ПРЕДИСЛОВИЕ

В настоящее время свыше 10% вырабатываемой в стране электрической энергии расходуется на-цели освещения. Более 70% генерируемого светового потока создается экономичными разрядными источниками света, прежде всего ртутными лампами низкого и высокого давления.

Технические и экономические параметры разрядных ламп, светильников, облучателей, осветительных и облучательных установок существенно зависят от параметров пускорегулирующих аппаратов (ПРА), без которых не могут работать практически все разрядные лампы. Разрядный источник света и ПРА образуют единый комплект, элементы которого находятся в неразрывной взаимосвязи. Так, от параметров ПРА зависят световая отдача комплекта лампа—ПРА, срок службы лампы, габаритные размеры и стоимость светильника, затраты на осветительную установку и т. д.

Традиционные массовые электромагнитные ПРА рассеивают в виде тепла до 25% электрической энергии, потребляемой лампой. Ежегодно на производство ПРА расходуются дефицитная электротехническая сталь и обмоточный провод. В течение ряда лет проводились систематические исследования электромагнитных ПРА, направленные на снижение расхода электротехнических материалов и потерь. Разработка и внедрение новых серий в 11 —12-й пятилетках позволили существенно повысить технико-экономические параметры ПРА массовых типрв. Удельная материалоемкость наиболее массовых ПРА соответствует лучшим мировым аналогам. При традиционно Используемых соотношениях электрических параметров разрядных источников овета и питающей сети параметры электромагнитных- ПРА близки к предельно возможным.

Однако массовый выпуск электромагнитных ПРА диктует экономическую целесообразность проведения научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ по поиску новых схемных решений ПРА и по дальнейшему совершенствованию комплекта лампа—электромагнитный ПРА. Это необходимо, поскольку даже незначительное улучшение параметров обеспечивает при массовом производстве большой экономический эффект.

Наряду с совершенствованием электромагнитных ПРА в настоящее время большое внимание уделяется проблеме создания полупроводниковых ПРА, обеспечивающих высокий КПД (85% и выше), существенное снижение расхода электротехнической стали и обмоточного провода, повышение световой отдачи ламп, снижение акустического шума и т. д.

Исследования в области полупроводниковых ПР А ведутся как у нас в стране, так и большинством крупных зарубежных электротехнических фирм, среди которых General Electric (США), Siemens и ВВС (ФРГ), Mazda (Франция), Ivasaki (Япония) и др.

Разработка новых типов электромагнитных и полупроводниковых ПРА с улучшенными параметрами для широкой номенклатуры разрядных ламп осуществляется на основе методов расчета, учитывающих специфику работы разрядных ламп, светильников, облучателей и установок.

Основная задача, которую авторы ставили перед собой при написании этой книги, состоит в рассмотрении комплекса современных расчетных методов, являющихся теоретической базой при разработке, анализе и синтезе новых схем, конструкций и конструктивных серий ПРА как электромагнитного, так и полупроводникового типов. В книге не повторяются общеизвестные и широко распространенные методы расчета ПРА, вошедшие в государственные стандарты, рекомендации СЭВ, Публикации МЭК. и другую документацию. Эти методы, а также схемные решения ПРА электромагнитного и полупроводникового типов, достаточно полно описаны в книге В. М. Скобелева, Е. И. Афанасьевой «Источники света и пускорегулирующая аппаратура» (М.: Энергоатомиздат, 1986) и в «Справочной книге по светотехнике» под редакцией Ю. Б. Айзенберга («Пускорегулирующие аппараты», М.: Энергоатомиздат, 1983. Разд. VI). Настоящая' книга является дальнейшим их развитием, излагающим новые методы расчета, анализа схем и конструкций ПРА, измерения их параметров. Вместе с тем в ней сделана попытка обобщить накопленный опыт по расчету схем, разработке конструкций и технологии изготовления ПРА для разрядных ламп. Авторы надеются, что книга поможет в практической деятельности широкому кругу специалистов, занимающихся исследованием, разработкой и производством ПРА и применением разрядных ламп.

Работа над книгой распределялась следующим образом: предисловие, гл. 1 и § 3.3 написаны А. М. Троицким, гл. 2—4 (кроме § 3.3) и гл. 7 (кроме § 7.4) — А. Е. Краснопольским, гл. 5, 8 и § 7.4—В. Б. Соколовым, гл. 6 — А. Е. Краснопольским и В. Б. Соколовым.

