Вестник НТУ ХПИ_55 2010_Оригинал_макет - Науково-Ñ‚ÐµÑ Ð½Ñ–Ñ‡Ð½Ð° ...

ВЕСТНИКНАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГОУНИВЕРСИТЕТА "ХПИ"Сборник научных трудовТематический выпуск"Проблемы совершенствованияэлектрических машин и аппаратов"ISSN 2079-394455‘2010Издание основано Национальным техническим университетом"Харьковский политехнический институт" в 2001 годуГосударственное изданиеСвидетельство Госкомитета по информационной политике УкраиныКВ № 5256 от 2 июля 2001 годаКООРДИНАЦИОННЫЙ СОВЕТ:ПредседательЛ.Л. Товажнянский, д-р техн. наук, проф.СекретарьК.А. Горбунов, канд. техн. наук, доц.А.П. Марченко, д-р техн. наук, проф.Е.И. Сокол, д-р техн. наук, проф.Е.Е. Александров, д-р техн. наук, проф.Л.М. Бесов, д-р техн. наук, проф.Б.Т. Бойко, д-р техн. наук, проф.Ф.Ф. Гладкий, д-р техн. наук, проф.М.Д. Годлевский, д-р техн. наук, проф.А.И. Грабченко, д-р техн. наук, проф.В.Г. Данько, д-р техн. наук, проф.В.Д. Дмитриенко, д-р техн. наук, проф.И.Ф. Домнин, д-р техн. наук, проф.В.В. Епифанов, канд. техн. наук, проф.Ю.И. Зайцев, канд. техн. наук, проф.О.П. Качанов, д-р техн. наук, проф.В.Б. Клепиков, д-р техн. наук, проф.С.И. Кондрашов, д-р техн. наук, проф.В.М. Кошельник, д-р техн. наук, проф.В.И. Кравченко, д-р техн. наук, проф.Г.В. Лисачук, д-р техн. наук, проф.В.С. Лупиков, д-р техн. наук, проф.О.К. Морачковский, д-р техн. наук, проф.В.И. Николаенко, канд. ист. наук, проф.П.Г. Перерва, д-р техн. наук, проф.В.А. Пуляев, д-р техн. наук, проф.М.И. Рыщенко, д-р техн. наук, проф.В.Б. Самородов, д-р техн. наук, проф.Г.М. Сучков, д-р техн. наук, проф.Ю.В. Тимофеев, д-р техн. наук, проф.Н.А. Ткачук, д-р техн. наук, проф.Харьков 2010РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:Ответственный редактор:В.С. Лупиков, д-р техн. наук, проф.Ответственный секретарь:А.Г. Середа, канд. техн. наук, доц.В.Ф. Болюх, д-р техн. наук, проф.В.Г. Данько, д-р техн. наук, проф.В.Б. Клепиков, д-р техн. наук, проф.Б.В. Клименко, д-р техн. наук, проф.В.И. Кравченко, д-р техн. наук, проф.В.И. Милых, д-р техн. наук, проф.В.П. Себко, д-р техн. наук, проф.Е.И. Сокол, д-р техн. наук, проф.Адрес редколлегии: 61002,Харьков, ул. Фрунзе, 21. НТУ"ХПИ".Каф. ЭА. Тел. (057) 707-68-64ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 551

Вісник Національного технічного університету "Харківськийполітехнічний інститут". Збірник наукових праць. Тематичний випуск:Проблеми удосконалення електричних машин і апаратів. Теорія іпрактика. – Харків: НТУ "ХПІ". – 2010. – № 55. – 162 с.Випуск присвячений 125-річчю Національного технічного університету"Харківський політехнічний інститут" і приурочений доМіжнародного симпозіуму "Проблеми удосконалення електричнихмашин і апаратів. Теорія і практика" (SIEMA’2010), 27 – 29 жовтня2010 року, Харків, НТУ "ХПІ". В збірнику висвітлюються проблемиудосконалення електричних машин і апаратів, досягнення вчених, вузіві підприємств України та інших країн.Для наукових співробітників, викладачів, аспірантів, спеціалістів.Выпуск посвящен 125-летию Национального технического университета"Харьковский политехнический институт" и приурочен кМеждународному симпозиуму "Проблемы совершенствования электрическихмашин и аппаратов. Теория и практика" (SIEMA'2010), 27 –29 октября 2010 года, Харьков, НТУ "ХПИ". В сборнике освещаютсяпроблемы совершенствования электрических машин и аппаратов, достиженияученых, вузов и предприятий Украины и других стран.Для научных сотрудников, преподавателей, аспирантов, специалистов.Вісник Національного технічного університету "Харківський політехнічнийінститут" включено до Переліку наукових фахових видань України, в якихможуть публікуватися результати дисертаційних робіт на здобуття науковихступенів доктора і кандидата наук (додаток до Постанови Президії ВАК Українивід 26 травня 2010 р., № 1 - 05/4, п. 20, технічні науки).Рекомендовано до друку Вченою радою НТУ "ХПІ";Протокол № 10 від 26.11.2010© Національний технічний університет "ХПІ", 2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 552

УДК 621.313.2В.А. ВЛАСЕНКО, аспірант, КТУ, Кривий РігДОСЛІДЖЕННЯ ВЗАЄМОІНДУКЦІЇ ФАЗ ВЕНТИЛЬНО-ІНДУКТОРНОГО ДВИГУНАПобудовано польові моделі індукторних машин різних конструкцій з метоювизначення параметрів міжфазної взаємної індуктивності. Сформульованорекомендації щодо врахування взаємоіндукції фаз.Построено полевые модели индукторных машин разной конструкции с цельюопределения параметров межфазной взаимной индуктивности. Сформулированопредложения относительно учета взаимоиндукции фаз.Вступ. Математичне моделювання вентильно-індукторного двигуна(ВІД) є основним засобом його дослідження та проектування. Упереважній більшості математичних моделей ВІД взаємна індукція фаздвигуна не враховується і розглядається без належного обґрунтуванняяк фактор невисокої значимості [1-3]. Деякі ж дослідники включають вмодель двигуна взаємну індуктивність фаз, проте не приділяють питаннюїї кількісного визначення достатньої уваги [4, 5].На практиці при застосуванні симетричної одиночної комутаціїфаз індукторної машини токові хвилі фаз перекриваються між собою[3]. Фактично це означає, що за період роботи кожної фази в ній виникаютьнапруги взаємоіндукції від струмів в інших фазах.Мета дослідження. Встановити закономірність зміни взаємоіндукціїдля вентильних реактивних двигунів в залежності від поточноїконфігурації магнітної системи та визначити вплив взаємоіндукції фазна електромагнітні процеси в двигуні.Теоретичні дослідження. Визначення взаємної індуктивності фазВІД безпосередньо пов’язане з розрахунком розподілу магнітної індукціїпри доволі складному поперечному перетину магнітної системи, а томуможе бути якісно обґрунтовано лише на основі польового підходу. Вданій публікації для дослідження задачі магнітостатики використовуєтьсячисельний метод інтегральних рівнянь відносно вектора намагніченості,який детально розглянуто в [6].Як відомо, взаємна індуктивність між двома котушками визначаєтьсявпливом струму однієї котушки на потокозчеплення іншої. ЗISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 553

урахуванням принципу взаємності між фазами k та j M kj = M jk . Такимчином, достатньо визначити лише вплив однієї фази на іншу в кожнійпарі досліджуваних фаз. Оскільки конструкція ВІД симетрична, топотрібно визначити взаємоіндукцію між однією будь-якою фазою таіншими фазами машини попарно. Для інших фаз ці залежності будутьаналогічні за урахування кута зміщення фаз.Для індукторних двигунів розрахунок взаємоіндукції передбачаєвизначення потокозчеплення у полюсі статора досліджуваної фази призбудженні іншої фази. Таким чином, взаємна індуктивність k-ї та j-ї фазM = Ψ i = 2Φw i , (1)∫kjkjде Φk = Bkdl – магнітний потік, що проходить через поперечнийперетин полюса k-ї фази під дією струму i j j-ї фази; w j – кількість витківj-ї фази.Взаємна індуктивність, як і власна індуктивність фази, не є величиноюпостійною і залежить від поточного положення магнітної системи,тобто є функцією кута повороту ротора θ. Тому розрахунки слідпроводити для різних положень ротора на всьому періоді зміни функції.Очевидно, періоди функцій M(θ) і L(θ) однакові, і обумовлені кількістюзубців ротора. Нульове значення θ прийнято для повністю неузгодженогоположення ротора відносно статора, тобто коли вісі пазуротора та полюса статора співпадають, а додатний напрям руху ротора– проти годинникової стрілки.Математичне моделювання. Результати моделювання поля з різнимиконструкціями магнітної системи, яке було проведено на основіпрограмного пакету Matlab, показані на рис. 1. Для моделювання обранінайбільш розповсюджені конфігурації двигунів: трифазна машина простоїконструкції 6/4 (рис. 1, а), чотирифазна машина конструкції 8/6 (рис.1, б), трифазна машина з подвоєною кількістю полюсів на фазу конструкції12/8 (рис. 1, в) та трифазна машина конструкції 12/10 псевдо U-подібного типу (рис. 1, г).Картини магнітних полів наглядно демонструють, яким чиномвзаємодіють обмотки суміжних фаз. Вони представлені для кутів положенняротора, що відповідають максимальним значенням взаємноїіндуктивності.Результати розрахунку взаємної індуктивності між фазними обмоткамистатора для розглянутих конструкцій двигунів представленіна рис. 2 у вигляді графічних залежностей M(θ): а – 6/4; б – 8/6; в –12/8; г – 12/10.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 554kjj

абвРис. 1.гM, Гн0.0180.015MACаMABб0.0120.0090.0060.0030 7.5 15 22.5 30 37.5вθ, градРис. 2.гISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 555

Значення взаємної індуктивності для суміжних фаз, отримані вході обчислювальних експериментів, зведені до табл. 1.Таблиця 1Конфігурація магнітноїсистемиZ1/Z2Мінімальне значеннявзаємної індуктивностіMmin,мГнМаксимальне значеннявзаємної індуктивностіMmax,мГнСереднє значеннявзаємної індуктивностіM0, мГнАмплітуда взаємноїіндуктивностіM1, мГнСпіввідношеннявзаємної та власноїіндуктивностейMmax / Lmax6/4 0,5 6,6 3,55 3,05 0,068/6 0,9 9,4 5,15 4,05 0,1012/8 3,8 17,4 10,6 6,8 0,1212/10 0,9 8,8 4,85 3,95 0,056Із наведених результатів моделювання витікає, що найбільше значеннявзаємної індуктивності фази мають в момент максимальногополюсного перекриття відповідних полюсів статора полюсами ротора.Це означає, що кут зміщення функції взаємної індуктивності відноснофункції власної індуктивності фази рівний половині різниці кута міжполюсами статора та кута між полюсами ротора:π( z1− z2)γ = , (2)z1z2де z 1 , z 2 – кількість полюсів статора і ротора відповідно.Аналіз графіків на рис. 2 свідчить, що найбільше значення взаємноїіндуктивності мають суміжні фази. При цьому з діаграми фазних струмівпри симетричній одиночній комутації видно, що в період дії струму в фазіодночасно з ним може протікати лише струм в попередній фазі, що вимикається,або в наступній фазі, що вмикається [1, 3]. Отже, врахування взаємноїіндуктивності доцільне лише для суміжних фаз.Взаємна індуктивність між суміжними фазами може бути представленаперіодичною функцією, розкладеною в ряд Фур’є, гармонійнийсклад якого обумовлений особливостями магнітної системи ВІД( 2k−1)ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 556( z − z )N⎡ ππ∑ Mi⎢ipzθ − + ( k − j)12i=⎣ mz0 1⎤M kj = cos2⎥ , (3)⎦де k, j – номера фаз, причому j = k ± 1, так як розглядаються суміжні фази;N – кількість гармонік ряду Фур’є; i – номер гармоніки; p – кількість

пар полюсів на фазу; θ – кут положення ротора; m – кількість фаз.За умови близького до синусоїдного виду залежності M(θ) можнаобмежитись нульовим та першим членами ряду Фур’є, які можуть бутивизначені на основі мінімального та максимального значень взаємноїіндуктивності⎡ π( 2k−1)π( )( z − ) ⎤= − ⎢ θ − + −1 zM2kj M 0 M1cospz2k j ⎥⎦ , (4)⎣ mz1деM max + M minM max − M minM 0 = ; M1= . (5)22Однойменне приєднання суміжних фаз до джерела живлення призводитьдо "послаблення" індуктивності фази завдяки ефекту взаємоіндукції,так як при цьому котушки фаз знаходяться в неузгодженомуз’єднанні одна відносно іншої. З огляду на це можна зробити висновок,що вигідним з позиції врахування взаємоіндукції є різнойменнез’єднання котушок суміжних фаз, так як при цьому електромагнітниймомент, що розвивається фазою, збільшується за рахунок складаннямагнітних потоків суміжних фаз. Для машин з непарною кількістюфаз, наприклад трифазних, це просто реалізувати, приєднавши до джерелаживлення фазні обмотки, почергово змінюючи полярність. У машинз парною кількістю фаз, таке з’єднання неможливе, при цьомузавжди буде як мінімум одна пара котушок, розташованих одна відносноіншої не узгоджено, що вносить асиметрію в роботу машини.Отже, система класичних рівнянь [4], що описують електромеханічніпроцеси ВІД, з урахуванням взаємної індуктивності суміжнихфаз може бути записана у наступному вигляді:⎧di ∂L( )( θ,i) di ∂M( )( θ,i)⎪u= Ri + L θ,ik + ω k kj kj jk k k kik± M kj θ,ij ± ω i j⎪dt ∂θdt ∂θ⎪22( ) ∂ ( θ )⎪∂Lθ,ii M ,i ik k k kj j jM e = ⋅ ± ⋅⎨ ∂θ 2 ∂θ 2(6)⎪dω1⎪ = ⋅ ( M e − M c )⎪dt J⎪dθ⎪= ω⎩ dtде k = 1…m – номер фази; j = k ± 1 – номера фаз, суміжних з k-ю фазою;u k , i k – відповідно напруга та струм k-ї фази; R – активний опіробмотки; M e – електромагнітний момент двигуна; M c – статичний мо-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 557

мент навантаження; J – момент інерції; ω – кутова частота обертанняротора. Знак "+" перед останніми двома доданками першого рівняннята останнім доданком другого відповідає узгодженому з’єднанню фаз.Подяки. Автор статті виражає подяку своєму науковому керівникудоктору технічних наук, професору, завідуючому кафедри електромеханікиКТУ Толмачову Станіславу Трохимовичу за сприяння у виконанніроботи.Висновки. Аналіз результатів обчислювальних експериментівсвідчить про збільшення значення відносної взаємної індуктивностіпри збільшенні числа полюсів статора, найменше її значення має машинапсевдо U-подібної конструкції.Врахування взаємної індуктивності при моделюванні ВІД певнимчином ускладнює його математичну модель. Враховуючи, що значеннявзаємної індуктивності складає 5-12% відносно власної індуктивностіфази, доцільно враховувати взаємоіндукцію лише на етапі проектуваннямашини та при необхідності детального аналізу її електромагнітнихпроцесів. У переважній більшості інженерних розрахунків наявністюміжфазної взаємоіндукції можна знехтувати.Список літератури: 1. Ткачук В.І. Електромеханотроніка: Підручник. – Львів:Вид-во Національного університету "Львівська політехніка", 2006. – 406 с.2. Рымша В.В., Радимов И.Н., Малеваный О.Е. Моделирование режимов работывентильного индукторного двигателя // Електротехніка і електромеханіка. –2002. – № 2. – С. 60-64. 3. Кузнецов В.А., Кузьмичев В.А. Вентильноиндукторныедвигатели. – М.: Издательство МЭИ, 2003. – 70 с. 4. ГолландцевЮ.А. Вентильные индукторно-реактивные двигатели. – СПб.: ГНЦ РФ –ЦНИИ "Электроприбор", 2003. – 148 с. 5. Польовий Є.В., Садовий О.В., СохінаЮ.В. Модель вентильно-індукторного двигуна з врахуванням взаємоіндукціїфаз статора // Проблемы автоматизированного электропривода. Теория и практика,2009. – С. 285-286. 6. Толмачев С.Т. Специальные методы решения задачмагнитостатики. – Киев: Вища школа, 1983. – 166 с.Надійшла до редколегії 13.10.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 558

УДК 621.3Л.П. ГАЛАЙКО, канд. техн. наук, доц., НТУ "ХПИ", ХарьковИМИТАЦИОННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ДИНАМИЧЕСКИХХАРАКТЕРИСТИК ВЕНТИЛЬНО-ИНДУКТОРНОГОДВИГАТЕЛЯ СТИРАЛЬНОЙ МАШИНЫВ статті розглядається питання аналізу різних динамічних режимів вентильноіндукторногодвигуна пральної машини за допомогою програми Simulink пакетaпрограм Matlab. Наведені розроблені імітаційні моделі та результати розрахунківна цих моделях для двигуна пральної машини потужністю 90 Вт тачастотою обертів 2900 об/хв.В статье рассматривается вопрос анализа различных динамических режимоввентильно-индукторного двигателя стиральной машины с помощью программыSimulink пакета программ Matlab. Приведены разработанные имитационныемодели и результаты расчетов на этих моделях для двигателя стиральноймашины мощностью 90 Вт и частотою вращения 2900 об/мин.Введение. Вентильно-индукторный привод (ВИП) (за рубежомSwitched Reluctance Drive) относится к классу широко-регулируемыхприводов. Для разработки качественной программы для микропроцессораконтроллера этих приводов требуется проведение большого числарасчетов переходных процессов в вентильно-индукторном двигателе(ВИД), входящем в состав ВИП, в различных режимах его работы. Наиболеепросто и наглядно эти процессы можно проанализировать с помощьюимитационной модели для программы Simulink пакета программMatlab. Поставлена задача разработать дополнительные субмодели кразработанной ранее имитационной модели ВИД для переходных процессов[1, 2]. Эти субмодели должны позволить проанализировать различныеспособы пуска, торможения, изменения режима работы всемиспособами, которые используются в вентильно-индукторном двигателе(фазовое регулирование, ограничение тока, ШИМ напряжения). Такжеэти субмодели должны позволить проанализировать работу ВИД приизменении нагрузки при соблюдении следующих условий: 1) постоянстваскорости; 2) постоянства момента; 3) постоянства мощности.Цель работы. Разработать субмодель для анализа переходногопроцесса в ВИД при изменении нагрузки, в котором должно бытьобеспечено постоянство скорости с помощью фазового регулирования.Результаты исследования. В данной работе рассматриваетсяISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 559

ВИД для стиральной машины мощностью 90 Вт, спроектированный набазе асинхронного конденсаторного двигателя. Напряжение питания200 В, номинальная частота вращения 2900 об/мин. Число зубцов статора/ротора– 8/6. На рис. 1 приведена основная имитационная модель[2], включающая две дополнительные субмодели, одна из которыхприведена на рис. 2.200Constant1In1Out1In2In3Out2In4In5Out3Scope5SubSystemScope3Scope4Gain7-K-ScopeIn1In2 Out1Gain9 In3-K-In4 Out2In5Subsystem1-K-Gain6Scope238Constant11Constant20.02Constant3-C-Constant430Constant5In1Out1In2In3 Out2SubsystemIn1In2 Out1SubSystem5In1Out2In2In3In4Out3In5Out1SubSystem6In1Out1In2In3Out2In4In5Out6SubSystem7In1Out1In2In3In4Out2In5Out3SubSystem8In1In2Out1In3In4In5In6Out2SubSystem21GainScope11Gain411Gain51Gain31Gain1Gain2In1In2 Out1SubSystem9In1In2 Out1SubSystem10In1In2 Out1SubSystem11XY GraphРис.1.Основная модель подробно описана в работе [2]. Субмодель, приведеннаяна рис. 2, задает закон изменения углов включения и отключенияΘ on и Θ off , углов между полюсами статора и ротора, при которыхвключаются и отключаются транзисторы, подающие напряжение накатушки фаз. Вторая дополнительная субмодель определяет среднеезначение момента на периоде и останавливает расчет при выполненииравенства среднего момента двигателя и момента нагрузки.На рис. 3 приведены графики изменения скорости, момента двигателя,момента нагрузки, угла Θ в одной из фаз при уменьшении моментанагрузки и отсутствии регулирования Θ on и Θ off . Как видно из рисунка,при этом скорость резко увеличивается. Для поддержания постояннойскорости углы Θ on и Θ off необходимо уменьшать. На рисунках 4-6 приведеныграфики при разных законах изменения этих углов.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5510

Рис.2.Рис.3.Рис.4.Рис.5ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5511

Рис.6.Выводы. Анализ графиков переходных процессов позволяет выбратьрациональный закон задания углов Θ on и Θ off с точки зрения работыэлектромеханического преобразователя и инвертора.Список источников информации: 1. Galayko L.P. Analysis different dynamicmodes in simulation model of switched reluctanse motor // ICEEE-2010. 13 th InternationalConference on Electromechanics, Electrotechnology, Electromaterials andComponents. September 19-25, 2010. – Alushta, Crimea, Ukraine. – P. 96. 2. ГалайкоЛ.П. Имитационное моделирование вентильно-индукторного двигателяв переходных режимах // Вестник национального технического университета"ХПИ". – Харьков: НТУ "ХПІ". – 2005. – №48. – С. 24-27.Галайко Лидия Петровна, доцент, кандидат технических наук.Защитила диплом инженера, диссертацию кандидата техническихнаук в Харьковском политехническом институте по специальностиэлектрические машины и аппараты соответственно в 1960 и 1969 гг.Доцент кафедры "Электрические машины" Национального техническогоуниверситета "Харьковский политехнический институт" с1975 г.Научные интересы связаны с проблемами специальных электрическихмашин, в частности, вентильно-индукторных.Поступила в редколлегию 7.09.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5512

УДК 621.317.4А.В. ГЕТЬМАН, канд. техн. наук, зав. отделом, НТЦ МТО НАНУ,ХарьковАНАЛИЗ МЕТОДИЧЕСКОЙ ПОГРЕШНОСТИОПРЕДЕЛЕНИЯ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ ГАРМОНИКМАГНИТНОГО ПОЛЯ ТЕХНИЧЕСКИХ ОБЪЕКТОВЧЕТЫРНАДЦАТИ ДАТЧИКОВОЙ СИСТЕМОЙПоказана практична можливість використання величин просторових гармонікмагнітного поля старше дипольної, для оцінки методичної похибки дипольноїмоделі магнітного поля технічних об’єктів. Розглянута залежність методичноїпохибки вимірювання магнітного моменту від зміщення диполя всерединітехнічного об’єкта.Показана практическая возможность использования величин пространственныхгармоник магнитного поля старше дипольной, для оценки методическойпогрешности дипольной модели магнитного поля технических объектов. Рассмотреназависимость методической погрешности измерения магнитного моментаот смещения диполя внутри технического объекта.Введение. Практическая необходимость повышения точности измеренийобуславливает постоянный процесс создания и модернизациисоответствующих средств и методик, в частности, для определениямагнитных характеристик технических объектов (ТО). Традиционно вкачестве основной математической модели внешнего магнитного поляТО используется его представление в виде точечного источника – магнитногодиполя, пространственное распределение магнитного полякоторого однозначно описывается магнитным моментом. Поэтому напрактике необходимо точное знание величины магнитного моментаТО. Однако реальное пространственное распределение ТО на расстоянияхсравнимых с его габаритным размером существенно отличаетсяот картины магнитного поля диполя. В качестве уточняющих магнитныххарактеристик в этих случаях используют пространственные гармоникистарше дипольной или эквивалентные им точечные источникиполя – мультиполи.Кроме того, интерес к практическому определению пространственныхгармоник старших степеней вызван необходимостью оценкиметодической погрешности измерения магнитного момента ТО, присущейсоответствующим измерительным средствам. В этой связиISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5513

практическая возможность определения измерительной системой гармоникстарших степеней, является качественным критерием оценкиметодической погрешности измерения ею магнитного момента ТО.Одной из хорошо зарекомендовавших себя на практике при измерениимагнитного момента ТО является система на основе 14-ти феррозондовыхдатчиков, расположенных на сфере, в центре которой располагаютисследуемый ТО [1]. Методическая погрешность измерениямагнитного момента (дипольной гармоники магнитного поля) такойсистемой в первом приближении может быть представлена в виде двухсоставляющих.Первая составляющая обусловлена недипольным распределениемвнешнего магнитного поля ТО. При использовании мультипольноймодели для описания поля ТО полагают, что недипольные мультиполитакже расположены в центре измерительной системы и взяты с соответствующимивесовыми (амплитудными) коэффициентами.Вторая составляющая методической погрешности вызвана смещениемдипольного источника магнитного момента внутри ТО, относительноцентра измерительной системы, совмещаемого с центром ТО.С целью оценки составляющих методической погрешности измерениямагнитного момента ТО с помощью 14-ти датчиковой системы вработе проведен анализ вкладов гармоник старших степеней в результатизмерения, а также исследована зависимость погрешности от величинысмещения дипольного источника внутри ТО.Постановка задачи. Будем рассматривать магнитную индукцию,создаваемую источником – ТО, расположенным внутри датчиковойсистемы из 14 датчиков, направления осей чувствительности которыхи расположение относительно ТО показаны на рис. 1.Z6231R4YX5Рис. 1.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5514

Для каждого из 14 датчиков магнитной индукции (на рис. 1 показаныстрелочками) воспользуемся представлением на основе пространственныхгармоник, взятых с амплитудными коэффициентамиmg n иmh n, считая μ=1,⎞mm{ g cos mϕ + h mϕ} ⎟⎟r⎛ ∞ n⎜1 mB = −µ 0∇U= −µ 0∇θ⎜∑+ ∑ Pn(cos )nnn sin , (1)1⎝ n = 1 R m = 0⎠где R, θ и φ – сферические координаты соответствующего датчикамагнитной индукции, согласно данным табл. 1.Таблица 1 – Декартовые и сферические координаты датчиковДатчикКоординаты датчика№ датчика, Индексы в№ точки обозначенииX Y Z R θ φ12 11x1y +R 0 0 R π/2 03 1z45 22x2y 0 -R 0 R π/2 3π/26 2z78 33x3y -R 0 0 R π/2 π9 3z1011 44x4y 0 +R 0 R π/2 π/212 4z13 5 5z 0 0 -R R π -14 6 6z 0 0 +R R 0 -Вклады пространственных гармоник в измеряемую магнитнуюиндукцию. Вклады в напряженность магнитного поля от всехпространственных гармоник до четвертой степени центральнорасположенногоисточника для групп датчиков направленных по оси Х, Y, Zпредставлены в табл. 2-4, соответственно. При этом вклады всех отсутствующихв табл. 2-4 гармоник в измеряемое поле соответствующимдатчиком равны нулю (для n≤4).ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5515

B 1xµ 0B 2xµ 0B 3xµ 0B 4xµ 0B 1yµ 0B 2 yµ 0B 3yµ 0B 4 yµ 0Таблица 2 – Магнитное поле гармоник (датчики ориентированы по оси Х)Вклад пространственной гармоники в суммарное поле, А/м1g 13R0g 24R2g 24R2h 24R1g 35R3g 35R+2 -3/2 +9 0 -6 +600g 46R15+82g 46R2h 46R4g 46R4h 46R75− 0 +525 02-1 0 0 +6 +3/2 +45 0 0 -15 0 -420+2 +3/2 -9 0 -6 +6015−875+ 0 -525 02-1 0 0 -6 +3/2 +45 0 0 +15 0 +420Таблица 3 – Магнитное поле гармоник (датчики ориентированы по оси Y)Вклад пространственной гармоники в суммарное поле, А/м1h 13R0g 24R2g 24R2h 24R1h 35R3h 35R-1 0 0 -6 +3/2 -45 0 0 +15 0 -420+2 +3/2 +9 0 -6 -600g 46R15−82g 46R2h 46R4g 46R4h 46R75− 0 -525 02-1 0 0 +6 +3/2 -45 0 0 -15 0 +420+2 -3/2 -9 0 -6 -6015+875+ 0 +525 02B 1zµ 0B 2zµ 0B 3zµ 0B 4zµ 0B 5zµ 0B 6zµ 0Таблица 4 – Магнитное поле гармоник (датчики ориентированы по оси Z)Вклад пространственной гармоники в суммарное поле, А/м0g 13R0g 24R1g 24R1h 24R0g 35R2g 35R0g 46R-1 0 -3 0 +3/2 -15 0-1 0 0 +3 +3/2 +15 0 0-1 0 +3 0 +3/2 -15 0-1 0 0 -3 +3/2 +15 0 01g 46R1h 46R3g 46R3h 46R15+20 -105 015−20 -10515− 0 +105 0215+ 0 +1052+2 -3 0 0 +4 0 -5 0 0 0 0+2 +3 0 0 +4 0 +5 0 0 0 0ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5516

На основе данных табл. 2-4 можно оценить методическую погрешностьизмерения пространственной гармоники. Например, приизмерении датчиком В 2х магнитной индукции, определяемой согласнотабл. 2 формулой:⎛ 1 2 1 1 2 4 ⎞⎜g= µ −1 h+2 3 g+ 3 g+ 3 h−4 hB −4 ⎟2 x 0 645 15 420 , (2)⎜ 3 4 5 5 6 6 ⎟⎝ R R 2 R R R R ⎠2 1 1 2 4значения коэффициентов h 2 , g 3 , g 3 , h 4 и h 4 могут быть использованыдля оценки в первом приближении погрешности измерения дипольнойгармоники g 1 . Однако, непосредственно из анализа вкладов1гармоник в измеряемые датчиками величины магнитной индукцииследует, что количество гармоник, вклады которых определяют методическуюпогрешность, может быть существенно уменьшено при использованиисуммарных показаний соответствующих пар (или четверок)датчиков. В частности, для измерения 14-ти датчиковой системойдипольной гармоники справедливы соотношения:⎛ 1 1 3 ⎞⎛ 1 1 3 ⎞⎜ g+ = µ 1 g3g3− + ⎟ + = µ ⎜ g3− 1 g3gB+ + ⎟1x B3x0 4 12 120 B⎜ 3 5 5 ⎟ 2xB4x0 2 3 90 ;⎜ 3 5 5 ⎟⎝ R R R ⎠⎝ R R R ⎠⎛ 1 1 3 ⎞⎜ g1g3g3B + − − = µ − + ⎟1x B3xB2xB4x0 6 15 30 ; (3)⎜ 3 5 5 ⎟⎝ R R R ⎠⎛ 1 1 3 ⎞⎛ 1 1 3 ⎞⎜ h1h3h3+ = µ − + − ⎟ + = µ ⎜ h1h3h3B− − ⎟1y B3y 0 2 3 90 B⎜ 3 5 5 ⎟ 2xB4x0 4 12 120 ;⎜ 3 5 5 ⎟⎝ R R R ⎠⎝ R R R ⎠⎛ 1 1 3 ⎞⎜ h1h3h3B + − − = µ − + ⎟1y B3y B2y B4y 0 6 15 30 ; (4)⎜ 3 5 5 ⎟⎝ R R R ⎠⎛ 0 0 2 ⎞⎛ 0⎜ g1g3g3+ = µ − + − ⎟ + = µ ⎜ g1gB1 B3z 0 2 3 30 B+⎜ 3 5 5 ⎟5zB6z 0 4 8⎜ 3⎝ R R R ⎠⎝ R R0z35;⎛ 0 0 2 ⎞⎜ g1g3g3B + − − = µ + + ⎟5z B6zB1z B3z0 6 5 30 . (5)⎜ 3 5 5 ⎟⎝ R R R ⎠Методическая погрешность измерения магнитного моментасмещенного внутри ТО дипольного источника. На рис. 2-3 представленызависимости методической погрешности измерения системойХ-ой проекции магнитного момента от величины перемещения по осиISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5517⎞⎟⎟⎠

Х магнитного диполя соответственно для 0,3 и 0,5 м.1614∆, %3025∆, %12102081561042Х, м00 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.550Х, м0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5Рис. 2. Рис. 3Сплошная линия на графиках соответствует погрешности для диполя,имеющего только Х проекцию, а прерывистая линия – случаю диполя,имеющего три одинаковые проекции на декартовые оси координат.При этом расчет магнитной индукции создаваемой смещенным диполемпроизводился на основании представления:r rrrµ 0 ( M , Ri−)B = − ∇4 r, (6)π r 3R −где – центральный вектор смещения источника магнитного момента;R ri – вектор положения i-го датчика магнитной индукции на сфереR = 2,25 м.Выводы. При измерении магнитного момента системой из 14датчиков в методической погрешности отсутствуют вклады всех четныхгармоник, а для оценки в первом приближении величины методическойпогрешности можно воспользоваться величиной октупольнойгармоники. Графически оценена верхняя граница составляющей методическойпогрешности, вызванной смещением дипольного источникавнутри технического объекта.Список литературы: 1. Гетьман А.В., Зверев С.Г., Крамчанин Е.Г. Системыизмерения пространственных характеристик магнитного поля техническихобъектов // Вестник Национального технического университета "ХПИ". –Харьков: НТУ "ХПИ". – 2009. – №7". – С. 25-33.iПоступила в редколлегию 25.10.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5518

УДК 621.316.9Є.В. ГОНЧАРОВ, мол. наук. співроб., НТУ "ХПІ", ХарківЗАСТОСУВАННЯ ЕЛЕКТРОМАГНІТНОГОНАДПРОВІДНОГО ОБМЕЖУВАЧА СТРУМУВ статті запропоновано використання електромагнітного обмежувача струмудля захисту від короткого замикання. Розглянута конструкція та принцип діїобмежувача струму короткого замикання.В статье предлагается использование электромагнитного ограничителя токадля защиты от короткого замыкания. Рассмотрена конструкция и принципдействия ограничителя тока короткого замыкания.Вступ. Дуже небезпечним явищем в електромережах є виникненняаварійних струмів короткого замикання, яке спричиняє руйнацію електрообладнання.Для забезпечення захисту від струмів короткого замиканнявикористовуються різні пристрої, такі як: вимикачі, плавкі запобіжники,традиційні струмообмежуючі реактори. За останні роки розробляютьсяобмежувачі струму короткого замикання з надпровіднимиелементами.Надпровідний обмежувач струму короткого замикання вмикаєтьсяв частину мережі, яка передбачає захист від аварійних струмів. Такийпристрій має близький до нуля опір в номінальному режимі на відмінувід традиційних струмообмежувальних реакторів. За рахунок використаннявластивостей надпровідних матеріалів можливо створити струмообмежувачі,що не мають аналогів серед традиційних пристроїв. Вмиканняструмообмежувачів у певні вузли енергосистеми дозволить продовжитистрок роботи комутаційної апаратури і створить умови для їїпоступової заміни сучасним устаткуванням.Але для впровадження надпровідникового обмежувача струмунеобхідно вирішити ряд технічних задач.Метою роботи є покращення параметрів існуючих надпровідних обмежувачівструму (НПОС) за рахунок конструкції, що запропонована.За принципом дії можна виділити два класи НПОС: резистивний ііндуктивний. Відповідно, до яких струм короткого замикання обмежуєтьсязавдяки послідовному введенню активного або індуктивногоопору у коло. Вони є базовими, на них заснована більшість інших пропонованихконструкцій, які повинні задовольняти тим же вимогам [1].Але для ефективного використання схем заснованих на цих ти-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5519

пах необхідно врахувати, що надпровідні елементи повинні мати якможливо більшу величину критичного струму, для запобігання руйнуваннянадпровідних властивостей елементів. При виникненні іпротіканні струму короткого замикання необхідно ефективно відводититепло, від надпровідника, забезпечити його швидкий та одноріднийперехід в нормальний стан. Після усунення аварійного струмунеобхідно забезпечити швидке відновлення приладу для роботи уномінальному режимі.Конструкція і принцип дії електромагнітного НПОС.На рис. 1 представлена конструктивна схема обмежувача струму,яка представляє загальний вигляд приладу для увімкнення у фазу електромережі.НПОС зображений нарис. 1. містить: магнітопровід1 і його від’ємну частину –якір 2, закріплений до пружин5; основну обмотку 3, якаміститься у кріостаті 4, щорозміщений на середньомустержні магнітопроводу 1.Основна обмотка виготовленаз високотемператур-Рис. 1. Схематичне зображення НПОС.ного надпровідника 2-го покоління,кріостат в свою чергу заповнюється холодоагентом, у даномувипадку азотом.При номінальному режимі роботи мережі струм протікає по основнійобмотці 3 обмежувача струму короткого замикання. З огляду того,що обмотка виготовлена з ВТНП проводу 2-го покоління який, приохолодженні до температури відповідній надпровідному стану(~ 77 К), не має опору, прилад не має активних втрат на нагрів. Магнітопровід1 знаходиться у розімкненому стані, завдяки повітрянимпроміжкам у магнітопроводі котушка 3 має незначну індуктивність.При виникненні короткого замикання магніторушійна сила котушки3 зростає, а отже зростає магнітний потік у магнітопроводі, відповіднозростає електромагнітна сила, яка притягує якір 2 до магнітопроводу1. Таким чином магнітний опір магнітопроводу 1 зменшується, аіндуктивний опір котушки 3 зростає, що в свою чергу і обмежує струмкороткого замикання [2, 3].При КЗ котушка повинна зберігати надпровідність, тоді номіна-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5520

льна напруга буде дорівнювати падінню напруги на обмежувачі струмуU н = X L I КЗ = 4,44 f wBКЗSос.Для того, щоб при зростанні струму КЗ індукція осердя не опиниласьв зоні насичення ( B max ), приймаємо B КЗ = ( 0,8...0,85) B max дляприйнятного матеріалу осердя.U íS îñ = ,4,44 fwBÊÇде S ос – площина перерізу осердя, яка визначає його розміри і масурухомого якоря ( M я); w – кількість витків визначає розміри ВТНПкотушки і, відповідно, кріостата; f – частота коливань.З іншого боку, кількість витків визначається початковими умовамипротягування якоря:wIномB δ = µ 0 H ≈ µ 0 ;2δ2δBw = µ Iде µ 0 – магнітна стала; H – напруженість магнітного поля; I ном – номінальнийструм; B δ – індукція у повітряному зазорі; δ – повітрянийпроміжок між якорем і осердям.Приймаємо 2Bδ ′ Sос′ = BδSос( 2S ос ′ = Sос), де B δ ′ – індукція у повітрянихзазорах бокових стержнів, S′ ос – площина перерізу боковихстержнів. Початкова електромагнітна сила протягування якоря:a/2F22 6[ BδSос+ 2( B′) ос ′ ] ⋅ =ем = 0,4δ S 10a/2Sосa a/2a2 aa0δном,20,4⋅ 2 Bδ S 10 ≈ М g .Mw2ося ρстVя= 3ρст SосSос6= ;3я a 3V = 3 = S S ;=µ04δI2н2⋅3ρосстg4,44 f BКЗяосU⋅;w⎛ 24 3 ⎞⎜ δ ρстg Uw =⎟ .⎜ 2Рис. 2. Якір НПОС.0 н 4,44⎟⎝ µ I f BКЗ⎠Площина осердя ( S ос ) і кількість витків (w) є визначальними длярозрахунку розмірів обмежувача струму.0,4ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5521

