тарировался прибор визуального контроля "Термопад-14", тарировочная характеристика вводилась в память устройства непосредственно при проведении тарировки. На рис. 4.6 и рис. 4.7 представлены тарировочные характеристики для термопар.
Датчик давления ЛХ-415-10 тарировался при его установке на генератор с помощью образцовых манометров с диапазоном измерений от 1 до 5 атм по 8 промежуточным точкам. Характеристика датчика близка к линейной. Влиянием газодинамических свойств соединительного тракта на точность измерений исследовалось в [9], где было доказано, что рассогласование при длине соединительного тракта до 200 мм не превосходит 1%. Так как в нашем случае это расстояние равно 45 мм, то им пренебрегаем. Тарировочная характеристика датчика давления приведена на рис.4.8.
Тарирование датчиков перемещения поршней ДГТ-3 проводились непосредственно на стенде. За начальное значение принималось положение сердцевины датчика в свободном положении, потом при смещении штока датчика на определенное расстояние, производился замер его выходной характеристики.
Эксперимент проводился в три этапа, с промежуточным охлаждением установки до комнатной температуры. Это необходимо из-за воздушного охлаждения генератора и соответственно не постоянной температуры холодной полости. На предварительном этапе была найдена температура горячей полости 453 К, при которой генератор запускался и работал стабильно, эта температура была взята за первую температуру при проведении эксперимента. Максимальная температура в эксперименте ограничена пределом рабочих температур герметика, которым был загерметизирован внутренний контур ТМГ - 573К. Так же была выбрана температура по середине этого диапазона 513К. Для обеспечения заданных значений температур были подобраны значения напряжения и силы тока, которые необходимо подать на нагревательный элемент для их достижения.
При последовательной подачи этих напряжений и при достижении температуры горячей полости требуемого значения (которое индицируется в реальном времени прибором "Термопад-14") включалась запись на осциллографе Н071.1.
После записи контролируемых параметров при указанных выше температурах, установка остужалась до комнатной температуры и эксперимент повторялся. Для набора статистических данных было проведено три контрольные записи параметров рабочего процесса.