Авторы выражают благодарность канд. техн, наук М. Е. Клыкову, просмотревшему рукопись и сделавшему замечания, канд. техн, наук Б. В. Алампиеву, А. П. Дудовцеву и канд. техн, наук Н. Г. Тарасенко, любезно предоставившим авторам материалы по технологии производства электромагнитных ПРА, которые были использованы в книге.

Замечания и предложения авторы просят направлять в Энергоатомиздат по адресу: 113114, Москва М-114, Шлюзовая наб., 10.

Авторы

ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

Aq и Bq — амплитуды косинусоидальной и синусоидальной составляющих гармоники с номером q

а„ bj — коэффициенты аппроксимации

А, В, С, D — переменные коэффициенты

Ал — коэффициент, входящий в аппроксимирующее выражение функции ионизации разрядных ламп высокого давления

Вт — максимальная магнитная индукция в магнитопроводе

С№ — коэффициенты матрицы

С — емкость конденсатора

Сл — проводимость лампы

g„ — приведенная проводимость лампы (при U, = Go)

g0 — начальная приведенная проводимость лампы

GCT и Go6 — массы стали магнитопровода и обмотки дросселя

Нт — максимальная напряженность магнитного поля

и I — действующие значения тока лампы и дросселя i„ — мгновенное значение тока лампы

Лб — плотность тока в обмотке дросселя

• К, — коэффициент амплитуды тока

Кд — безразмерный коэффициент, учитывающий изменение подвижности электронов при отклонении напряжения от установившегося UQ

Кп кК,Кп кК,— коэф( >ициент — коэф( >ициент — коэффициент — коэффициент — коэ< )< >ициент — коэффициент,— коэф( >ициент — коэф( >ициент — коэффициент — коэффициент — коэ< )< >ициент — коэффициент,мощности лампы

Кп к

К,

Кп к

К,

— коэф( >ициент — коэф( >ициент — коэффициент — коэффициент — коэ< )< >ициент — коэффициент,

— коэф( >ициент — коэф( >ициент — коэффициент — коэффициент — коэ< )< >ициент — коэффициент,

нелинейности характеристики

К*К*заполнения пакета магнитопровода сталью заполнения окна магнитопровода обмоткой формы напряжения на дросселе

К*

К*

учитывающий отходы при штамповке пластин

магнитопровода

L — коэффициент самоиндукции

Lp — уровень звуковой мощности

Ld — уровень звукового давления

£ра6 — средний срок службы аппарата

Mv — нелинейная функция, определяющая скорость ионизации плазмы положительного столба разряда

т3 — отношение G„/G3

тп — отношение UJUn

т„ п^ е, — безразмерные конструктивные параметры магнитопровода дросселя

ме — средняя концентрация электронов в положительном столбе разряда

Рст и Роб — потери в стали магнитопровода и в обмотке дросселя

Р^, — удельные потери в стали магнитопровода дросселя, измеренные при В„=1 Тл и частоте /

Роб — удельные потери в обмотке дросселя при J= 1 А/мм2 Рл — мощность лампы

Р — мощность потерь в дросселе

Q — заряд конденсатора

R — активное сопротивление

RCT — сопротивление, учитывающее потери в магнитопроводе дросселя Ro6 — сопротивление обмотки дросселя

RM — магнитное сопротивление

SCI — сечение стали магнитопровода

Sa, — площадь окна магнитопровода t( — момент времени

Тп — период

— длительность импульса

Л Г—перепад температуры

Un — действующее напряжение на лампе

Un — действующее напряжение питания

— действующее значение эквивалентного напряжения на участке разрядная лампа—идеализированный дроссель без потерь 1/др — действующее напряжение на дросселе

ил — мгновенное значение напряжения на лампе

I/' — напряжение перезажигания

Ur. ср — среднее напряжение горения разряда

Uo — установившееся напряжение на лампе при постоянном токе

Uc — действующее напряжение на конденсаторе

^ст и И^ — объемы стали магнитопровода и обмоточного провода дросселя

w — количество витков обмотки дросселя

XL и Хс — индуктивное и емкостное сопротивления

ZCT, Z^ — стоимости стали магнитопровода и обмотки дросселя «эф — эффективный коэффициент теплоотдачи