Висновки. Завдяки використанню такого НПОС можна підвищитиефективність та надійність захисту електричної мережі та електроустаткуваннявід струмів КЗ, а також знизити енерговитрати шляхомвикористання високотемпературної надпровідникової обмотки з проводу2-го покоління, який перевершує параметри попередніх і має більшукритичну щільність струму [4]. Такий підхід дозволяє виключитиперехід ВТНП обмотки з надпровідного до нормального стану, що видаляєнедоліки та негативні ризики пов’язані з цим.Використання НПОС в енергетичних системах дозволить зменшитикількість і параметри пристроїв та апаратів захисту електромережі.Список джерел інформації: 1. Тенденції розвитку і використання високотемпературнихнадпровідникових струмообмежувачів / Данько В.Г., ГончаровЄ.В., Лисенко Л.І. та ін. // Вісник Національного технічного університету"ХПІ". Тем. вип.: Прилади та методи неруйнівного контролю. – Харків: НТУ"ХПІ". – 2006. – № 38.– С. 35-44. 2. Електромагнітний обмежувач струму короткогозамикання з високотемпературною надпровідниковою обмоткою [Текст]:патент 48214 : МКЗ H02H 9/00 / Данько В.Г., Гончаров Є.В.; власник патентуНаціональний технічний університет "Харківський політехнічний інститут". –№ u 200909564; заявл. 18.09.09; опубл. 10.03.10, Бюл. № 5. – 4 с.3. Данько В.Г., Гончаров Є.В. Електромагнітний надпровідний обмежувачструму короткого замикання / Данько В.Г., Гончаров Є.В. // Інформаційні технології:наука, техніка, технологія, освіта, здоров’я: XVIII міжн. наук.-практична конф. (MicroCAD-2010), 12-14 травня 2010 р.: Тези доп. / НТУ"ХПІ" – Харків, 2010. – С. 160. 4. Study of HTS Wires at High Magnetic Fields/D. Turrioni, E. Barzi, M.J. Lamm et al. // IEEE Transactions on Applied Superconductivity.– 2009. – Vol. 19. – № 3. – P. 3057-3060.Гончаров Євген Вікторович. Захистив диплом інженера вНаціональному технічному університеті "Харківський політехнічнийінститут" за фахом електричні машини й апарати в 2004 р.Молодший науковий співробітник кафедри загальної електротехнікиНТУ "ХПІ".Наукові інтереси пов’язані з проблемами використання високотемпературноїнадпровідності в електричних пристроях.Надійшла до редколегії 25.09.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5522

УДК 622. 276.6А.Г. ГУРИН, д-р техн. наук, проф., НТУ "ХПІ", ХарьковС.П. МОСТОВОЙ, канд. физ.-мат. наук, доц., НТУ "ХПИ", ХарьковВ.В. ПИДАШОВ, канд. техн. наук, НТУ "ХПИ", ХарьковН.С. ЯРМАК, канд. техн. наук, НТУ "ХПИ", ХарьковСЕЙСМОРАЗВЕДОЧНЫЙ КОМПЛЕКС ИЗЛУЧАТЕЛЕЙДЛЯ МОНИТОРИНГА ЗАПАСОВ НЕФТИ ИИНТЕНСИФИКАЦИИ ЕЕ ДОБЫЧИ ИЗ ДЕЙСТВУЮЩИХСКВАЖИНВ статті розглянуто сейсмоакустичний комплекс для підвищення дебіту діючихсвердловин шляхом одночасної дії на продуктивний пласт поверхневимита свердловинними випромінювачами електродинамічного та електрогідравлічноготипів. Запропоновано перед цим визначати запаси нафти у районі колекторасвердловини сейсмоакустичним методом, шляхом сканування засвердловинногопростору направленим випромінюванням.В статье рассмотрен сейсмоаккустический комплекс для повышения дебитадействующих скважин путем одновременного действия на продуктивныйпласт поверхностными и скважинными излучателями электродинамического иэлектрогидравлического типов. Предложено перед этим определять запасынефти в районе коллектора скважины сейсмоакустическим методом, путемсканирования заскваженного объема направленным излучением.Введение. В настоящее время все больше внимания уделяетсяинтенсификации добычи нефти из действующих скважин путем акустическоговоздействия на продуктивный пласт электрогидравлическими,электродинамическими, взрывными методами [1-4] как с поверхностиземли, так и со скважин. Это позволяет увеличить притокнефти в зону коллектора. Однако, при этом не проводится контрольостаточных запасов в околоскважинном пространстве, отсутствуетпредварительное изучение согласования спектра излучаемых ударныхимпульсов в затрубное пространство зоны коллектора. В статье предлагаетсядля этих целей использовать сейсмоакустический комплекс,включающий поверхностные электродинамические излучатели направленногодействия в сочетании с электрогидравлическими излучателяминаправленного действия, расположенными в обсадной колонне.Это позволяет, кроме перечисленных работ при обслуживании скважины,проводить доразведку запасов нефти, выбирать необходимыйрежим акустической обработки скважины. Преимущество данногоISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5523

способа акустической обработки нефтяного пласта заключается в том,что наряду с использованием поверхностных излучателей сейсмическихколебаний направленного действия, в скважине располагаютсяизлучатели на глубине исследуемого пласта. Возможность разместитьв скважине излучатели позволяет усилить отраженный импульс, т.е.значительно повысить разрешенность полученных сейсмограмм, а ихрасшифровки позволят установить амплитуду и спектр акустическогосигнала, воздействующего на пласт. Это даст возможность усилитьотраженный сигнал от нефтеносного пласта и при расшифровке сейсмограммполучить уточненные сведения о наличии запасов нефти врайоне расположения скважины, после чего проводить процесс ее обработкиакустическим сигналом, согласованным с механическими параметрамискважины.Существующие методы интенсификации добычи нефти с помощьюэлектрофизических установок основаны на создании условийакустического воздействия на продуктивный пласт с поверхности землиили с действующих нефтяных скважин.Применение поверхностных излучателей связано с разработкамив 1980-1990 годы мощных электродинамических устройств для сейсмическогопросвечивания Земли, поиска нефтяных месторождений набольших глубинах [5-8]. Работы ИФЗ АН РФ и Сибирского отделенияВЦ АН РФ показали возможность интенсифицировать приток нефти вдействующие скважины при слабых воздействиях на продуктивныйпласт. Сильное затухание акустического сигнала в верхних слоях земногополупространства вызывает необходимость увеличивать мощностьповерхностных излучателей или создавать излучающие устройства,работающие в скважинах на глубине расположения коллектора.Большой объем исследований по использованию электрогидравлическогоэффекта выполнен в Институте импульсных процессов итехнологий НАН Украины, где проведены научно-исследовательскиеработы по изучению стабильности разряда в глубоких скважинах, разработаныметодики экспериментальной оценки эффективности излучающихустройств по амплитуде импульса давления, сообщаемогостенкам разрядной камеры. На экспериментальном производстве институтаизготовлены электроразрядные погружные установки "Скиф-4М", "Скиф-100", "Скиф-140", с помощью которых проведена обработканефтяных скважин на месторождениях Татарстана и ЗападнойСибири с целью повышения их дебита. Дальнейшее развитие устройствас электрогидравлическими и взрывными излучателями акустическихимпульсов получили в трудах А.А. Щербы и К.В. Дубовенко [1].Недостатком проведенных работ является направленность их воздействияна стенки трубы в зоне коллектора с целью ее очистки отISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5524

закупоривания илистыми веществами и продуктами бурения.Цель и задачи исследования. В данной работе была поставленацель, во-первых, изучить остаточный запас нефти в зоне коллектора,получить с помощью геофизических методов наибольший отраженныйсигнал от продуктивного пласта путем излучения акустического сигнала,как с поверхности земли, так и со скважины. Затем, воздействоватьна пласт акустическими импульсами с частотными параметрами, согласованнымис ним. Если вопросы возбуждения направленного акустическогоизлучения с поверхности земли изучены довольно широко, то направленноеизлучение со скважины требует дополнительного исследования[3]. Для исследования совместной работы поверхностных и скважинныхизлучателей был разработан сейсморазведочный комплекс, исследованиеотдельных элементов которого было проведено в лабораторныхусловиях [9].Блок-схема комплекса. Блок-схема комплекса приведена нарис. 1. Он состоит из группы электродинамическихповерхностных излучателей6 7541, расположенных на поверхности земли18возле скважины, и электрогидравлическихскважинных излучателей 2, распо-3ложенных вдоль внутренней стенки2скважины 3 в зоне коллектора. Каждаягруппа излучателей срабатывает при подачеуправляющих импульсов от многоканальныхмногоэлементные генераторов4 и 5 импульсов тока, допускающихзадержку каждого канала на время ∆ t .Микропроцессор 6 устанавливает изменениеинтервала ∆ t в зависимости отРис. 1.сейсмометрической информации, принятой сейсмостанцией 7 от сейсмоприемников8.Работает комплекс следующим образом. С помощью группы излучателей1, изменяя ∆ t их включения и регулируя амплитуду энергииизлучения, достигают максимального значения отраженного сигналаот нефтенасыщенного пласта. Затем включают многоэлементныйгенератор импульсов тока 4, позволяющий подавать импульсы с задержкой∆ t включения скважинных излучателей. Сканируя диаграммойнаправленности скважинных излучателей, добиваются усиленияотраженного сигнала от исследуемого пласта. При положительнойоценке наличия нефти работу излучателей переводят в стационарныйрежим сейсмоакустического влияния, что дает дополнительный притокнефти в коллекторную зону скважины.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5525

Определение параметров акустического импульса одиночногоизлучателя поверхностного типа и работа группы излучателей врежиме направленного излучения. Конструкция и схема включенияэлектродинамического излучателя подробно описана [6]. При разрядеконденсаторной батареи на электродинамический излучатель, состоящийиз двух последовательно встречно включенных плоских катушек,или на электродинамический излучатель магнитоимпульсного типа, вкотором одна из катушек заменена мембраной из электропроводногоматериала, позволяет получить широкий спектр акустических колебаний.На поверхности земли в диапазоне 20÷200 Гц, в водонефтянойсмеси – 0,1÷6,0 кГц. Возможность изменять параметры разрядной цепиконденсаторной батареи и изменять схемы включения одиночных излучателейпозволяют регулировать параметры акустического импульса,изменяя параметры импульса разрядного тока. Так как расчет токав такой цепи затруднителен из-за большого числа нелинейных элементов,выполнить его можно по упрощенной "свернутой" схеме замещения.Процесс свертывания в данном случае возможен при следующихдопущениях: сопротивления и индуктивности катушек излучателя намногопревышают собственные индуктивности и сопротивления остальныхэлементов разрядной цепи и их значением можно пренебречь,длительность процесса разряда батареи намного превышает времяпробега электромагнитной волны по кабельной ошиновке и ее можнозаменить сосредоточенными параметрами. Тогда уравнение Кирхгофадля разрядной цепи будет иметь вид:dϕ+ Rdtt1Э ⋅i∫=CЭ0() t + i() t dt 0. (1)Напряжение на конденсаторе уравновешивается падением напряженияна активном сопротивлении контура R Эi и внутренней ЭДСdϕ . Величина ϕ отражает полное потокосцепление системы катушекdtизлучателя. Учитывая, чтоϕ = ϕ(x t)= L ( x)⋅i(t),Ý(2)и то, что расстояние между катушками является функцией времени,уравнение примет вид:di dx1L Э ( x) + kсвi() t + RЭi() t +∫i()t dt = 0, (3)dt dtCЭISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5526

гдеkсв =dLЭ( x); x - изменение расстояния между катушками приdxэлектродинамическом взаимодействии.Решение уравнения (3) сводится к решению нелинейного интегро-дифференциальногоуравнения при начальных условиях:i ( 0 ) = 0 ; υ ( 0) =υcISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55270.Так как частота разрядного тока намного выше частоты собственныхколебаний механической системы, то изменением x при определениитока можно пренебречь. Тогда уравнение примет вид:tdi 1L Э( x) + RЭi() t +∫i() t dt =υ0. (4)dt CЭ 0Решение такого уравнения для случаяи имеет вид:i() t( x)R < известноÝ2 LÝCÝυ0 δ= e− t sin wt , (5)wLÝ21 Rгде wЭ RЭ= − ; δ = .L ( x) C 2Э Э 4LЭ ( x)2LЭ( x)Значения параметрам уравнения (5) определим следующим образом.Так как одиночный излучатель представляет собой систему двухплоских (дисковых) катушек, индуктивность определяется какµ 0 2L = w ⋅ d ⋅ k1, (6)8πгде µ 0 - магнитная постоянная; w - число витков катушки; d - среднийдиаметр витка; k1- коэффициент, зависящий от отношения ρ d ;r - ширина намотки катушки, мм; ρ = r d .Взаимоиндуктивность соосных одинаковых плоских катушек определяетсякакµ 0 2Μ = w ⋅d⋅ k2, (7)πгде k2- коэффициент, зависящий от соотношений ρ = r d и ξ = x d .Значения коэффициентов для конкретных размеров катушекможно определить по методике, приведенной в [7].Эквивалентное сопротивление в случае двух плоских катушекR Э= R1 + R2= 2R1и R1= R2при длительности импульса тока 10÷20

мс для прямоугольного провода можно определить без учета скинэффектакакR1 = ρl S , (8)где ρ - удельное сопротивление меди, Ом·мм 2 /м; l - длина проводанамотки, м; S - сечение шины, мм 2 .Протекание тока по двум последовательно встречно включеннымкатушкам вызывает импульс силы2 dLЭF = i () t . (9)dxЕсли принять, что инертная масса, прижимающая катушки кгрунту, намного больше массы подвижной катушки m , то уравнениедвижения этой массы в функции времени22d x dxbυt bυtm + η + kx()t = 0 −δ−δe − e cos ωt, (10)2dt dt2 22L Э ( x0) ω LЭ( x)ωгде m - масса подвижной катушки с учетом присоединенной массыгрунта; η - коэффициент, учитывающий рассеивание излучаемойэнергии в виде продольных, поперечных и поверхностных волн сжатия;k - коэффициент жесткости грунта; b - коэффициент, учитывающийизменение эквивалентной индуктивности системы "катушкакатушка"при перемещении подвижной катушки относительно услов-dLЭной поверхности грунта, b = .dxСовместное решение уравнений, учитывающих электрические имеханические процессы, получим в виде суммы общих и частных решенийуравнений (4) и (10):αtαt−αt−α t( t) = C e βt+ C e sinβt+ C e + e ( C cos 2ωt+ C sin ωt)x cos112345 , (11)где С1, С2,С3,С4,C5- постоянные коэффициенты, определяемые методомнеопределенных коэффициентов.Получение направленного излучения группы излучателей. Сцелью определения возможности создания направленного излучениябыли исследованы групповые источники (от 1 до 4) одиночных излучателей.Существующие теории допускают линейную суперпозициюотдельных волновых полей, когда излучаемая энергия эквивалентнасумме независимых излучателей [3, 8]. Коэффициент направленностиизлучения группового источника определяется как отношение плотностиэнергии на градус излучения в главном направлении к среднемузначению плотности излучаемой энергии:20ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5528

ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5529( θ,ϕ,f )( f ) 4πED ( θ,ϕ,f ) = . (12)EДля наиболее простого случая двух идентичных излучателей счастотным спектром акустического импульса A ( f ), находящихся нарасстоянии d , плотность излучаемой энергии определяется как⎡÷∞ ∞⎤16π( ) ⎢22 sin( ) ( )( 2πfd c)E f = +⎥ρ ⎢∫ A f df∫A fdf , (13)c2πfd c ⎥⎣ 0 0⎦где E( , ϕ,f ), E f - плотность энергии излучения и ее среднее зна-θ ( )чение в направлении излучения; A ( f ) - частотный спектр акустическогосигнала электродинамического источника; d - расстояние междуизлучателями, м; c - скорость распространения акустической продольнойволны в среде.Если излучение колебаний одиночного источника в группе осуществляетсяс некоторым временным запаздыванием, то в пространствеформируется коническая волна, ограниченная двумя полусферами.В этом случае прожекторная зона акустической волны давления наклоненапод углом, равным наклону фронта волны. Строго определеннаяориентация сейсмических лучей в пространстве за пределами прожекторнойзоны волны предопределяет свойства группового источникапо выделению волн с учетом направления их распространения. Благодаряэтому свойству можно направлять возбуждаемые колебания втех направлениях, откуда предусматривается регистрация полезныхволн. Экспериментально определено, что при размещении излучателейна дневной поверхности полупространства наиболее эффективныерасстояния 10÷15 м, при которых четкость записи и подавление поверхностныхволн максимально.Для получения направленного излучения со скважины необходимоисключить влияние ударного импульса каждого излучателя на срабатываниепоследующего, т.е. установить расстояние между излучателямипо глубине.Формирование направленного излучения в зоне коллектора.Для составления дифференциальных уравнений колебаний трубы необходимосделать ряд допущений:- труба представляется упругим объектом;- во время подачи ударного импульса ось трубы совершает продольно– угловые колебания, а стенки – упругие колебания;- закрепление трубы в грунте консольное.Так как подаваемый ударный импульс однократного действия, то

будем рассматривать затухающие колебания.Рассмотрим консольно закрепленную трубу, которая под действиемвнешнего воздействия совершает сложные колебания: продольно- угловые и упругие колебания стенок.Эти колебания описываются рядом уравнений, при составлениикоторых необходимо учитывать, что масса трубы и действующеевнешнее воздействие распределяются по ее длине.Продольно-угловые колебания трубы описываются дифференциальнымуравнением:l 2∂ y(x,t)Ioϕ& &( t)−∫ m(x)dx = F(x,t), (14)2∂t0где y(x,t) – отклонение точек оси канала трубы от недеформируемогосостояния; х – координата соответствующей точки отклонения; ϕ&(t & ) –обобщенная координата, характеризующая угловые ускорения трубы;m(x) - погонная масса трубы; I o – момент инерции трубы относительноместа закрепления; l – длина трубы; F(х, t) – распределенное по длинетрубы внешнее возмущение.Функция y(x,t), входящая в уравнение, удовлетворяет уравнениюколебаний упругой балки:245∂ y(x,t)∂ y(x,t)∂ y(x,t)m ( x)ϕ& & ( t)+ m(x)+ EI(x)+ ςEI(x)= F(x,t), (15)244∂t∂x∂ x∂tгде I(x) – изгибная жесткость трубы; Е – модуль продольной упругости 1рода; ς – коэффициент внутреннего демпфирования материала трубы;Функцию y(x,t) можно представить в виде:n∑y( x,t)= T i ( t), (16)i=1где n – число учитываемых форм упругих колебаний ствола; T i (t) –амплитуды упругих колебаний стенок трубы.Подставим (1), (2) и (3):n∑l∫I ϕ& ( t)− T&( t)m(x)dx = F ( x,t);(17)oii=1 0ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5530

nnm(x)ϕ&&( t)+ m(x)∑(x)T&&i ( t)+ EI ( x)∑(x)Ti( t)+i= 1 i=1(18)n+ ςEI( x)∑(x)T&i(t)= F(x,t),i=1где T & i( t)- обобщенная координата, характеризующая ускорения стеноктрубы; T & i( t)- обобщенная координата, характеризующая скоростиупругих колебаний стенок.Обе части (18) проинтегрируем в пределах от 0 до l:ln lϕ&&( t)∫m(x)dx + ∑T&&i ( t)∫m(x)dx +0 i=1 0(19)n ln ll+ E∑Ti( t)∫ I(x)dx +ς E∑T&i ( t)∫ I(x)dx = ∫ F(x,t)dx.i=1 0i=1 0 0С учетом ортогональности собственных форм упругих колебанийуравнения продольно-угловых и упругих колебаний трубы (14) и (15)принимают вид:n lIoϕ&&( t)− T&&j ( t)∑∫ m(x)dx = F(x,t);i=1 0ϕ&&( t)m(x)dx + T&&( t)m(x)dx + ςT&( t)E0l+ T ( t)Ejl∫∫0jI(x)dx =l∫0r+l∫rF(x,t)dxjl∫0j = 1, n.I(x)dx +(20)ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5531

Решение этого уравнения позволило определить длину участкаl, ммтрубы, на котором происходитзатухание колебаний от69воздействия одиночного68электрогидравлического67разряда. При амплитуде66ударного импульса близкого7км3 кмк пластовому давлению и65длительностью фронта порядка5 мкс длина колеблю-645 кмщегося участка составляет63не более 7 см от центра удара(рис. 2).62p, МПа При временах задержки6151 52 53 54 55 56 57 58 59 60 ∆ t между одиночными разрядамиот 10 2 до 10 3 мксРис. 2.этого расстояния достаточно,чтобы исключить влияние разрядов в распределенной по длинеколлектора группе излучателей при формировании направленного воздействияна пласт.Выводы. 1. Рассмотрена возможность создания сейсмоакустическогокомплекса направленного действия для воздействия на нефтеносныйпласт как с поверхности земли, так и со скважины с цельюповышения притока нефти в зону коллектора.2. С целью повышения эффективности акустического воздействияпредложено первоначально определить с помощью комплекса остаточныезапасы нефти известными методами сейсморазведки, а затемвоздействовать на пласт направленным излучением со спектром частот,при котором получен максимальный отраженный сигнал.3. Показано, что для создания направленного излучения со скважиныпри длине коллектора 2÷3 м длительность ударного импульсапри электрогидравлическом разряде должна быть порядка 7÷10 мкс.Список литературы: 1. Дубовенко К.В., Курашко Ю.И., Швец И.С., Онищенко Л.И.Разрядно-импульсное оборудование для увеличения дебита нефтяных и водозаборныхскважин // Вестник Национального технического университета "ХПИ". Тем. вып. "Электроэнергетикаи преобразовательная техника". - Харьков: НТУ "ХПИ". - 2002. - №7. -Т. 1. - С. 96-103. 2. Жекул В.Г., Поклонов С.Г., Трофимова Л.П., Швец И.С Электроразряднаяобработка скважин и пути повышения ее эффективности // Изв. Вузов. Сер."Нефть и газ". - 2002. - №4. - С. 4-12. 3. Колосов В.М. Применение приповерхностныхисточников возбуждения при остронаправленном излучении сейсмической энергии вISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5532

нижнее полупространство // Использование приповерхностных источников в сейсморазведке.- Саратов, 1987. - С. 32-38. 4. Гурин А.Г. Автоматизированные системы формированиямощных сейсмических сигналов на базе электродинамических источников // Тр.МНТК "Информационные технологии: наука, техника, технология, образование, здоровье",12-14 мая 1997 г. - Харьков-Мишкольц, 1997. - Ч. 5. - С. 251-253. 5. Гурин А.Г.Мостовой С.П., Ярмак О.Н. и др. Особенности формирования импульса давления в зонеколлектора обсадной колонны нефтяной скважины при действии электрогидравлическогоразряда // Вестник Национального технического университета "ХПИ". - Харків: НТУ"ХПІ". - 2009. - № 27. - С. 47-54. 6. Видря А.В., Гонтар Ю.Г., Гурин А.Г., Ярмак О.М.Застосування методу електромеханічних аналогій для розрахунку параметрів імпульсутиску електродинамічного поверхневого випромінювача сейсмічних коливань // ВестникНационального технического университета "ХПИ". - Харків: НТУ "ХПІ". - 2009. - №44. -С. 25-42. 7. Мостовой С.П., Бяков Ю.А., Гурин А.Г. О выборе элементов электродинамическихфазированных антенных решеток // Труды НТК "Комплексные геологогеофизическиеисследования мирового океана", 1988. - С. 67-68. 8. Хораз И.И. Групповыеуправляемые источники упругих волн в сейсморазведке. - Саратов: Изд-во Саратовскогоун-та, 1984. - 272 с. 9. Пат. 40339, Україна, МПК Е 21В 43/16. Спосіб інтенсифікаціївидобутку нафти / А.Г. Гурин, С.П. Мостовий, О.М. Ярмак. - № u2008 08662. Заявлено01.07.2008. Опубл. 10.04.2009. – Бюл. №7. - 3 с.Поступила в редколлегию 24.09.10ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5533

УДК 621.313.2Б.А. ЕГОРОВ, канд. техн. наук, доц. НТУ "ХПИ", ХарьковА.М. МАЛЕЕВ, магистр, НТУ "ХПИ", ХарьковПРОБЛЕМА РАСЧЕТА МАГНИТНОГО ПОЛЯВЕНТИЛЬНЫХ ИНДУКТОРНО-РЕАКТИВНЫХДВИГАТЕЛЕЙ И СОВРЕМЕННЫЕ МЕТОДЫ РЕШЕНИЯЭТОЙ ПРОБЛЕМЫРозглядається проблема розрахунку магнітного поля вентильних індукторнореактивнихдвигунів у зв’язку з несінусоїдальністю розподілення поля у повітряномузазорі та конфігурацією магнітопровода.Рассматривается проблема расчета магнитного поля вентильных индукторнореактивныхдвигателей в связи с несинусоидальностью распределения поля ввоздушном зазоре и конфигурацией магнитопровода.Введение. Достоинства вентильных индукторно-реактивных двигателей(ВИРД), которые выделяют его среди остальных электромеханическихпреобразователей:– простая конструкция. Ротор и статор выполнены в виде пакетовлистового магнитомягкого материала. На роторе ВИРД отсутствуютобмотки и постоянные магниты. Фазные обмотки находятся толькона статоре. Для уменьшения трудоемкости катушки обмотки якорямогут изготавливаться отдельно, а затем надеваться на полюсы статора;– высокая ремонтопригодность. Простота обмотки якоря повышаетремонтопригодность ВИРД, так как для ремонта достаточно сменитьвышедшую из строя катушку. Отсутствует механический коммутатор.Управление электромеханическим преобразователем электропривода/генератораосуществляется с помощью высокоэффективныхсиловых полупроводниковых элементов – IGBT или MOSFET(HEXFET) транзисторов, надежность которых существенно превышаетнадежность любых механических деталей, например: коллекторов,щеток, подшипников;– отсутствие постоянных магнитов. ВИРД не содержит постоянныхмагнитов ни на роторе, ни на статоре, при этом он успешноконкурирует по характеристикам с вентильными электрическими двигателямис постоянными магнитами (ВЭДПМ). В среднем, при одинаковыхэлектрических и весогабаритных характеристиках ВИРД имеетISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5534

в 4 раза меньшую стоимость, значительно большую надежность, болееширокий диапазон частот вращения, более широкий диапазон рабочихтемператур. Конструктивно, по сравнению с ВЭДПМ, ВИРД не имеетограничения по мощности (практически, мощность ВЭДПМ ограничиваетсяпределом около 20-40 кВТ). Вентильные индукторнореактивныеэлектродвигатели/генераторы свободны от всех этих недостатков;– отсутствие обмотки. Ротор не имеет обмотки и выполнен в видепакета листового магнитомягкого материала, например из обычной электротехническойстали;– малое количество меди. На изготовление ВИРД требуется всреднем 2-3 раза меньше меди, чем для коллекторного электродвигателятакой же мощности, и в 1,3 раза меньше меди, чем для асинхронногоэлектродвигателя. тепловыделение происходит в основном толькона статоре, при этом легко обеспечивается герметичная конструкция,воздушное или водяное охлаждение. В рабочем режиме не требуетсяохлаждение ротора. Для охлаждения ВИРД достаточно использоватьнаружную поверхность статора. Высокие массогабаритные характеристики.В большинстве случаев ВИРД может быть выполнен с полымротором. Толщина спинки ротора при этом должна быть не менееполовины ширины полюса. Подбором количества полюсов статора иротора могут быть оптимизированы массогабаритные характеристикиэлектродвигателя/генератора, его мощность при заданном моменте идиапазоне частоты вращения;– низкая трудоемкость. Простота конструкции ВИРД снижаеттрудоемкость его изготовления. В сущности, его можно изготовитьдаже на не специализирующемся в области электромашиностроенияпромышленном предприятии. Для серийного производства ВИРД требуетсяобычное механическое оборудование – штампы для изготовленияшихтованных сердечников статора и ротора, токарные и фрезерныестанки для обработки валов и корпусных деталей. Трудоемкие исложные в технологическом отношении операции, например изготовлениеколлектора и щеток коллекторного электродвигателя или заливкаклетки ротора асинхронного двигателя, здесь отсутствуют. Попредварительным оценкам трудоемкость изготовления ЭМП вентильногореактивного электродвигателя составляет на 70 % меньше трудоемкостиизготовления коллекторного и на 40 % меньше трудоемкостиизготовления асинхронного электродвигателя;– гибкость компоновки. Простота обмотки якоря и отсутствиеобмотки и магнитов на роторе обеспечивает ВИРД высокую гибкостьISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5535

компоновкиПроблема. Проблема расчета магнитного поля ВИРД заключаетсяв том, что невозможно получить значение электромагнитного моментатрадиционными методами расчета поля. На данном этапе необходимосначала задаваться значением момента, а потом проверять еголибо с помощью системы дифференциальных уравнений, либо с помощьюмоделирования магнитного поля в программных продуктахтипа ELCUT, FEMM, ANSYS.Магнитное поле в пусковом режиме ВИРД является нестационарными плоскопараллельным при допущении о невлиянии магнитныхполей лобовых частей обмоток на величину момента. Для решения подобныхзадач целесообразно использовать программный пакет FEMM.Исходными данными для расчета магнитного поля в ВИРД являются:геометрические размеры поперечного сечения электрической машины;граничные условия на внешней границе модели и на внутреннихграницах раздела сред; магнитные и электрические свойства материалови сред; взаимное расположение осей зубцов статора и ротора, способвключения обмоток и величина плотности тока в катушке.При моделировании магнитных полей ВИРД применяется разноименноевключение соседних катушечных обмоток по расточке статора.Из катушечных обмоток формируются фазные обмотки. Количествоодновременно работающих фаз определяется вентильным коммутаторомВИРД. Одновременно может подключаться как одна фаза, так идве. Гипотетическим случаем является включение сразу всех фаз – втаком случае электромагнитный момент будет равен 0 при любом угловомположении ротора.Магнитные потоки и проводимости определяются для двух фиксированныхположений ротора – d и q. Величина магнитной проводимостипо оси d зависит от насыщения магнитной цепи, а при известнойпроводимости, а также индуктивности и взаимоиндуктивности обмоток,с помощью теории цепей можно вычислить токи и момент электрическогодвигателя.Если традиционная схема магнитного расчета выглядит так:ÔJ ( Θ I )M ( , I )A ⇒ B ⇒ H ⇒, ⇒ ΛJ( Θ,I ) ⇒ L( Θ,I ) ⇒ΘFWJто для ВИРД схему расчета рекомендуется немного изменить:M ( Θ,I ) ÔJ( Θ,I )A ⇒ B ⇒ H ⇒ ⇒ ⇒ ΛJ( Θ,I ) ⇒ L( Θ,I ).W F Θ,IJ( )ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5536

Пути решения проблемы.Оптимизация параметров зубцовой зоны ВИРД выполняется повеличине пускового момента, который можно определить непосредственнона основе локальных параметров магнитного поля В и Н. Такойподход сокращает время моделирования и объем вычислительныхопераций.После определения локальных параметров магнитного поля в каждойточке внутреннего пространства можно вычислить момент, действующийна статор или ротор, при фиксированном взаимном угловомположении статора и ротора. Для получения распределения моментапо углу поворота ротора необходимо выполнить серию расчетов приразличных угловых положениях ротора в пределах зубцового деления.Полученная зависимость M=f(θ) является кривой синхронизирующегомомента.Математическое описание электромагнитных полей основываетсяна уравнениях Максвелла, которые отображают общие закономерности,присущие электромагнитному полю в определенной среде и записываютсяв терминах векторного анализа:dD dBrot H = J + , rot E = - ,dtdt(1)div B = 0, div D = pгде Е = Е(х,у,z,t) – напряженность электрического поля, D = D(х,у,z,t) –электрическая индукция, Н = Н(х,у,z,t) – напряженность магнитногополя, В = В(х,у,z,t) – магнитная индукция, J = объемная плотность токапроводимости, р – удельное электрическое сопротивление среды,функция dD/dt – плотность тока смещения. Векторы напряженности ииндукции являются функциями координат и времени.Своеобразие и физическое представление магнитного поля ВИРДзависят от геометрической конфигурации зубцовой зоны, граничных иначальных условий на линии раздела сред и источников поля. Начальныеусловия определяются в пределах внутреннего объема двигателя,а граничные – на граничной поверхности, окружающей двигатель.Применение численно-полевых методов расчета. Как следует извышеприведенного анализа, для расчета магнитного поля рекомендуетсяприменять численно-полевые методы расчета, на базе которых проводитькоррекцию электромагнитного момента. Сетка конечных элементовдолжна быть неоднородной, с достаточно мелким шагом в местах,где магнитное поле изменяется особенно сильно.Список литературы: 1. Голландцев Ю.А. Вентильные индукторно-реактивныеISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5537

двигатели. – СПб.: ГНЦ РФ – ЦНИИ "Электроприбор", 2003. – 148с. 2. КузнецовВ.А., Кузьмичев В.А. Вентильно-индукторные двигатели. – М.: Изд-воМЭИ, 2003. 3. Сергеев П.С., ВиноградовН.В., Горяинов Ф.А. Проектированиеэлектрических машин. – М.: Энергия, 1970.Малєєв Олексій Михайлович, магістр. Захистив диплом бакалавраза спеціальністю інженера-електромеханіка в Харківському політехнічномуінституті за фахом електричні машини і апарати, в 2009 р. Працювавна кафедрі "Електричні машини" Національного технічного університету"Харківський політехнічний інститут" з 2009 р. по березень 2010. Заразпрацює інженером-конструктором 2КО АО СКБ Укрелектромаш.Наукові інтереси пов'язані з проблемами електромагнітного розрахункуВИРД, та розрахунком магнітних полів за допомогою ЕОМ.Егоров Борис Олексійович, доцент, кандидат технічних наук.Захистив диплом інженера та дисертацію кандидата технічних наук вХарківському Політехнічному Інституті за фахом електричні машинивідповідно у 1968, 1975 р. У 1980 отримав ступінь доцента. Працює накафедрі "Електричні машини" Національного технічного університету"Харківський політехнічний інститут" з 1968 р.Наукові інтереси пов’язані з застосуванням комп’ютерної технікиу покращенні параметрів машин постійного струму та з розрахункомза допомогою ЕОМ магнітних полів.Поступила в редколлегию 18.10.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5538

УДК 621.313.2А.Е. КОЗОРЕЗОВ, студент, НТУ "ХПИ", ХарьковБ.А. ЕГОРОВ, канд. техн. наук, доц., НТУ "ХПИ", ХарьковГЕОМЕТРИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ СОПРЯЖЕНИЙКОЛЛЕКТОРНОГО УЗЛАСтаття присвячена проблемі розрахунку безпечних сполучень пластини, манжетита натискного фланця у колекторному вузлі.Статья посвящена проблеме расчета безопасных сопряжений пластины, манжетыи нажимного фланца в коллектором узле.Введение. В современных электрических машинах постоянноготока достаточно широкое применение находят цилиндрические коллекторыарочного типа с металлическим корпусом.В таких коллекторах давление запрессовки передается комплектумедных пластин только через поверхности конусов трапециидальныхласточкиных хвостов, так как между консолями коллекторных пластини манжетами делается зазор. Величина зазора и толщина манжеты зависитот величины напряжения электрической машины.При разработке коллектора достаточно сложно подобрать оптимальноесопряжение коллекторной пластины с миканитовыми манжетамии нажимными конусами в зоне угла 33°, т.е. выбрать зазоры, предохраняющиевершину конуса манжеты от механических поврежденийпри прессовке коллектора, так как пробой изоляции коллектора на конусепочти всегда происходит в вершине конуса.Цель работы – разработка методики расчета размеров коллекторногоузла электрической машины постоянного тока при заданномнапряжении с учетом возможного пробоя изоляции коллектора в вершинеконуса манжеты.Методика размерного расчета коллекторного узла. В даннойработе предлагается методика размерного расчета коллекторного узла"пластина – манжета – нажимной фланец" в зависимости от напряженияU электрической машины, что напрямую связанно с толщинойманжеты t, расстоянием межу манжетой и консолью и коллекторнымипластинами Δ, а также радиусом сопряжения угла 33°, манжеты R M ,конуса R K и пластины R П .Расчетная схема расчетного узла приведена на рис. 1. Данныеразмерного расчета сведены в табл. 1.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5539

Рис. 1.Таблица 1U, В t Δ R M R K R П127-500 1,5 0,5 3,2 2,5 2500-700 2 0,75 3,5 2,5 2,5700-1200 2 0,75 4 2,5 31200-2000 2,5 1 4,5 2,5 3,5Исходным диаметром для размерного расчета коллекторной пластиныявляется диаметр Φ точки пересечения угла 3° и 30°, которыйпересчитывается в Φ 1 и Φ 2 в основании хвоста и консоли коллекторнойпластины, которые будут использованы при прочностном расчете коллектора.Основание консоли расположено к горизонтали под углом 3°,ласточкин хвост – под углом 30°. Тогда диаметры Φ 1 и Φ 2 усеченногоконуса ласточкиного хвоста равны:Φ1 = Φ + 2 ⋅ ψ ; (1)Φ 2 = Φ1− 2g , (2)где g = 1,527·R П , ψ = 0,127·R П .Аналогично методике, принятой для коллекторной пластины, диаметрыманжеты по внутреннему радиусу определяются по формулам:ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5540

Φ 3 = Φ4+ 2⋅g1; (4)Φ 4 = Φ6+ 2 ⋅ f1, (5)где g 1 – расстояние между точками усеченного конуса манжеты повнутреннему радиусу r,g1 = 1, 527⋅ ( RM − t); (6)ƒ 1 – расстояние между точками усеченного конуса манжеты и нажимногофланца под углом 30°,f 1 = 0,577⋅ξ1. (7)Расстояние между внутренней поверхностью манжеты и наружнойповерхностью конуса ξ 1 в зависимости от толщины манжеты ирадиусов нажимного фланца R K и наружного радиуса манжеты R M :ξ1 = 1,004 + 2,347⋅RK− 2,424⋅RM+ 2, 424⋅t. (8)Диаметр Φ 6 усеченного конуса нажимного фланца по углу 30°определяется соотношениемΦ 6 = Φ − 2⋅f 2 , (9)где ƒ 2 – расстояние между точкой пересечения угла 3° и 30° коллекторнойпластины и внутренним диаметром усеченного конуса нажимногофланца,tf2= 0,577⋅ξ − . (10)0,866Диаметры подконсольных частей манжеты по наружному радиусуR M равны:Φ 8 = Φ3+ 2⋅g3; (11)Φ 9 = Φ4− 2 ⋅ g4, (12)где g 3 = 0,949·tg 4 = 0,577·t.Усеченный конус нажимного фланца, сопрягаемый с ласточкинымхвостом пластины, определяется диаметрами Φ 5 , Φ 6 , Φ 8 .Учитывая, что пробой изоляции коллектора на корпус практическивсегда происходит в вершине нажимного фланца, в качестве дополнительноймеры, предохраняющей вершину конуса, и увеличивающийнадежность коллектора против пробоя, в головке нажимногофланца на длине 12 мм предусмотрена проточка под углом 6°, что позволяетувеличить расстояние между нажимным фланцем и манжетойкак в осевом, так и в диаметральном направлениях.Φ 5 = Φ6+ 2⋅g2; (13)Φ 7 = Φ6+ 2 ⋅ g′ 2 , (14)ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5541

где g 2 = 1,478·R К g' 2 = 0,633+1,478·R К .При сопряжении коллекторных пластин, манжет и нажимныхфланцев с обмоткодержателем с соблюдением размеров, полученныхпутем приведенных выше расчетов, реализуются следующие зазоры:− между внутренним радиусом коллекторной пластины и наружнымрадиусом манжетыξ 2 = 1,59⋅∆ + 2, 424⋅( R M −RП ) ; (15)− между внутренним радиусом манжеты и радиусом наружногофланцаξ1 = 1,004 + 2,347⋅RK + 2,424⋅t− 2, 424⋅R M . (16)Для удобства практического использования методики геометрическогорасчета сопряжения коллекторного узла, формулы расчетасведены в табл. 2. Цифровые коэффициенты, принятые в формулах –значения тригонометрических функций углов 3°, 6° и 30°.Таблица 2g = 1 , 527⋅R Пf 1 = 0,577⋅ξ1g1= 1, 527⋅ ( RM − t)tf2= 0,577⋅ξ −0,866g2 = 1, 478⋅R KΦ 1 = Φ + 2⋅ψg2 ′ = 0,633+1, 478⋅R KΦ 2 = Φ1− 2gg 3 = 0 , 949⋅tΦ 3 = Φ4+ 2⋅g1g 4 = 0 , 577⋅tΦ 4 = Φ6+ 2⋅f1ξ0 = 2,424⋅R ПΦ 5 = Φ6+ 2⋅g2ξ1 = 1004 , + 2,347⋅RK + 2,424⋅t− 2,424⋅R M Φ 6 = Φ − 2⋅f2ξ 2 = 159 , ⋅Δ+2,424⋅( R M −RП )Φ 7 = Φ6+2⋅g′ 2ξ = ξ1+ξ2+t + ξ0Φ 8 = Φ3+2⋅g3ψ = 0, 127⋅R ПΦ9 = Φ4−2⋅g4Список литературы: 1. Виноградов Н.В. Производство электрических машин.– М.: Энергия, 1970. 2. Шлыгин С.В. Прочностные и размерные расчеты электрическихмашин. – М.-Л.: ГЭИ, 1963.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5542

Козорезов Олександр Євгенійович, магістр. Захистив диплом бакалавраза спеціальністю інженера-електромеханіка в Харківському політехнічномуінституті за фахом електричні машини і апарати, в 2009 р.Наукові інтереси пов'язані з проблемами розрахунку магнітнихполів за допомогою ЕОМ.Егоров Борис Олексійович, доцент, кандидат технічних наук.Захистив диплом інженера та дисертацію кандидата технічних наук вХарківському Політехнічному Інституті за фахом електричні машинивідповідно у 1968 і 1975 р. У 1980 отримав ступінь доцента. Працює накафедрі "Електричні машини" Національного технічного університету"Харківський політехнічний інститут" з 1968 р.Наукові інтереси пов’язані з застосуванням комп’ютерної технікиу покращенні параметрів машин постійного струму та з розрахунком задопомогою ЕОМ магнітних полів.Поступила в редколлегию 18.10.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5543

УДК.621.3.048.1С.П. КОНОГРАЙ, аспирант, ЗНТУ, ЗапорожьеПРОГНОЗИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ВЕРХНИХ СЛОЕВМАСЛА СИЛОВОГО ТРАНСФОРМАТОРНОГООБОРУДОВАНИЯ С ПОМОЩЬЮ НЕЙРОННЫХ СЕТЕЙВ статті розглянута можливість та перспективи застосування нейронних мереждля прогнозування температури верхніх шарів масла силового трансформаторногообладнання у режимі експлуатації. Виконано порівняння результатів прогнозуванняз безпосередніми вимірюваннями.В статье рассмотрена возможность и перспективы применения нейронныхсетей для прогнозирования температуры верхних слоев масла силового трансформаторногооборудования в режиме эксплуатации. Выполнено сравнениерезультатов прогнозирования с непосредственными измерениями.Введение. Важнейшими факторами, определяющими темпы старениятрансформаторов, а также длительную и кратковременную электрическуюпрочность их бумажно-масляной изоляционной системы,являются температурный режим и содержание влаги [1]. В настоящеевремя для расчета тепловых процессов в силовых трансформаторахприменяются методики, изложенные в стандарте МЭК 60076-7 [2].Предлагаемая в стандарте методика расчета температуры верхних слоевмасла (ВСМ) дает только ориентировочные результаты, так как обладаетследующими недостатками:– не учитывает процессы теплопереноса (вязкость масла);– не учитывает режимы охлаждения трансформатора;– оперирует коэффициентами, соответствующими только номинальнымрежимам нагрузки, что обусловливает большие погрешностипри выполнении расчетов для условий эксплуатации, отличающихсяот стандартных.Для расчета температуры ВСМ в стандарте предлагается следующеедифференциальное уравнение:x⎡ 21+K R ⎤dθo⎢ ⎥ ⋅ ∆θor= k11τo+ ( θo− θa),(1)⎢⎣1+R ⎥⎦dtгде K – коэффициент нагрузки трансформатора, о.е.; R – отношениепотерь короткого замыкания к потерям холостого хода; ∆Θ or – превышениетемпературы ВСМ над температурой воздуха Θ a при номиналь-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5544

ной нагрузке, К; τ o – тепловая постоянная времени масла, ч; x, k 11 –константы, предоставляемые заводами-изготовителями.Перспективность применения нейронных сетей обусловлена следующимифакторами [3]:– их способностью нейронных сетей воспроизводить сложныенелинейные соотношения;– их высокой эффективностью работы с большими объемамиданных, которые накапливаются за время работы системы непрерывногоконтроля;– отсутствием ограничений на функцию их распределения, возможностьюобработки разнотипных экспериментальных данных и сохранениемработоспособности при наличии пропусков в таблице обучающейвыборки.Цель и задачи исследования. Усовершенствование существующихметодов непрерывного контроля технического состояния силового трансформаторногооборудования на основе применения нейронных сетей.Прогнозирование температуры ВСМ трансформатора в режимеэксплуатации позволит диагностировать техническое состояние егокомпонентов. Сравнивая спрогнозированную температуру масла с непосредственноизмеренной, можно выявить неисправности маслонасосовили вентиляторов системы охлаждения, определить загрязнениерадиаторов. Такой прогноз осуществим в случае проведения обучениянейронной сетью непосредственно после ввода в эксплуатацию трансформаторас исправной системой охлаждения [3].Результаты исследования. По своей структуре нейронные сетимогут быть сгруппированы в сети прямого распространения, в которыхна входы каждого нейрона подаются выходные сигналы нейронов предыдущихслоев, и сети с обратными связями, в которых выходы нейроновпоследующих слоев подаются на вход предыдущим. Сети прямогораспространения являются статическими в том смысле, что на заданныйвход они вырабатывают одну совокупность значений, не зависящих отпредыдущих состояний сети. Сети с обратными связями являются динамическими,так как в силу обратных связей в них модифицируетсявход нейронов, что приводит к изменению состояния сети.В литературе описаны оптимальные конфигурации нейронныхсетей [3, 4], используемые для решения отдельных типов задач. Примерытаких задач приведены в табл. 1.Исходя из поставленной задачи расчета (прогнозирования) динамикиизменения температуры верхних слоев масла в режиме реальноговремени при различных токовых нагрузках, температурах окружаю-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5545

Таблица 1Архитектура нейронной сетиРешаемые задачиСети с обратными Соревновательные сети Категоризация внутри класса,связямисжатие данных, анализ данныхСеть Кохонена Категоризация, анализ данныхСеть Хопфилда Ассоциативная памятьМодели ART Классификация образов, категоризацияСети прямого распространенияПерсептронСеть радиальных базисныхфункцийКлассификация образов, аппроксимацияфункций, предсказание,управлениещей среды и режимах работы охладителей, были выбраны сети прямогораспространения. Основным алгоритмом обучения нейронных сетейпрямого распространения является алгоритм обратного распространенияошибки.Для оптимизации параметровнелинейной модели был выбраналгоритм Левенберга-Марквардта, являющийся наиболеераспространенным алгоритмомоптимизации. Он превосходитпо производительности методнаискорейшего спуска и другиеметоды сопряженных градиентовв различных задачах. Алгоритмзаключается в последовательномприближении заданныхначальных значений параметровРис. 1.к искомому локальному оптимуму[4].На рис. 1 представлен пример структуры алгоритма обучениянейронной сети прямого распространения с одним скрытым слоем.Общая форма записи математической модели такой нейронной сетидля определения температуры ВСМ будет иметь следующий вид:H ⎧ ⎛ J ⎞⎫⎪ sig⎪y⎟= ∑ w⎜ik ⎨ fk∑ ⎬ + ,= 1 ⎪⎜wkjij + bk⎟bh(2)h ⎩ ⎝ j=1 ⎠⎪⎭где i j – входные данные нейронной сети; j – номер входной перемен-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5546

ной; w kj – веса связи входа нейрона со скрытым слоем; J – общее количествовходных переменных; h – номер нейрона в выходном слое; H –общее количество нейронов в выходном слое.В качестве активационной функции выходного слоя нейроннойсети берется нелинейная функция1Sigmoid x = (3)( ) ,1+eгде x – взвешенная сумма всех входных переменных и смещений нейронов.При проведении численного эксперимента использовался программныйкомплекс MATLAB 7.10, в котором был реализован рассмотренныйалгоритм обучения нейронной сети прямого распространенияс одним скрытым слоем, в результате применения которой былиполучены значения спрогнозированной температуры верхних слоевмасла.Для решения поставленной задачи – прогнозирования динамикиизменения температуры масла – число J входных параметров взяторавным 5.Входными данными являются:– режим охлаждения (естественная конвекция, принудительнаяциркуляция воздуха);– температура окружающей среды;– величина нагрузки трансформатора;– интервал времени между измерениями;– температура масла в предыдущий момент.На рис. 2 приведены результаты применения аппарата нейронныхсетей к прогнозированию температуры масла на основе данных, полученныхс ПС 750кВ "Ленинградская" системой непрерывного контроляАТДТН-200000/330/110-У1.Число H нейронов в скрытом слое сети взято равным 10. Нейроннаясеть обучена на 5400 данных за период 15 дней (данные за май2008г.), а затем использована для расчета температуры ВСМ в последующиемоменты, что и отображено на графике.Из приведенного на рис. 3 графика ошибки прогнозированиявидно, что, несмотря на наличие областей, в которых все еще есть расхождениямежду рассчитанной при помощи нейронной сети и измереннойтемпературами масла, нейронная сеть дает результаты с ошибкойне более 5 °С.−xISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5547

Рис. 2.Рис. 3.Накопленный за последние несколько лет практический опытэксплуатации систем непрерывного контроля SAFE-T [5] показывает,что для ряда трансформаторов мы получаем хорошее соответствиерезультатов расчетов по методике МЭК 60076-7 и непосредственныхизмерений, а для других расхождение может более 5 °С. При этом значениярасхождений имеют нерегулярный характер во времени. Наличиетаких случайных колебаний затрудняет использование методикиМЭК 60076-7 для контроля эффективности работы системы охлаждения.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5548

Выводы. Представленные данные показывают, что уже в настоящеевремя применение нейронных сетей для расчета температурыВСМ дает результаты, достаточные по своей точности (4-5 °С) дляприменения в системах непрерывного контроля силового трансформаторногооборудования для диагностики технического состояния системыохлаждения.Одним из преимуществ нейронных сетей при прогнозированиитемпературы ВСМ является их независимость, в отличие от существующихсовременных стандартов МЭК, от параметрических коэффициентовтрансформаторов, предоставляемых заводами-изготовителямидля каждой выпускаемой единицы оборудования.Дальнейшая работа по выбору структуры, вида нейронной сети, атакже предварительному анализу и фильтрации входных данных длянейронной сети предположительно позволит уменьшить погрешностьрасчета температуры до 2-3 °С.Список литературы: 1. Конограй С. П. Применение модели старения твердойизоляции силовых маслонаполненных трансформаторов для их диагностики врежиме эксплуатации / С.П. Конограй // Електротехніка і Електромеханіка. –Харків: НТУ "ХПІ". – 2010. – № 1. – С. 43-45. 2. IEC 60076-7 Ed. 1: Power transformers– Part 7: Loading guide for oil-immersed power transformersю – Vol.14/512/FDIS, Sept. 2005. 3. Карапетян Н. В. Применение нейронных сетей ваналитических моделях систем мониторинга трансформаторного оборудования/ В.А. Туркот, А.А. Филиппов // ЭЛЕКТРО. – 2009. – №6. – С. 15-19.4. Круглов В. В. Нечеткая логика и искусственные нейронные сети. Учеб. пособие./ Дли М.И., Голунов Р.Ю. – М.: Изд-во физико-математической литературы,2001. – 224 с. 5. Рассальский А.Н. Результаты внедрения системы непрерывногоконтроля силових автотрансформаторов на подстанции "Ленинградская"/ А.Н. Рассальский, С.П. Конограй, А.А. Сахно, А.Г. Спица, А.А. Гук //Вісник КДПУ імені М. Остроградського. – Кременчук, 2009. – № 3(56), Ч. 1. –С. 150-153.Конограй Сергей Петрович, аспирант Запорожского национальноготехнического университета. Защитил диплом магистра в Запорожскомнациональном техническом университете по специальности "Электрическиемашины и аппараты" в 2006 г. Ведущий специалист отделаСистем мониторинга трансформаторов ООО "Энергоавтоматизация" с2006г.Научные интересы связаны с вопросами диагностики техническогосостояния высоковольтного трансформаторного оборудования подрабочим напряжением в режиме эксплуатации.Поступила в редакцию 30.09.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5549

УДК 621.3.01Б.И. КУЗНЕЦОВ, д-р техн. наук, проф., зав. отделом, НТЦ МТОНАН Украины, ХарьковА.В. ВОЛОШКО, аспирант, НТЦ МТО НАН Украины, ХарьковИ.В. БОВДУЙ, аспирант, НТЦ МТО НАН Украины, ХарьковЕ.В. ВИНИЧЕНКО, аспирант, НТЦ МТО НАН Украины, ХарьковСИНТЕЗ РОБАСТНОГО УПРАВЛЕНИЯ СИНХРОННЫМИПРИВОДАМИ ПРОКАТНЫХ СТАНОВ С УЧЕТОМ ИХВЗАИМОСВЯЗИ ЧЕРЕЗ ПРОКАТЫВАЕМЫЙ МЕТАЛЛРозроблено метод робастного управління синхронними головними приводамипрокатних станів з урахуванням нелінійних моментів тертя між валками тавзаємним впливом прокатних валків один на одного у ході прокатки черезметал, що прокатується. Наведено приклад динамічних характеристик синтезованоїсистеми.Разработан метод робастного управления синхронными главными приводамипрокатных станов с учетом нелинейных моментов трения между валками взаимнымвлиянием прокатных валков друг на друга в ходе прокатки через прокатываемыйметалл. Приведен пример динамических характеристик синтезированнойсистемы.Введение. Подавляющее большинство главных приводов вновьстроящихся и реконструируемых прокатных станов комплектуютсясинхронными двигателями с частотными преобразователями [1-7]. Вчастности, на главных приводах Алчевского металлургического комбинатаустановлены синхронные приводы переменного тока. Многие зарубежныефирмы при модернизации прокатных станов также выполняютзамену двигателей постоянного тока на двигатели переменного тока.Постановка проблемы, связь с научными и практическимизадачами. Динамические нагрузки в главных линиях прокатных становопасны не только величиной амплитуд, а в основном тем, что моментымогут проходить через нулевые значения с раскрыванием зазоровприводной линии и большими ударами и нагрузками [8-9]. Напрокатных станах с индивидуальными приводами коэффициенты динамичностиверхней и нижней приводных линий различны: в менеежесткой верхней линии коэффициент динамичности больше, чем внижней. Крутящие моменты в шпинделях, как правило, распределяютсянеравномерно вследствие разности скоростей вращения валков,ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5550

различных условий трения на контактных поверхностях между подкатоми валками, различной температуры верхних и нижней поверхностейподката и др.Анализ публикаций. В работах [10-12] рассмотрены вопросысинтеза систем управления главными приводами с двигателями постоянноготока для математических моделей в виде двух и трехмассовыхэлектромеханических систем. Однако современные главные приводыкомплектуются синхронными двигателями с частотными преобразователями[1-7]. Мощные прокатные станы, как правило, выполняют синдивидуальным приводом без шестеренных клетей и с общим приводом,а вращение валкам передается посредством шпинделей от шестереннойклети [8-9]. Расширенный сортамент продукции и соответствующуюзагруженность оборудования можно обеспечить только с применениемновых приводных мощностей. Однако, при проведении модернизациисуществующих приводных линий в связи с ограниченностью производственногопространства замена оборудования часто затруднительно.Фирма Voestalpine Stahl [1] приняла решение в пользу двигателя переменноготока, обладающего неоспоримыми преимуществами: большейстепенью загруженности, более высокой динамикой за счет пониженногомомента инерции ротора и почти вдвое большей выходной мощностьюпри одинаковых требованиях к размеру площадки для установки.Цель работы – разработка метода синтеза робастного управленияглавными приводами прокатных станов с синхронными двигателямипеременного тока с учетом их взаимного влияния черезпрокатываемый металл.Теоретические исследования. На рис. 1 показана схема прокатногостана с индивидуальным приводом валков с синхронными двигателямии с учетом их взаимноговлияния черезпрокатываемый металл.Большинство современныхрегулируемых мощныхприводов комплектуютсясинхронными двигателямис частотнымипреобразователями.При векторномуправлении синхроннымиприводами в большинствеРис. 1.систем управления реали-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5551

зован алгоритм прямого управления моментом двигателя [13]. Приэтом по данным большинства фирм производителей частотных преобразователей[14], время нарастания момента не превышает 2 млс. Времяспада момента при таком алгоритме управления вообще принимаетсянулевым. Поэтому будем предполагать, что в системе используетсячастотное управление приводными двигателями, реализовано программно-аппаратноепрямое управление моментами, а математическиемодели контуров прямого управления моментами примем в виде апериодическихзвеньев первого порядка с постоянными времени, равнымивремени нарастания моментов синхронных двигателей. Тогда уравнениядинамики изменения моментов синхронных двигателей примутследующий вид:dМ д1T µ 1 + М д1 = M з1;dtdМ д 2T + М =µ 2 д2 M з2 .dtВ этих уравнениях T µ 1 , T µ 2 – постоянные времени частотныхпреобразователей, характеризующие время нарастания моментов двигателей;M з1, M з2– заданные значения моментов, поступающие навход систем прямого управления моментами синхронных двигателей.Для короткой линии главного привода примем модель в видедвухмассовой системы, которой соответствует система следующихуравнений:( д − ωв) − βсωв− М сdωJвв = M y + β ω;dtdM y= C( ωд− ωв);dtdωдJ д = М д − М у −β( ωд− ωв),dtгде ω в , ω д – скорости вращения валка и двигателя; J в , J д – моментыинерции валка и двигателя; М – момент упругости; C , β – жест-укость и коэффициент внутреннего вязкого трения упругого вала наскручивание.В этих уравнениях учтено наличие подающего участка в зависимостимомента внешнего трения от скорости вращения с жесткостьюβ с [15].ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5552

Для длинной линии главного привода прокатного стана примеммодель в виде трехмассовой системы с моментами инерции двигателя,муфты и валка. Уравнения динамики такой системы примут следующийвид:dωJвв = M y 2 + β2( ωм− ωв) − βcωв− M c ;dtdM y2= C2( ωм− ωв);dtdωJмp = M y1 + β1( ωд− ωр) − M y2 − β2( ωм− ωв);dtdM y1= C1( ωд− ωм);dtdωдJ д = М д − M y1 − β1( ωд− ωм),dtгде ω в , ω м , ω д – скорости вращения валка, редуктора и двигателя; M y1,M y 2 – моменты упругости в быстроходном и тихоходном валах;С 1 , С 2 и β 1 , β 2 – жесткости и коэффициенты внутреннего вязкоготрения в быстроходном и тихоходном валах на скручивание; T э –электромагнитная постоянная якорной цепи; T µ – постоянная временитиристорного преобразователя; J в , J м , J д – моменты инерции валка,муфты и двигателя.В этих уравнениях также учтено наличие падающего участка вхарактеристике внешнего трения с наклоном β с .Рассмотрим случай, когда скорости вращения верхнего и нижнеговалков не равны друг другу. В этом случае за счет наличия связи черезпрокатываемый металл возникает перераспределение нагрузок так, чтовалок, который вращается с большей скоростью, берет на себя большуюдолю момента прокатки. Скорости вращения валков короткойω в2 и длинной ω в1линий главного привода прокатного стана различныи их уравнения динамики могут быть записаны в следующем виде(будем обозначать переменные и константы относящееся к длиннойлинии с индексом 1, а к короткой – с индексом 2):dωJв1в1= M y12 + β12( ωд1− ωв1) − βс1ωв1− 0 , 5Мс − ∆М;dtISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5553

( ω − ω ) − β ω − , М − ∆МdωJв 2в2= M y 2 + β2д 2 в 2 с 2 в 2 0 5 с ,dtгде изменение момента ∆ М , вызванное разностью скоростей вращенияверхнего и нижнего валков:∆ = k ( ω − ω )М в1в2 .Тогда эти уравнения динамики примут следующий вид:dωJв1в1= M y12 + β12( ωд1− ωв1) − βс1ωв1− 0,5Мс− kωв1+ kωв2 ;dtdωJв2в2= M y 2 + β2( ωд2− ωв2) − βс2ωв2− 0,5Мс − kωв2+ kωв1.dtПри захвате металла момент сопротивления изменяется не мгновеннои зависит от условий захвата. Примем модель изменения моментасопротивления в виде апериодического звена первого порядка [16-21].Mc( t)1 1= − Mc( t)+ M ( t),dt a aгде M (t)– ступенчатое изменение внешнего воздействия.На основании этой математической модели рассмотрим построениеробастного регулятора. Основное назначение системы управлениязаключается в поддержании скоростей вращения ω в1верхнего и ω в2нижнего валков на заданных уровнях ω з1и ω з2. Для построения астатическогорегулятора введем вектор измеряемых координат:r r ry( t) = Cx( t) + Du( t), компонентами которого являются:ry( t) = { ω d1 , ω d 2} Trи вектор задающих воздействий: yз ( t) = { ωз1,ωз2} T .Введем вектор вспомогательных переменных z r (t), связанный с векторомрегулируемых координат y r (t)и вектором задающих воздействийyr 3(t ) уравнением состояния:rdz( t)r r= y3(t)− y(t).dtДля уравнения состояния расширенной системы, включающейуравнение состояния объекта управления и уравнение состояния векторавспомогательных переменных рассмотрим стандартную формууравнения состояния, вектора контролируемых параметров Z v(t)ивектора измеряемых переменных y r (t), принятой в теории робастногоуправления [15]:ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5554

dx(t)r r r= AX ( t)+ B1W1(t)+ B2U( t);dtr r r rZ(t)= C1X ( t)+ D11W1( t)+ D12U( t);r r r rY(t)= C2X( t)+ D21W1(t)+ D22U( t).Введем вектор состояния исходной системы x r (t)в следующемвидеTr ⎪⎧ωв1( t),My12(t),ωp(t),My11(t),ωд1(t),Мд1(t),⎪⎫X(t)= ⎨⎬ .⎪⎩Z1(t),ωв2(t),My2(t),ωд2(t),Мд 2()t,Z2(t),Mc(t)⎪⎭Матрица состояния приведена на следующее странице.⎡ − βc1− β12⎢−J⎢ в1⎢ − С12⎢ β12⎢J⎢ p⎢ 0⎢⎢ 0⎢⎢⎢0A = ⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎣0K−Jв200000K 1Jв1Jв101−J p0000000000β12Jв1С12− β11− β12J p− C11β11Jд100000000001J p01−Jд10000000000 0 0 0β11J p0 0 0C110 0 0β111−Jд1Jд10 001−Tм10 0−10 0 00 0 0 с22Jв2β − β + K0 0 0 − C20 0 0β2Jд 2000ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5555000000000000KJв10000001Jв 201−Jд20000000000β2Jв2C2β− 2Jд 20−100000000001Jд 21−Tм 2001 ⎤0 −J⎥в1 ⎥0 0 ⎥0 0⎥⎥0 0⎥⎥0 0⎥⎥⎥⎥⎥0 0⎥0 0.⎥10 − ⎥Jв2⎥0 0 ⎥⎥0 0 ⎥⎥⎥0 0 ⎥⎥0 0 ⎥1 ⎥0 − ⎥α ⎦Для синтеза робастного регулятора необходимо определить такойдинамический блок, заданный матрицами A p , B p , C p , D p , входомкоторого является измеряемый вектор исходной системы y r ( t), а выходомявляется вектор управления u r ( t)исходной системыrdx p r r= Apxp+ Bpy ;dtr r ru = C x + D y .ppПодставив в уравнение состояния исходной системы управление,сформированное с помощью регулятора, а в уравнение состояния регулятораподставив управление регулятора в виде вектора измеряемыхкоординат исходной системы, получим следующие уравнения.p

dx r r r r r= Ax + B1 w + B2[ C p x p + Dp[ C2x+ D21w];dtr r r r rz = C1 x + D12[ C pxp + Dp[ C2x+ D21w];rdx p r r rApx p Bp[ C2 x D21w]dt= + + .После преобразования получимrdxr rr= ( A + B2 DpC2) x + B2Cp x p + ( B1+ B2DpD21)w;dtrdx p r r r= BpC2 x + Apxp+ BpD21w;dtrrrz = C + D C x + D C x D D D .( ) w1 12 2 12 p p +Запишем эти уравнения в блочном виде:r⎡ dx⎤r⎢ A B D C B C x B B D Dwd dt ⎥ + ppp rr2 2 2 ⎡ ⎤ 1 + 2 21⎢rx ⎥ =⎢ +p BpC2Apx⎥;⎢ ⎥⎣ p ⎦BpD21⎢⎣dt ⎥⎦rr⎡ x ⎤rz = C1 + D12C2D12Cp ⎢r+ D12DpD21wx⎥.⎣ p ⎦Тогда уравнение состояния исходной системы, замкнутой этимрегулятором, в расширенном пространстве состоянийr rTrT x () t { x () t x ()} T3 = , p t и уравнение вектора контролируемых переменныхпримут следующий вид:rdx3 r r= A3x3+ B3w;dtrrz = C3 x3+ D3w,где соответствующие матрицы равныA+B2Dp C2B2Cp B1+ B2DpD21A3= ; B3=; ,B C AB DCp2p3 1 12 2 12 p ; 3 = 12 pD21= C + D C D C D D D . .∞Синтез регулятора, минимизирующего H -норму, сводится кнахождению собственных значений матриц Гамильтона по управлениюISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 555612pp2121

⎡−2T TA γ B B − B B ⎤H∞=1 1 2 2⎢TT⎥ ,⎢⎣− C1C1− A ⎥⎦и по фильтрации⎡ T −2T TA γ C C − C C ⎤J∞=1 1 2 2⎢⎥ ,T⎢⎣− B1B1− A ⎥⎦что соответствует решению уравнений Риккати по управлению:TA Xи по фильтрации:T 2 T T( B B − γ B B ) X + C C 0∞ + X∞A−X∞2 2 1 1 ∞ 1 1 =T 2 TT( C C − γ C C ) Y + B B 0T∞ + Y∞A −Y∞2 2 1 1 ∞ 1 1 =AY .Результаты моделирования. В качестве примера на рис. 2 показаныпереходные процессы переменных состояния робастного управлениятрехмассовой электромеханической системы верхнего валка, ана рис. 3 показаны переходные процессы переменных состояния робастногоуправления двухмассовой электромеханической системы нижнеговалка в системе управления индивидуальными приводами с синхроннымидвигателями с учетом взаимного влияния приводов черезпрокатываемый металл. На рис. 2,а приведены кривые скорости вращенияверхнего валка ω в1; б – момента упругости M y12тихоходноговала; в – скорости вращения редуктора ω p ; г – момента упругоститихоходного вала M y11; д – скорости вращения верхнего двигателяω d1 и е – момента верхнего двигателя M d1трехмассовой электромеханическойсистемы робастного управления верхним валком. На рис.3,а приведены кривые скорости вращения нижнего валка ω в2; б – моментаупругости вала M y2; в – скорости вращения двигателя ω d2и г– момента двигателя нижнего валка M d2, двухмассовой электромеханическойсистемы робастного управления нижнего валка. Сплошнойлинией показаны переходные процессы с П-регулятором, а пунктирной– с робастным регулятором.Как следует из сравнения этих переходных процессов при одинаковомбыстродействии система с робастным регулятором имеет меньшуюколебательность и отсутствие статической ошибки.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5557

ω в11.510.50M y1214 x 10512108642ω p-0.50 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 21.510.5аM y1100 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 21412108x 10 5б6042ω d1-0.50 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 21.41.21вM d100 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 26 x 1064г0.80.60.40.220-200 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2дРис. 2.-40 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2еω в21.510.5M y212 x 1051080-0.5642ω d 21.41.210.80.60.40.2-10 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2аM d200 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 28 x 1066420-2б00 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2вРис. 3.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5558-40 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2г

Выводы и перспективы. Таким образом, разработан метод синтезаробастного управления скоростями вращения верхнего и нижнеговалков прокатного стана с синхронными двигателями с учетом взаимноговлияния валков друг на друга через прокатываемый металл. Такаясистема фактически является двухканальной системой, так как имеетдва задающих воздействия по скоростям вращения верхнего и нижнеговалков. Эти два задающих воздействия могут быть различны, причем всистеме имеется взаимное влияние каналов друг на друга через прокатываемыйслиток. Чем больше это влияние, тем больше отличаютсяпереходные процессы в системе от переходных процессов в автономныхканалах. Однако, если взаимосвязь через прокатываемый металлразрывается, что имеет место в режиме буксования валков, то приводыверхнего и нижнего валков работают автономно, и их переходныепроцессы соответствуют переходным процессам в автономных каналахрегулирования скорости.Список литературы: 1. Айгнер Х., Фухс А. Модернизация приводов широкополосногостана горячей прокатки фирмы Voestalpine Stahl / Черные металлы.– 2006. – С. 45-47. 2. Джелали М., Мюллер У., Вольфф А., Унгерер В. Современныестратегии регулирования на прокатных станах / Черные металлы. –2001. – №3. С. 72-81. 3. Чжан Лю, Майерль Й., Пихлер Р., Зильберман У. Модернизацияширокополосного стана горячей прокатки на заводе SHAGANG /Черные металлы. – 2003. – С. 27-33. 4. Дегнер М., Ратцек У. Разработки в областигорячей и холодной прокатки / Черные металлы. – 2006, декабрь. – С. 33-42. 5. Дегнер М., Франк А., Лакингер Х., Маук П.-Й. Третья европейская конференцияпо прокатке. Актуальные разработки в области горячей и холоднойпрокатки / Черные металлы. – 2004, апрель. – С. 28-35. 6. Шпис В., Пихлер Р.,Айстляйтнер К., Кайнтцель Г., Вольтерс Х. Новое поколение систем автоматизацииот фирм производителей металлургического оборудования / Черныеметаллы. – 2004, март. – С. 38-42. 7. Beck, H.P, Goslar, M.: Optimizing the Controlof High-Power Electric Drives. Proceeding of the Fourth IASTED InternationalConference "Robotics and Manufacturing", 1996. – Р. 329-332. 8. Иванченко Ф.К.,Красношапка В.А. Динамика металлургических машин. – М.: Металлургия,1983. – 295с. 9. Лехов О.С. Динамические нагрузки в линии привода обжимныхстанов. – М., Машиностроение, 1975. – 184 с. 10. Кузнецов Б.И., НовоселовБ.В., Богаенко И.Н. Проектирование многоканальных систем оптимальногоуправления. // Киев: Техника. – 1993. – 242 с. 11. Кузнецов Б.И., НикитинаТ.Б., Коломиец В.В. Синтез электромеханических систем со сложными кинематическимицепями. – Харьков: УИПА, 2005. – 511 с. 12. Кузнецов Б.И., ОсичевА.В., Чаусов А.О. Оптимальное управление главным приводом блюминга врежиме пробуксовки валков // Техническая электродинамика. – Киев, ИЭД,2000. – Ч. 6. – С. 23-28. 13. Перельмутер В.М. Прямое управление моментом итоком двигателей переменного тока. – Харьков: Основа, 2004. – 210 с. 14. ABBISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5559

Katalog 1990, Sanftalasser Typ DEHE und DEHED Nr. GSST 326590. – 43 р. 15.Moller-Pedersen, Martin Pagh Petersen. Control of Nonlinear Plants. Vol. 1. –Denmark: Technical University, 1995. – 192 p. 16. Кузнецов Б.И., Бовдуй И.В.,Волошко А.В., Виниченко Е.В. Математическая модель главных приводов прокатныхстанов с учетом их взаимосвязи через прокатываемый металл как объектаробастной системы управления / Вестник Национального техническогоуниверситета "ХПИ". – Харьков: НТУ "ХПИ", – 2009. – №44. – С. 56-61.17. Кузнецов Б.И., Никитина Т.Б., Коломиец В.В., Кузнецова Л.Г. Цифровоенелинейное робастное управление главным электроприводом блюминга в режимепробуксовки валков / Електромашинобудування та електрообладнання //Міжвідомчий науково-технічний збірник. – Одеса, 2006. – Вип. 66. – С. 107-108. 18. Буряковский С.Г. Экспериментальные исследования процесса буксованиявалков прокатного стана на действующем электрооборудовании //Механіка та машинобудування. – 2000. – №1. – С. 113-115. 19. БуряковскийС.Г., Басов А.В., Богаевский А.Б. Экспериментальные исследования процессапробуксовки валков прокатного стана на действующем оборудовании // ВестникХГПУ. – Харьков: ХГПУ, 1999. – № 61. – С. 209-210. 20. Буряковский С.Г.,Басов А.В., Богаевский А.Б., Кунченко Т.Ю. Динамические нагрузки в главнойлинии блюминга. // Вестник ХГПУ. – Харьков: ХГПУ, 2000. – Вып. 113. – С.240. 21. Буряковский С.Г., Богаевский А.Б., Басов А.В., Кунченко Т.Ю. Демпфированиеупругих колебаний исполнительных механизмов средствами электропривода.// Проблемы автоматизированного электропривода. Теория и практика.– Харьков: Основа, 1997. – С. 262-263.Поступила в редколлегию 15.06.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5560

УДК 624.04: 621.313.04: 534.1В.С. ЛУПИКОВ, д-р техн. наук, проф., НТУ "ХПИ", ХарьковН.А. ЛЕЛЮК, стажер-преподаватель, НТУ "ХПИ", ХарьковЕ. МВУДЖО, канд. техн. наук, Университет Яунде, КамерунОСОБЕННОСТИ МАТЕМАТИЧЕСКОГОМОДЕЛИРОВАНИЯ ОТБРОСА КОНТАКТОВКОМУТАЦИОННЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВПриведені результати математичного моделювання процесу відскокурухливого контакту комутаційного електричного апарату для пружнов‘язкоїмоделі удару. Розглянуто особливості моделі та запропонованорекомендації щодо підвищення точності моделювання.Приведены результаты математического моделирования процесса отбросаподвижного контакта коммутационного электрического аппаратадля упруговязкой модели удара. Рассмотрены особенности модели иданы рекомендации по повышению точности моделирования.Введение. Существующие коммутационные электрические аппараты(ЭА) имеют относительно небольшое собственное потребление электроэнергии,пропорциональное их электрическому сопротивлению. Вэтом случае рассматривать их энергосбережение вроде бы не имеетсмысла. Однако, идеология конструирования ЭА, построенная на выбореэлементов проектируемого ЭА с запасом, приводит к тому, что приизготовлении ЭА расходуется неоправданно большая энергия, т.е. растетэнергоемкость ЭА. Это зависит не только от технологии изготовленияи массовости производства ЭА, а именно от идеологии конструирования"с запасом". В частности, выбор контактов коммутационного ЭА,их износ в процессе эксплуатации, конструкция контактной системы,выбор пружин во многом определяются именно с позиций этой идеологии.Для уменьшения энергоемкости коммутационных ЭА требуетсяразвитие теории и практики проектирования ЭА с более точным учетомпараметров, определяющих его характеристики. Тем самым на сменуидеология конструирования "с запасом" приходит идеология сниженияэнергоемкости за счет наукоемкости ЭА.В коммутационных ЭА при замыкании контактов в большинствеслучаев происходит многократный отброс (отскок) подвижных контактовотносительно неподвижного. Подвижный контакт движется кISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5561

неподвижному контакту с определенной скоростью. Параметры этогодвижения определяются свойствами контактной системы и связаннымис ней элементами конструкции ЭА, в частности контактными ипротиводействующими пружинами и якорем. При соударении происходитдеформация обоих контактов. Различают три вида деформацииконтактов: упругая, вязкая и пластическая. Упругая деформация приводитк отбросу подвижного контакта от неподвижного на некотороерасстояние от 0,01 до 1 мм и сжимается контактная пружина ЭА. Приуравновешивании силы отброса и противодействующей пружины отбросконтакта заканчивается и он начинает возвратное движение, приводящеек повторному замыканию контактов. В целом процесс состоитиз многократно повторяющихся замыканий – размыканий контактовЭА. При каждом отбросе между контактами возникает электрическаядуга, вызывающая их износ.В настоящее время используются три модели однократного соударенияконтактов: упругая, упруговязкая и упруговязкопластическая[1-4]. Первые две модели используют аналитические функции дляописания процесса отброса контакта, а последняя модель строится сиспользованием численных методов [3]. Упрощенное представление офизике процесса отброса контактов нашло отражение в "упругой модели"контактов [3-5]. В случае упруговязкой и упруговязкопластическоймоделей учитывается деформация контактов, что в принципе повышаетих точность. Применение современной вычислительной техникиоткрывает возможность построения и исследования сложных математическихмоделей процесса отброса контактов. В принципе наблюдаетсятенденция использования численных методов для получения решенийдля этих моделей. Однако при этом имеется ряд особенностей,ограничивающих прямое применение численных методов, что связанос использованием одинаковых уравнений для существенно различающихсясред, в которых происходит движение контактов. Выявлениюэтих особенностей и посвящена данная работа.Цель работы – математическое моделирование многократногоотброса подвижного контакта коммутационного электрического аппаратадля упруговязкой модели удара.Задачи исследования:1. Анализ известных соотношений для упруговязкой модели.2. Расчет процесса отброса.3. Анализ особенностей численного расчета отброса контактовкоммутирующего ЭА с использованием упруговязкой модели.Анализ известной упруговязкой модели процесса отброса контактав случае упругого удара. Схема движения подвижного контактаISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5562

v –0b 1Pmх, х(t)Fc 11c 212Рис. 1.v +0b 2для упруговязкой модели однократного удара и элементы механическойсхемы замещения показана на рис. 1. Обозначения на схеме: 1 – подвижныйконтакт; 2 – неподвижный контакт; m – масса подвижного контакта;с 1 , с 2 – коэффициенты жесткости контактной пружины и материалаконтакта соответственно; х – ось,вдоль которой происходит движение контактов;F – сила нажатия пружины в моментсоприкосновения подвижного и неподвижногоконтактов; х(t) – расстояниемежду подвижным и неподвижным контактами,характеризующее перемещениеподвижного контакта относительно неподвижнойточки Р контакта 2; v(–0),v(+0) – значение вектора скорости подвижногоконтакта соответственно до ипосле момента соприкосновения контактов;b 1 , b 2 – параметры, характеризующиесвойства демпфирующих элементов, соответственно пружины и контактов.Контакты 1 и 2 показаны в виде полусфер, что позволяет рассматриватьпроцесс их соприкосновения в одной точке Р. Объемы контактов,подверженные упругой деформации, выделены серым цветом.В отличие от "упругой" модели [5], "упруговязкая" модельучитываетдеформацию контактов при соударении в процессе отброса. Времясоударения принимается не мгновенным, а отличным от нуля. Процесспервого отброса включает интервал времени t 1 деформации, в течениекоторого части объемов контактов подвергаются упругой деформации.Возникающая сила упругой деформации препятствует дальнейшемудвижению подвижного контакта в тело неподвижного контакта послесоприкосновения. В некоторый момент времени движение контактовпрекращается и под действием этой силы они расходятся.При составлении уравнений математической модели отброса вэтом случае приняты следующие допущения:– движение контактов до и после отброса происходит вдоль однойоси;– процесс отброса (вибрации) рассматривается без учета удара якоря;– упругие свойства контактов и пружин считаются неизменными примногократных соударениях контактов.В работе [5] приведена "упруговязкая" модель в виде дифференциальногоуравнения второго порядка, описывающего изменение силы, действующейна точечную массу при движении после однократного упругогоISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5563