а — фазовый угол

Р — безразмерный коэффициент, учитывающий изменение подвижности электронов при изменении электронной температуры

Уст и Уоб — плотности стали магнитопровода и провода обмотки

— безразмерный коэффициент, характеризующий спад напряжения на лампе в течение половины периода переменного напряжения Дп— пауза тока

Ха» Кк — коэффициенты чувствительности параметров дросселя 0 — безразмерное время (0 = сот)

ц, — относительная магнитная проницаемость

р — безразмерный коэффициент, характеризующий наклон статической характеристики лампы

о — относительный воздушный зазор

Т; — интервал времени т — постоянная времени тл — постоянная времени деионизации лампы ср — начальный угол

Т — потокосцепление дросселя (индуктивного элемента)’ со — угловая частота

— приведенная частота

Глава первая

СХЕМЫ ПРА И ЗАДАЧИ ИХ РАСЧЕТА

КЛАССИФИКАЦИЯ СХЕМ ПРА

Пускорегулирующий аппарат—светотехническое изделие, с помощью которого осуществляется питание разрядной лампы от электрической сети, обеспечивающее необходимые режимы зажигания, разгорания и работы лампы и конструктивно оформленное в виде единого аппарата или нескольких отдельных блоков.

Пускорегулирующий аппарат обеспечивает:

зажигание разрядной лампы, т. е. пробой межэлектродного промежутка и формирование в нем требуемого вида разряда. Указанная функция обычно выполняется зажигающим устройством, которое часто является составным элементом ПРА. Для надежного зажигания лампы ПРА должен иметь определенные выходные параметры в режиме холостого хода, т. е. в режиме работы схемы включения при негорящей лампе. К ним относятся форма, значение напряжения, подаваемого на электроды лампы в период ее пуска, а при необходимости значение тока предварительного подогрева электродов и др.;

разгорание разрядной лампы, т. е. процесс установления рабочих параметров лампы после ее зажигания. Продолжительность разгорания лампы, а также характер изменения тока в ней в течение этого процесса зависят не только от газового наполнения лампы и соотношения температур ее колбы в холодном и рабочем состоянии, но и от типа и параметров ПРА [1.1];

устойчивость режима работы разрядной лампы в контуре, заключающуюся в способности контура автоматически восстанавливать исходное значение тока при его флюктуационных изменениях. Наличие данной функции у ПРА, которая выполняется с помощью токоограничивающих элементов (стабилизаторов тока), связано со спецификой статических вольт-амперных характеристик ламп (ВАХ). Обеспечить устойчивый режим работы от источника напряжения без токоограничивающих элементов-балластов принципиально невозможно для разрядых ламп, имеющих падающие ВАХ. Для ламп с возрастаю-

Рис. 1.1 Обобщенная структурная схема однолампового ПРА (ВИП— вторичный источник питания;СТ—стабилизатор тока; ЗУ—зажигающее устройство)Рис. 1.1 Обобщенная структурная схема однолампового ПРА (ВИП— вторичный источник питания;СТ—стабилизатор тока; ЗУ—зажигающее устройство)

Рис. 1.1 Обобщенная структурная схема однолампового ПРА (ВИП— вторичный источник питания;СТ—стабилиза

тор тока; ЗУ—зажигающее устройство)

Рис. 1.1 Обобщенная структурная схема однолампового ПРА (ВИП— вторичный источник питания;СТ—стабилиза

тор тока; ЗУ—зажигающее устройство)

щими ВАХ устойчивая работа от сети возможна и без балласта. Однако при малом наклоне характеристики это не всегда экономически целесообразно из-за низкой стабильности работы комплекта лампа — ПРА.

Помимо элементов ПРА, выполняющих его основные функции, в схему аппарата может входить и вторичный источник питания. Обобщенная структурная схема однолампового ПРА показана на рис. 1.1.

Кроме основных функций ПРА может подавлять радио- помехи, создаваемые лампой, снижать пульсации ее светового потока, обеспечивать высокий коэффициент мощности схемы и др. С учетом общеинженерных и экономических соображений к ПРА предъявляется также ряд дополнительных требований. Они заключаются в том, что аппарат должен обладать минимальными собственными потерями, массой и габаритными размерами, иметь невысокую стоимость, быть надежным, долговечным, обеспечивать минимальные эксплуатационные расходы, не создавать заметного акустического шума и т. д. Совокупность этих требований является противоречивой и поэтому имеется много схем ПРА, в которых наилучшим образом выполняются лишь некоторые из них.