удара о неподвижное тело (начало отсчета времени процесса) и начальныхусловий, определяющих величины перемещения и скорости:⎧ 2d x() t dx()t ⎛ dx()() t ⎞⎪m+ b1+ c1xt + ⎜b2+ c2x()t ⎟δ(t1)= F;2⎪ dt dt ⎝ dt ⎠⎨x()0 = 0;(1)⎪v()0 = v⎪+ 0;⎪⎩v+0 = −a⋅v−0,где δ(t 1 ) – обобщенная функция, равная 1 при х(t) > 0 (контакты сомкнутыи деформируются), и 0 при х(t)

v(t)IIx(t)tIt Іt І +t ІІРис. 2.() t() t⎧ 2d xdx⎪m+ ( b1+b2)+ ( c1+ c2)()x t =−F;2⎪ dtdt⎨0

нение х(t) = 0.Уравнения модели для разомкнутого состояния контактов (отброс).В этом случае δ(t 1 ) = 0 и система уравнений (1) преобразуется:⎧ 2d x() t dx()t⎪m+ b1+ c1x()t = F ;2⎪ dt dt⎨t> t1;(5)⎪x( t1) = 0;⎪⎪⎩vII( t1) =−avI( t1),где v I ( t1), vII( t1)– скорость подвижного контакта в конце первого иначале второго интервала первого отброса.В общем случае решение системы (5) имеет вид (3). Для локальнойсистемы координат коэффициенты С 0 , С 1 , С 2 , λ 1 , λ 2 равны:C 0 = F c 1 ;24vamc1 + F⎛b1b14mc⎞⎜ + − 1 ⎟1 2C1= − b1− 4mc⎝⎠1;(6)22b1− 4mc124vamc1+ F⎛b1b14mc⎞⎜ − − 1 ⎟1 2C2= b1− 4mc⎝⎠1;22b1− 4mc11 ⎛ 2 ⎞λ1,2= − ⎜b1m b1− 4mc1⎟ .2m⎝⎠Приведенные соотношения (4) и (6) позволяют получить решениясистем (2) и (5) в виде аналитических функций.Получение аналитических выражений для х(t) в общей системекоординат с учетом начальных условий для х(t 1 ) и v(t 1 ) при использованииматематического пакета Maple не представляет сложностей. Иззагромоздкости это выражение не приводится.Анализ приведенных соотношений для упруговязкой модели показывает,что решение задачи отброса контакта удается построить с помощьюаналитических функций. Недостатком такого подхода является то,что при построении решения использовано допущение о независимостипроцессов деформации и отброса контактов. Кроме того, решение пригоднотолько для одиночного отброса, поскольку для последующих отбросовнеобходимо получить решение на предыдущем интервале.Результаты расчета.Расчет процесса в интервале I замкнутого состояния контак-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5566

тов. Численный расчет упруговязкой модели проведен для системыдвух контактов с параметрами, использованными для упругой модели[5]. Исходные данные для расчета: m = 0,02 кг, F = 40 Н, с 1 = 5000 кг/м,с 2 = 9·10 10 кг/м, a = 0,7; b 1 = 0, b 2 = 9563 Н·с/м; начальная скорость первогоотброса v(–0) = –1,5 м/с. Для интервала І уравнение модели имеет вид2( t) dx( t)d x100.02 + 9563 + 9⋅10x() t = 40 . (7)2dt dtРешение уравнения (7) для перемещения x(t) подвижного контактаи скорости v(t) представляется в виде аналитических функций:-7 239075t6x( t) = 4,982⋅10e sin( 2,1078⋅10t)−-10 239075t6-10− 4.444⋅10e cos( 2,1078⋅10t) + 4.444⋅10.239075t 6 239075t6( t) 0,12esin( 2,1078⋅10t) −1,05ecos( 2,1078⋅10t)v = . (9)Длительность интервала времени t 1 от начала процесса до отбросанеподвижного контакта равнаt 1 = 1,489⋅10,c . (10)Графики зависимостей x(t) и v(t) с учетом соотношений (8)-(10)приведены на рис. 3.−6(8)x(t)⋅10 6 ,v(t)v I (t)x ІІ(t)⋅10 3 ,v ІІ(t)x II (t)t 1tIIIx I (t)v ІІ(t)tt ІІРис. 3. Рис. 4.Расчет процесса в интервале II первого отброса контактов. Дляинтервала ІІ уравнение модели имеет вид2( t)d x0.02 + 5000x() t = 40 . (11)2dtРешение уравнения (11) для перемещения x ІІ (t) и скорости v ІІ (t)подвижного контакта в локальной системе координат представляетсяISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5567

аналитическими функциями:-3-3-3( t) = −1,0298⋅10sin( 500t) −8⋅10cos( 500t) + 8⋅v ( t) −0,515sin( 500t) 4cos( 500t)x . (12)II 10II += . (13)Длительность интервала времени t ІІ в локальной системе координат(от начала отброса неподвижного контакта) равнаt II = 1,256⋅10,c . (14)Графики зависимостей x ІІ (t) и v ІІ (t) с учетом соотношений (12)-(14)приведены на рис. 4.Анализ особенностей упруговязкой модели.Первая особенность. Численные расчеты показали, что рассматриваемыеинтервалы процесса одиночного отброса неподвижного контактасущественно различаются масштабами как по времени, так и поперемещению. Так, временные интервалы І и ІІ отличаются на 4 порядка,а по перемещению – на 5 порядков. В результате при графическомотображении результатов расчета их не удается отобразить "информативно"в едином интервале процесса одиночного отброса, а темболее много кратного отброса контакта. Это связано с тем, что кратковременныеинтервалы деформации "не видны" на фоне интерваловотбросов. Для графического представления результатов расчета однократногоотброса контактов можно воспользоваться "совмещеннымиразномасштабными" графиками. Они строятся раздельно для положительныхи отрицательных перемещений, соответствующих интерваламдеформации (І) и отброса (ІІ) с учетом "удобных" для чтения масштабовперемещений и времени. Схема построения таких совмещенныхразномасштабных графиков показана на рис. 5.Вторая особенность.0,016 ммx(t), ммКак показано ранее, модельпредполагает построениеδ(t δ = 1 ) 0 = 0 решение для двух интервалов(І и ІІ), причем парамет-ІІры интервала отброса (ІІ)существенно зависят от параметровпредыдущей деформации(І) контактов. Вtt·10 4t, сδ(tδ 1 ) = 1= 1случае многократного отбросаточность модели вІ ––6,6·10 -5 –5 мм––4,1·10 -7 –7 ммосновном определяется точностьюмоделирования де-x·10 x(t)·10 6 , мм6 ммформации неподвижногоРис. 5.контакта. Это необходимоISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5568−2

учитывать при экспериментальных исследованиях.Третья особенность. Как видно на рис. 4, кривая x ІІ (t) для перемещенияконтакта в интерва-tле отброса вначале имеетпологий участок. Результатычисленного моделированиеэтого участка и предыдущегоинтервала приведенына рис. 6. Анализx I (t)этих данных позволяетсделать вывод о том, чтоx II (t)рассматриваемая модельупруговязкого удара не вполной мере учитываетфизические процессы деформациии отброса контактов.Начальные условияx(t)Рис. 6.для интервала ІІ не учитываютвибрации подвижногои неподвижного контактов. При численном моделировании это привелок тому, что в кривой перемещения для интервала отброса появилсяучасток с отрицательным перемещением, характерным для деформации,причем величина этого перемещения превышает амплитуду деформацииподвижного контакта. Учесть вибрацию контактов можно было бы путемусложнения модели, однако этот вопрос требует дополнительных исследований.Четвертая особенность. Эта особенность связана с возможностьюмоделирования многократного отброса контакта с использованием численныхметодов. Учет временных участков или интервалов, в пределахкоторых амплитуды перемещений отличаются на несколько порядковможет быть реализован только при использовании сеток с переменнымшагом. Обоснование выбора шага для каждого интервала становится самостоятельнойзадачей. Проведенные исследования позволяют, что какодно из возможных направлений решения этой задачи, использовать упрощенныемодели (упругую и упруговязкую) удара контактов для полученияоценок временных интервалов и амплитуд перемещений контактов,поскольку для них известны аналитические соотношения.Выводы. 1. Проведен анализ известной математической моделипроцесса однократного отброса подвижного контакта коммутационногоэлектрического аппарата для случая упруговязкогого удара. Установленыосновные недостатки этой модели: существенное различиеинтервалов времени и перемещений контактов при деформации и отбросе,достигающее 4-5 порядков. Для графического представлениярезультатов расчета однократного отброса контактов в этом случаеISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5569

можно воспользоваться совмещенными графиками, которые строятсяраздельно для положительных и отрицательных перемещений в соответствующихмасштабах перемещений и времени.2. Установлено, что при расчете отброса его параметры (перемещениеи длительность) существенно зависят от параметров предыдущей деформации,что требует высокой точности расчетов как отброса, так и деформацииконтактов. При многократном отбросе подвижного контактаточность известной модели в основном определяется точностью моделированиядеформации неподвижного контакта. Этот факт необходимо учитыватьпри экспериментальных исследованиях отброса контактов.3. При использовании численных методов для расчета многократногоотброса контактов на основе сложных моделей (упруговязкоголибо упруговязкопластического) удара шаг дискретизации перемещенияконтакта должен быть переменным и существенно (на 4-5 порядков)отличаться для интервалов деформации и отброса контактов. Длявыбора временных интервалов рекомендуется использовать приближеннуюмодель, позволяющую оценить длительности этих интерваловпо аналитическим соотношениям.4. Проведен анализ численного моделирования процесса отбросаконтактов на основе модели упруговязкого удара, который позволилустановить, что эта модель не в полной мере учитывает физическиепроцессы удара. В частности, из-за неучета вибрации неподвижногоконтакта при расчетах отскока подвижного контакта в кривой его перемещенияпоявляется участок с отрицательным перемещением, характернымдля деформации. Для учета вибрации контактов в этомслучае необходимо усложнение модели удара.Список литературы: 1. Яковенко В.Б. Моделирование и расчет вибрационныхсистем / Уч. пособие. – К.:УМК ВО, 1988. – 232 с. 2. Справочник по расчету иконструированию контактных частей сильноточных электрических аппаратов /Н.М. Афанасьев, В.В. Афанасьев, В.В. Борисов и др.: Под ред. В.В. Афанасьева.– Л.: Энергоатомиздат, 1988. – 384 с. 3. Шевченко С.М. Движение и удары вэлектрических аппаратах автоматического управления. – М.: Энергия, 1979. –144 с. 4. Лелюк Н.А., Лупиков В.С. Модели контактов электрического аппаратапри исследовании вибрации // Вестник Национального технического университета"Харьковский политехнический институт". – Харьков: НТУ "ХПИ". –2008. – № 7. – С. 73-81. 5. Лелюк Н.А., Лупиков В.С. Моделирование функцииотброса подвижного контакта коммутирующего электрического аппарата дляупругой модели вибрации // Вестник Национального технического университета"Харьковский политехнический институт". – Харьков: НТУ "ХПИ". –2010. – № 36. – С. 69-79. 6. Владимиров В.С. Уравнения математической физики.– М.: Наука. Гл. ред. физ. мат. лит., 1971. – 512 с. 7. Матросов А.В. Maple6. Решение задач высшей математики и механики. – СПб.: БХВ-Петербург,2001. – 528 с.Поступила в редколлегию 27.09.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5570

УДК 621.316:532.232А.Н. МОРОЗ, канд. техн. наук, докторант, ХНТУСХ им.Петра Василенка, ХарьковА.Д. ЧЕРЕНКОВ, доктор техн. наук, проф., ХНТУСХ им.Петра Василенка, ХарьковОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВСУШИЛЬНОЙ УСТАНОВКИ НЕПРЕРЫВНОГОДЕЙСТВИЯ ДЛЯ СУШКИ ШЕРСТИ С ПОМОЩЬЮЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПОЛЕЙНаведено результати повнофакторного експерименту по визначенню оптимальнихпараметрів сушильної установки вовни безперервної дії з використаннямелектромагнітних полів крайвисокочастотного діапазону.Приводится результаты полнофакторного эксперимента по определению оптимальныхпараметров сушильной установки шерсти непрерывного действия сиспользованием электромагнитных полей крайневысокочастотного диапазона.Введение. Восстановление шерстяной промышленности Украиныневозможно без повышения конкурентоспособности предприятий легкойпромышленности, занимающихся производством изделий из шерсти, чтовозможно за счет снижения себестоимости шерстного волокна и повышенииего качества. Использование электромагнитной энергии крайневысокочастотного(КВЧ) диапазона при непрерывном процессе сушки шерстис одновременной интенсивной эвакуацией пара позволит существенноуменьшить потребление энергии для процесса сушки, уменьшить габаритыи металлоемкость сушильного оборудования, а также повысить производительностьфабрик первичной обработки шерсти.Важным условием успешного применения электромагнитной энергииКВЧ диапазона при непрерывном способе сушки шерсти являетсяопределение оптимальных параметров ЭМ и сушильной установки.Цель, задание исследования. Определение оптимальных параметровЭМП при использовании излучений КВЧ диапазона, временисушки и скорости движения ленточного транспортера в сушильноймашине непрерывного действия.Многофакторный эксперимент. Для определения оптимальныхпараметров ЭМП для сушки влажной шерсти был проведен многофакторныйэксперимент. Для проведения экспериментальных исследова-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5571

ний была использована разработанная сушильная установка с дифракционнымиисточниками электромагнитной энергии с частотой 36 ГГц.Излучение осуществлялось пирамидальным рупором, изготовленнымиз листовой латуни толщиной 2 мм с помощью пайки. Размер раскрыварупора 30×20 мм (без учета толщины металла). Рупор выводился настандартное сечение волновода 7,2×3,4 мм [1].В сушильной камере были установлены два источника электромагнитнойэнергии с выходной мощностью по 250 Вт. Шерсть, предназначеннаядля сушки, располагалась на ленточном транспортерешириной 0,6 м и длиной 5 м, в качестве несущей поверхности транспортераиспользуется тефлоновая сетка с размерами ячеек 8×8 мм, таккак этот материал прекрасно переносят микроволновое излучение. Такиесетки обладают высокой прочностью на разрыв, гибкостью и практическинерастяжимы, имеют превосходную химическую стойкость ивысокую износостойкость, физиологически инертны и обладают антиадгезионнымисвойствами, что обеспечивает сохранение природныхкачеств шерсти. Привод транспортера осуществляется асинхроннымдвигателем АИР80В4 мощностью 1,5 кВт и частотой вращения 1420об/мин. Для регулирования скорости движения ленты транспортера (от0 до 0,15 м/с), в зависимости от влажности шерсти, использовался преобразовательчастоты VFD015EL43A. Расчетная скорость движенияленты транспортера 0,1 м/с, расчетная толщина слоя шерсти 0,06 м.Для отсасывания пара, образующегося при воздействии на влажнуюшерсть электромагнитного излучения КВЧ, используется тягодутьеваямашина ВД-2,7 производительность 1100 м 3 /час и полнымдавлением 1400 Па, потребляемая мощность электродвигателя машины3 кВт.Параметры сушильной машины следующие: общая потребляемаямощность 5,1 кВт; частота излучения 36 ГГц; напряжение питания 380В; частота напряжения питания 50 Гц; высота входящего и выходящегоотверстий 70 мм; габаритные размеры (длина × ширина × высота)5080 × 950 × 1750 мм.В качестве отклика при экспериментальных исследования принималасьвлажность сухой шерсти, которая определялась по формулеm1− mϕ20 = 100% , (1)m2где m 1 – масса влажной шерсти, кг; m 2 – масса сухой шерсти, кг.В соответствии с ГОСТ влажность сухой шерсти должна составлять12-19 %, для расчетов принимаем влажность 15 %. Для экспери-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5572

ментов использовалась полутонкая шерсть класса 60 к с влажность60 %. Для взвешивания использовались лабораторные техническиевесы третьего класса точности с пределом взвешивания 1 кг. Результатыэкспериментов приведены в табл. 1.Таблица 1 – Значение факторов и их интервалы варьированияПлотность ЭМ энергии,поглощаемой Объем влажнойшерсти, м влажной шерстью,Дж/(м 3·с)3Интервалварьирования иуровень факторовISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5573Времясушки, сНулевой уровеньX i = 04000 0,03 5,5Интервал варьированияλ i2000 0,01 1,0Верхний уровеньX i = +1Нижний уровеньX i = –1Кодовое обозначение6000 0,04 6,52000 0,02 4,5X 1 X 2 X 3Для построения плана второго порядка были использованы данные,приведенные в табл. 2 [2].Таблица 2 – Исходные данные для построения плана второго порядкаЧисло Число ЧислоЗвездныеточек звездных нулевыхточки, αядра точек, N α точек, N 03 8 6 6 1,682 20Числофакторов, КЧислоопытов, NПредварительно были составлены матрица планирования эксперимента,матрица расчета коэффициентов регрессии, расчет дисперсиии адекватности. После экспериментальных исследований и расчетовбыло получено уравнение регрессии для сушки шерсти электромагнитнойэнергией КВЧ диапазонау ш = 20,3 – 7,1 Х 1 + 6,8 Х 2 – 4,3 Х 3 + 0,51 Х 1 Х 2 + 4,414 Х 1 Х 3 +21+ 2,95 Х 2 Х 3 + 6,8 Х + 5,3 Х +5,0 Х . (2)Проверка значимости коэффициентов регрессии проводилась приуровне значимости α = 0,05 по критерию Стьюдента [2, 3]. С учетомзначимости коэффициентов, уравнение регрессии для сушки шерстипринимает вид уравнения (2). На основе проверки данного уравнения2223

на адекватность по критерию Фишера [2, 3] сделан вывод, что уравнениеадекватно описывает реальный процесс, и, следовательно, позволяетоценить характер влияния каждого из факторов на функцию отклика.Кроме того, стало возможным практическое использование полученноймодели для прогнозирования значений выходного параметраY в области варьирования параметров Х i .Оптимальные параметры процесса сушки. Для нахожденияоптимальных параметров процесса решена система уравнений, полученныхприравниванием к нулю значений градиентов компонентов,вычисленных с помощью выражения∂Y∂Xi= b + 2bХiiiISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55i74+n∑biji=1Хj= 0 , (3)где X i , X j – кодированное значение фактора, по которому берется производная,и взаимодействующего с ним, соответственно; b i , b ii , b ij –коэффициенты уравнения регрессии.Для выражения (3) получена следующая система уравнений:⎧ ∂Y⎪ = −7,1+ 13,6 Х1+ 0,51Х2 + 4,14Х3 = 0;⎪∂X1⎪ ∂Y⎨ = 6,8 + 0,51Х1+ 10,6Х2 + 2,95Х3= 0; (4)⎪∂X2⎪ ∂Y⎪ = −4,3+ 4,14Х1+ 2,95Х2 + 10Х3= 0.⎩∂X3Решение уравнения регрессии (2) дает следующее значения факторовв оптимальной точке: X 1оп =0,4; X 2оп = – 0,8; X 3оп =0,5, что соответствуеттаким значениям натуральных параметров: плотность ЭМ энергиипоглощаемой влажной шерстью4800 Дж/(м 3·с); объем влажнойшерсти 0,022 м 3 ; время сушки 6секунд (скорость движения транспортера0,1 м/с). Влажность высушеннойшерсти составила неболее 15%.На рис. 1 показаны зависимостивлажности шерсти от временисушки и объемной плотно-Рис. 1.сти электромагнитной энергии. Линия 1 соответствует плотности электромагнитнойэнергии 5000 Дж/(м 3·с), линия 2 – плотности 2500

Дж/(м 3·с).Экспериментальные исследования показали, что при скоростидвижения транспортера 0,1 м/с необходим источник электромагнитнойэнергии 500 Вт с частотой излучения 36 ГГц, который обеспечит скоростьсушки влажной шерсти 7,5% за секунду.Выводы. Сушка шерсти, с начальной влажностью 60 % до влажности15%, в сушильной машине непрерывного действия с дифракционнымиисточниками электромагнитной энергии с частотой 36 ГГцдолжна осуществляться при следующих параметрах: 2 генератора свыходной мощность по 250 Вт, толщина слоя шерсти 0,06 м, скоростьдвижения транспортера 0,1 м/с.Список литературы: 1. Мороз А. Н. Обоснование конструктивных параметрови экспериментальные исследования пирамидального рупорного излучателя/ А.Н. Мороз, А.Д. Черенков // Вісник Харківського національного технічногоуніверситету сільського господарства "Проблеми енергозабезпечення таенергозбереження в АПК України". – Харків: ХНТУСГ, 2008. – Вип. 73. – Т. 1.– С. 83-85. 2. Спиридонов А.А. Планирование эксперимента при исследованиитехнологических процессов / Спиридонов А.А. – М.: Машиностроение, 1981. –184 с. 3. Винарский М.С. Планирование эксперимента в технологических исследованиях/ М.С. Винарский, М.В. Лурье. – К.: Техника, 1975. – 168 с.Мороз Александр Николаевич, доцент, канд. техн. наук. ЗакончилХарьковский институт механизации и электрификации сельского хозяйствав 1984 г. по специальности инженер-электрик. Учился в аспирантуреМосковского гидромелиоративного института в 1987-1990 гг., там жезащитил диссертацию кандидата технических наук в 1991 г. Директоручебно-научного института Энергетики и компьютерных технологийХарьковского национального технического университета сельскогохозяйства с 2009 г.Научные интересы связаны с процессами первичной обработки шерсти сиспользованием акустических колебаний и электромагнитных волнсверхвысокой частоты.Черенков Александр Данилович, профессор, доктор техн. наук. ЗакончилХарьковский политехнический институт в 1967 г. по специальностиинженер-радиотехник. Диссертацию доктора технических наук защитил в2001 г.Научные интересы связанные с направлениями использования электромагнитныхполей в технологических процессах и исследования их влиянияна биологические объекты.Поступила в редколлегию 11.11.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5575

УДК 621.319.4Б.Г.НАБОКА, д-р техн. наук, проф., НТУ "ХПИ", ХарьковА.В. БЕСПРОЗВАННЫХ, д-р техн. наук, проф., НТУ "ХПИ",ХарьковЕ.С. МОСКВИТИН, ассистент, НТУ "ХПИ", ХарьковМ.В. БУТКО, гл. специалист, фирма "STEKS",С.М. БУТКО, специалист, фирма "STEKS",А.А. ГОЛОВАНЬ, нач. службы эксплуатации, "Полтавоблэнерго",ПолтаваКРИТЕРИИ ПО ТАНГЕНСУ УГЛА ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИХПОТЕРЬ ДЛЯ ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯСИЛОВЫХ КАБЕЛЕЙ С БУМАЖНО-ПРОПИТАННОЙИЗОЛЯЦИЕЙ В ЭКСПЛУАТАЦИИНаведено кореляційні залежності між тангенсом кута діелектричних втрат tgδ– неруйнівним параметром ізоляції, та утомленою міцністю кабельних паперівна злом – руйнівним параметром ізоляції. Це дозволяє ввести обґрунтованікритерії технічного стану ізоляції кабелів за параметром tgδ.Представлены корреляционные зависимости между тангенсом угла диэлектрическихпотерь tgδ – неразрушающим параметром изоляции, и усталостнойпрочностью кабельных бумаг на излом – разрушающим параметром изоляции.Это позволяет ввести обоснованные критерии технического состояния изоляциикабелей по параметру tgδ.Введение. Физический износ силовых кабелей с бумажномаслянойизоляцией (БМИ) напряженим 6-10 кВ городских и областныхкабельных сетей находится на уровне 70-80%, а удельная повреждаемостькабельных линий (КЛ) в среднем составляет от 4,5 до 7 случаев на100 км/год.Для повышения надежности работы силовых кабелей и кабельныхлиний применяется система планово-профилактических испытаний.Техническое состояние изоляции кабелей определяют путем подачипостоянного испытательного напряжения, превышающего номинальноев 6 раз (табл. 1) [1]. В ряде случаев испытания выполняютсяпеременным напряжением промышленной частоты и повышеннымнапряжением с частотой 0,1 Гц.Испытание кабелей повышенным постоянным испытательнымнапряжением не позволяет получить достоверную информацию оISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5576

Таблица 1 – Испытательные напряжения для кабельных линий с БМИ приприеме в эксплуатации и в эксплуатацииВид испытательного напряженияНоминальное напряжение, кВДо 2 3 6 10 201Выпрямленное напряжение 2,5 12 18 36 60 175Переменное напряжение частоты 0,1 Гц специальнойформы (косинусный импульс)12 18 35реальном техническом состоянии силовых кабелей, а для длительноэксплуатирующихся силовых кабелей часто заканчивается пробоемизоляции. Поэтому такие испытания классифицируют как испытания,разрушающие изоляцию кабелей. Испытания повышенным постояннымнапряжением целесообразно проводить при вводе новых КЛ вэксплуатацию, после ремонта кабельных линий, а также при отсутствиивозможности применения для диагностики силовых КЛ средствнеразрушающего контроля. В остальных случаях техническое состояниеизоляции КЛ следует оценивать на основе применения неразрушающейдиагностики.Последние десять лет в Украине и за рубежом ведутся интенсивныеработы по совершенствованию неразрушающих методов диагностикиизоляции и выпуску предназначенной для этого аппаратуры. Этиметоды ориентированы на диагностические испытания силовых кабелейи кабельных линий в эксплуатации. Достоверная диагностика состоянияизоляции неразрушающими методами позволяет отказаться отпрофилактических испытаний изоляции разрушающими методамиконтроля, которые во многих случаях приводят к уменьшению ресурса,несвоевременному и непредсказуемому пробою изоляции [2-4].Важным вопросом является оценка результатов диагностики и формулированиезаключения. Для этого необходимо иметь критерии оценкипо диагностируемым параметрам, которые позволяют оценить техническоесостояние изоляции и прогнозировать остаточный ресурс кабеля.Появление отечественных новых современных цифровых приборовдля измерения емкости и тангенса угла диэлектрических потерь(измеритель потерь изоляции ИПИ-10, цифровой мост СА-7100) даетвозможность получать интегральные характеристики состояния изоляциикабелей и кабельных линий в целом. Эти приборы работают напромышленной частоте 50 Гц, что связано с исключением резонансныхявлений при диагностировании протяженных КЛ. Они имеют относительнонизкую стоимость по сравнению с другими диагностиче-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5577

скими системами, высокую надежность, простоту в использовании,помехоустойчивость, малое время испытаний, безопасность, низкиетрудозатраты при использовании.Однако обоснованные критерии оценки по параметру tgδ – тангенсуугла диэлектрических потерь, который можно использовать при проведениидиагностических обследований в эксплуатации для оценки техническогосостояния силовых кабелей энергосистем с БМИ, отсутствуют.Цель статьи – установление критериев по tgδ для оценки техническогосостояния силовых кабелей с бумажно-пропитанной изоляциейв эксплуатации.Оценка состояния силовых кабелей с бумажно-пропитаннойизоляцией. Обоснованные критерии оценки состояния БМИ полученына основе разрушающих механических испытаний в лабораторныхусловиях. Для оценки технического состояния силовых кабелей с БМИиспользуется усталостная прочность кабельных бумаг на излом – числодвойных перегибов. Этот разрушающий параметр весьма чувствителенк старению. Он меняется в процессе эксплуатации кабелей монотонно:от N ≥ 2000 в исходном состоянии до N = 10-50 в состоянии,соответствующем исчерпанию ресурса кабелей с БМИ [5].Силовые кабели с бумажно-пропитанной изоляцией содержат двавида изоляции – фазную и поясную. В исходном состоянии свойства этихвидов изоляции – идентичные. В процессе старения кабелей появляютсяразличия, вызванные деструкцией целлюлозы и миграцией низкомолекулярныхполярных продуктов (НМП) ее разложения (воды, фуранов) в болеехолодную часть кабеля – к оболочке, в поясную изоляцию.Появляются различия свойств фазной и поясной изоляции – признакистарения кабелей. Для НМП характерно повышенное значениеtgδ. В результате tgδ поясной изоляции увеличивается, а число двойныхперегибов до излома – уменьшается.В готовом кабеле свойства фазной и поясной изоляции отдельноизмерить невозможно. При любой схеме обследования электрическоеполе попадает как в фазную, так и в поясную изоляцию. Схемы обследованиймогут быть разными:а) A-S; B-S; C-S – "жила – против двух других и оболочки". Приэтом получают оценку свойств, в основном, фазной изоляции кабеля.б) A,B,C-O – "три жилы вместе – против оболочки". При этом получаютоценку свойств, в основном, поясной изоляции кабеля.в) A-B; B-C; C-A – одна из фаз относительно другой. Промежуточнаясхема для получения характеристик межфазного пространства.Картины векторов напряженности электрического поля приISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5578

а б вРис. 1.обследовании трехфазного кабеля приведены на рис. 1 для различныхсхем: а – "жила-против двух других и оболочки"; б – "две жилы вместе-противтретьей и оболочки"; в – "три жилы-против оболочки".Следовательно, измеряются совокупные характеристики фазной и пояснойизоляции [6].Для каждой выбранной схемы сканирование структуры изоляциикабелей осуществляется переменным электрическим напряжением.Электрическое поле фокусируется в различных компонентах кабеля –в фазной (схемы A-S; B-S; C-S), поясной (A,B,C-O) изоляции, в межфазномпространстве (A-B; B-C; C-A) (рис. 1) [3].В исходном состоянии (для нового кабеля) уровень tgδ для всехкомпонентов изоляции (фазной и поясной) практически одинаков исоставляет около 0,3-0,4 % на частоте 50 Гц. Интегральные функциираспределения тангенсов углов диэлектрических потерь изоляционныхпромежутков приведены на рис. 2 относительно нового (1) и состаренного(2) кабелей Полтавоблэнерго: 1 – ААБ-3х120-10 кВ; 2 – ААБ-3х120-10 кВ.Рис. 2. Рис. 3.На рис. 3 приведены результаты совокупных обследований одно-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5579

го (ААБ-3х120-10 кВ) из 29 силовых кабелей с БМИ "Полтавоблэнерго"(ПСТ Жовтнева 110/35/10кВ, РП-2,РУ-6кВ яч. 26, КЛ-6кВ до ТП-115) в натурных условиях на частоте 50 Гц .Для поясной изоляции (промежуток A,B,C – O) tgδ составляет0,85%, а фазной изоляции (промежутки A-S; B-S; C-S) – 0,81%. Длямежфазного пространства (промежутки A-B; B-C; C-A) еще меньше –0,73%.Таким образом, кабель имеет все признаки старения изоляции:повышенные значения tgδ. Причем поясная изоляция состарена вбольшей степени, чем фазная. Возникает вопрос, какая часть ресурсаизоляции исчерпана к данному моменту?Анализ характеристик изоляции. Ответ на поставленный вопросдают результаты испытаний усталостных характеристик изоляционныхлент, выполненных в лабораторных условиях (рис. 3) на короткихотрезках кабелей энергосистем, полученных во время ремонтныхработ.В исходном состоянии для кабельных бумаг число двойных перегибов,выдерживаемых на излом, должно превышать 2000: N > 2000.Интегральные функции распределения усталостной прочности наизлом полосок поясной и фазной изоляции кабеля ААБ-3х120-10 кВпоказаны на рис. 4. Для данного кабеля, как видно на рис. 4, имеем:а) для фазной изоляции – в среднем N f = 2270;б) для поясной изоляции – в среднем N p = 530.Рис. 4. Рис. 5.Критическое значение параметра N, при котором ресурс бумажно-маслянойизоляции можно считать исчерпанным, составляет N ≈ 10.Следовательно, фазная изоляция практически не состарилась, а поясная– исчерпала почти три четверти своего ресурса:ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5580

(2000 – 530)/(2000 – 10) = 1470/1990 ≈ 0,74.На рис. 5 показана корреляционная зависимость между усталостнойпрочностью фазной и поясной изоляции кабеля ААБ-3х120-10 кВи тангенсом угла диэлектрических потерь (параметры N и tgδ). Дляпараметра N характерен большой разброс в отличие от параметра tgδ.Экстраполируя зависимость tgδ(N) в область критических значенийпараметра N ≈ 10, получаем оценку критического значения тангенсаугла диэлектрических потерь: tgδ ≈ 1%.Как показывают результаты усталостных испытаний кабельныхбумаг на излом, можно ввести следующую градацию состояний изоляции:а) 0,4% и меньше – нормальное состояние изоляции;б) 0,4 – 0,6% – есть начальные признаки старения изоляции;в) 0,6 – 0,8% – умеренное старение изоляции (соответствующее,исчерпанию около три четверти ресурса);г) 0,8 – 2% – критическое состояние изоляции, требующее ремонталинии;д) свыше 2% – опасное состояние, которое может привести к тепловомупробою кабеля.На рис. 6 приведены результаты обследований кабельных линий"Полтавэнерго" (по состоянию на май 2009 г.) с концевыми разделкамис допустимыми границами по tgδ в виде функций tgδ(С), где С – электрическаяемкость кабкльной трассы: а – часть кабелей; б – все кабели.rbgrbgабРис. 6.На рис. 6 видно, что кабели находятся на разных уровнях старения.Выше выделенной линии 0,8% попали кабели: № 4, № 4v (послеремонта) и № 8 (при напряжении 2 кВ). Примыкает к этой областиISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5581

также кабель № 17. В указанных кабелях явно проявляется старениеизоляции. Далее следует кабели №№9, 16, 20 и 22. Кабель №4 имеетнаибольшую длину. Поэтому его характеристики расположились вправой части диаграммы (в области емкостей 100 – 1000 нФ). Тангенсугла диэлектрических потерь измерялся при напряжениях 2 кВ (отмеченосимволом b), 5 кВ (g) и 8 кВ (r).Увеличение tgδ с ростом напряжения связано, обычно, с активизациейвоздушных включений, которые есть в муфтах или самом кабеле.В данном случае при напряжении 8 кВ уровень tgδ для пояснойизоляции составляет 1,5 %, а для межфазной – 2 %. Воздушных включенийв межфазной изоляции, вероятно, больше, чем в поясной, в которойпри повышении напряжения начинаются ионизационные процессы– частичные разряды. На рис. 7 показана структура БМИ (а) и следычастичных разрядов (б) между слоями бумаги силового кабеля: 1 – слоибумаги; 2 – масляные прослойки (диэлектрические клинья); 3 – воздушныевключения. После ремонта уровень tgδ понизился, но остался в области(от 0,6 до 0,8 %), которая рассматривается как область умеренно состареннойизоляции.12а3Рис. 7.бОтносительно высокий уровень tgδ данного кабеля может бытьрезультатом теплового старения изоляции фаз в течение почти 60-летней эксплуатации.Из всех 29 обследованных кабелей "Полтавоблэнерго" с бумажномаслянойизоляцией не оказалось ни одного, изоляция которого былабы состарена до предельного состояния (когда tgδ возрастает свыше 3-4 %, а число двойных перегибов на излом снижается от исходного2000 до 10-50. Поэтому все эти кабели могут успешно эксплуатироватьсяи в дальнейшем.Для кабелей, имеющих уровень tgδ выше 0,8%, необходимо проводитьповторные измерения через год. Быстрая деградация какого-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5582

либо кабеля отразится на росте его тангенса угла диэлектрических потерь.Своевременное обнаружение этого процесса позволит предсказатьмомент приближающегося пробоя.Выводы. Установленные детальные характеристики изоляциикаждого кабеля и границы отбраковки по tgδ могут быть использованыв качестве рекомендательных при диагностике силовых кабелей напряжением6-10 кВ энергосистем.Список литературы: 1. Норми випробувань силових кабельних ліній напругоюдо 500 кВ – К.: "КВІЦ". – 2009. – 50 с. 2. Привалов И.Н. Неразрушающаядиагностика силовых кабельных линий номинальным напряжением 6-35 кВ //Электротехнический рынок. – 2008. – № 2. 3. Кадомская К.П., Качесов В.Е.,Лавров Ю.А., Овсянников А.Г., Сахно В.В. Диагностика и мониторинг кабельныхсетей среднего напряжения // Электротехника. – 2000. – № 11. – С. 48-51.4. Канискин В.А., Коцур С.А., Привалов И.Н. Кабели 10 кВ с бумажнопропитаннойизоляцией. Неразрушающий метод диагностики / Новости электротехники.– 2005. – № 5 (35). 5. Москвитин Е.С. Оценка технического состояниявысоковольтных кабелей с бумажно-масляной изоляцией по числудвойных перегибов // Вестник Национального технического университета"ХПИ". – Харьков: НТУ "ХПИ". – 2006. – № 34. – С. 34-40. 6. Набока Б.Г.,Беспрозванных А.В., Москвитин Е.С. // Электричество, 2010. – №1. – С. 48-54.7. Вдовико В.П. Частичные разряды в диагностировании высоковольтного оборудования.– Новосибирск: Наука, 2007.Поступила в редколлегию 22.07.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5583

УДК 621.313.181В.В. НАНИЙ, канд. техн. наук, доц., НТУ "ХПИ", ХарьковА.Г. МИРОШНИЧЕНКО, канд. техн. наук, доц., НТУ "ХПИ",ХарьковВ.Д. ЮХИМЧУК, канд. техн. наук, проф., НТУ "ХПИ", ХарьковА.А. ДУНЕВ, аспирант, НТУ "ХПИ", ХарьковА.М. МАСЛЕННИКОВ, аспирант, НТУ "ХПИ", ХарьковА.В. ЕГОРОВ, аспирант, НТУ "ХПИ", ХарьковД.В. ПОТОЦКИЙ, ассистент, НТУ "ХПИ", ХарьковАСПЕКТЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ИСПЫТАНИЯДВИГАТЕЛЕЙ С КАТЯЩИМСЯ РОТОРОМРозглянуто експериментальні дослідження динамічних характеристик двигуназ ротором, що котиться, (ДРК) на базі восьми- і шестипазової конструкції машини.Отримано картини розподілу магнітного поля двигуна з урахуваннямнерівномірності його повітряного проміжку для різних типів магнітопровода іприведено їх порівняльний аналіз.Рассмотрены экспериментальные исследования динамических характеристикдвигателя с катящимся ротором (ДКР) на базе восьми- и шестипазовой конструкциимашины. Получены картины распределения магнитного поля двигателяс учетом неравномерности его воздушного зазора для разных типов магнитопроводаи приведен их сравнительный анализ.Введение. Двигатели с катящимся ротором – это тихоходные высокомоментныедвигатели, принцип действия которых основан на обкатыванииротора по расточке статора под действием силы одностороннего магнитногопритяжения, созданного обмоткой статора. Ротор обкатывается порасточке статора, эксцентрично его оси. Благодаря высокому выходномумоменту и низкой частоте вращения, двигатели с катящимся ротором могутуспешно применяться везде в промышленности, где необходима плавнаярегулировка поворота рабочего органа при высоком моменте, в основном вкачестве безредукторных приводов, благодаря его низким массогабаритнымпоказателям по сравнению с мотор-редукторами.Цель, задание исследования: провести сравнительный анализдвигателей с катящимся ротором для шести- и восьмипазовой конструкцииДКР при одинаковых токах питания и получить картины магнитногополя для этих типов машин.Теоретические исследования. Принцип действия двигателя с ка-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5584

тящимся ротором базируется на создании в машине силы одностороннегомагнитного притяжения. В общем случае результирующая силаQ притяжения ротора к статору имеет следующий вид [1]:02Q0 k ⋅ dr⋅ ls⋅ k z ⋅ B0m= , (1)где k – коэффициент пропорциональности, зависящий от схемы обмоткии способа ее питания; d r – диаметр ротора; l s – активная длинасердечника ротора;k z – относительная ширина зубца;ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5585B 0 m– максимальноезначение индукции в воздушном зазоре.Из (1) следует, что сила прямо пропорциональна квадрату магнитнойиндукции.Вращающий момент M r на валу также зависит от геометрическихпараметров машины2M r = k ⋅ dr⋅ls⋅ kz⋅ B0m⋅ sin θ , (2)где θ – угол нагрузки.Таким образом, задача заключается в правильном определениираспределения магнитной индукции в двигателе.Рекомендации к проектированию. С этой целью были проведеныисследования с применением программного пакета Ansoft Maxwell дляшести- и восьмипазового ДКР с Ш-образной конструкцией магнитопроводастатора и массивным цилиндрическим ротором.Для решения задачи необходимо оговорить, что ДКР запитывалсяот преобразователя частоты, который питал обмотку двигателя дискретнымипрямоугольными импульсами тока. Двигатель испытывался наразных частотах питания. В шестипазовой конструкции одновременноработали три катушки, в восьмипазовой – четыре. При трех и пяти катушечномпитании в восьмипазовой машине момент уменьшался на 10-15%. Наилучшие показатели момента получались при питании одновременночетырех катушек, так как при пяти катушечном питании в восьмипазовомДКР дополнительно возникала составляющая тормозногомомента, которая пагубно влияла на выходной результат.В восьмипазовой модели ДКР в пазы укладывался провод диаметром0,45 мм и подавался ток 3 А на катушку, в то время как в шестипазовойконструкции укладывался провод с 0,27 мм в диаметре иподавался ток меньше: 0,7 А на 300 витков в обоих случаях.Конструктивно эти два вида ДКР почти не отличаются друг отдруга, за исключением лишь разности внутренних и внешних диаметровротора и статора: для шестипазового ДКР она составила 0,16 мм а2

для восьмипазового – 0,3 мм.Результаты распределения картины магнитного поля для шестипазовойконструкции при питанииобмоток током 0,7 А ивоздушным зазором 0,16 ммприведены на рис.1 (вид сбоку).С помощью полученнойкартины распределения магнитногополя удалось оптимизироватьразмеры отдельныхэлементов активной частимашины. И в результатеполученный восьмипазовыйобразец ДРК имеет на 20-25% меньше массогабаритныепоказатели и на 20 % болеевысокий вращающий момент.Картины распределениемагнитного поля в роторе дляРис. 1.восьмипазовой конструкцииДКР при питании обмоток током 3 А и максимальным воздушным зазором1 мм и 0,3 мм приведены на рис. 2 и рис. 3 соответственно (видсбоку).Рис. 2. Рис. 3.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5586

Как видно на рис. 2 и рис. 3, магнитная индукция под крайними рабочимиполюсом машины в роторе для восьмипазового ДКР неоднозначна.Так в ДКР с воздушным зазором 1 мм, индукция в крайнем запитанномполюсе машины изменялась от 1,66 Тл до 1,91 Тл, что вызваночувствительностью к неравномерности воздушного зазора (рис. 2).В ДКР с воздушным зазором 0,3 мм индукция составила 1,91 Тл подвсем полюсом, что говорит о большей силе одностороннего магнитногопритяжения, по сравнению с предыдущим диаметром ротора (рис. 3).Максимальный момент для восьмипазового ДКР при частоте 1 Гцсоставил 150 Н . м при воздушном зазоре 1 мм и токе 3 А, а при воздушномзазоре 0,3 мм и том же токе, составил 170 Н . м, вследствиеуменьшения воздушного зазора и увеличении индукции под крайнимирабочими полюсами машины.Результаты экспериментальных исследований. Так же в результатеэкспериментальных исследований были получены следующиезависимости. На рис. 4 и рис. 5 показаны зависимость M = f(I) при разныхчастотах питания двигателя, для шести- и восьмипазового ДКРсоответственно.Рис.4.Рис.5.Как видно из графиков, восьмипазовый ДРК (рис. 5) при частотах6 Гц и 9 Гц стартовал только лишь при токе 2,0 и 2,5 А. Это связано стем, что при таком токе силы одностороннего магнитного притяженияне достаточно, чтобы увлечь ротор во вращение на таких частотах. Идля ее увеличения силу тока приходится поднимать [2].Выводы. Полученные результаты дают возможность оптимизироватьгеометрические размеры активной части машины с последующимувеличением вращающего момента.Список литературы: 1. Борзяк Ю.Г., Зайков М.А., Наний В.П. Электродвигателис катящимся ротором. – Киев, Техника, 1982. 2. Бертинов А.И., ВарлейВ.В. Электрические машины с катящимся ротором. Энергия, – Москва, 1969.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5587

Наний Виталий Викторович, доцент, кандидат технических наук.Закончил в 1980 г. Харьковский политехнический институт по специальности"Электрические машины". В 1987 г. защитил диссертацию вХарьковском политехническом. На данный момент работает в НТУ"ХПИ" на должности доцента кафедры электрических машин. Научныеинтересы связаны с исследованием и совершенствованием двигателейс катящимся ротором.Юхимчук Владимир Данилович, профессор, кандидат техническихнаук. Закончил в 1968 г. Харьковский политехнический институт по специальности"Электрические машины и аппараты". В 1980 г. защитил диссертациюв Харьковском политехническом институте. Работает в НТУ"ХПИ" на должности профессора кафедры электрических машин.Научные интересы связаны с исследованием двигателей постоянноготока и их коммутации.Мирошниченко Анатолий Георгиевич, доцент, кандидат техническихнаук. Закончил в 1972 г. Харьковский политехнический институтпо специальности "Электрические машины и аппараты". Доцент кафедры"Электрических машин".Научные интересы связаны с разработкой и исследованием двигателейс катящимся ротором и сверхпроводниковых электрических машин.Дунев Алексей Александрович, аспирант кафедры электрическихмашин. В 2009 г. защитил диплом магистра в Харьковском политехническоминституте по специальности "Электрические машины и аппараты".Ассистент кафедры электрических машин с 2009 г.Научные интересы связаны с исследованием двигателей с катящимсяротором.Масленников Андрей Михайлович, аспирант. В 2008 г. закончилНациональный технический университет "Харьковский политехническийинститут" по специальности "Электрические машины и аппараты".Научные интересы связаны с исследование двигателей с катящимсяротором для автоматизированного безредукторного электропривода.Егоров Андрей Владимирович, аспирант. В 2009 г. закончил Национальныйтехнический университет "Харьковский политехническийинститут" по специальности "Электрические машины и аппараты".Научныеинтересы связаны с исследованием двигателей с катящимсяротором.Потоцкий Дмитрий Васильевич, ассистент кафедры "Электрическихмашин". В 2009 г. закончил Национальный технический университет"Харьковский политехнический институт" по специальности "Электрическиемашины и аппараты". Научные интересы связаны с исследованиемвозможности применения наноматериалов в электрическихмашинах.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5588Надійшла до редколегії 25.10.2010

УДК 621.318.3И.А. НЕСТЕРЕНКО, аспирант, ВНУ им. В. Даля, ЛуганскПРОЕКТИРОВАНИЕ ОПТИМАЛЬНЫХЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ СИСТЕМ БАРАБАННЫХСЕПАРАТОРОВДосліджено можливість цільового синтезу відкритих багатополюсних електромагнітнихсистем барабанних сепараторів за критеріями оптимальності:мінімальна вага та мінімальна споживаєма потужність в усталеному тепловомурежимі. Отримано рівняння що пов’язують функцію цілі і параметри електромагнітноїсистеми.Исследована возможность целевого синтеза открытых многополюсных электромагнитныхсистем барабанных сепараторов по критериям оптимальности:минимальный вес активных материалов, минимальная потребляемая мощностьв установившемся тепловом режиме. Получены уравнения оптимальныхсвязей функции цели и параметров электромагнитной системы.Введение. Барабанные сепараторы предназначены для разделениязернистых и порошковых сильномагнитных материалов по магнитнымсвойствам. На рис. 1 изображена электромагнитная система барабанногосепаратора для мокрой сепарации. Электромагнитная системасоздает интенсивное магнитное поле в рабочей зоне сепаратора. Исходныйматериал содержит магнитную и не магнитную фракции, которыйтранспортируется в рабочую зону сепаратора, и ней происходитразделение магнитной и немагнитной фракции. Магнитная фракцияпопадает в бункер для магнитной фракции, а немагнитная попадает вхвосты, которые уходят в отвал. Электромагнитная система барабанногосепаратора металлоемкая и состоит из магнитопровода и намагничивающихкатушек. Магнитопрвод изготавливают из ферромагнитнойстали, катушки наматывают из медного или алюминиевого обмоточногопровода. Эти материалы составляют основные затраты производителяпри изготовлении барабанного сепаратора.Цель исследования. Исследовать возможность на стадии проектированияэлектромагнитной системы барабанного сепаратора получениезаданных технических характеристик при минимальном весемагнитопровода и катушек.Описание электромагнитной системы. Электромагнитные системыс большим объемом рабочего магнитного поля получили назва-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5589

ние открытых электромагнитныхсистем. При синтезе открытыхэлектромагнитных систем исходнымивеличинами служат: произведениенапряженности и градиентанапряженности магнитногополя f 0 на заданном расстоянии отповерхности полюсов, минимальнодопустимая ширина Z и угол αохвата рабочей зоны на одну паруполюсов, габаритный размер электромагнитнойсистемы по диаметруD и длине L, напряжение питающейсети U. На рис. 1 изображенэскиз электромагнитной системыбарабанного сепаратора иРис. 1.потокораспределение в локальныхобластях поля: область блокаэлектромагнитной системы Z, которая расположена между двумя половинамиполюсных наконечников и область крайнего полюса Z 1 , котораярасположена между половиной полюсного наконечника и наконечникомкрайнего полюса. На рис. 1 обозначены: 1 –полюсный наконечникблока; 2 – сектор сердечника; 3 – сердечник катушки; 4 – катушка;5 – боковина крайнего полюса; 6 – полюсный наконечниккрайнего полюса; 7 – ярмо.Для реальной электромагнитной системы барабанного сепаратораможно составить систему независимых уравнений связи для намагничивающихсил (н. с.) [1], которая имеет видF = FU + F + F + F , (1)θθнфгде F – н.с. одной катушки.Расчет электромагнитной системы. Расчет удобно вести наодин полюс из-за симметрии магнитной системы. Каждая н.с.F U ,F ,F и F определяется на основе анализа отдельных характерныхфизических процессов, протекающих в электромагнитной системе.Найдем значения н.с. F U ,F ,F и F в расчете на один полюс,θвыраженные через ряд параметров магнитной системы.Величина н.с. F U определяется из анализа баланса напряженийна входе электромагнитной системыннффISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5590

USF =пU , (2)πρ0( 1+ α тθ)( D + b0+ ∆)где U – напряжение сети; S П – сечение голого провода; ρ 0 – удельное сопротивлениематериала провода при температуре 20 °С; α T – температурныйкоэффициент сопротивления материала провода; θ – температураперегрева обмотки, °С; D – диаметр сердечника; b 0 – толщина обмотки; Δ– суммарная толщина изоляции и каркаса катушки (рис. 1).Величина н.с. F θ находится из анализа теплового баланса электромагнитнойсистемы в установившемся тепловом режимеFθ=2PWSудρ b k0 0пISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55912( WSп+ b0kз)з( 1+ α θ)т, (3)где W – число витков катушки; k 3 – коэффициент заполнения материаломпровода окна намотки; Р уд – удельная мощность рассеяния с поверхностикатушки в установившемся тепловом режиме, при температуреперегрева θ.Величина н.с. F Н определяется из анализа распределения произведениянапряженности и градиента напряженности магнитного поля врабочем воздушном пространстве между полюсами⎛⎞1 ⎜ 3 mf Z⎟F 0н = ⎜ + ∑Uм.сi⎟,(4)2 f⎜ 0 i=1⎟⎝ *⎠где Z – суммарная ширина полюсов и воздушного зазора (рис. 1);U м .сi – падение магнитного напряжения на участке стали магнитнойцепи. Здесь f 0 и f находится из уравнений0*f= H∇H0 ; • •∗f 0 = H ∇H; H • = HZ UМБ;2= Uf 0 3H ∇ H∗ ∗Zгде Н – напряженность магнитного поля [8]; ∇ – оператор Гамильтона;U МБ – магнитное напряжение между полюсами.Намагничивающая сила F Ф находится из анализа магнитной цепирис. 1 и должна быть равна сумме падений магнитного напряжения ввоздушном зазоре и стали1⎛ 2D B m ⎞F⎜π C cрU⎟Ф = + .сi ,2 ⎜ ∑ м4G⎟(5)⎝Б i=1⎠,

где B СР – среднее значение магнитной индукции в сердечнике; G Б –магнитная проводимость воздушного промежутка блока электромагнитнойсистемы в расчете на один полюс[7].Полный расчет симметричной половины предполагает расчет областиблока и расчет области крайнего полюсаНа примере симметричной половины области блока электромагнитнойсистемы (рис. 1) составим схему замещения (рис. 2), котораяучитывает магнитное сопротивление стали магнитопровода и потокирассеяния. На рис. 2 изображена схема замещения симметричной половиныблока магнитной системы.Сумма падений магнитного напряжениявдоль направления средней силовойлинии магнитного потока (рис.2) определитсяиз выраженияРис. 2.12mi=1nм.сi = Ф0(RJ+ Rс1) + 2i=2∑ U ∑ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5592Ф Rici, (6)где R c1, R сi , R J – соответственно магнитныесопротивления сектора, участка сердечникаи ярма, обтекаемого потоком Ф 0 .Для расчета магнитных сопротивленийиспользуется усредненная кривая намагничивания,для ст. 3 [2] в диапазонеB = 0,5− 2T :A( A B3)H = A1⋅ B ⋅ 2 + , (7)где H и B – напряженность и индукция встали, соответственно А/м и Тл;A 1 = 102,A2= 9,95, A3= 8. С учетом исходныхданных и уравнения (7) решениесистемы уравнений (1) позволяет определитьосновные параметры магнитопроводаи катушки D С , D J , h 0 , b 0 , W.При оптимальном проектированиидополнительно вводится ряд экономическихпоказателей (целевых функций)Э ∗ (p i ) и ограничений D ∗ (p i ) [1, 3], где p i (i – мерный вектор) – неоднороднаясовокупность, включающая геометрические параметры системы,обмоточные данные катушек, характеристики используемых материалови др.

Экономические показатели. Наиболее важными экономическимипоказателями открытых электромагнитных систем являются объем, масса,стоимость активных материалов и потребляемая мощность в установившемсятепловом режиме.В безразмерной форме экономические показатели запишутся вследующем виде [6]:V = V/Z 3 = (V 0 +V C )/Z 3 ; (8)*m = m/γZ 3 = (γ 0 V 0 /γ C +V C )/Z 3 ; (9)**CT = СТ / (γ С Ц С Z 3 ) = (γ 0 V 0 Ц 0 /(γ С Ц С )+V C )/Z 3 ; (10)P = P / (R T θZ 2 ), (11)*где V, m, CT, P – соответственно объем, масса, стоимость активных материалови потребляемая мощность электромагнитной системой в установившемсятепловом режиме; γ с ,γ0– плотность стали и материалапровода; Ц c , Ц 0 – цена единицы массы стали и провода; R т – коэффициенттеплоотдачи; θ – температура перегрева катушки в установившемсятепловом режиме; V 0 ,Vc– объемы материалов провода и стали.В процессе расчетов могут возникнуть варианты электромагнитнойсистемы, не представляющие практического интереса. Системаколичественных ограничений D ∗ (p i ) должна исключить из рассмотренияэти варианты расчетов.Для проведения экстремальных исследований составляют исходнуюсистему уравненийd Э∗ = 0 ; D( p i )[〉, = 〈] p idp, ,i ∗где [>, =, (2h2+ 2d+ hC); (2Z1+ 2Z) ≤ L,где B Д – допустимая индукция в наиболее насыщенной части магнитопровода;q – воздушный зазор между полюсами; Z – межцентровоеCISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5593

расстояние между сердечниками; Z 1 – ширина участка электромагнитнойсистемы между сердечником и крайним полюсом; L – расчетныйгабаритный размер электромагнитной системы по длине.Точное аналитическое решение задачи определения глобальногоэкстремума целевой функции по уравнениям (8), (11) не представляетсявозможным, поэтому для поиска экстремума целесообразно применятьчисленные методы, например,метод деформируемогомногогранника [3]. В отличиеот [3] этот метод использовалсяс ограничениями в видеравенств и неравенств, чтодостигается дополнениемпрограммы блоком проверкипеременного параметра насоответствие заданному диапазонуи блоком присвоенияконца или начала диапазонасоответствующей переменной,если величина ее выходитза пределы диапазонапосле операций растяжения,сжатия, отражения и редукции.Рис. 3.Переменные параметры варьируются в диапазонах:X1 = l / q = 6 ÷ 10,21;X 2 = Z q = 3,2 ÷ 7;X4 = y / Z = 0,25.Первоначально задавались значения начального симплексаX [6;7,4;0;10,21];1(0)X [3,2; 4,5;5;6];2(0)X [0,25]. На рис.3 изображенаблок-схема вычисления функции цели. Для каждой вершины на-4(0)чального симплекса вычисляется функция цели по блок-схемерис. 3. Останов ЦВМ по команде "СТОП" при вычислении функциицели означает, что при заданных диапазонах переменных и исходныхданных не существует варианта электромагнитной системы, имеющегопрактический интерес.Исходные данные для электромагнитного барабанного сепаратораЭБМ-80/170А: L max = 1,7 м, f 0 = 10 3 кА 2 /м 3 [5], B ср =1,57 Т, Z = 0,432 м, d= 0,03 м, D = 0,8 м D J = 0,18 м. Для получения заданной загрузки магнитопровода,диаметр сердечника катушки варьировался в диапазонеD C = 0,26 – 0,3 м .ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5594

аРис.4.бРезультаты расчетов на ЦВМ представлены на рис. 4,а,б в видесемейства изолиний целевых функций а – m =const, б – P =const. Квазиоптимальнаяобласть на рис. 4,а,б заштрихована.Анализ результатов расчета показывает, что минимальные значенияцелевых функций P min , m min существенно зависят от величин* *Х 1 =l/q, X 2 =Z/q . Наблюдаются частные экстремумы (минимумы) целевыхфункций по переменной Х 2 . Рост переменной Х 1 приводит к монотонномуувеличению минимальных значений целевых функций. Экстремумпо переменной Х 2 обусловлен тем, что при малых значениях Х 2увеличивается воздушный зазор между полюсами, следовательно, увеличиваетсямагнитное сопротивление воздушного зазора. Для поддержаниязаданного f0 = H g radH необходимо увеличить м.д.с. катушки,• • • •а это приводит к увеличению массы и мощности катушки. При большихзначениях Х 2 чрезмерно уменьшается воздушный зазор междуполюсами, следовательно, потоки выпучивания чрезмерно уменьшаютсяи соответственно уменьшается величина. Для поддержаниязаданногоf 0 = H radH• • • •**f 0 = H g radH• • • •g необходимо увеличить м.д.с. катушки,а это приводит к увеличению массы и мощности катушки. Такимобразом, по Х 2 существует минимум по критериям оптимальностиP min , m min для всех исследованных Х 1 при значениях Х 2 =5,5-6,0. При**минимизации массы активных материалов полученную зависимостьISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5595

оптимальных значенийm (X 2 ), можно представить аппроксимирую-*щей формулой23( 1,45X− 0,3925Х0, Х )m = 4 X1 22 + 030348∗2. (13)Из уравнения (13) найдем минимум целевой функции m min . Для этого*продифференцируем (13) по Х 2 и приравняем производную нулю, получимm∗2= 4 X1( 1,45 − 0,785X2 + 0,091Х2 ) = 0 . (14)dX 2Оптимальная величина Х 2 при минимизации целевой функцииm min для данного электромагнитного сепаратора ЭБМ-80/170А опре-*делится решением квадратного уравнения (14) Х 2 =5,94.При минимизации мощности полученную зависимость оптимальныхзначений P (X 2 ), можно представить аппроксимирующей формулой*P = 1+0,3593X+ Х∗1 −1,93382X2 0, 1681522. (15)Из уравнения (15) найдем минимум целевой функции P min . Для этого*продифференцируем (15) по Х 2 и приравняем производную нулю, получимP∗= −1,93382X2 + 0,16815Х2 = 0 . (16)dX 2Оптимальная величина Х 2 при минимизации целевой функцииP min для данного электромагнитного сепаратора ЭБМ-80/170А опре-*делится решением уравнения (16) Х 2 =5,75.Выводы:1. Анализ результатов расчета показывает, что минимальные значенияцелевых функций P min , m min существенно зависят от величин**Х 1 =l/q, X 2 =Z/q. Наблюдаются частные экстремумы (минимумы) целевыхфункций по переменной Х 2 . Рост переменной Х 1 приводит к монотонномуувеличению минимальных значений целевых функций.2. Полученные оптимальные значения Х 2 при минимизации целе-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5596

вых функцийP min ,*m min не противоречивы и находятся в диапазоне*5,5-6,0.3. Учитывая, что затраты на активные материалы разовые, а затратына электроэнергию эксплуатационные, то предпочтение следуетотдавать функции цели P min .*Список литературы: 1. Любчик М.А. Расчет и проектирование электромагнитовпостоянного и переменного тока. – М.: Госэнергоиздат,1959. – 224 с.2. Панасенков М.А. Электромагнитные расчеты устройств с нелинейными распределеннымипараметрами. – М.: Энергия, 1971. – 216 с. 3. Химмельблау Д.Прикладное нелинейное программирование. Пер. с англ. И.М. Быховской, Б.Т.Вавилова. Под редакцией М.Л. Быховского. – М.: Мир, 1975. – 535 с.4. Frey К. Anwendungen der Konformen Abbildung auf praktische Probleme desElektromaschienenbaues, 1925. 5. Деркач В.Г., Колычев П.А. Специальные методыобогащения полезных ископаемых. М.: Металлургиздат, 1956. – 344 с.6. Буль Б.К., Карташян В.О., Нестеренко А.П. Проектирование оптимальныхэлектромагнитных систем подвесных железоотделителей // Электротехника. –1981. – №4. – С. 54-57. 7. Нестеренко И.А. Нестеренко А.П. Усовершенствованиематематической модели для расчета магнитной проводимости блокамагнитной системы барабанного сепаратора // Вісник СНУ. – Луганск: СНУ. –2008. – №7. – Ч. 1. 8. Нестеренко И.А., Нестеренко А.П., Середа Е.А. Аналитическийрасчет напряженности магнитного поля блока магнитной системыбарабанного сепаратора // Вісник СНУ. – Луганск: СНУ. – 2008. – №8.Нестеренко Игорь Александрович, 1963 года рождения, г Луганск.В 1985 году закончил Луганский машиностроительный институт поспециальности "Электрические машины и аппараты". Аспирант кафедры"Электромеханика" Восточноукраинского национальногоуниверситетаПоступила в редколлегию 1.11.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5597

УДК 621.3.048.1А.А. САХНО, аспирант ЗНТУ, ЗапорожьеМАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ПРОГНОЗАОСТАТОЧНОГО РЕСУРСА ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА330-750 КВ С БУМАЖНО-МАСЛЯНОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙКОНДЕНСАТОРНОГО ТИПАВ статті розглянуто результати розробки математичної моделі прогнозу залишковогоресурсу трансформаторів струму 330-750 кВ з конденсаторною ізоляцією.Модель основується на теоретичному законі розподілу Гомпертцу тамоделі пропорційних інтенсивностей Коксу, для використання у складі систембезперервного контролю характеристик головної ізоляції.В статье описаны результаты разработки математической модели прогнозаостаточного ресурса трансформаторов тока 330-750 кВ с бумажно-маслянойизоляцией конденсаторного типа. Модель основывается на теоретическомзаконе распределения Гомпертца и модели пропорциональных интенсивностейКокса, для применения в системах непрерывного контроля.Введение. Прогнозирование остаточного ресурса высоковольтногооборудования является частью решения важнейшей задачи повышениятехнической устойчивости электрических машин и аппаратов иэлектротехнических комплексов в целом и имеет важное практическоезначение. Проблема прогноза и оценки текущего остаточного ресурса(ОР) стала актуальна в связи со старением парка электрооборудования.В Украине, на подстанциях 220 кВ и выше, около 50 % оборудованияотработало свой номинальный ресурс, темпы замены оборудованиясоизмеримы с темпами его старения, однако, основная часть этогооборудования имеет достаточно высокие коэффициенты запаса прочности.Поэтому встает вопрос об оценке реального ресурса аппарата ипрогноза его показателей надежности на ближайшие периоды для планированиятехнического обслуживания и капитальных расходов. Важнойзадачей является снижение эксплуатационных расходов на оборудованиеза счет перехода от устаревшей системы технического обслуживанияи ремонтов (ТОиР) к системе обслуживания по реальномутехническому состоянию. Внедрение непрерывной автоматизированнойдиагностики и прогноза ОР является важным этапом в созданииинтеллектуальных электроэнергетических систем и "необслуживаемых"подстанций. В данной статье авторами представлены основныеISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5598

результаты разработки модели прогноза ОР измерительных трансформаторовтока 330-750 кВ с бумажно-масляной изоляцией конденсаторноготипа (БМКИ).Исследователи, сделавшие немалый вклад в развитие теории моделированиянадежности электрооборудования, как правило, используютв своих работах экспоненциальные модели и модели на основезакона распределения Вейбулла для определения эксплуатационнойвероятности безотказной работы [1, c. 53, 2, c. 57]. Основным его свойствомявляется то, что вероятность безотказной работы не зависит отсобытий, произошедших с оборудованием в предыдущем периоде работы,а зависит только от рассматриваемого интервала времени. Такойподход не совсем корректен. Вопросы о недостатках классических моделей,в связи с отсутствием в них учета влияния эксплуатационныхфакторов на оборудование, поднимаются современными отечественнымии зарубежными авторами [3, 4]. Вопросы прогнозирования остаточногоресурса ТТ в эксплуатации не достаточно исследовались учеными,в основном существующие работы посвящены прогнозу ресурсасилового трансформаторного оборудования, как наиболее дорогостоящегоили прогнозу ОР электротехнического оборудования в целом[5]. Недостатком многих моделей является отсутствие учета влияниярежимов эксплуатации и то, что они не позволяют дать количественнуюоценку остаточному ресурсу ТТ.Цель и задачи исследования. Усовершенствование существующейсистемы диагностики на основе разработки методики непрерывнойдиагностики и прогноза остаточного ресурса основной изоляциивысоковольтных ТТ под рабочим напряжением, для современных микропроцессорныхсистем автоматизированного непрерывного контролясостояния высоковольтных ТТ, с целью выявления текущих неисправностейи прогнозирования их состояния, для повышения техническойустойчивости электротехнических систем, обеспечения возможностиперехода к системе ТОиР по реальному техническому состоянию оборудованияи создания «необслуживаемых» подстанций и интеллектуальныхэлектроэнергетических сетей.Моделирование остаточного ресурса измерительных трансформаторовтока. Для создания адекватных моделей прогноза ОР ТТтребуются базы данных измерений всех значимых диагностическихпараметров и отказов по статистически значимой выборке ТТ, причембазы должны вестись автоматически для исключения ошибок и влияниячеловеческого фактора. На данный момент такие базы данных отсутствуют,поэтому их создание в будущем позволит существенноISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5599

уточнить разработанную. В проделанной работе использовалась базаданных периодического контроля состояния всех ТТ 330-750 кВ однойих энергосистем (ЭС) Украины. В базе, сотрудниками службы диагностикиЭС, собиралась информация о ТТ установленных начиная с 1963года при этом данные о диагностике в базу вводились только с 1989года, причем для некоторых единиц эта дата может быть более поздняя.В базе присутствуют только данные о ТТ которые были в эксплуатациипо состоянию на 2001 год, база заканчивается 2008-м годом.Таким образом, отсутствуют сведения:– о трансформаторах, которые были установлены и отказали до2001 года;– диагностическая информация о ТТ до 1989 года (на некоторыхТТ год может колебаться);– о находящихся в эксплуатации трансформаторах тока по состояниюна 2008 г. и полученные после 2008 года.Согласно математической терминологии такие данные называютсяограниченные слева и цензурированные справа. Объем выборкисоставлял 565 единиц ТТ 330-750 кВ. При этом ТТ были разбиты на 5групп (табл. 1). Двухкаскадные ТТ (рымовидные 750 кВ) – рассматриваютсяпри расчетах как два трансформатора.Таблица 1 – Характеристика групп исследуемой выборки ТТКод группыОписаниегруппыСред. длит.эксплуатации,летСтандарт.отклон. сред.длит. эксплуатации,пол-лет Кол-воных наблюденийценз-Кол-вованных наблюденийTog SF 6 0.5 1.112 8 14 22Tfrm_n Р 1 – Н 2 34.0 6.773 10 19 29Tfrm_g Р – Г 3 20.0 7.369 7 312 319tfum_g У 4 – Г 16.0 7.377 5 97 102tfum_n У – Н 35.0 8.624 28 65 93Всего 21.0 9.848 58 507 565Примечания:1 – рымовидная вторичная обмотка, 2 – негерметичный, 3 – герметичный,4 – U-образная первичная обмотка, SF 6 – элегазовая основная изоляция.ВсегоВ 57 наблюдениях, что составляет около 10 % от всей выборки,отсутствовали значения некоторых ковариат, и они были замещенымедианой значений, полученных от ТТ с полными данными. ОтказамиISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55100

считались авария аппарата или его отбраковка и отказ от дальнейшейэксплуатации по причинам неудовлетворительных результатов "оффлайн"диагностики. Группа ТТ с элегазовой изоляцией (tog) малочисленнаи опыт эксплуатации данного типа ТТ статистически не значителен,это связано с тем, что элегазовые ТТ только начали использоватьсядля опытной эксплуатации в начале 2000-х годов в отечественныхсетях, поэтому данная группа ТТ не будет участвовать в дальнейшихрасчетах по построению модели прогноза. Таким образом модельограничивается только ТТ 330-750 кВ с БМКИ. Все расчеты по обработкеэкспериментальных данных выполнялись в пакете STATISTICA6.0 с использованием модуля Survival Analysis.Прогнозировании времени отказа. При прогнозировании времениотказа особую актуальность приобретает выяснение того, являютсяли выбранные в гипотезе диагностические критерии связаннымис временами эксплуатации трансформаторов тока. При наличии такойзависимости рассчитывается подходящая математическая модель иоценивается значения ее параметров. Такую модель проблематичностроить при помощи классической множественной регрессии по несколькимпричинам. Во-первых, времена жизни не являются нормальнораспределенными. Во-вторых, имеется проблема с цензурированными,т.е. незавершенными наблюдениями, т.е. с теми отказ или отбраковкакоторых не произошла до 2008 года. Проделанные в работерасчеты по каждой группе ТТ подтверждают, что наиболее точно эмпирическимданным соответствует теоретическое распределение интенсивностейотказов Гомпертца и Вейбулла. Закон Гомпертца-Мейкема позволяет учесть влияние на надежность оборудования какслучайных факторов, так и "износовых" явлений [6]. Закон Вейбуллапредполагает, что все ТТ на начальном этапе эксплуатации находятсяв идеальном состоянии, однако это не так, вследствие несовершенствапроизводства, основная изоляция ТТ с БМКИ всегда имеет ряд дефектов,которые усиливаются под воздействием времени и эксплуатационныхвоздействий поэтому. При построении модели, отказы, произошедшиепо причине форс-мажорных обстоятельств (буря, взрыв соседнегооборудования), а также по вине человеческого фактора неучитывались как отказы. Они носят случайный характер, учесть которыйв прогнозе не возможно, поэтому из закона Гомперца-Мейкемавыпадает слагаемая отвечающая за случайные обстоятельства, и остаетсячистый закон Гомпертца. В обоих законах распределения Гомпертцаи Вейбулла интенсивность отказов может увеличиваться иуменьшаться с течением времени, а также частным случаем обоих за-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55101

конов является экспоненциальная модель распределения, поэтому ониво многом схожи.В работе предлагается использовать модель пропорциональных интенсивностейКокса, это наиболее общая регрессионная модель, посколькуона не связана с предположениями относительно распределениявремени выживания. Модель предполагает, что процесс износа ресурсапроисходит независимо от эксплуатационных воздействий. Далее предполагается,что вероятность отказа в любой момент времени рассчитываетсяиз значения, зависящего от времени (процесса старения) и коэффициента(зависящего от параметров воздействия на ТТ). Модель некумулятивная,т.к. рассчитывает мгновенный риск отказа [8]. В случае сТТ, модель не должна быть кумулятивной, т.к. диагностические критериивведенные в модель являются кумулятивной оценкой текущего состоянияизоляции отражая в себе весь период эксплуатации ТТ. РасчетОР, т.е. прогноз времени отказа, базируется на предположении, чтодальнейший износ ресурса будет происходить только из-за старения.После аварийного воздействия, значения критериев изменяются, приэтом значения ОР должно пересчитываться, поэтому модель должнаприменяться только в составе системы непрерывного контроля характеристикосновной изоляции ТТ. Так как стандартная ошибка оценкифункции вероятности безотказной работы (ВБР) на порядки ниже самойоценки, то именно функция ВБР используется для прогностических целей.Предложенная модель предполагает, что функция ВБР имеет некоторыйуровень, являющийся функцией независимых переменных. В ходепроведенной систематизации литературных источников и оценкивозможности контроля в процессе эксплуатации, были выбраны следующиекритерии, в качестве независимых переменных: тангенс угладиэлектрических потерь основной изоляции (tgδ 1 ), изменение емкостиосновной изоляции (ΔC 1 ), изменение tgδ 1 (Δ tgδ 1 ), скорость измененияtgδ 1 (v_ tgδ 1 ), коэффициент температурной зависимости tgδ 1 (α). Такимобразом выдвигается гипотеза о связи tgδ 1 , ΔC 1 , Δ tgδ 1 , v_ tgδ 1 , α и количествалет в эксплуатации (t e ) с ОР (R o ) изоляции трансформаторов тока330-750 кВ. При этом все диагностические критерии являются прогностическимидля долгосрочного прогноза вероятности отказа ТТ. ПараметрΔC 1 является мгновенным признаком частичного отказа и служитпрогнозом предстоящего взрыва ТТ, его связь с отказом аппарата установленаи в подтверждении не нуждается.Модель для расчета мгновенной ВБР может быть и записана вследующем виде:S(t, (tgδ 1 , Δ tgδ 1 , v_ tgδ 1 , α))=ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55102

= S 0 (t) exp(b1∙tgδ1+ b2∙Δ tgδ2+b3∙v_ tgδ3+b4∙α) (1)где S(t, (tgδ 1 , Δ tgδ 1 , v_ tgδ 1 , α)) – результирующая интенсивность, призаданных для соответствующего наблюдения значениях ковариат, S 0 (t)– базовая функция интенсивности, она равна интенсивности в случае,когда все независимые переменные равны нулю.Для оценки адекватности модели вычисляется значение критериякак функции логарифма правдоподобия для модели со всеми оцененнымипараметрами (L 1 ) и логарифма правдоподобия модели, в которой всековариаты обращаются в 0 (L 0 ). Если величина χ 2 статистически значима(уровень значимости p

чимо (уровень значимости 0,000001, что существенно меньше 0,05),поэтому можно сделать вывод, что некоторые диагностические критериисвязаны с выживаемостью ТТ.В табл. 3 приведены результаты расчета модели:– Beta – приведены оценки параметров (коэффициенты при соответствующихпеременных в регрессионном уравнении),– SE – стандартные ошибки,– значения t-критерия, (отношение соответствующих элементовпервого и второго столбца), значимыми считаются параметры с t > 2.0.– р – уровень значимости (значимы при р

контролю, и решение о выводе ТТ принимались с учетом того, что ТТможет отказать до следующего контроля, в то время как на самом делеон будет продолжать безотказную работу со снижением вероятностибезотказности. Выбор таких граничных значений допустим только принепрерывном контроле, когда ОР будет корректироваться в реальноммасштабе времени. Таким образом, получается, что оборудование можетпродолжать свою эксплуатацию, если ВБР его на прогнозируемоминтервале менее указанных значений и оборудование отбраковывается,если вероятность отказов более этих значений. Эти величины могутбыть уточнены при получении достаточного опыта в эксплуатацииподобных систем или нормативными документами в конкретных энергосистемах.Далее используя разработанную модель производилсярасчет ОР для анализируемой выборки из 543 трансформаторов тока.Анализ случаев прогноза высокого ОР показал, что модель не можетадекватно предсказать ресурс ТТ выведенных по причине: течи масла(повреждения фарфоровой покрышки) и низкого сопротивления последнихслоев изоляции (можно зафиксировать непрерывным измерениемпроводимости изоляции или методом предложенным в [10], посленакопления опыта его использования).Таблица 4. Прогноз по группе отказавших ТТХарактер-ка состояния Отказ.,шт. Усеч., шт.Отработали ресурс 24 20ОР на грани отработки 5 17ОР от 5 до 10 лет 1 49ОР более 10-ти лет 18 409Всего 48 495Система правильно отбраковывала ТТ с повышенным tgδ 1 основнойизоляции c повышенным tgδ масла, с повышенным газо- влагосодержаниеммасла. По данным прогноза, в энергосистеме работает7% (37 шт.) ТТ требующих обследования.Выводы. Ухудшение технического состояния основной изоляцииТТ происходит непрерывно, как при работе в номинальных, так и ваварийных и недогруженных режимах. Разработанная модель учитывает,что процесс износа происходит в разных режимах работы с разнойинтенсивностью. В работе был осуществлен выбор диагностическихкритериев выдвинута гипотеза о их связи с показателями надежностиТТ. Рассчитаны функции вероятности безотказной работы наоснове распределения по закону Гомпертца, который наиболее точносоответствует эмпирическим данным, что было подтверждено в рабо-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55105

те. Впервые, разработана модель количественной оценки остаточногоресурса ТТ. Модель предполагает расчет остаточного ресурса при сохранениизначений ковариат во всем прогнозируемом периоде, поэтомуее применение возможно только в составе СНК изоляции ТТ.Список информационных источников. 1. Гук Ю.Б. Теория надежности в электроэнергетике:Учеб. пособие для вузов / Гук Ю.Б. – Л.: Энергоатомиздат. – 1990.– 208 с. 2. Фокин Ю.А. Оценка надежности систем энергоснабжения / Фокин Ю.А.,Туфанов В.А. // М.: Энергоатомиздат. – 1981. – 224 с. 3. Li Z. Failure event predictionusing the Cox proportional hazard model driven by frequent failure signatures / ZhiguoLi, Shiyu Zhou, Suresh Choubey, Crispian Sievenpiper // IIE Transactions. – 2007. –Vol. 39. – Issue 3. – P. 303 – 315. 4. Андреев Д.А. Совершенствование методовраcчета эксплуатационной надежности электрооборудования электростанций иподстанций: автореф. дис. … канд. техн. наук: спец. 05.14.02 "Электростанции иэлектроэнергетические системы" / Д.А. Андреев. – Иваново, 2006. – 23 с. 5. Hong Y.Prediction of remaining life of power transformers based on left truncated and right censoredlifetime data / Y.Hong, W.Q.Meeker J.D. McCalley // Annals of Applied Statistics.– 2009. – Vol. 3. – No. 2. – P. 857-879. 6. Смородов Е.А. Методы повышения надежностии эффективности технологического и энергетического оборудования в процесседобычи и транспорта нефти и газа: автореф. дис. … доктора техн. наук: спец.05.02.13 "Машины, агрегаты и процессы", 05.26.03 "Пожарная и промышленнаябезопасность" (нефтегазовая отрасль) / Е.А. Смородов. – Уфа, 2004. – 47 с. 7. BartleyW.H. Analysis of Transformer Failures / William H. Bartley // Int. Association ofEngineering Insurers 36 th Annual Conference, Stockholm, 2003. – Режим доступа:www.bplglobal.net/eng/ knowledge-center/download.aspx?id=191. 8. Cox D.R. RegressionModels and Life-Tables / D.R. Cox // Journal of the Royal Statistical Society. SeriesB (Methodological). – 1972. – Vol. 34. – No. 2. – P. 187-220. 9. Боровиков В.STATISTICA. Искусство анализа данных на компьютере: Для профессионалов. 2-еизд. / Боровиков В. – СПб.: Питер, 2003. – 688 с. 10. Яцейко А.Я. Діагностика ізоляціївисоковольтних трансформаторів струму під робочою напругою: автореф. дис.… канд. техн. наук : спец.: 05.14.02 – "Електричні станції, мережі і системи" /Яцейко А.Я. – К., 2008. – 18 с.Сахно Александр Анатольевич, аспирант ЗНТУ. Защитил дипломинженера в ЗНТУ по специальности электрические машины и аппаратыв 2004 г. Ведущий специалист отдела АСУТП ООО "Энергоавтоматизация"с 2005 г.Научные интересы связаны с проблемами диагностики состояниявысоковольтных аппаратов под рабочим напряжением в режиме эксплуатации.Поступила в редколлегию 30.09.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55106