Классификация схем ПРА может быть проведена по различным признакам: по типу токоограничивающего элемента, по условиям зажигания и работы лампы [1.1], по типу источника питания, по количеству ламп и т. д. Для целей анализа цепей ПРА наиболее удобна классификация по типу токоограничивающего элемента, поскольку это во многом определяет метод анализа. В соответствии с такой классификацией (рис. 1.2) все ПРА можно разделить на три основные группы: электромагнитные, полупроводниковые, комбинированные. К отдельной, четвертой, группе целесообразно отнести ПРА без токоограничивающего элемента для специальных так называемых без- балластных ламп.

В первую группу (электромагнитные ПРА) входят аппараты с реактивными и активными токоограничивающими элементами (балластами) и их комбинациями, причем в основном силовом контуре этих ПРА находятся только токоограничивающие элементы. Источником питания является сеть промышленной или повышенной частоты. В эту группу входят такие традиционные аппараты, как индуктивный и индуктивно-емкостный ПРА, аппараты с трансформатором и автотрансформа- 8

Рис. 1.2. Классификация ПРА для разрядных ламп по типу токоограничивающего элементаРис. 1.2. Классификация ПРА для разрядных ламп по типу токоограничивающего элементатором с большим внутренним сопротивлением. Такие ПРА могут быть со стартерным или бесстартерным зажиганием, иметь цепи для предварительного подогрева электродов люминесцентных ламп или цепи мгновенного перезажигания ламп высокого давления типов ДРЛ, ДРИ и т. д. (см., например, рис. 1.3 и 1.4).

Рис. 1.2. Классификация ПРА для разрядных ламп по типу токоограничивающего элемента

Рис. 1.2. Классификация ПРА для разрядных ламп по типу токоограничивающего элемента

Аппараты с резистивными балластами применяются при подключении разрядных ламп к сети постоянного тока или промышленной частоты. В резистивных аппаратах может быть использован балластный резистор или нелинейный резистор (вольфрамовая спираль лампы накаливания). Резистивные аппа-

Рис. 1.3. Обобщенная структурная схема стартерного ПРАРис. 1.3. Обобщенная структурная схема стартерного ПРАРис. 1.4. Обобщенная структурная схема бесстартерного ПРА с накальным трансформатором

Рис. 1.3. Обобщенная структурная схема стартерного ПРА

Рис. 1.3. Обобщенная структурная схема стартерного ПРА

Рис. 1.5. Схема нелинейного полупроводникового ПРАРис. 1.5. Схема нелинейного полупроводникового ПРАРис. 1.6. Схема импульсного полупроводникового ПРАРис. 1.6. Схема импульсного полупроводникового ПРАРис. 1.7. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (6) в схеме импульсного полупроводникового ПРАРис. 1.7. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (6) в схеме импульсного полупроводникового ПРА

Рис. 1.5. Схема нелинейного полупроводникового ПРА

Рис. 1.5. Схема нелинейного полупроводникового ПРА

Рис. 1.6. Схема импульсного полупроводникового ПРА

Рис. 1.6. Схема импульсного полупроводникового ПРА

Рис. 1.7. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (6) в схеме импульсного полупроводникового ПРА

Рис. 1.7. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (6) в схеме импульсного полупроводникового ПРА

раты не получили широкого распространения из-за низкого КПД. Однако в последнее время для компактных люминесцентных ламп бытового назначения в ряде стран находят применение емкостно-резистивные балласты, в которых указанный выше основной недостаток ПРА резистивного типа в известной степени нивелирован.

В полупроводниковых ПРА (вторая группа) стабилизация тока лампы осуществляется с помощью полупроводниковых приборов, обычно транзисторов. На рис. 1.5 приведена схема полупроводникового ПРА, в котором транзистор используется в качестве нелинейного сопротивления. Схема удовлетворительно работает на постоянном токе при незначительных колебаниях напряжения источника питания. На переменном токе схемы нелинейных полупроводниковых ПРА обладают большими собственными потерями.