УДК 621.313В.І. ТКАЧУК, д-р техн. наук, проф., Національний університет"Львівська політехніка", ЛьвівІ.Є. БІЛЯКОВСЬКИЙ, канд. техн. наук, доц., Національний університет"Львівська політехніка", ЛьвівЕЛЕКТРОПРИВОД КОЛІС ВУЗЬКОКОЛІЙНОГОТРАМВАЮ НА БАЗІ ВЕНТИЛЬНОГО ДВИГУНАЗапропоновано електропривод коліс трамваю з вузькою колією на базі вентильногореактивного двигуна з ємнісними накопичувачами енергії, який за енергетичнимипоказниками не поступається тяговим колекторним двигунам, завищої надійності і меншого об’єму активної частиниПредложен электропривод колес трамвая с узкой колеей на базе вентильногореактивного двигателя с емкостными накопителями энергии, который по энергетическимпоказателям не уступает тяговым коллекторным двигателям, привысшей надежности и меньшем объеме активной частиВступ. Одним із проявів світової тенденції розвитку виробництвависокотехнологічної електротехнічної продукції є певні успіхи в галузістворення нового покоління регульованих електроприводів із використаннямвентильних електродвигунів (ВД). Такі електроприводи випускаютьнині практично усі провідні електротехнічні компанії. Пропозиціяна ринку ВД характеризується широким діапазоном потужностей– від одиниць ват до сотень кіловат, для усіх галузей промисловості.При цьому фахівці вважають, що ВД нині є найбільш перспективнимиз посеред інших типів двигунів, які застосовуються у сучасних регульованихелектроприводах малої й середньої потужності, що пояснюєтьсянизкою відомих конструктивних і техніко-експлуатаційних перевагпорівняно з існуючими типами електричних машин. Найістотнішіз них – безконтактність і відсутність вузлів, які вимагають обслуговування,підвищені експлуатаційний ресурс і надійність ВД порівняноз двигунами постійного струму та асинхронними двигунами з фазнимротором. Високі швидкодія та енергетичні показники ВД незначнозмінюються за зміни навантаження та під час коливань напруги мережі,у той час як в асинхронних двигунах коефіцієнт віддачі помітнозалежить від зміни напруги і навантаження, що особливо приваблюєрозробників електроприводів широкого кола застосування, зокрема,для транспортних засобів [5].Стан проблеми. При використанні постійних магнітів для збу-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55107

дження ВД виникають певні проблеми: по-перше, відносно висока вартістьякісних магнітів; по-друге, намагніченість обмежує значеннямаксимальної густини магнітного потоку і тому дешевші феритовімагніти через низьку намагніченість не дозволяють отримати великиймомент; по-третє, з погляду застосування в електроприводі транспортнихзасобів істотне значення має вигляд механічної характеристикидвигуна, яка в цьому випадку є надто "жорсткою".В той же час електромеханічний перетворювач ВД може бутивиконаним із пасивним вторинним елементом [1]. При цьому забезпечуютьсядостатньо рівномірна частота обертання у режимі самокомутації,а механічна характеристика має вигляд "тягової", як в серієснихдвигунів постійного струму.З іншого боку, останнім часом у світі помітне відродження інтересудо трамваю, зумовлене можливістю за допомогою сучасних технічнихрішень максимально збільшити пропускну здатність трамвайнихмаршрутів. Однак, в окремих містах України, в тому числі й уЛьвові, ширина трамвайної колії – 1000 мм, і проходить вона вузькимивулицями з поворотами малого радіусу та підйомами і спусками. Згаданіобставини, поряд із сучасними тенденціями розвитку техніки,сприяли появі проекту трамваю, який окрім вузької колісної бази мавби й низьку посадку. Серед ряду переваг – низький рівень підлоги,який дозволяє з мінімальним часом здійснювати посадку–висадку безпосередньоз тротуару та забезпечує реальну можливість повноцінногокористування для інвалідів у візках. Очевидно, постає актуальна задачарозроблення відповідного електроприводу для такого трамваю.Задачі досліджень. Проект трамваю передбачає зовнішнє розташуваннячотирьох двигунів для приводу коліс у блоці з редуктором ігальмівним механізмом, що можливозавдяки вузькій колії. Запропонованіваріанти розташування двигунівнаведено на рис.1.Для приводу коліс трамваю запропоновановентильний реактивнийдвигун (ВРД) з ємнісними накопичувачамиенергії (ЄНЕ), що, яквідомо [1], складається з електромеханічногоперетворювача (ЕМП),Рис. 1.давача положення ротора (ДПР) таелектронного комутатора (ЕК). ЕК можуть бути використані для регулюваннячастоти обертання, моменту тощо, тому до базової структуридоцільно ще застосувати систему керування (СК). Електромеханічнийперетворювач та давач положення ротора зазвичай об’єднують в одинISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55108

конструктивний вузол, а комутатор і систему керування в інший.Схема електронного комутатора. На відміну від ВРД із відомимиелектронними перетворювачами, які мають невисокі енергетичніпоказники та, відповідно, обмежене застосування, для ВРД із ЄНЕ кафедроюелектричних машин та апаратів Львівської політехніки запропонованосхеми ЕК, (наприклад, рис. 2), застосування яких дозволяєодночасно використатиенергію, запасену в електромагнітномуполіякоря ЕМП, обмежитиРис. 3.Рис. 2.наростання зворотноїнапруги транзисторногоключа комутатора додопустимого рівня тазначно зменшити динамічнівтрати на перемикання транзистораперетворювача внаслідок перехопленняструму вимикання транзистора колом зарядуконденсатора [1].У ВРД застосована псевдо U-подібнаконструкція статора (рис. 3) з практично відсутнімиелектромагнітними зв’язками між секціями,що підвищує стійкість роботи електроннихкомпонентів та енергетичні показники завдякименшій, порівняно з класичною конструкцією,довжині магнітних силових ліній, а отже, і втратам в сталі.В індукторних машинах електромеханічне перетворення енергіїздійснюється за рахунок модуляції параметрів машини. У машинах ізненасиченим магнітним колом енергія, яка запасається у магнітномуполі дорівнює енергії, яка перетворюється у механічну, а тому й коефіцієнтвіддачі ВД із ЕМП індукторного типу та однопівперіоднимкомутатором традиційного виконання навіть нехтуючи тепловимивтратами у машині не може перевищувати 50%.Тому для покращення енергетичних показників ВД з пасивнимротором необхідно використовувати енергію, яка запасена у магнітномуполі обмотки якоря, для форсування струму секції. Задача створенняВД на базі простої, технологічної індукторної машини зводиться достворення таких схемних рішень, які б дозволили використовуватинакопичену у магнітному полі секції якірної обмотки енергію для виконаннякорисної роботи. На рис.2. показано одну зі схем транзисторнихкомутаторів із послідовними ємнісними накопичувачами, а принципроботи даної схеми наведений в [1].ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55109

Розрахунки та експериментальні дослідження показують, що застосуваннясхем з ємнісними накопичувачами енергії у ВД з пасивнимротором покращують його коефіцієнт віддачі у 1.7-1.8 рази порівняно зсхемою зі стабілітронним захистом від перенапруг на силових ключахкомутатора.Згідно з проектом, електропривод повинен забезпечити наступнітехнічні параметри трамваю: прискорення та максимальна швидкістьруху на горизонтальній дільниці – 1,4 м/с 2 та 70 км/год відповідно;максимальний кут підйому – 8º [4]. Розміри двигуна не повинні виходитиза межі 500 мм за довжиною та 600 мм – за шириною.Проектування двигуна проведено за використання розробленої накафедрі електричних машин та апаратів автоматизованої системи проектування(АСП) вентильних реактивних двигунів із накопичувачамиенергії [2]. Система складається з головної програми, 16-ти підпрограмта файлів даних, має відкриту структуру та дає змогу здійснювати розширеннята модернізацію під час розвитку завдань проектування тадослідження ВРД з ЄНЕ. Підсистема готує необхідні вхідні дані дляпроведення досліджень електроприводу на базі ВД із ЄНЕ в підсистеміавтоматизованого дослідження вентильних реактивних двигунів [3].Для забезпечення можливості синтезу двигунів вищих потужностей танапруг в АСП заздалегідь було внесено відповідні зміни.Оскільки методики проектування традиційних типів електричнихмашин (асинхронних, синхронних, постійного струму) базуються навиборі величин електромагнітних навантажень (індукції у повітряномупроміжку і окремих частинах магнітопроводу, лінійного навантаження,густини струму тощо), досвід вибору яких обмежений, вказані величинипотребують відповідних уточнень. Тому, використовуючи теоріюелектромеханічного перетворення енергії у ВРД з ємнісними накопичувачамиенергії, а також порівняльний аналіз моменту і електромагнітнихнавантажень ВРД з буферами енергії з колекторними двигунамипостійного струму, в [1] наведено вирази для розрахунку геометричнихрозмірів магнітопроводу ВРД з пасивним ротором класичної тапсевдо-U-подібної конструкції. Однак, внаслідок відсутності досвідупроектування вентильних двигунів з пасивним ротором, не можна такожскористатись прийнятим в практиці проектування традиційнихтипів електричних машин методом, коли за даними спроектованихмашин аналогічної або близької конструкції та потужності попередньозадаються рекомендованими значеннями електромагнітних навантаженьта інших незалежних змінних. Тому, вибір значень незалежнихпараметрів під час проектування двигунів такого типу здійснюється,опираючись на результати досліджень, проведених на кафедрі "Електричнімашини та апарати".ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55110

Рис. 4.За критерій оптимальності вибраноговаріанту двигуна слугувала механічнахарактеристика та максимальний момент,який зможе розвинути двигун. В результатіпроектування отримано двигун, фрагментпоперечного перетину якого наведенона рис. 4, з наступними даними:Мінімальна напруга живлення – 550В; корисна потужність – 34 кВт; частотаобертання, 1500 об/хв; коефіцієнт віддачі– 75,4%; момент навантаження – 250 Нм;ємність конденсатора – 2,5 мкФ.Двигун досліджено з використаннямрозробленої на кафедрі автоматизованої підсистеми дослідженняВРД з ємнісними буферами енергії [4], вхідними даними для якої єрозрахований за допомогою програми проектування файл вихіднихданих. Було проведено кількаваріантів симуляції роботи ВРДу пускових та квазіусталенихрежимах роботи, при навантажувальнихмоментах – максимальному250 Нм (рух трамваюз максимальним прискоренням),та 20 Нм (рух з максимальноюшвидкістю на горизонтальнійдільниці).ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55111Отримана механічна характеристикаспроектованого дви-Рис.5.гуна показана на рис.5. За результатами дослідження двигуна уточненодинамічні показники трамваю.Висновки. Розроблений ВРД з ЄНЕ для приводу коліс вузькоколійноготрамваю, який за найважливішими показниками не поступаєтьсятяговим колекторним двигунам. Для проектування двигуна використаномодернізовану для таких задач та протестовану системупроектування, яка складається з комплексу програмних модулів, кожнийз яких виконує певний етап розрахунку: розрахунок геометрії машини,розрахунок обмоткових даних, розрахунок магнітного кола тощо.Інформаційне забезпечення підсистеми складається з бази даних, уяку входять характеристики намагнічення електротехнічних сталейрізних марок, а також довідникова інформація, яку підсистема надаєкористувачу в інтерактивному діалоговому режимі роботи. Двигун маєгеометричні розміри, які дозволяють монтувати його зовні колісного

візка разом з редуктором і гальмом та забезпечує необхідні динамічніхарактеристики під час рушання, розгону та руху трамваюпри підйомі на заданий кут.Результати дослідження з використанням відповідної автоматизованоїсистеми показують, що електропривод на базі спроектованогодвигуна забезпечує на горизонтальній ділянці необхідну швидкістьтрамваю 75 км/год. Потужність, яку розвиває двигун на одиницю вагитрамваю (тону), становить близько 7 кВт/т, що приблизно відповідаєсучасним трамваям, які випускаються зарубіжними та вітчизнянимивиробниками. Розраховане прискорення при русі трамваю по рівнійділянці та повному завантаженні пасажирами становить: а=1,7 м / с ,тоді, як у аналогічних трамваїв прискорення знаходиться у межах 1,1-1,5. Максимальний кут нахилу, під яким трамвай зможе рухатись вгорубез прискорення з швидкістю 30 км/год, становить 10,4 o , проти 8 o ,як вказано у більшості технічних вимог до трамваїв.Список літератури: 1. ТкачукВ. Електромеханотроніка: – Львів: ВидавництвоНаціонального університету "Львівська політехніка", 2006. – 440 с. 2. ТкачукВ.І., Гайдук В.Г., Каша Л.В. Автоматизована система проектування вентильнихреактивних двигунів // Вісник Національного університету "Львівська політехніка":Тем. вип. "Комп’ютерні системи проектування. Теорія і практика". –2003. – №471. – С. 50-64. 3. Ткачук В.І. Підсистема автоматизованого дослідженнявентильних реактивних двигунів // Технічна електродинаміка. 1998. –С. 180 - 187. 4. Бондаревский Д.И., Черток М. С., Пономарев А. А. Трамвайные вагоныРВЗ-6М2 и КТМ-5М3. М.: Изд-во "Транспорт", 1975 – 315 с. 5.http://www.electroprivod.org.ua/auther.html.Ткачук Василь Іванович, професор, доктор технічних наук. В 1972р. закінчив Львівський політехнічний інститут за спеціальністю електроприводі автоматизація промислових установок. В 1987 р. захистивкандидатську дисертацію в Уральському політехнічному інститутіза спеціальністю електричні машини. Вчене звання доцента присудженов 1990 р. В 1999 р. в Державному університеті "Львівськаполітехніка" захистив докторську дисертацію за спеціальністю електричнімашини і апарати. В 2001 р. присвоєно вчене звання професоракафедри електричних машин. Завідувач кафедри "Електричні машинита апарати", віце-директор Інституту енергетики і систем керуванняНаціонального університету "Львівська політехніка".Наукові інтереси пов’язані з проблемами створення сучасних високоефективнихелектроприводів на базі вентильних двигунів, системавтоматизованого їх проектування та дослідження.2ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55112

Біляковський Ігор Євгенович, доцент, кандидат технічних наук. В1980 р. закінчив Львівський політехнічний інститут за спеціальністюелектричні машини. В 1996 р. захистив кандидатську дисертацію вЛьвівському політехнічному інституті за спеціальністю електричнімашини. Вчене звання доцента присуджено в 1999 р. З 1997 р. доценткафедри електричних машин та апаратів Національного університету"Львівська політехніка".Наукові інтереси пов’язані з проблемами дослідження та проектуванняспеціальних електричних машин та систем керування спеціальними електричнимимашинами.Надійшла до редколегії 12.10.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55113

УДК 621.316А.А. ЧЕПЕЛЮК, канд. техн. наук, доц., НТУ "ХПИ", ХарьковВ.Л. ЕМЕЛЬЯНОВ, ст. преп., НТУ "ХПИ", ХарьковАНАЛИЗ КОНСТРУКТИВНЫХ СХЕМЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКИХ УСТРОЙСТВАВТОМАТИЧЕСКОГО ВКЛЮЧЕНИЯ РЕЗЕРВАНАПРЯЖЕНИЕМ 0,4 кВПроведено аналіз конструктивних схем пристроїв автоматичного ввімкненнярезерву напругою 0,4 кВ. Визначені перспективні шляхи удосконалення системАВР з використанням вітчизняної елементної бази.Проведен анализ конструктивных схем устройств автоматического включениярезерва напряжением 0,4 кВ. Определены перспективные пути усовершенствованияустройств АВР с использованием отечественной элементной базы.Введение. Устройства автоматического включения резерва (АВР)широко используются в системах гарантированного электроснабженияна промышленных предприятиях, объектах связи и транспорта, медицинскихучреждениях для обеспечения надежности электроснабженияпотребителей 1-й и 2-й категории и выполняют функцию переключенияпотребителей между основным и резервным источниками питания,в случае появления неисправности или недопустимом отклонении параметровсети в одном из них [1]. В зависимости от категории предприятияпри использовании систем резервного электропитания, имеютсядва либо три источника питания. В первом случае это два независимыхсиловых ввода от различных трансформаторных подстанцийили от трансформаторной подстанции и автономного источника, напримердизельной электростанции (генератора), а во втором к двумсиловым вводам от различных трансформаторных подстанций добавляетсяавтономный источник.В последнее время в Украине наблюдается увеличивающийсяспрос на АВР напряжением 0,4 кВ, что объясняется повышеннымитребованиями современных электроприемников к надежности своегоэлектроснабжения. Стремясь удовлетворить спрос на указанные устройства,целый ряд отечественных производителей электрощитовогооборудования освоил выпуск разнообразных устройств АВР электромеханическоготипа с номинальными токами от 10 до 6300 А [5-8 идр.] различного функционального назначения (устройства АВР на вво-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55114

де, двойной АВР на вводе, секционный и сетевой АВР). Указанныеустройства АВР могут быть классифицированы: по режиму приоритетоввводов АВР (устройства АВР с фиксированным, переменным и безприоритета одного из вводов); по количеству срабатываний АВР (устройстваАВР однократного и многократного действия); по выдержкевремени при срабатывании АВР (устройства АВР без выдержки, сфиксированной выдержкой времени или автоматически меняющейся взависимости от вида повреждения выдержкой времени срабатывания)и др. [2-5 и др.].Цель работы – технико-экономический анализ конструктивныхсхем устройств АВР сложившегося в Украине рынка таких устройстви выработка рекомендаций по усовершенствованию устройств АВР сиспользованием отечественной элементной базы.Вне зависимости от функционального назначения, конструктивноэлектромеханическое устройство АВР может быть представлено в видесистемы управления и силовых коммутационных аппаратов, обеспечивающихпереключение источников питания. Для защиты отводящихлиний от коротких замыканий и токовых перегрузок в системах АВРустанавливаются соответствующие аппараты защиты (автоматическиевыключатели или предохранители).Схемы и конструктивные реализации систем управленияАВР. Схемы управления современных АВР могут быть выполнены нарелейной элементной базе или с использованием систем микропроцессорногоуправления.Системы управления АВР, выполненные на релейной элементнойбазе [3-5], в зависимости от назначения АВР могут выполнять контрольпитающих напряжений, обеспечивать (при необходимости) требуемыевыдержки времени при переключении в случае отклоненияпитающего напряжения рабочего (в данный момент времени) ввода отнормы, выдавать, в случае аварийных ситуаций в питающих линиях,команды силовым коммутирующим аппаратам на переключение вводов,а также обнаруживать аварийные режимы в линиях электроприемникови выдавать команды на их отключение (без переключения надругой ввод). В состав таких систем, как правило, входят реле контролятрехфазного напряжения, реле времени, промежуточные реле.Помимо указанных выше функций, микропроцессорные системыуправления позволяют также контролировать частоту и фазу обоихисточников и разрешать переключение только в том случае, если фазовыйсдвиг не превышает допустимый. Кроме того, микропроцессорныесистемы управления АВР позволяют измерять в цифровом виде нетолько величину напряжения и тока в каждой фазе, но и другие необ-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55115

ходимые параметры (реактивную составляющую тока, средние значениянапряжения и тока, cos ϕ, К-фактор, активную и реактивную мощности,количество потребленной электроэнергии в кВт⋅ч, перекос фаз в%), а также подсчитывать количество переключений и составлять протоколпереключений в реальном масштабе времени. Такие системыуправления содержат жидкокристаллические или светодиодные информационныепанели, на которые при необходимости выводится указаннаяинформация и, как правило, имеют возможность подключенияк коммуникационному порту персонального компьютера непосредственнолибо через телефонную линию. В совокупности со специальнымпрограммным обеспечением это позволяет дистанционно управлять иконтролировать состояние устройства АВР. Несколько таких переключателейАВР, расположенных в разных местах, могут объединяться всеть и управляться оператором с одного компьютера.Такие системы управления управляют силовыми коммутационнымиаппаратами и выпускаются в виде отдельных блоков - контроллеровсистем АВР в модульном или щитовом исполнениях (серии ATK,RGAM, RGK производства Lovato electric; серии MX150, МХ250, ADin,AE Plus, B Plus 3ATS производства General Electric; серии ATS021,ATS022 производства ABB; серия БУАВР производства НПП "ВЭЛ"(Украина) и др.), а, также, встроенными в конструкции переключателейАВР (серии ATyS M, ATyS 3, ATyS 6 производства Socomec; серииOMD200, OMD300, OMD800 производства ABB и др.), что обеспечиваетменьшие габариты устройств АВР. Микропроцессорные системыуправления АВР, выполненные в виде отдельных блоков – контроллеровсистем АВР являются более универсальными, поскольку они непривязаны к конструкциям коммутационных аппаратов конкретныхпроизводителей.Анализируя представленные на украинском рынке микропроцессорныесистемы управления устройствами АВР, следует отметить, чтобольшинство из них – зарубежного производства. Вместе с тем, некоторыеотечественные производители предлагают контроллеры системАВР собственной разработки и производства, выполненные на импортнойэлементной базе, которые выгодно отличаются от импортныханалогов контроллеров систем АВР ценой.Силовые коммутационные аппараты АВР. Производители устройствАВР, предлагают различные типы устройств АВР, где в качествесиловых коммутационных аппаратов используются контакторы,автоматические выключатели и выключатели нагрузки с электромагнитнымиили с мотор-приводами, выключатели нагрузки с моторприводом,а также специальные двухпозиционные переключатели дляISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55116

АВР. Каждое из таких технических решений имеет свою область применения,ограниченную техническими характеристиками коммутационныхаппаратов (минимальное время переключения, категория применения,диапазон номинальных токов и др.).В устройствах АВР на базе автоматических выключателей дляреализации дистанционного (автоматического) управления такимивыключателями, они должны быть оснащены приводным включающиммеханизмом (электромагнитным или мотор-приводом), независимымрасцепителем (для отключения), должны содержать вспомогательныеконтакты, с помощью которых может быть реализована электрическаяблокировка выключателей, а также должны иметь механическуюблокировку (рычажную или тросовую), исключающую возможностьодновременного включения выключателей, что может привестик серьезным авариям в системах электроснабжения.Следует отметить, что в системах АВР, где, в качестве коммутационныхаппаратов, применяются автоматические выключатели состационарным набором расцепителей, эти аппараты будут выполнятьне совсем свойственную им в АВР функцию – защиту цепей от аварийныхрежимов (коротких замыканий и токовых перегрузок). Эточревато тем, что при срабатывании одного из таких выключателей попричине короткого замыкания или токовой перегрузки в отводящейлинии на эту аварийную линию другим выключателем будет переключенрезервный ввод. Поэтому применение таких выключателей являетсяоправданным лишь при наличии в них вспомогательных контактов,сигнализирующих не только о состоянии выключателя (включен иливыключен), но и об его аварийном срабатывании, что позволит системеуправления заблокировать от включения другой выключатель.Устранение указанного выше недостатка достигается за счет примененияв системах АВР, в качестве коммутационных аппаратов, выключателейнагрузки, созданных на базе вышеупомянутых автоматическихвыключателей.Анализ рынка АВР на базе автоматических выключателей в Украинесвидетельствует о том, что широкого применения в системахэлектроснабжения с токами до 630 А такие АВР не находят. Это можетобъясняться их более высокой стоимостью в указанном диапазоне токовпо сравнению с другими силовыми коммутационными аппаратами.АВР на базе автоматических выключателей более широко представленыв диапазоне больших токов (от 630 до 6300 А). Как правило, такиевыключатели имеют микропроцессорное управление, что позволяет ихлегко настраивать на работу в системах АВР, и возможность реализациимеханической блокировки с одним или двумя аналогичными вы-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55117

ключателями.Некоторые производители предлагают устройства АВР на номинальныетоки от десятков до 3150 А, в которых, в качестве коммутационныхаппаратов, применяются переключатели нагрузки с моторприводомизвестных зарубежных производителей (Socomec, АВВ, GaweElectro SA и др.) с возможностью ручного переключения вводов. АВР стакими переключателями позволяют вести переключение под нагрузкойкатегории применения не выше АС22, АС23 и время их переключениядостигает 2 с, что существенно ограничивает их применение.Всемирно известная фирма ASCO (США), представленная нарынке Украины, выпускает широчайший ассортимент AutomaticTransfer Switch (ATS) с микропроцессорным управлением на токи от30 до 4000 А, являющиеся аналогом отечественных АВР, где, в качествекоммутационных аппаратов, использует специальные двухпозиционныепереключатели перекидного типа с механическим удержаниеми внутренней блокировкой, управляемые электромагнитом постоянноготока соленоидного типа, работающего в импульсном режиме (в моментыпереключения вводов). Указанные переключатели выпускаютсяв двух-, трех- и четырех полюсном исполнениях и в них предусмотренавозможность ручного переключения вводов. Минимальное времяпереключения между сетями в таких устройств 0,2-0,3 с.Практически все производители устройств АВР на рынке Украиныпредлагают устройства АВР на базе контакторов (магнитных пускателей),как с релейным, так и с микропроцессорным управлением,выполненные на отечественной и зарубежной элементной базе. Средиэлектромеханических систем АВР такие системы обладают наибольшимбыстродействием (минимальное время переключения между сетямив таких устройств 0,1-0,3 с). Номинальный ток контакторов зарубежногопроизводства достигает 2050 А (прямоходовые контакторы) и4000 А (контакторы поворотного типа). Номинальный ток устройствАВР на отечественной элементной базе (контакторы серий КТ6, ПМЛ)ограничен 630 А, в виду отсутствия в Украине производства контакторовна большие токи. Категория применения контакторов - АС3.Существенным недостатком устройств АВР на контакторной элементнойбазе является то, что катушки электромагнитов контакторовпотребляют электроэнергию при включенном АВР, что приводит к дополнительнымзатратам при эксплуатации указанных устройств. Так,например, при работе в круглосуточном режиме устройства АВР на базеконтакторов серии ПМЛ с номинальным током 160 А потребление электроэнергииконтактором в год составит более 400 кВА⋅час (при номинальноймощности катушки электромагнита 46±8 ВА). Частично ука-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55118

занный недостаток устраняется за счет применения контакторов с пониженнымэнергопотреблением, в которых используется форсированноеуправление электромагнитом (включение обмотки электромагнита переменноготока контактора через выпрямитель и подключение послепритягивания якоря последовательно с обмоткой добавочного сопротивления,включение пусковой и удерживающей обмоток и др.).Энергосберегающие системы АВР на базе контакторов, в которыхотсутствует энергопотребление обмотками электромагнитов во включенномсостоянии, могут быть реализованы за счет применения контакторовзарубежного производства с магнитной защелкой (серия АМпроизводства АВВ и др.). При включении такого электромагнита постоянныймагнит намагничивается, после чего включающая обмоткаобесточивается, а удержание якоря в притянутом состоянии осуществляетсяза счет магнитного поля постоянного магнита. Отключение такогоэлектромагнита происходит при включении отключающей обмотки,создающей магнитный поток отключения, направленный встречнопотоку постоянного магнита.Поскольку, в настоящее время, в Украине отсутствует серийноепроизводство контакторов с магнитной защелкой, отдельные производителиустройств АВР, в частности ассоциация "Спецэнергоподряд"(Киев) [14], дорабатывают серийно выпускающиеся в Украине контакторы(магнитные пускатели) путем установки в магнитопровод приводногоэлектромагнита контактора постоянных магнитов [15]. Такаядоработка требует также наличия в электромагните двух обмоток (длявключения и отключения электромагнита), что существенно повышаетстоимость таких контакторов.Устройствам АВР, реализованным на базе зарубежных электрическихаппаратов, как правило, характерна более высокая стоимость, посравнению с устройствами АВР на отечественной элементной базе.Выводы. На основе проведенного технического анализа конструктивныхсхем устройств АВР напряжением 0,4 кВ и сложившегося вУкраине рынка этих устройств можно сделать следующие выводы.1. В связи с тем, что срок эксплуатации устройств АВР в зависимостиот элементной базы, на которой они реализованы, составляет неболее 15-30 лет, в Украине, на большинстве существующих объектов сАВР, в настоящее время и последующие годы будет актуальным вопросмодернизации действующих устройств АВР.2. В виду отсутствия производства в Украине практически всегоряда силовых коммутационных аппаратов, применяемых в системахАВР (за исключением контакторов на номинальные токи до 630 А),практически весь сегмент рынка электромеханических устройств АВРISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55119

в Украине занят коммутационными аппаратами ведущих зарубежныхпроизводителей.3. Учитывая возрастающий спрос на электромеханические устройстваАВР на украинском рынке, в Украине целесообразной являетсяразработка новых силовых коммутационных аппаратов и контроллеровдля систем АВР, с учетом проанализированных в данной работепередовых достижений ведущих мировых производителей. В первуюочередь такие разработки целесообразно проводить для диапазона токовдо 630 А, поскольку в Украине в значительной части устройствАВР, требующих в настоящее или ближайшее время модернизации,номинальные токи не превышают указанного значения.4. Повышение конкурентоспособности систем АВР на базе отечественныхконтакторов возможно при освоении в Украине серийногопроизводства контакторов с магнитными защелками.5. В Украине снижения энергопотребления устройств АВР на базеконтакторов с управлением переменным током, срок эксплуатациикоторых еще не подходит к завершению, можно достичь путем доработкисхем управления контакторами (включения обмотки электромагнитаконтактора через выпрямитель и добавочное сопротивление,подключаемое последовательно с обмоткой после включения электромагнита).Для определения целесообразности таких доработок требуетсяпроведение дополнительных исследований.Список литературы: 1. Правила улаштування електроустановок (ПУЕ) – Харків:Індустрія, 2007. – 416 с. 2. Беркович М.А., Комаров А.Н., Семенов В.А. Основыавтоматики энергосистем. – М.: Энергоиздат, 1981. – 432 с. 3. Козлов В.Д. УстройстваАВР // Электропанорама. – 2001. – №2. – С. 6. 4. Федоров С.Д., Облакевич С.В.Основные технические решения при проектировании систем гарантированногоэлектроснабжения // Электропанорама. – 2001. – №2. 5. http://elektrosvit.com.ua/wpcontent/uploads/truc5.pdf.6. http://sofit.com.ua/services/proizvodstvo_nizkovoltnyh_raspredelitelnyh_ustrojstv/ustrojstva_avarijnogo_vvoda_rezerva_avr/. 7. http://www.robotix. com.ua/avr_v5_21.html. 8. http://darex.dp.ua/ru/low-voltage/ustroystvaavtomaticheskogo-pereklyucheniya-pitaniya-na-rezerv-avr.html.9. http://esl.kiev.ua/Avtomaticheskie-perekljuchateli-ASCO.pdf. 10. http://www.gedigitalenergy.сom/PowerQuality/ATS Home.htm. 11. http://www.socomec.com/_presentation-atys-m-3_en.html. 12. http:// www.ge-industry.ru/i_shop/system_panels/avr. 13. http://www.abb.ua/search.aspx?q =omd300&abbcontext=products. 14. Лысенко С.М. ЭнергосберегающийАВР на магнитных пускателях // Электропанорама. – 2001. – № 9,15. Бабич Н.С. Патент №27664 от 15.09.00. Бюллетень №4, 2000.Поступила в редколлегию 29.06.10ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55120

УДК 621.313М.В. ЧЕРНЯВСЬКА, канд. техн. наук, доц., ХНАМГ, ХарківА.І. КУЗНЕЦОВ, канд. техн. наук, доц., ХНАМГ, ХарківІ.Т. КАРПАЛЮК, канд. техн. наук, доц., ХНАМГ, ХарківМ.Л. ГЛЄБОВА, канд. техн. наук, доц., ХНАМГ, ХарківРОЗРАХУНОК ДОДАТКОВИХ ВИТРАТ ТА ПУЛЬСАЦІЙЕЛЕКТРОМАГНІТНОГО МОМЕНТУ ВЕНТИЛЬНОГОДВИГУНА ЗМІННОГО СТРУМУПоказано, що традиційна заміна реальної форми кривої фазного струму натрапецоїдну у вентильного двигуна (ВД) не завжди коректна при дослідженнідодаткових втрат і пульсацій електромагнітного моменту ВД. Проведено порівняльнийаналіз додаткових втрат.Показано, что традиционная замена реальной формы кривой фазного тока натрапециидальную для вентильного двигателя (ВД) не всегда корректная приисследовании дополнительных потерь и пульсаций электромагнитного моментаВД. Проведен сравнительный анализ дополнительных потерь.Вступ. Потреба в електроприводах середньої і великої потужностііз широким і плавним діапазоном регулювання частоти обертання насучасному етапі розвитку не може бути забезпечена повною мірою зарахунок традиційних машин постійного струму (МПС), де щітковоколекторнийвузол накладає серйозні обмеження на граничні значенняпотужності, частоти обертання, напруги. У цьому зв'язку розробка ідослідження вентильного двигуна (ВД) із поліпшеними характеристиками,що мають рівноцінні з МПС технічні характеристики, але більшнадійні при менших експлуатаційних витратах, є актуальною задачею.Освоєна і розроблена математична модель ВД, яка представленасукупністю декількох самостійних блоків, об'єднаних формальнологічнимизв'язками, та реалізована у вигляді програмного комплексу[1, 2, 3], дає можливість при аналізі режимів роботи ВД із природноюкомутацією тиристорів інвертора враховувати реальну форму кривоїструму джерела живлення, активний опір якірної обмотки СМ, насиченнямагнітопроводу, пульсацій в кривій струму.Дослідження додаткових втрат і пульсацій електромагнітногомоменту у ВД різного виконання і визначає їхній вплив на технікоекономічніпоказники цих двигунів.Мета статті – дослідження додаткових втрат (ДВ) і пульсаціїISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55121

електромагнітного моменту ВД змінного струму з 3-х і 6-ти фазноюобмоткою якоря (ВД3 і ВД6).Вищі гармоніки струму ВД. У ВД наявність вищих гармонік уструмі якірного кола приводить до неоднозначного зростання ДВ. Прицьому вони можуть досягти рівня 20-30% від основних втрат, значнознижуючи коефіцієнт корисної дії привода.Дана систематизація ДВ, найбільш істотних для вентильних двигунів.Зокрема були розглянуті наступні види ДВ:– в обмотці статора (обумовлені витісненням струму в провідникахякоря; циркуляційними струмами; вищими гармоніками робочогоструму; вихровими і контурними струмами від зовнішнього поля):m 2 m 2Qm= r1∑Imµ Kaµ− r 1 Im1 , (1)22де =ϕ() ξ −caµΨ()ξ3ϕ () ξ , () ξ2µ= 1,5,7n −1K – коефіцієнт збільшення опору обмотки;Ψ – визначені функції приведеної висоти провідників, щозаповнюють паз статора; μ – номер гармоніки струму;– в демпферній обмотці від v-ої просторової хвилі МРС статора2Qqmv2 phgK Iµ2vnR2v= , (2)де 2ph g – повне число демпферних стержнів на 2р полюсів, R 2v – активнийопір стержня; К – коефіцієнт, що ураховує параметри стержнів тапазів і визначається за допомогою відповідних формул і заздалегідьпідготовлених графіків;– в обмотці збудження з урахуванням коефіцієнту витісненняструму Kfv1 2Q fµ v = I fµvrfK fv2(3)– поверхневі втрати (виникають внаслідок переміщення вищихгармонік поля і індукованих ними струмів у відносно тонких поверхневихшарах статора (1) і ротора(2))Q Q Q Q(4)Qn2v= K=∑ n2vn1=∑n2 ;v2∆v12 πγ21,2 22 Kобр 2fv2Bv1 Ka2*2 µ 2v2τn1v( z b l K )2 z2t2Fl 2(5)ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55122

Q∆1 πγ11,22n1 v = K1Kобр1fv1Bv2 Ka1*2 µ 1v1τISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55123( z1bz1lt1KFl1) 2де K обр1,2 – коефіцієнти, що залежать від якості обробки поверхні статораабо ротора; Δ 1,2 – товщина листа осердя; K 1,2 – коефіцієнт збільшеннявтрат з-за наявності пазів; Z 1,2 , t 1,2 – число пазів та їхній крок;b z1,2 – ширина зубців; l t1,2 – активна довжина осердь та коефіцієнт їхзаповнення сталлю; B v1,2 – амплітуди пульсацій магнітної індукції.– пульсаційні втрати (обумовлені зміною у часі потоку вищих просторовихгармонік поля, що проникають в зубцеву зону статора і ротора)π ∆ 2 2QZ1,2v= ∑ Kобрf 1, 2 vB1, 2 vZ1,2hZ1,2lFebZ1,2K6ρv22де K l – коефіцієнт, що ураховує нерівномірність поля по товщині Д листастали магнітопроводу за рахунок вихрових струмів; ρ – питомий опір.Аналіз отриманих результатів ДВ з розрахунку і досліду показав,що у ВД великої потужності доцільно застосовувати шестифазну обмотку,що істотно поліпшує форму поля у повітряному проміжку зарахунок виключення з МРС статорної обмотки ряду просторових гармонік,що позитивно позначається на величинах ДВ і електромагнітногомоменту. Залежності втрат збудження і поверхневих втрат ротораприведена на рис. 1 при живленні струмом від тиристорного перетворювача(ТП) – сполошна лінія та синусоїдальним струмом – пунктир.Для ВД найбільше значення мають ДВ в роторі від вищих гармонікМРС статора. Зменшення цих втрат можливе вибором величини укороченнякроку обмотки, що з цього погляду для трифазного ВД доцільноприймати в діапазоні β = 0,8÷0,83, а для шестифазного – β = 0,9÷0,92.Одну з ілюстрацій цього подано на рис.2 при різних числах пазівq на полюс и фазу: 1 – m = 3, q = ∞; 2 – m = 6, q = ∞; 3 – m = 6, q = 2.Для зниження пульсаційних втрат від зубцевих гармонік небажано,щоб кроки по пазах статораі ротора були б близькічи кратні один одному.Конструкція і параметридемпферних контуріву шестифазному виконанніВД повинні визначатисяз позиції зменшенняй оптимального розподілудодаткових втрат,Рис. 1.при цьому за рахунокl(6)(7)

зменшення активних опорів демпферноїобмотки і клинів можебути досягнутий позитивнийефект.Одною з вимог, що диктуютьсяза умовами експлуатації,при формуванні ВД, тобто виборітипів двигуна і перетворювача,параметрів системи керуванняі регулювання, є забезпеченняРис. 2.заданих віброакустичних показниківі надійності. Актуальністьданого питання пов'язана з тим, що, в порівнянні з іншими типами регульованихелектроприводів, принцип роботи ВД зв'язаний з появою,найчастіше значних змінних складових в електромагнітному моментівиконавчого двигуна.Приведемо вираз для визначення електромагнітного моменту ВД.Так для ВДЗ формула сумарного електромагнітного моменту на часовомуінтервалі⎛ π ⎞⎜0 ≤ ωt≤ − γk⎟ має вигляд:⎝ 3 ⎠2 EmId⎛ π⎞mЭМ() t = ma () t + mb() t = * cos⎜ωt−δ− ⎟ (8)3 ω ⎝ 6 ⎠⎛ ππ ⎞а на часовому відрізку⎜− γk≤ ωt≤ ⎟⎝ 33 ⎠mЭМ( t) = ma( t) + mb( t) + mc( t)="2 E I ⎡⎛π ωt⎞ ⎛ π ⎞⎤= *m d⎢⎟⎜ − * cos⎜ωt− δ − ⎟ + sin( ωt− δ)⎥ (9)3 ω ⎢⎣⎝ 3γkγk⎠ ⎝ 6 ⎠⎥⎦"mде E = 2πfΦWKw – ЕРС у обмотці якоря; γ k – кут комутації.Висновки. Дискретність системи живлення СМ, несинусоїдністьзміни в часі струмів у її обмотках і просторовому розподілі робочогопотоку визначають характер зміни електромагнітного моменту. Прицьому істотне значення мають параметри окремих елементів системи,структура її компонування і режими роботи електропривода. Як показуєдосвід досліджень різних типів ВД, не тільки для кількісної, але іякісної оцінки впливу зазначених факторів на характер зміни електромагнітногомоменту необхідно враховувати як процеси в окремих елементахсистеми ВД, так і їхній взаємний вплив.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55124"

Список літератури: 1. Волчуков Н.П., Элксинс В.Я., Фаран А.Ш. Особенностипротекания процессов в вентильных двигателях различного исполнения // ВісникНаціонального технічного університету "ХПІ". – Харків, 2001. – №12. – С.311-312. 2. Русаков A.M., Соломин А.Н., Окунеева Н.А., Шатова И.В. Математическаямодель электромагнитных процессов в вентильном двигателе // ВестникМЭИ. – 2007. – № 3. – С. 33-40. 3. Чернявская М.В., Глебова М.Л., КарпалюкИ.Т. Описание математической модели вентильного двигателя с использованиеммодульного принципа // Коммунальное хозяйство городов: Науч.-техн.сб. – К.: Техніка, 2009. – Вып. 88. – С. 223-232.Чернявська Маргарита Василівна, доцент, кандидат технічних наук.Захистила диплом інженера електричні машини та апарати, дисертаціюкандидата технічних наук в Харківському політехнічному інституті зафахом електричні машини відповідно в 1962, 1974 роках. Доцент кафедри"Інформаційні системи і технологій в міському господарстві"Харківської національної академії міського господарства.Наукові інтереси пов’язані з проблемами електричних машиниКузнецов Анатолій Іванович, доцент, кандидат технічних наук. Захистивдиплом інженера в Харківському інституті інженерів комунальногобудівництва за фахом світлотехніка та джерела світла, дисертаціюкандидата технічних наук в Харківському політехнічному інститутіза фахом електричні машини та апарати відповідно в 1972, 1985роках. Завідувач кафедрою "Інформаційні системи і технологій в міськомугосподарстві" Харківської національної академії міського господарстваз 2004 р.Наукові інтереси пов’язані з проблемами електричних машинКарпалюк Ігор Тимофійович, доцент, кандидат технічних наук. Захистивдиплом інженера і дисертацію кандидата технічних наук в Харківськомудержавному інституті інженерів комунального господарства за фахомсвітлотехніка та джерела світла відповідно в 1993, 1997 роках. Доценткафедри "Інформаційні системи і технологій в міському господарстві"Харківської національної академії міського господарства.Наукові інтереси: енергонезалежність технічних систем, винахідництвоГлєбова Марина Леонідівна, доцент, кандидат технічних наук. Захистиладиплом інженера в Харківському державному інституті інженерівкомунального господарства за фахом електроспоживання та освітленняміст, дисертацію кандидата технічних наук в Національномутехнічному університеті Харківський політехнічний інститут за фахомелектричні машини та апарати відповідно в 1983, 2001 роках. Доценткафедри "Теоретичної та загальної електротехніки" Харківської національноїакадемії міського господарства.Надійшла до редколегії 17.09.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55125

УДК 621.311С.Ю. ШЕВЧЕНКО, канд. техн. наук, проф., НТУ "ХПИ", ХарьковА.И. ГАНУС, канд. техн. наук, ХарьковолэнергоН.А. САВЧЕНКО, аспирант, НТУ "ХПИ", ХарьковКРАТКОСРОЧНОЕ ПРОГНОЗИРОВАНИЕЭЛЕКТРОПОТРЕБЛЕНИЯ ПРОМЫШЛЕННЫХПРЕДПРИЯТИЙПриведено аналіз основних завдань короткострокового прогнозування електроспоживанняпромислових підприємств. Показано можливі підходи до виборуметодики короткострокового прогнозування електроспоживання промисловихпідприємств.Приведен анализ основных задач краткосрочного прогнозирования электропотребленияпромышленных предприятий. Показаны возможные подходы к выборуметодики краткосрочного прогнозирования электропотребления промышленныхпредприятий.Введение. Для крупных промышленных предприятий одним изосновных путей для снижения затрат на покупку электрической энергиив ситуации реформирования электроэнергетики является выход наоптовый рынок электрической энергии (ОРЭ).Несмотря на предпринимаемые многочисленные частные попыткипрогнозирования электропотребления предприятий на сутки вперед,в целом данная задача еще не решена. В большой степени даннаяситуация обусловлена отсутствием учета особенностей промышленныхпредприятий, а также отсутствием исходных данных. Также краткосрочноепрогнозирование затруднено для предприятий с часто изменяющейсянагрузкой.Цель работы – поиск путей краткосрочного прогнозированияэлектропотребления предприятий.Анализ публикаций. В качестве основной задачи краткосрочногопрогнозирования предприятия была определена необходимостьсовпадения заявленного и фактического потребления предприятия спогрешностью не более двух процентов, что позволяет предприятиюне нести убытков от штрафов за ошибочный заказ мощности.На данном этапе развития краткосрочного прогнозирования нагрузкипредлагается большое количество методов и моделей. Основнымииз них являются – методы математической статистики, обработкиданных, регрессионного анализа, нейронных сетей, нечеткой логи-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55126

ки, гибридных систем, теории баз данных, технологии построения реляционныхбаз данных [1].Наибольшую точность прогноза дают системы, построенные наоснове искусственного интеллекта. Точность прогноза, основанного наприменении методов искусственного интеллекта, зависит от имеющихсяисходных данных, определяющих архитектуру сети, степенидостоверности данных и требуемого периода прогнозирования. Перспективнымявляется также применение гибридных сетей[2].Процесс прогнозирования нагрузки может состоять из следующихэтапов: подбор архитектуры нечеткой нейронной сети; выборобучающих и тестовых данных; тренинг сети; тестирование сети наконтрольном множестве данных; использование сети в качестве средствапрогнозирования; возможное дообучение [4].Методы прогнрозирования. Для краткосрочного прогнозированиянагрузки промышленного предприятия необходимыми исходными даннымиявляются данные статистической отчетности по суточному электропотреблению,данные по выпуску продукции на анализируемый, атакже прогнозируемый период, данные за субботу, воскресенье, понедельники остальные дни, либо за рабочие и выходные дни. Для высокойдостоверности используемых данных на исследуемом предприятии изначальнодолжна быть внедрена высокоточная и многофункциональная автоматизированнаясистема контроля и управления энергохозяйством(АСУЭ). АСУЭ предприятия позволяет осуществлять все функции диспетчеризациии управления работой объектов энергоснабжения по обеспечениюпредприятия требуемой энергией, планирование, нормированиеи анализ режимов энергоснабжения и энергопотребления основным оборудованиемтехнологических и энергетических производств. АСУЭ осуществляеткоммерческий и технический учет и контроль энергопотребленияподразделениями предприятия.В качестве нейронного эмулятора объекта может быть выбранагибридная технология адаптивной нейро-нечеткой системы заключений(Adaptive-Network-Based Fuzzy Inference System – ANFIS), обладающая,по сравнению с другими методами, высокой скоростью обучения,простотой алгоритма и оптимальной проработанностью программногообеспечения в системе математического моделированияMatLAB и показывающая более точные результаты прогнозированияво многих областях науки и производства, в том числе и в энергетике.Выбор адаптивной нейро-нечеткой системы обусловлен высокимипоказателями точности прогнозирования. Средняя ошибка прогнозированияэтого метода для рабочих дней составила 2,5 %, а для выходныхдней – 1,5 %.Наибольшей ошибкой прогнозирования средисравниваемых методов обладает регрессионный анализ, – 3,5 % дляISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55127

рабочих дней и 3,0 % для выходных дней. Для нейронной сети средняяошибка прогнозирования составила 2,9 % – рабочие дни и 2,1 % – выходныедни.Таким образом, полученные результаты говорят о применимостиметодов искусственного интеллекта (нечеткие нейронные сети) дляпрогнозирования электрической нагрузки. Поэтому дальнейшие исследованиянечетких нейронных сетей являются необходимыми и могутбыть связаны с более точной и тонкой настройкой структуры сети,изменением числа входных переменных.Этапы прогнозирования. Прогнозирование нагрузки предприятияможно разбить на несколько этапов[3]. Первый этап представляет собойпрогнозирование нагрузки на сутки вперед по группе точек поставки(ГТП). Требуемая точность такого прогнозирования зависит от возможностирегулирования потребления мощности технологическими установкамии агрегатами, запитанными через прогнозируемую ГТП. Регулированиедолжно осуществляться в процессе работы и без нарушения ведениятехнологического процесса. Необходимо также произвести анализ экономическойстороны возможного изменения режимов работы оборудованияс целью сравнения убытков от выхода за 2%-ный интервал от заявленноймощности с убытками от изменения ведения технологического процесса,если они приводят к недовыпуску продукции или иным убыткам. Второйэтап прогнозирования связан с оперативным прогнозированием электропотребленияпо группе точек поставки, по которой возможно превышениезаказанной потребляемой мощности.Выводы. Таким образом, обеспечение качественного почасовогопрогноза на сутки вперед требует проведения последовательно краткосрочногопрогнозирования, оперативного прогнозирования и изменениязагрузки агрегатов и установок с использованием планирования накаждый прогнозируемый временной интервал.Список литературы: 1 Шумилова Г.П., Готман Н.Э., Старцева Т.Б. Прогнозированиенагрузки ЭЭС на базе новых информационных технологий.– Екатеринбург:УрО РАН. – 2002. 2. Осовский С. Нейронные сети для обработки информации/ Пер. с польского И.Д. Рудинского. – М.: Финансы и статистика,2004. – 344 с. 3. Мозгалин А.В. Методика обеспечения точного почасового прогнозированияэлектропотребления промышленных предприятий на сутки вперед.– Вестник МЭИ. – 2007. – № 2. 4. Хайкин С. Нейронные сети: полныйкурс, 2-е издание.: Пер. с англ. / С. Хайкин. – М.: Издательский дом "Вильямс",2006. – 1104 с.Поступила в редколлегию 28.09.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55128

УДК 621.039.624В.Б. ЮФЕРОВ, д-р техн. наук, нач. отдела ННЦ "ХФТИ", ХарьковА.М. ЕГОРОВ, д-р физ.-мат. наук, директор ННЦ "ХФТИ", ХарьковС.В. ШАРЫЙ, м.н.с., ИПЭНМУ ННЦ "ХФТИ", ХарьковО.С. ДРУЙ, руководитель группы, ИПЭНМУ ННЦ "ХФТИ",ХарьковВ.О. ИЛЬИЧЕВА, вед. инженер-исследователь, ИПЭНМУННЦ "ХФТИ", ХарьковМ.О. ШВЕЦ, инженер-исследователь, ИПЭНМУ ННЦ "ХФТИ",ХарьковТ.И. ТКАЧЕВА, мл. науч.сотр., ИПЭНМУ ННЦ "ХФТИ", ХарьковА.С. СВИЧКАРЬ, мл. науч.сотр., ИПЭНМУ ННЦ "ХФТИ", ХарьковС.Н. ХИЖНЯК, инженер, ИПЭНМУ ННЦ "ХФТИ", ХарьковМАГНИТОПЛАЗМЕННАЯ РЕГЕНЕРАЦИЯ ОЯТПроведено огляд та аналіз існуючих методів розділення речовини відповіднодо переробки відпрацьованого ядерного палива. Оцінена продуктивність сепараторів.Наведені результати досліджень на установці ДІС-1, що призначенадля розділення речовини на масові групи з плазмового стану.Проведен обзор и анализ существующих методов разделения вещества применительнок переработке отработанного ядерного топлива. Оценена производительностьсепараторов. Приведены результаты исследований на установкеДИС-1, предназначенной для разделения вещества на массовые группы изплазменного состояния.Введение. В Украине около 60% электроэнергии вырабатываетсяна атомных станциях (АЭС), и за год образуется более 300 тонн отработанногоядерного топлива (ОЯТ), которое отправляют на "вечное хранение".При этом большое количество топлива остается неиспользованным.Крупной научно-технической проблемой является утилизацияОЯТ, которая не решена еще ни в одной стране. Поэтому целесообразнорассмотреть вопросы регенерации ОЯТ, то есть возможности удаленияиз ОЯТ ~20% продуктов деления урана. Из-за высокой активности ОЯТи возможного загрязнения больших площадей проводить восстановлениеОЯТ в тех же системах, на которых осуществлялось обогащениеурана, опасно. Использование физических методов сепарации, в частно-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55129

сти электромагнитного, с высоким коэффициентом обогащения, являетсяпредпочтительным с точки зрения защиты окружающей среды отрадиоактивных загрязнений. Действительно, для переработки 300 турана в год электромагнитным методом необходимо устройство илиустройства с суммарным постоянным током ~4 кА. Т.е. только на созданиепучка будет затрачено 4,3⋅10 8 кВт⋅ч (при энергии ионов 30 кэВ).При этом тепловая производительность реактора составляет7⋅10 11 кВт⋅ч и электрическая (КПД=20%) –1,4⋅10 11 кВт⋅ч.Однако, традиционные электромагнитные сепараторы мало производительныи энергоемки.Цель работы – подтверждение принципов, положенных в основуразработанного метода электромагнитной плазменной переработки ОЯТ.Характеристика электромагнитной плазменной технологии.Основными достоинствами электромагнитной плазменной технологиипереработки ОЯТ являются:– разделение на фракции в безводной форме, в то время как прирадиохимической переработке 1 т ОЯТ образует 7,5 т твердых и 2200 тжидких радиоактивных отходов (РАО), т.е. обеспечивается отсутствиевторичных отходов и не увеличивается масса;– переработка требует только электроэнергии без ввода дополнительныхреагентов;– достаточно высокая чистота фракций может быть обеспечена водном цикле;– обработка ОЯТ происходит внутри замкнутых объемов, чтоуменьшает возможность неконтролируемых потерь компонентов ОЯТ.Заметим, что физические принципы, на основе которых предполагаетсяразвить плазменную технологию обработки ОЯТ, частичнотеоретически обоснованы и частично подтверждены экспериментальнона нерадиоактивных материалах. Однако для практической реализацииметода необходимо проведение большого объема технологическихэкспериментов.Схема классического сепаратора. Электромагнитный методразделения изотопов получил свое начало в 20-х годах прошлого столетия(Астон, Демпстер) и к середине 50-х годов был доведен до совершенствав США и СССР при разработке атомной программы длявоенных целей. Физические принципы, лежащие в основе метода достаточнопросты [1]. Для магнитной сепарации исходное вещество (илисмесь) необходимо испарить, далее эффективно ионизовать, стремясьполучить однозарядные ионы, ускорить максимально возможную ихчасть и сформировать ионный пучок. Разделение по массам происхо-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55130

дит при движении предварительно ускоренных в электрическом полезаряженных частиц – ионов пучка – в поперечном магнитном поле.Если электрическое поле Е перпендикулярно магнитному Н, и магнитноеполе однородно, а все частицы прошли одинаковую разность потенциалов,т.е. приобрели одинаковую энергию, то частицы движутсяпо круговым траекториям, их движение описывается уравнением:mv 2 /R=vHe/с, где m – масса частицы, v – скорость движения частицы, R– радиус траектории частицы, (Ларморовский радиус), H – напряженностьмагнитного поля, e – заряд электрона, с – скорость света. R =1,4410 2 (M⋅T i ) 1/2 H -1 (см, а.е.м., эВ, Э), для ионов водорода (M=1) R =1,4410 2 (T i ) 1/2 H -1 . В результате ионы, прошедшие магнитное поле, разделяютсяпо массам. Схема электромагнитного сепаратора (в плане) представленана рис. 1 (1 – источник; 2 – газоразрядная камера; 3, 4, 5 –электроды; 6, 7 – "приемный карман"; 8 – реперные электроды).Рис. 1. Рис. 2.Для однолучевой установки С-2 (РНЦ "Курчатовский институт")с токами пучка 5-15 мА, производительность для М=200 составляет50 мг/ч. Так как производительность сепаратора зависит от массы элемента,то при экстраполяции для М=240 производительность оказывается58.5 мг/ч. Энергозатраты сепаратора С-2 таковы: магнитное полеW магн =14 кВт, ускорение ионов W уск =0,9 кВт, ионизация W и =1,3 кВт,вакуумная система W вак =7,8 кВт, охлаждение W охл =1 кВт. Таким образом,суммарные энергозатраты равны 25 кВт, из них на ускорение исоздание плазмы – 2,4 кВт.Оценка производительности классических сепараторов. Производительностьклассических сепараторов может быть определена на основанииизвестной формулы Ленгмюра: j=AV 3/2 ⋅d -2 ⋅m -1/2 , которую можнопереписать в виде j=5,4⋅10 -8 V 1.5 ⋅d -2 ⋅М -0.5 , где j – плотность тока (А/см 2 ), V –вытягивающее напряжение (В), d – ускоряющий зазор (см), M – атомныйвес (а.е.м.). На рис. 2 приведена зависимость плотности эмиссионногоISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55131

тока источника от величины атомного веса М и его производительность ввеличинах г/ч. При напряженности электрического поля около 10 5 В/см, d= 0,3…0,4 см, j ≈2,7⋅М -0,5 = 1,75⋅10 -1 А/см 2 , и при площадях отверстияэмиссии ионного источника S = 3…5 см 2 ионный ток находится на уровне0,45…0,85 А на один ионный луч по ионам урана.В табл. 1 представлены величины приложенных напряжений V навытягивающем ионы зазоре d, полученные из формулы Ленгмюра приj = сonst =1,75⋅10 -1 А/см 2 (при вытягивающих напряжениях от 30 до0,5 кВ). Величины дебаевских радиусов экранирования, рассчитанныепо формуле r d = 6,9⋅(T/n) 0.5 (К, см -3 ), для трех значений плотностиплазмы (10 10 см -3 , 10 11 см -3 , 10 12 см -3 ) с температурой 35 000 К (3 эВ)соответственно равны 0,013 см, 0,004 см и 0,0012 см.Таблица 1 – Величины приложенных напряжений V и соответствующие имзначения ускоряющего зазора dV, кВ 30 20 10 5 1.0 0.5d, см 0,322 0,238 0,141 0,084 0,025 0,015Как видно, при вытягивающих напряжениях на уровне 0,5 кВ(низкое значение вытягивающего напряжения предпочтительно дляуменьшения энергозатрат), величины ускоряющих зазоров соизмеримыс дебаевским радиусом, что, во-первых, делает невозможной работутакого устройства, во-вторых, объемный заряд расфокусирует пучокионов такой плотности в вакууме.Следует отметить, что стабильная работа сепараторов при приведенныхвыше плотностях ионных пучков приводит к необходимостикомпенсировать положительный объемный заряд этих пучков, транспортируемыхв вакууме и магнитном поле на расстояние около 3-5 м.Эта компенсация производится электронами, образующимися при ионизацииостаточного газа в области ионных траекторий в анализирующеммагнитном поле. При этом медленные ионы уходят на стенкикамеры, а электроны осциллируют в области прохождения ионногопучка. Одновременно с этим потери на перезарядку должны быть минимальными,поэтому оптимальными вакуумными условиями оказываетсядавление в сепарационной камере на уровне 2-10⋅10 -6 Торр. Какследует из вышесказанного, получение пучков величиной около 4 кАоказывается значительной технической проблемой и потребует около10 4 ионных лучей или общую эмиссионную поверхность в 2,5 м 2 .Физические принципы, технико-экономические показатели,тенденции развития, технические особенности. Разрешить этиISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55132

сложности возможно посредством увеличения площади сбора ионов S,плазменной компенсации объемного заряда пучков ионов, уменьшениявеличины V и d в формуле Ленгмюра и уменьшения потерь ионов топливана перезарядку. Прямо в многокомпонентной плазме нужно селективноускорять требуемые ионы, формировать потоки – пучки – исобирать их, отделяя от остальной ионной компоненты. Для этого необходимоиспользовать "сепараторы нового поколения", отличающиесяот классического сепаратора по принципу работы.К сепараторам нового поколения, по нашему мнению, надо отнестиработы [2, 3]. Сами авторы работ не употребляли этих понятий:"сепараторы нового поколения", "новые методы ускорения" и т.д. Экспериментыпроводились на установке, принципиальная схема которойпредставлена на рис. 3: пеннинговский разряд в магнитной конфигурациис колоколообразным полем. На рис. 3 цифрами обозначено: 1 –вакуумная камера, 2 – соленоиды магнитной системы, 3,6 – отражательныеэлектроды (катоды), 4 – накаливаемый катод, 5 – анод, 7 –масс-спектрометр и его вакуумная камера. Анод 5 и отражательныеэлектроды 3, 6 составляютячейку Пеннинга.Диаметры анодного цилиндраи отражательныхэлектродов – 80 мм.Длина анода l a и отражательныхэлектродов l 0равны 125 мм и 60 ммРис. 3.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55133соответственно. Зазор δмежду анодным и отражательнымэлектродом – 40 мм. E r в зазоре δ может быть оценено какE r ≅ 0,3 U а /δ, где U а – потенциал анода, изменявшийся в диапазоне0..2 кВ. Продольное магнитное поле изменялось от 0 до 3 кЭ.Для повышения эффективности ионизации рабочего вещества принизком начальном давлении применялся накаливаемый катод 4. Начальноедавление газа 2÷3⋅10 −6 ÷7⋅10 −4 мм. рт. ст. При этом плотностьплазмы достигала 4⋅10 9 ÷5⋅10 10 см -3 .Электрическое поле в системе задается разностью потенциалов междуанодом и отражательными электродами. При этом радиальное распределениенапряженности электрического поля E r в присутствии плазмысущественно отличается от распределения E r в вакууме (без плазмы).В комбинированных полях Е и Н, используемых в плазме, скоростьвращения компонентов можно определить из уравнения движения:

2Vϕαeα1 ⎛ ∂Pα⎞− = E + VϕαωΕα− ⎜ ⎟ , (1)r mαωαuα⎝ ∂r⎠где V ϕα − скорость частиц сорта α = e, i; P α = n α ⋅T α .Таким образом, скорость вращения Vφ (е) =-cE/H (без учета центробежнойсилы), и c учетом центробежной силыi rω⎛⎞V =ci2e ⎜1+4eiEr/ ωiωcir ⎟ . (2)2 ⎝⎠Стационарное движение ионов возможно и при более высокихзначениях электрического поля.Если характерная частота вращения частиц плазмы ω вр ∼ cE/rHблизка к циклотронной частоте ионов ω сi , происходит резонансноевозбуждение ионной циклотронной неустойчивости. Величины внешнихполей, соответствующих резонансу, связаны соотношением:⎛22 ⎞⎜ ⋅ Er⋅ mi⋅cH⎟кр ≈. (3)⎜⎟⎝ei⋅ r⎠В условиях развитой неустойчивости, при выполнении условия2ω вр ≈ ω сi , регистрировались ионы, уходящие из плазмы вдоль магнитногополя с энергией W=100÷200 эВ, для широкого спектра масс ионов,от лития до кремния.Приведенная формулировка авторов относительно регистрацииионов, уходящих вдоль магнитного поля, не точна. В действительностив колоколообразном поле ионы, ускоренные в области максимальногои однородного магнитного поля (в котором они могли получитьпоперечную компоненту энергии), уходят в область падающего магнитногополя. При этом ионы перекачивают поперечную компонентуэнергии ε ⊥ в продольную ε || .Целесообразно упомянуть экспериментальные работы [4, 5] итеоретическую [6], относящиеся не к сепараторам, а к исследованиям,обеспечившим их физические принципы работы, хотя в них тогда иречи об этом не было. В первых двух работах исследовался нагрев ионовводорода во вращающейся в скрещенных электрическом и магнитномполях плазме. Этот нагрев происходил при определенных величинахи соотношениях величин В и Е. При этом спонтанно возникалоизлучение на частотах, близких к ионно-циклотронным ω сi , и МихайловскийА.Б. классифицировал этот процесс, как развитие ионноциклотроннойИЦР-неустойчивости и привел величины инкрементовISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 5513412

ее нарастания ω* = ω pi (1 + ω pe 2 / ω Be 2 ) -1/2 .Резонансный магнитоплазменный сепаратор изотопов. Сутьметода заключается в селективном ИЦР-нагреве резонансных ионов вмногоизотопной плазме [7-10], получаемой в плазменном источнике итранспортируемой в однородном магнитном поле с последующим разделениемгорячих и холодных ионов, см. рис. 4 (схематический видсепарационной установки изотопов лития). Для реализации методапоследовательно осуществляются операции: ионизация паров элемента,изотопы которого необходимо разделить (плазменный источник);создание потока спокойной плазмы с замагниченными ионами в достаточнопротяженном однородном магнитном поле (область дрейфа);селективное ускорение ионов выделяемого изотопа (область нагрева);разделение и сбор ускоренных ионов. Переход с одних масс на другиеможет происходить как при изменении частот ВЧ-генератора, так ипри изменении величины магнитного поля.Рис. 4. Рис. 5.На рис. 5 более детально, чем на рис. 4, представлена традиционнаядля ИЦР-метода конструкция коллекторной системы. Она применяласьв экспериментах по разделению изотопов гадолиния, диспрозияи эрбия. Особенностями работы таких коллекторных систем являютсяпреобладание электронного тока на коллектор продукта, спад поверхностнойплотности осадка и концентрации целевого изотопа на коллекторепо мере удаления от экрана вдоль В. Как правило, осадок распространяетсяот начала коллекторной пластины на расстояние, равноешагу циклотронной орбиты.Для переработки ОЯТ, т.е. отделения ионов с массами от 2 до 230необходимо изменяющееся магнитное поле от 0.1 до 6 Тл, при работе содной частотой ω ci по всей длине магнитной системы. Таким образом,для реализации метода необходимо создание соленоидов с однороднымстационарным магнитным полем с регулируемой величиной от0.1 до 5 Тл и рабочим объемом около 1-5 м 3 , в зависимости от массыISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55135

изотопа и производительности сепаратора.Плазма из источника, размещенного в области между двух несимметричныхмагнитных пробок, вытекает преимущественно в сторонуменьшей пробки и вдоль магнитного поля, через зону дрейфа,попадает в зону нагрева. Здесь, с помощью высокочастотных электрическихполей, селективно ускоряются ионы нужной массы, и затемхолодные и горячие ионы пространственно разделяются, с помощьюразличных систем отбора.Циклотронный нагрев или ускорение ионов (увеличение их поперечнойскорости) происходит в условиях, когда на замагниченные ионыплазмы действует переменная компонента радиального или вихревогоэлектрического поля Е r или Е ϑ (Е) , с частотой f, равной ларморовскойчастоте ионов, f ci , в магнитном поле Н (Э).f ci3−1= 1,52⋅10ZM H (Гц) , (4)где Z – заряд ядра; М − атомный вес; Z – заряд иона, обычно равен 1.В реальных условиях нагрев ведется в плазме, имеющей распределениевеличин V ll и V ⊥0 ≠0, вследствие чего возникает разброс поперечныхэнергий ионов ∆W ⊥ =±E⋅eV ⊥0 ⋅t. Причина дальнейшего разбросаэнергий ионов связана с тем, что в начальный момент не все ионы находятсяв фазе с ускоряющим полем.При циклотронном резонансе, т.е. при росте поперечной энергии,ларморовский радиус растет линейно со временем пролета ионов вдействующем электрическом поле (на длине антенны L):ri = 1,02⋅ 102 0,5 0,5 0,5 − 1M Z TiH (см) = E t H . (5)Время пребывания частицы в области нагрева t = L Vll, где величинапродольной скорости V ll является приблизительно постояннойвеличиной.Осевые неоднородности магнитного поля ∆H/H могут привести кнагреву частиц с массой М i, отличающейся от резонансной в поле H навеличину ∆М i . Поэтому требование к однородности продольного магнитногополя в области нагрева, например при ∆M = 2 и Mi= 100запишется как:−2∆H H = ∆M iM ≈ 2⋅10, (6)iгде ∆М i – минимальная разница масс между разделяемыми соседнимиизотопами.Соответственно, ширина спектра ВЧ-генератора ±∆ω ci должнаудовлетворять условию:ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55136

∆ ωciωci≤ ∆ H H . (7)Следующим фактором, влияющим на селективный нагрев в плазме,являются столкновения, ион-ионные и ион-нейтральные, υ ст = ν ii +ν i0 , выводящие ионы из резонанса. Предположим, что ν ii ≈ ν i0 . Известно,что при величине кулоновского логарифма, равной 10:−73 2 1 2νii= 5⋅10niTiM . (8)В этом случае время между столкновениями, приводящими к изменениюнаправления движения скорости частицы, должно бытьбольше времени нагреваυСТ Nωciω Сi /2 ионы не захватываются осевым магнитнымполем и уходят радиально на стенку. Так как скорость критическоговращения зависит от магнитного поля, то плазменные параметры ипараметры установки могут быть определены таким образом, чтобыотделить тяжелые радионуклиды от большинства легких элементов вплазме и удалить отходы.0.5−2ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55137

Как заявленоавторами, демонстрационнаяустановкас ВЧ мощностью в4 МВт способна создаватьплазменныйстолб радиусом0,4 м и длиной 3,9 мв магнитном поле1,5 кЭ. На рис. 6показана секцияРис. 6.демо-версии в разрезе.ВЧ-антенны используютсядля создания и нагрева плазмы. Для вращения плазмы установленыдва комплекта концентрических электродов на каждом из торцовустройства с возможностью подачи до 700 В на каждый. Производительностькоммерческого блока фильтра составляет около 0,7 т/день оксиднойсмеси. Проведены эксперименты по определению скорости вращенияплазмы. Результаты с точностью 2 совпадают с расчетами. К сожалению,дальнейших публикаций по этой установке не последовало, что можетсвидетельствовать о неудачных экспериментах.На наш взгляд, к проекту есть замечания. Во-первых, рабочаяплотность плазмы 10 13 см -3 слишком завышена (приблизительно в 10раз) и выбрана без учета теплофизических возможностей современныхматериалов. Во-вторых, выбор аргона в качестве имитирующего уранобъекта лишь усугубляет теплофизические проблемы (по сравнению сураном в 6 раз). Более подробно об этом будет речь идти ниже.Плазменный сепаратор ПС-1 (ИАЭ им. Курчатова, РФ). Плазменныеустановки, предназначенные для ускорения и разделения ионовпо энергии и массе, как правило, используют неоднородные (v (1) d )и криволинейные (v (2) d ) магнитные поля, где помимо обычных движенийчастиц со скоростью v ⊥ и v || в магнитном поле ионы имеют еще итак называемое дрейфовое движение ионов [12, 13]:v (1) d = mc(v 2 ⊥ +2v 2 || ) h 1 · gradH/(2qH 2 ); (12)v (2) d = (v 2 || +v 2 ⊥ /2) /(ω H R), (13)где v d – скорость дрейфа частицы; v || и v ⊥ – продольная и поперечнаякомпоненты скорости частицы; m – масса частицы; q – заряд частицы;c – скорость света; ω H – угловая скорость вращения частицы; R – радиускривизны силовых линий; Н – напряженность магнитного поля, h 1 –единичный вектор вдоль направления Н.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55138

Рис. 7.Из формул видно, что ионы различных масс и энергий имеют различныедрейфовые скорости и поэтому можно ожидать эффекта ихразделения. В работе [14] показано, что в магнитных полях с изогнутымисиловыми линиями можно проводить разделение ионов многокомпонентнойсмеси по массам. Однако без предварительного селективногонагрева ионов разделение в одном цикле не эффективно, ивыделяемые фракции будут лишь обогащены ионами различных изотопов.С помощью дополнительного селективного ИЦР-нагрева можнодобиться более полного разделения ионов.В качестве практического применения предложено рассмотрениеплазменной переработки вредных отходов, например, радиоактивных,с целью выведения наиболее опасных компонентов. Эти идеи былиположены в выбор конструкции сепаратора, предложенного и описанногов [15]. Блок-схема потокового плазменного сепаратора ПС-1представлена на рис. 7: 1 – отработанное ядерное топливо; 2 – источникплазмы; 3 – катушки магнитного поля; 4 – камера селективногонагрева; 5 – тороидальный сепаратор; 6 – поток плазмы; 7 – коллекторы;8 – приемник плазмы в диверторном объеме.Ионизованные в плазменном источнике2 элементы, входящие в составсмеси вредных отходов, двигаютсяв плазменной струе в камеру селективногонагрева 4, откуда переходят вкамеру тороидального сепаратора 5 иприходят на систему коллекторов 7,таким образом, разделяясь по группаммасс.Оценена энергетическая эффективностьнепрерывной переработкиОЯТ реактора тепловой мощностьюР т =3⋅10 3 МВт, коэффициентом установленной мощности к = 0,8 исредним выгоранием В = 40 ГВт⋅сут/т. Годовая потребность в ядерномтопливе составляет 365⋅Р т⋅ ⋅к/В ≈ 21,9 т. При этом в реакторе делится920 кг урана и плутония (200 МэВ на акт деления). Поток ионов урана,эквивалентный 100 А соответствует переработке ≈7,2 т/год, поэтомудля переработки всего топлива реактора потребуется эквивалентныйионный ток I = 300 А. При затратах энергии на один ион Е i =1 кэВ (ионизацияи нагрев), средняя мощность, идущая на образование плазмы,Р = I⋅Е i = 0,3 МВт. При КПД генераторов плазмы около 0,5, полнаямощность, потребляемая плазмой, составит 0,6 МВт, что для мощно-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55139

сти реактора в 1 ГВт составляет менее 0.1%, т.е. меньше расходов реакторана собственные нужды.Предлагаемый метод достаточно реалистичен и не требует выходаза рамки современных экспериментальных возможностей.Исследования Национального научного центра "Харьковскийфизико-технический институт" (ННЦ ХФТИ). Как следует изизложенного, пространственное разделение ионов происходит при ихдвижении в криволинейных магнитных полях, при этом ускоренныеионы более эффективно отделяются от медленных. Ускорение ионовпроисходит в ВЧ-полях, то ли спонтанно возникших в системе, то ливведенных с помощью антенн от внешних генераторов.Таким образом, по принципу ускорения плазменные сепараторынового направления могут быть разделены на два класса. Первый –ускорение разделяемых быстрых частиц происходит за счет спонтанновозникающего излучения на ионно-циклотронных частотах. Второй –ионно-циклотронный резонанс (ИЦР-сепараторы) для селективногонагрева ионов и последующего их разделения. При этом излучениевводится в плазму с помощью антенн от внешних ВЧ-генераторов,находящихся вне плазмы.1. Сепараторы, в которых ускорение разделяемых быстрых частицпроисходит за счет спонтанно возникающего излучения на ионноциклотронныхчастотах. К их числу относятся сепараторы с вращающейсяв скрещенных Е и Н полях плазмой, в которой спонтанно возникаетизлучение на циклотронных частотах, приводящее к нагреву резонансныхионов и последующему пространственному разделению частиц [2, 3].Процесс разделения может идти при малых электрических и магнитныхполях, поскольку в условии резонанса (ωE = ωci/2) ωE = k⋅E/r⋅B, т.е. приувеличении или снижении магнитного поля происходит увеличение илиснижение электрического поля. Поэтому рабочим диапазоном вполнеможет быть уровень магнитных полей около 1 кЭ. При этом, желательно,чтобы Rр ≥ 3-5rл, где Rр – радиус плазмы, rл – ларморовский радиус тяжелыхионов. В этом случае ускоряются и выводятся на стенки ионы максимальныхмасс, для ОЯТ – это группа вблизи 240±. В осевом направленииуходят ионы малых масс, ядерной золы (ЯЗ). Таким образом, это условиеформирует облик и размер системы.2. Сепараторы, использующие ионно-циклотронный резонанс(ИЦР-сепараторы) для селективного нагрева ионов и последующего ихразделения. При этом излучение вводится в плазму с помощью антеннот внешних ВЧ-генераторов, находящихся вне плазмы [8-11]. Для этоготипа сепараторов работа с тяжелыми массами требует примененияISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55140

сильных магнитных полей, на уровне 2,5-6 Тл. И при достаточно малыхамплитудах ускоряющего ВЧ-напряжения (в этом случае напряженностьполя составляет 1-3 В/см) нужны достаточно протяженныеучастки однородного магнитного поля (1-2 м). Оба эти направленияимеют физико-техническую основу в ННЦ ХФТИ.В настоящее время эксперименты проводятся на демонстрационноимитационнойустановке ДИС-1 [16], фотография которой и схематическийвид представлен на рис. 8 и 9. На рис. 9 цифрами обозначено: 1 –вакуумная камера (диаметр камеры D = 0.38 м, длина камеры L =1.75 м); 2 – плазменный источник (эквивалентный ток 2 А); 3 – магнитнаясистема (Н max = 0.35 Тл); 4 – коаксиальная система электродов длясоздания радиального электрического поля; 5 – торцовый коллектор; 6 –осевой коллектор; 7 – крионасос для откачки нейтральных частиц.Рис. 8. Рис. 9.Ведутся эксперименты с вращающейся в Е⊥Н полях плазмой, т.е.элементы, имитирующие ядерное топливо (ЯТ), должны выходить настенки разрядной камеры вследствие нагрева ионов при нестационарномциклотронном резонансе (ИЦР-неустойчивость), а элементы, имитирующиеядерную золу (ЯЗ), должны проходить вдоль оси разряднойкамеры. Сравнительно небольшие изменения в конструкции установкипозволят провести эксперименты по ИЦР-нагреву ядерной золы, когдаускоренные ионы ЯЗ будут выходить либо на стенку, либо на коаксиальныеэлектроды внутри плазмы, а ЯТ будет двигаться вдоль осимагнитного поля подобно рис. 4. Таким образом, две технологии могутбыть апробированы приблизительно в одинаковых условиях.На первом этапе имитационные эксперименты проводятся на газах Хе,Кr, Аr, СО 2 . При этом Хе имитирует уран. На рис. 10 приведены составТВЭЛа (а), максимумы распределения продуктов деления по элементампосле его эксплуатации (максимумы находятся в диапазонах масс233÷240, 120÷130, 85÷90) (б). Также в качестве имитационных объектов(в): для имитации плазмы UO 2 , Zr и продуктов деления можно использоватьсмеси газов Xe-Kr-Ar-(воздух) и СО 2 -Кr-Xe.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55141

а б вРис. 10.Плазменный источник. Плазменный источник является однимиз основных узлов сепаратора. Поэтому его выбор связан с выполнениемряда требований, определяющих выбор его конструкции:1) создание многокомпонентной плазмы (в сепараторе ОЯТ – изэлементов, находящихся в твердом состоянии, в имитационном устройстве– газовая плазма);2) плотность плазмы в выходном сечении – 10 10 -10 14 см -3 , придавлении нейтрального газа 10 -4 -10-5 Торр;3) желательно однородное распределение плотности плазмы ввыходном сечении;4) низкие электронные температуры, Т е ≈ 3 эВ для ОЯТ и 10-15 эВдля имитатора;5) стационарный режим работы для ОЯТ и квазистационарныйдля имитатора.Представлялось, что двухступенчатый источник, с плазменнымкатодом из газо-металлической плазмы [17], сможет решить проблемыв широком диапазоне плотностейплазмы, вплоть до 10 13 см -3 . Однакоего испытания при малых энерговкладахи плотностях не позволили получитьоднородную плазму по всемусечению сепаратора. Его развитиеммог бы быть трехступенчатый источникс инжекцией плазмы в систему сип LC ипРис. 13.магнитной пробкой [17], с плазменнымэмиттером в области нулевогомагнитного поля, однако для его работытребовались очень высокие разрядныетоки, около 1 кА в стационарном режиме. Поэтому был выбранисточник другого типа [18], обеспечивающий плотности плазмы науровне 5-8⋅10 10 см -3 , см. рис. 13 (1 – корпус; 2 – катод; 3 – анод; 4 –газораспределительная вставка; 5 – магнитная катушка; 6 – сердечникISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55142

с отверстием для напуска газа; 7 – алундовые кольца; 8 – фланец изнержавеющей стали; 9 – система водяного охлаждения). Дополнительнопроводились эксперименты с ВЧ-источником. На рис. 14 приведеноосевое распределение магнитного поля установки ДИС-1: а) при однонаправленносвключении поля источника и установки; б) при встречномих включении.H, Э25002000H, Э250020001500150010001000500L, см0-50 0 50 100 150 200аРис. 14.5000-50 0 50 100 150 200L, см-500бСценарий эксперимента. Плазма из плазменного источникадвижется вдоль силовых линий спадающего магнитного поля и выходитна коллекторы, расположенные в торце вакуумной камеры. Привключении радиального электрического поля Е плазма начинает вращатьсяв скрещенных радиальном электрическом поле Е и продольноммагнитном поле Н с частотой ω Е . При достижении условия ω E = ω ci /2,где ω ci – циклотронная частота иона с массой µ i в магнитном поле,происходит резонансное ускорение ионов. Ускоренные ионы могутвыйти на стенки вакуумной камеры в некой кольцевой области. Такимобразом, появятся сигналы на продольных коллекторах, расположенныхпо образующей, вдоль стенки вакуумной камеры. Одновременнотоки на коллекторы, располагающиеся в торце вакуумной камеры,должны уменьшиться (в идеальном случае – на величину, пропорциональнуюконцентрации ионов данного сорта в плазме). На стенки вакуумнойкамеры ускоренные ионы могут выходить в некоторой кольцевойобласти, которая имеет длину L, вдоль оси магнитного поля отr сi ⋅R/r сi .< L < 2πr сi ⋅R/r сi ., или R < L < 6R, где R – радиус плазмы, r сi –ларморовский радиус резонансных ионов. На антеннах и коллекторах,располагаемых в камере, должны появиться сигналы с резонанснойчастотой, а также сигналы с кратными частотами. Также возможенвыход плазмы в осевом направлении.В дальнейшем предполагается измерять изменение массового составаионов в области торцового коллектора, проводить десорбционный анализгазов с поверхностей продольного коллектора и измерять потоки ней-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55143

тральных атомов перезарядки на боковые поверхности камеры, и т.д.Система получения радиального электрического поля Е r вплазме, токовые и тепловые нагрузки. Пеннинговский разряд [2, 3]не позволяет получить радиальное электрическое поле по всему сечениюплазмы, поэтому в проекте [11] были применены электроды типаспирали Архимеда, витки которой задавали это распределение. Такоерешение потребовало мощной системы питания, которого не было внашем распоряжении, поэтому была выбрана система коаксиальныхколец (фотография коаксиальных электродов представлена нарис. 15,а, схема питания электродов – на рис. 15,б).R1R2+300C++225+1507575l 1l 2l+7575l k-175l k0а б вРис. 15.Коаксиальные электроды, задающие Е r поле в плазме могут бытьрассмотрены как одиночные зонды Ленгмюра, отчего на них появляютсявысокие токи и тепловые нагрузки, особенно в области высокихположительных потенциалов на электродах. На рис. 15,в представленатипичная зондовая характеристика с насыщением в электронной областиIII. В табл. 2 приведены плотности плазмы, ионных (протоны) иэлектронных токов, тепловые нагрузки на электродах, температураэлектродов при радиационном теплосъеме.Таблица 2 – Плотности плазмы, ионных (протоны) и электронных токов,тепловые нагрузки на электродах, температура электродов при радиационномтеплосъемеn i , см -3 10 11 10 12 10 13 10 14j + , А/см 2 0,025 0,25 2,5 25j − , А/см 2 1,0 10,0 100,0 1000,0W, Вт/см 2 250 2500T, °С 2200 >4000Плотность токов рассчитывалась по следующей формуле:j i = 0.4en i ⋅(2kT e /m) 1/2 , j M = j H ⋅(m H / m M ) 1/2 . (14)ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55144

Производительность и выбор параметров системы. Созданиеускорительной установки требует учета большого количества параметров,от которых зависит производительность сепаратора. Производительностьсепаратора определяется потоком плазмы из источника идальнейшая его транспортировка определяется условиями его постоянствав различных сечениях сепаратора, до области разделения, где частьпотока, селективно ускоренная, либо выходит из области распространенияпотока, либо поглощается поверхностями, располагаемыми в потоке.Производительность может быть определена:m = M∆µVllniαβSt, (15)где М − атомный вес изотопа; ∆µ − его процентное содержание; V ll −продольная скорость плазмы (для оценок введем V ll ≈ 10 5 см/с); n i –концентрация ионов плазмы (n i = 10 11 см −3 ); S – сечение плазмы (S =30 см 2 ); α – КПД ускорения ионов (оптимистическая оценка α ≈ 0,8,реально α может оказаться значительно меньше); β – КПД сбора ионов(β ≈ 0,6÷0,7); t – время наработки изотопов.Представленные выше условия ускорения ионов изотопов являются,по сути, сомножителями в коэффициенте α=δκλγ и др. Как будетвидно из дальнейшего, имеется ряд причин, по которым не все ионыданного изотопа могут быть вовлечены в режим ускорения, поэтомувеличина α=δκλγ < 1.В формуле (4), определяющей производительность плазменногосепаратора, существенно изменяемыми параметрами могут быть n i и S.Параметр V ll является ограниченным, поскольку нежелательно повышениетемпературы и связанное с ним образование двузарядных ионовурана U 2+ , которые будут уходить вместе с примесями, имеющимиатомный вес М≈119±ΔМ. При создании плазмы имеется еще одна особенность,которую необходимо отметить. Поскольку энергия ионизациикислорода больше ионизации U 2+ , то практически весь кислород окажетсяв газовой, а не плазменной фазе, и будет образовывать двуокись уранапрямо на стенках, где осаждаются ионы урана. Значения производительностисепаратора по различным массам приведены в табл. 3.Величина напряженности магнитного поля должна выбираться исходяиз того условия, что ларморовские радиусы тяжелых ионов не должныпревышать размеры вакуумной камеры. В табл. 4 приведены значенияларморовских радиусов для разных ионов с различной энергией.На рис. 16 представлена зависимость циклотронной частоты ω ciот величины магнитного поля для ионов Ar, Kr, Xe, U. Условие резонансадля компонентов вращающейся плазмы показано на рис. 17.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55145

Таблица 3 – Производительность сепаратора по различным массам(эквивалентный ток ионов урана I = 20А, S = 10 4 cм 2 , n = 10 11 см -3 ,c 1 = 20%, Т i = 3эВ)M, а.е.м.m (кг/год)20%m (кг/год)100%~6(литий)~20 (неон)~50(ванадий)~150(самарий)~240(уран, плутоний)43,7 80,2 126,2 218,7 273,91560Как видно из рис. 17, величины электрических полей для получениярезонансных условий для ионов аргона в магнитных полях величиной1 кЭ сильно отличаются от тех же величин для ионов U и Хе,поэтому имитировать ОЯТ и продукты распада необходимо с помощьютяжелых элементовТаблица 4 – Значения ларморовских радиусов однозарядных ионов различныхмассЭлементr i , см1 эВ 5 эВ 10 эВ 100 эВB, ЭU 238 1,57 3,52 4,97 15,74 10 3U 235 1,56 3,5 4,95 15,64 10 3Xe 1,17 2,6 3,7 11,72 10 3Kr 0,93 2,08 2,95 9,34 10 3Ar 0,64 1,44 2,02 6,45 10 3ω ci1,0x10 58,0x10 46,0x10 44,0x10 4ArKrXeUB,Oe1000900800700600500400UXeKrAr2,0x10 4300200O 2O0,0100200 400 600 800 10000 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50Β,ΟeU,VРис. 16. Рис. 17.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55146

12001000XeB,Oe800600Kr400200Ar00 20 40 60 80 100 120 140 160L,cmРис. 18. Рис. 19.Основным критерием для выбора параметров системы сепаратораявляется условия не перекрытия областей осаждения ядерного топливаЯТ с продуктами ядерной золы ЯЗ, см. рис. 18 и 19. На рис. 18 представленызависимости областей осаждения элементов U, Xe, Кr, Аr отвеличины магнитных полей и длины системы для линейного характеразависимости магнитного поля от длины системы.Как видно из рис. 18, при линейном характере убывания магнитногополя полное неперекрытие областей осаждения тяжелых элементоввозможно при длине системы не менее 7 м. Длина установки ДИС-1 составляет 1.6 м. Поэтому нами выбрана нелинейная конфигурациямагнитного поля, представленная на рис. 19.Результаты эксперимента. Эксперименты проводились со смесьюXe-Kr-СO 2 и индивидуальными газами Аr и СО 2 . На рис. 20,а,б,впредставлены распределения токов на 4 электрода торцового коллектораи осевого коллектора на рис. 20,г.Наличие характерных минимумов на графиках можно интерпретироватьиспользуя данные рис. 17. На рис. 20,а,б,в минимумы согласуютсяс ожидаемым положением ионов данной массы. Некотороесмещение минимумов на кривых может объясняться радиальной неоднородностьюмагнитного поля на разных радиусах, на которых располагаютсяколлекторы.Результаты экспериментов свидетельствуют о возможности разделенияэлементов во вращающейся плазме при выполнении условияω Е = ω сi /2. Энергозатраты на разделение оказываются достаточноблизкими к намеченным 0,5-1,0 кэВ/ион. Этот результат указывает нанеобходимость продолжения экспериментов с целью отработки технологииплазменной сепарации, оптимизации параметров для выполненияосновной цели – переработки ОЯТ.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55147

j, мA2.5Collector 1j,мкA50Collector 12Collector 2Collector 340Collector 2Collector 31.5Collector 430Collector 41200.5100Н,Э0 500 1000 1500 2000 2500j,мA1.6Collector 1Collector 21.2 Collector 3Collector 40.8аJ, ì êÀ0Н,Э0 500 1000 1500 2000 2500б1202200346 Ý (1)520 Ý (2) 2000100867 Ý (3)18001387 Ý (4)2253 Ý (5) 16008014001200601000H, Ý0.40Н,Э0 500 1000 1500 2000 2500вРис. 20.4020012380060040042005030 40 50 60 70 80 90 100 110 120L, ñìг8.6 Выводы.Создана экспериментальная электромагнитная плазменная установка,предназначенная для плазменного разделения элементов в имитационномэксперименте по разделению ОЯТ, которая включает: магнитнуюсистему, вакуумную систему, плазменный источник, системуэлектропитания, систему создания радиального электрического поля вплазме, систему диагностики плазмы.Результаты экспериментов свидетельствуют о возможности разделенияэлементов во вращающейся плазме. Ввиду малых магнитныхполей и ускоряющих напряжений энергетические затраты оказываютсядостаточно близкими к намеченным, т.е. около 0,5 кэВ/ион – величин,экономически целесообразных для обработки ОЯТ электромагнитнымметодом.Полученный результат указывает на необходимость дальнейшегопродолжения экспериментов по отработке технологии разделения элементов,уточнению величин и оптимизации параметров.Созданная установка может быть прообразом будущего опытнопромышленногоплазменного сепаратора для переработки ОЯТ.Список литературы. 1. Изотопы: свойства, получение, применение. В 2 т. Т.1 / Подред. В.Ю. Баранова. – М.: ФИЗМАТЛИТ, 2005. – 600 с. 2. Рожков А.М. , СтепановК.Н. , Супруненко В.А. , Фареник В.И Исследование возбуждения ионно- цик-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55148

лотронных колебаний в плазме, находящейся в скрещенных электрическом имагнитном полях // Физика плазмы и проблемы управляемого термоядерногосинтеза. – В. 1. – Киев: Наукова Думка, 1971. – С. 14-18. 3. Рожков А.М., СтепановК.Н. и др. Резонансная циклотронная неустойчивость во вращающейсяплазме // Физика плазмы и проблемы управляемого термоядерного синтеза. –В. 3. – Киев: Наукова Думка, 1972. – С. 193-202. 4. Иоффе М.С., Соболев Р.И.,Тельковский В.Г., Юшманов Е.Е. Исследование удержания плазмы в ловушке смагнитными пробками // ЖЭТФ, 1960. – Т. 39. – Вып. 6(12). – C. 1602-1611. 5.Байбородов Ю.Т., Готт Ю.В., Иоффе М.С., Юшманов Е.Е. Неустойчивыесостояния плазмы в ловушке с комбинированным полем // ЖЭТФ, 1966. – Т. 3.– Вып. 2. – С. 92-96. 6. Михайловский А.Б., Цыпин В.С. Высокочастотная неустойчивостьплазмы, находящейся в радиальном электрическом и продольноммагнитном полях // Письма в редакцию ЖЭТФ, 1966. – Т. 3. – Вып. 6. – С. 247-250. 7. Аскарьян Г.А., Намиот В.А., Рухадзе А.А. / Письма ЖТФ, 1975. – Т. 1. –С. 820. 8. Dawson J.M. et.al. Isotov Separation in plasma by use of ion cyclotronresonance // Plys. Reb.Lett. – 1976. – V. 37, 23. – Р. 1547-1550. 9. МуромкинЮ.А. . Разделение изотопов в плазме с помощью ионно-циклотронного нагрева// Итоги науки и техники. Физика плазмы. – Москва, 1991. – Т. 12. – С. 83. 10.Карчевский А.И., Лазько А.И., Муромкин Ю.А., Мячиков А.И., ПашковскийВ.Г., Устинов А.Л., Чепкасов А.В. Исследование разделения изотоповлития в плазме при изотопически селективном ИЦР – нагреве // Физика плазмы.– 1993 – Т. 19. – №3. – С. 411-419. 11. Litvak A., Agnew S., Anderegg F.,Cluggish B., Freeman R., Gilleland J., Isler R., Lee W., Miller R., Ohkawa T., PutvinskiS., Sevier L., Umstadter K., Winslow D. Archimedes Plasma Mass Filter // 30 thEPS Conference on Contr. Fusion and Plasma Phys. – St. Petersburg (Russia). 2003.– Vol. 27 A, O – 1.6 A. 12. Арцимович Л.А., Лукьянов С.Ю. Движение заряженныхчастиц в электрических и магнитных полях. Учебное пособие. – М.: Наука,1972. – 224 с. 13. Спитцер Л. Физика полностью ионизованного газа.– М.:Мир, 1965. – 112 с. 14. Тимофеев А.В. О разделении ионов многокомпонентнойплазмы в криволинейном магнитном поле // Физика плазмы. – 2000. – Т. 26. –№7. – С. 667-668. 15. Жильцов В.А., Кулыгин В.М., Семашко Н.Н. и др. Применениеметодов плазменной сепарации элементов к обращению с ядернымиматериалами // Атомная энергия. – 2006. – Т. 101. – Вып. 4. – С. 302-306. 16.Yegorov A.M., Yuferov V.B., Shariy S.V., Seroshtanov V.A., Druy O.S., YegorenkovV.V., Ribas E.V., Khizhnyak S.N., Vinnikov D.V. Preliminary study of the demoplasma separator // PAST №1. Ser.: “Plasma Physics”. – 2009. – No. 59 – P. 122-124. 17. Сероштанов В.А., Шарый С.В., Юферов В.Б., Друй О.С., ЕгоренковВ.В., Рыбас Е.В. Двухступенчатый плазменный источник со сжатым вакуумно-дуговымразрядом сепаратора // Вестник ХНУ им. Каразина. Физическаясерия "Ядра, частицы, поля". – 2008. – №794. – Вып. 1/37. – С. 111-114. 18.Шарый С.В., Сероштанов В.А., Юферов В.Б., Друй О.С., Егоренков В.В., РыбасЕ.В. Стационарный газовый плазменный источник тяжелых ионов с дрейфомэлектронов // Вестник ХНУ им. Каразина. Физическая серия "Ядра, частицы,поля". – 2008. – №794. – Вып. 1/37. – С. 121-124.Поступила в редколлегию 2.11.2010ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55149

ABSTRACTSVlasenko V.A.RESEARCH OF PHASES MUTUAL INDUCTIONS IN THESWITCH-RELUCTANCE MOTOR.Field models of different induction motors are constructed for definition oftheir phase mutual inductances. Propositions concerning these phases mutualinductions account are formulated.Index terms – switch-reluctance motor, phases, mutual induction.Galajko L.P.IMITATING MODELING OF DYNAMIC CHARACTERISTICSIN THE SWITCH-RELUCTANCE MOTOR USED IN WASHINGMACHINES.In close analysis of various dynamic modes of switch-reluctance motorsused in washing machines based on Simulink program of Mathlab software isresulted. Developed imitating models and computation results are set out for themotors of 90 W and 2900 rotations per minute.Index terms – switch-reluctance motor, imitating model, dynamiccharacteristics, modeling.Getman А.V.ANALYSIS OF METHODICAL ERROR AT MEASURING OFSPATIAL HARMONICS IN TECHNICAL OBJECT MAGNETICFIELDS BY MEASURING SYSTEM OF FOURTEEN GAUGES.Practical use of magnetic field spatial harmonics above dipoles is set upfor estimation of the dipole methodical error at measuring of technical objectsmagnetic fields. Dependence of the methodical error from displacement of adipole into the technical object is analyzed at measuring its magnetic moment.Index terms – technical object, magnetic field, spatial harmonic,dipole, measuring, methodical error.Goncharov J.V.APPLICATION OF AN ELECTROMAGNETIC SUPERCON-DUCTING CURRENT LIMITER.In close an electromagnetic current limiter of short circuit is offered. Thedesign of the limiter and its principle of operation are considered.Index terms – superconducting current limiter, design, principle ofoperation.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55150

Gurin A.G., Mostovoj S.P., Pidashov V.V., Jarmak N,S.SEISMOPROSPECTING COMPLEX OF RADIATORS FORMONITORING OFPETROLEUM STOCKS ANDINTENSIFICATION OF ITS EXTRACTION FROM OPERATINGCHINKS.In close a seismoacustic complex for increase of working chink efficiencyby simultaneous action on its productive layer superficial and chinksradiators of electrodynamic and electrohydraulic types is considered. It is offeredto define preliminary stocks of petroleum in the chink collector by seismoacousticmethod, scanning its volume by directed radiation.Index terms – electrodynamic radiator, electrohydraulic radiator,seismoprospecting complex, stocks of petroleum.Maleev A. M., Egorov B. A.PROBLEM OF MAGNETIC FIELD COMPUTATION IN SRMAND MODERN METHODS OF ITS DECISIONIN.The problem of magnetic field computation in SRM is especially topicalat determination of its electromagnetic moment according to the magnetic field.Methods of the problem decisionin are proposed in the article.Index terms – SRM, magnetic field, computation.Kozorezov A. E., Egorov B. AGEOMETRICAL COMPUTATION OF COLLECTOR KNOTINTERFACES.Computation of safe interfaces of a plate, a cuff and a press flange in a collectorknot are resulted.Index terms – collector knot, plate, cuff, press flange, computation.Konograj S.P.FORECASTING OF OIL LAYERS TEMPERATURE IN THEPOWER TRANSFORMER EQUIPMENT BY MEANS OF NEURALNETWORKS.Possibility and prospects of application of neural networks methods for forecastingof temperature in top oil layers of the power transformer equipment inits operation mode are considered. Comparison of forecasting and measurementsdates are resulted.Index terms – power transformer equipment, oil layers, temperature,forecasting, neural networks methods.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55151

Kuznetsov B.I., Bovduj I.V., Voloshko A.V., Vinichenko E.V.ROBUST CONTROL SYNTHESIS BY ROLLING MILLS MAINDRIVES WITH RELATED THROUGH THE ROLLED METAL.The method of robust control synthesis by main drives of flatting mills asa two mass electromechanics system for the short line and as a three mass electromechanicssystem for the long line are developed taking into account theresilient elements in transmissions boundary path by the executive engines, reducinggears and rental felling and taking into account the friction nonlinearmoments between felling by the mutual influencing of rental rollers on eachother during rolling through the rolled metal. The example of dynamic characteristicsfor such system is given.Index terms – rolling mills, main drives, robust control system.Lupikov V.S., Lelyuk N.A., Mvudjo E.FEATURES OF MATHEMATICAL MODELING OFCONTACTS REBOUND IN SWITCHING ELECTRIC DEVICES.Mathematical modeling of process of moving contact rebound processin a switching electric device are resulted for elastoviscous model of blow.Features of the model are considered and recommendations about increaseof accuracy of modeling are given.Index terms – electric device, contacts, rebound, elastoviscous model,modeing.Moroz A.N., Cherenkov A.D.DETERMINATION OF OPTIMAL PARAMETERS INCONTINUOUSLY WORKONG DRYER USED FOR DRYINGWOOL BY ELECTROMAGNETIC FIELDS.Full factorial experiment determining optimal parameters in continuouslyworking dryer of wool by electromagnetic fields of extremely highfrequency range are resulted.Index terms – dryer, electromagnetic field, drying chamber, optimalparameters.Naboka B.G., Besprozvannyh A.V., Moskvitin E.S., Butko M.V.,Butko S.M., GolovanA.A.CRITERIA ON A TANGENT OF DIELECTRIC LOSS ANGLEAT ESTIMATION OF OPERATION QUALITY REQUIREMENTSIN POWER CABLES WITH PAPER-OIL ISOLATION.Correlation dependences between a tangent of a corner of dielectriclosses that characterized not destroying of cable isolation and fatigue dura-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55152

ility on breaking strength of its paper-oil isolation are presented. it allowsputting into practice the tg δ parameter as a criteria at estimation of operationquality requirements in power cables isolation.Index terms – power cables, paper-oil isolation, dielectric losses, estimation.Naniy V.V., Miroshnichenko A.G., Yukhimchuk V.D., Dunev A.A,Maslennikov A.M., Egorov A.V., Potochkiy D.V.DESIGNING AND TESTING ASPECTS IN ELECTRICMOTORS WITH ROLLING ROTOR.Researches of dynamic characteristics in the motor with rolling rotor(MRR) are resulted for eight and six slotting machine designs. Magneticfield distribution in the motor are got up taking into account non-uniformityof air-gap for different types of motor designs and their comparative analysisis resulted.Index terms – electric motor with a rolling rotor (MRR), dynamiccharacteristics, air-gap, non-uniformity, six (eight) slotting machinedesign.Nesterenko I.A.DESIGNING OF OPTIMAL ELECTROMAGNETIC SYSTEMSOF DRUM SEPARATORS.The possibility of the purposeful synthesis of drum separators withopen multi-pole electromagnetic systems is investigated on such criteria ofoptimality as minimum weight of active material and minimum power consumptionin steady-state thermal regime. We derive the Equations of optimalrelations between objective function and parameters of the electromagneticsystem are got up.Index terms – drum separator, electromagnetic systems, designing,optimization.Sakhno A.A.MATHEMATICAL MODEL FOR PREDICTION OF THEREMAINING RESOURCE OF CURRENT TRANSFORMERS OF330-750 kV WITH OIP INSULATION.This paper describe the results of the Mathematical model of currenttransformer 330-750 kV with OIP insulation is resulted for prediction of itsremaining resource. The model is based on theoretical law of the Gompertzdistribution and Cox’s proportional hazards one. It is intended for currenttransformers on-line monitoring systems for improving their diagnostics.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55153

Index terms – current transformers, remaining resource, prediction,Cox’s model.Tkachuk V.I., Bilyakovskij I.Ye.ELECTRIC DRIVE WITH SWITCHED RELUCTANCEMOTOR FOR THE TRAM WITH NARROW TRAM-LINE.An electric drive of wheels for the tram with narrow tram-line is offeredbasing on switched-reluctance motor with parallel buffer of energy. Itsmain characteristics allow the motor successfully to compete with tractioncollector ones. It has higher reliability and less volume of active part.Index terms – switched-reluctance motor, electric drive, buffer ofenergy, characteristics.Chepeljuk A.A., Emelianov V.L.ANALYSIS OF CONSTRUCTIVE SCHEMES OFELECTROMECHANICAL DEVICES FOR AUTOMATIC RESERVEINCLUSION OF 0,4 kV.An analysis of constructive schemes of devices intended for automaticreserve of 0,4 kV is carried out. Perspective ways of improvement of thedevices are defined in view of using in them domestic element base.Index terms – automatic reserve inclusion, devices, constructiveschemes, improvement, domestic element base.Cherniavskaja M.V., Kuznecov A.I., Karpaljuk I.T., Glebova M.L.COMPUTATION OF ADDITIONAL LOSSES ANDELECTROMAGNETIC MOMENT PULSATIONS IN SWITCH-RELUCTANCE MOTOR.It is shown that at research of additional losses and pulsations of electromagneticmoment in the switched reluctance motor the traditional replacementof its real phase current form by trapezoid is not always correct.The comparative analysis of additional losses is carried out.Index terms – switched reluctance motor, electromagnetic moment,pulsations, additional losses, computation.Shevchenko S.Ju., Ganus A.I., Savchenko N.A.SHORT-TERM FORECASTING OF A POWERCONSUMPTION IN INDUSTRIAL ENTERPRISES.An analysis of main problems at short-term forecasting of a powerconsumption in industrial enterprises is resulted. Possible approaches concernedto choice of a short-term forecasting technique in industrial enter-ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55154

prises are shown in view of their power consumption.Index terms – industrial enterprises, power consumption, shorttermforecasting, problems.Yuferov V.B., Egorov A.M., Sharuy S.V., Druy O.S., Ilicheva V.O.,Shvec M.O., Tkachova T.I., Svichkar A.S., Higniak S.N.MAGNETIC-PLASMA REGENERATION OF THEFULFILLED NUCLEAR FUEL.The review and analysis of existing methods used for separation ofsubstances in the fulfilled nuclear fuel is resulted. Productivity of separatorsis estimated. Results of researches on installation DIC-1 intended for divisionof substance on mass groups of the fuel plasma condition are resulted.Index terms – electromagnetic separator, fulfilled nuclear fuel,magnetic-plasma.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55155

ВИМОГИдо оформлення статей у Віснику Національноготехнічного університету "ХПІ",тематичний випуск "Проблеми удосконалення електричних машині апаратів. Теорія і практика"Оформлення основних елементів статті – за зразком нижче. Оригіналстатті готується в редакторі Microsoft Word (2000-2003) на українській/ російській мові. Формат листа – А5. Поля: низ – 25 мм, інші – по20 мм. Між елементами статті інтервал в один порожній рядок 10 pt.Заповнення останнього листа – не менше 80 %.Стаття відправляється в редакцію в друкарському варіанті (1прим.) та в електронному варіанті по E-mail або на диску (без колонтитуліві нумерації сторінок). Друкарський варіант надається на листахбілого паперу формату А4 щільністю 80-90 г/м 2 , надрукованих на лазерномупринтері з роздільною здатністю не менше 300 dpi, на однійстороні листа.Починаючи з 2011 р. всі статті проходять незалежне рецензуванняз підписом рецензента наприкінці статті.До статті додаються (по 1 прим.):1 СУПРОВІДНИЙ ЛИСТ, де вказується направлення (рубрика),за яким рекомендується публікація статті, й перелік документів наведенихнижче.2 АКТ ЕКСПЕРТИЗИ (для громадян України) або офіційний листз проханням опублікувати статтю (для громадян зарубіжних країн).3 АНОТАЦІЯ АНГЛІЙСЬКОЮ МОВОЮ (приклад приведенийнижче).4 ДАНІ ПРО АВТОРІВ на мові статті (прізвище, ім'я, по батьковіповністю, організація, посада, поштова адреса, телефон, E-mail).5 КОПІЯ ДОКУМЕНТА ПРО ОПЛАТУ за публікацію.Друкарські матеріали статті відправляють за адресою:Кафедра "Електричні апарати", НТУ "ХПІ", вул. Фрунзе, 21,м. Харків, 61002, Україна.Електронний варіант відправляють за адресою:lupikov@kpi.kharkov.uaДовідки за тел.:відповідальний редактор Лупіков Валерій Сергійович(057) 707 68 64, mob. 0674923709секретар Себякина Наталія Валентинівна, mob. 0667353882.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55156

УДК ... (10 pt)Б.І. КУЗНЕЦОВ, д-р техн. наук, проф., зав. відділом, НТЦ МТОНАН України, ХарківТ.Б. НІКИТИНА, канд. техн. наук, докторант, НТУ "ХПІ", ХарківБУАКЛІН МОХАММЕД АЛІ, аспірант, НТУ "ХПІ", ХарківНАЗВА(10 pt, жирний, вирівнювання по лівому краю з відступом 0,75 см.,заголовні букви, без перенесень і скорочень)Текст анотації (9 pt) українською мовою, до 5 рядків (для громадян України).Текст анотації російською мовою, до 5 рядків.Вступ. У журналі публікуються результати досліджень і огляди в областіелектричних машин і апаратів, сильних електричних і магнітнихполів, теоретичної електротехніки, електричного транспорту, світлотехніки,що не публікувалися раніше (10 pt).Мета, завдання дослідження.Назва розділу і результати розв’язання завдання. Зміст структуруєтьсязгідно вимогам постанови Президії ВАК України № 7-05/1від 15.01.2003 р. Стаття складається з розділів, назви яких відображаютьактуальність і стан проблеми, методи дослідження, результатитеоретичних і/або експериментальних досліджень, аналіз результатів,перспективи використання.Висновки.Список літератури – література, електронні ресурси.В кінці статті приводиться фото кожного автора з короткою інформацією(9 pt).Текст оформляється шрифтом Times New Roman 10 pt з одиночнимміжрядковим інтервалом. Абзацні відступи – 0,75 см. Назва розділу оформляєтьсяжирними буквами.Математичні формули створюються у вигляді окремих об'єктів вредакторі формул Microsoft Equation. Розміри (pt): звичайний – 10,крупний індекс – 8, дрібний індекс – 6, крупний символ – 16, дрібнийсимвол – 10. Стиль: текст, змінна – курсив; матриця, вектор – напівжирнийкурсив; інші – нормальний без нахилу. Формули розташовуютьсяпо центру і нумеруються в межах статті, номер – праворуч:ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55157

N = τ u T , (1)maxде N – …; τ u max – …; T mu – … .Однакові символи в тексті і формулах повинни співпадати.Ілюстрації (рисунки, фото, діаграми) і таблиці (9 pt) оформляютьсяза зразком без назв, всі пояснення – в тексті. Рисунки оформляютьсяв редакторі Microsoft Word як окремі об'єкти в тексті. Рисункита таблиці відокремлюються від тексту інтервалом в один порожнійрядок 10 pt.ЕОmuH 1 H 2 H 3 IАМВСРис. 1.Поле ліворучПоле праворучПоле зверхуПоле знизуТаблиця 1 .20 мм20 мм20 мм25 ммСписок літератури оформляється за зразком, згідно стандартуДСТУ 7.1-2006.Посилання на математичні формули, ілюстрації, таблиці, джерела інформаціїдаються за зразком: (1), (2)-(4); рис. 3, рис. 4,а; табл. 2; [5], [2-5].Список літератури: 1. Сосков А.Г., Соскова И.А. Полупроводниковые аппараты:коммутация, управление, защита. – К: Каравелла, 2005 – 344 с. 2. ЮферовВ.Б., Егоров А.М., Шарый С.В. и др. Магнитоплазменная регенерация ОЯТ //Вісник Національного технічного університету "Харківський політехнічнийінститут". Зб. наук. праць. Тематичний вип.: Проблеми удосконалення електричнихмашин і апаратів. – Харків: НТУ "ХПІ". – 2008. – №40. – С. 66-83. 3.Пат. 31677, Україна, МПК G01R 33/00. Пристрій для компенсації змінногомагнітного моменту струмів / О.Г. Король, В.С. Лупіков, О.Г. Середа та ін. –№ u200708718. Заявлено 30.06.2007. Опубл. 25.04.2008, Бюл. № 8. – 3 с. 4.Бібліотека і доступність інформації у сучасному світі: електронні ресурси внауці, культурі і освіті / Л.Й. Костенко, А.О. Чекмарьов, А.Г. Бровкін, І.А.Павлуша // Бібліотечний вісник. – 2003. – № 4. – С. 43. – Режим доступу дожурналу: http: // www.nbugov.ua / articles / 2003 / 03klinko.htm.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55158

Фото авторів (2,5×3 см, не менше 300 dpi). Для кожного автора:прізвище, ім'я, по батькові; вчений ступінь; дати захисту дипломів ідисертацій, місце захисту; місце роботи, посада; короткий опис напрямівнаукової діяльності – за зразком, інші відомості – на розсуд автора.Лупіков Валерій Сергійович, професор, доктор технічних наук.Захистив диплом інженера, дисертації кандидата і доктора технічнихнаук в Харківському політехнічному інституті за фахом електричнімашини і апарати, відповідно в 1973, 1987 і 2004 рр. Завідувачкафедрою "Електричні апарати" Національного технічногоуніверситету "Харківський політехнічний інститут" з 2005 р.Наукові інтереси пов'язані з проблемами фізичних полів електричнихапаратів, електромагнітної сумісності технічних засобів,магнетизму технічних об'єктів, магнітною левітацією.Надійшла до редколегії 24.03.2009Анотація (на англійській мові).Rassalsky A.N., Luchko A.R., Konograj S.P., Guk A.A.APPLICATION OF THE THERMAL MODEL TO POWERAUTOTRANSFORMER FOR COMPUTATION OF ITS ELEMENTSHEATING WITH ACCOUNT OF OPERATION MODE.In clause, the thermal model of power autotransformer is considered.That allows estimating its elements temperature in modes of operation.Comparison of computations on the GOST 14209-96 techniques and theoffered thermal model are resulted.Index terms – power autotransformer, thermal model, computations.Направлення (рубрики) тематичного випуску:– електричні машини;– електричні апарати;– теоретичні основи електротехніки;– сильні електричні та магнітні поля;– електричні станції;– комп’ютерне моделювання;– використання електротехнологій;– пристрої та методи неруйнівного контролю;– електричний транспорт;– інформація, гіпотези, думки.ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55159

СОДЕРЖАНИЕВласенко В.А.Дослідження взаємоіндукції фаз вентильно-індукторного двигуна ................... 3Галайко Л.П.Имитационное моделирование динамических характеристик вентильноиндукторногодвигателя стиральной машины .................................................... 9Гетьман А.В.Анализ методической погрешности определения пространственных гармоникмагнитного поля технических объектов четырнадцати датчиковойсистемой............................................................................................................ 13Гончаров Є.В.Застосування електромагнітного надпровідного обмежувача струму ............. 19Гурин А.Г., Мостовой С.П., Пидашов В.В., Ярмак Н.С.Сейсморазведочный комплекс излучателей для мониторинга запасовнефти и интенсификации ее добычи из действующих скважин ....................... 23Егоров Б.А., Малеев А.М.Проблемы расчета магнитного поля ВИРД (вентильных индукторнореактивныхдвигателей) и современные методы решения этой проблемы ...... 33А.Е. Козорезов, Б.А. Егоров,Геометрический расчет сопряжений коллекторного узла ................................ 38Конограй С.П.,Прогнозирование температуры верхних слоев масла силового трансформаторногооборудования с помощью нейронных сетей ................................... 43Кузнецов Б.И., Волошко А.В., Бовдуй И.В., Виниченко Е.В.,Синтез робастного управления синхронными приводами прокатных становс учетом их взаимосвязи через прокатываемый металл............................. 49Лупиков В.С., Лелюк Н.А., Мвуджо Е.Особенности математического моделирования отброса контактов комутационныхэлектрических аппаратов ............................................................... 60Мороз А.Н., Черенков А.Д.Определение оптимальных параметров сушильной установки непрерывногодействия для сушки шерсти с помощью электромагнитных полей ......... 70ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55160

Набока Б.Г., Беспрозванных А.В., Москвитин Е.С., Бутко М.В.,Бутко С.М., Головань А.А.Критерии по тангенсу угла диэлектрических потерь для оценки техническогосостояния силовых кабелей с бумажно-пропитанной изоляцией вэксплуатации ..................................................................................................... 75Наний В.В., Мирошниченко А.Г., Юхимчук В.Д., Дунев А.А.,Масленников А.М., Егоров А.В., Потоцкий Д.В.Аспекты проектирования и испытания двигателей с катящимся ротором....... 83Нестеренко И.А.Проектирование оптимальных электромагнитных систем барабанныхсепараторов ....................................................................................................... 88Сахно А.А.Математическая модель прогноза остаточного ресурса трансформаторовтока 330 – 750 кВ с бумажно-масляной изоляцией конденсаторного типа ...... 97Ткачук В.І., Біляковський І.Є.Електропривод коліс вузькоколійного трамваю на базі вентильного двигуна................................................................................................................. 106Чепелюк А.А., Емельянов В.Л.Анализ конструктивных схем электромеханических устройств автоматическоговключения резерва напряжением 0,4 кВ ........................................... 113Чернявська М.В., Кузнецов А.І., Карпалюк І.Т., Глєбова М.Л.,Розрахунок додаткових витрат та пульсацій електромагнітного моментувентильного двигуна змінного струму ........................................................... 120Шевченко С.Ю., Ганус А.И., Савченко Н.А.Краткосрочное прогнозирование электропотребления промышленныхпредприятий .................................................................................................... 125Юферов В.Б., Егоров А.М., Шарый С.В., Друй О.С., Ильичева В.О.,Швец М.О., Ткачева Т.И., Свичкарь А.С., Хижняк С.Н.Магнитоплазменная регенерация ОЯТ ........................................................... 128ABSTRACTS .................................................................................................. 149Вимоги до оформлення статей у Віснику Національного технічногоуніверситету "ХПІ" ......................................................................................... 155ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55161

Наукове виданняВІСНИКНАЦІОНАЛЬНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ"ХПІ"Збірник наукових працьТематичний випуск"Проблеми удосконалення електричних машин і апаратів.Теорія і практика"№ 55’2010Відповідальний за випуск: В.М. ЛуньоваНауковий редактор: В.С. ЛупіковТехнічні редактори: Н.В. Себякіна, І.С. ВаршамоваОбл.-вид. №Підп. до друку 14.05.2010 р. Формат 60×84 1/16. Папір офісний.RISO-друк. Гарнітура Таймс. Умов. друк. арк. 9,5. Наклад 300 прим. 1-й завод1-80. Зам. № . Ціна договірна.Видавничий центр НТУ "ХПІ".Свідоцтво про державну реєстрацію ДК № 116 від 10.07.2000 р.61002, Харків, вул. Фрунзе, 21Друкарня НТУ "ХПІ", 61002, Харків, вул. Фрунзе, 21ISSN 2079-3944. Вісник НТУ "ХПІ". 2010. № 55162