На рис. 1.6 дана схема импульсного полупроводникового ПРА. Приведенная схема носит название динамического балласта. В динамическом балласте транзистор работает в режиме ключа, и стабилизация тока лампы осуществляется с использованием инерционных свойств плазмы газового разряда. На рис. 1.7, я показана форма напряжения на разрядной лампе. При 10

Рис. 1.8. Обобщенная структурная схема комбинированного ПРА с ВЧ генераторомРис. 1.8. Обобщенная структурная схема комбинированного ПРА с ВЧ генератором

Рис. 1.8. Обобщенная структурная схема комбинированного ПРА с ВЧ генератором

Рис. 1.8. Обобщенная структурная схема комбинированного ПРА с ВЧ генератором

открытом транзисторе (O^Z^TJ напряжение на лампе приблизительно равно напряжению источника питания ((/л«(/п). При закрытом транзисторе (ТИ</<ТП) напряжение на лампе равно нулю. На рис. 1.7, б показана форма тока лампы. За время импульса напряжения ток лампы возрастает от /0 до 1тах. За время паузы происходит частичная деионизация плазмы, возрастает ее сопротивление и следующий импульс тока опять начинается с 70.

В третьей группе (комбинированные ПРА) стабилизация тока лампы осуществляется с помощью как реактивных элементов, так и полупроводниковых приборов. В ПРА этой группы в качестве балластов используются дроссели, конденсаторы, транзисторы, тиристоры и другие полупроводниковые приборы. В группе существует большое количество разнообразных схем. Целесообразно рассмотреть следующие из них: с высокочастотным (ВЧ) генератором, емкостно-полупроводниковые, индуктивно-полупроводниковые и схемы с преобразованием частоты.

Все схемы с ВЧ генератором построены практически по единой схеме (рис. 1.8). Питание лампы осуществляется от двух источников питания: силового через Балласт 1 и повышенной частоты через Балласт 2. На рис. 1.9 приведен вариант схемы при использовании дросселя Др в качестве низкочастотного балласта и конденсатора С в качестве высокочастотного. Такая схема нашла применение в светорегуляторах, при работе ламп в условиях пониженного напряжения питания, а также для снижения пульсации светового потока ламп.

На рис. 1.10 показана схема комбинированного импульсного ПРА с двумя источниками питания. Для поддержания разряда в лампе через Балласт 2 поступают ионизирующие импульсы тока. На рис. 1.11, а и б показаны формы напряжения и тока лампы. Во время импульса (0 < Z < Т^ ток лампы поддерживается постоянным (z„«z2 = conts), и за счет ионизации положительного столба разряда сопротивление лампы и напряжение на ней уменьшаются. В интервале Тй<1<Тп ток ионизирующего генератора z2 = 0, и ток лампы определяется только током z\. В силу того что напряжение питания меньше напряжения горения

Рис. 1.9. Схема комбинированного ПРА с ВЧ генератором и индуктивным балластомРис. 1.9. Схема комбинированного ПРА с ВЧ генератором и индуктивным балластомРис. 1.11. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (0 в комбинированном импульсном ПРАРис. 1.11. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (0 в комбинированном импульсном ПРАРис. 1.10. Схема комбинированного импульсного ПРА с двумя источниками питания

Рис. 1.9. Схема комбинированного ПРА с ВЧ генератором и индуктивным балластом

Рис. 1.9. Схема комбинированного ПРА с ВЧ генератором и индуктивным балластом

Рис. 1.11. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (0 в комбинированном импульсном ПРА

Рис. 1.11. Осциллограммы напряжения на лампе (а) и тока лампы (0 в комбинированном импульсном ПРА

разряда, происходит деионизация плазмы столба разряда, и ток постепенно уменьшается до Imin. Затем подается импульс тока /2, и все процессы повторяются.

На рис. 1.12 и 1.13 приведены схемы комбинированных емкостно-полупроводникового и индуктивно-полупроводникового ПРА. В схеме рис. 1.12 основное падение напряжения происходит на балластном конденсаторе С, что снижает напряжение на стабилизирующем транзисторе УТ и тем самым повышает КПД схемы. В схеме рис. 1.13 симметричный тиристор TS шунтирует вспомогательный дроссель Др2, что обеспечивает повышение стабильности работы лампы и КПД схемы.

На рис. 1.14 показана широко распространенная схема комбинированного резонансного ПРА с преобразователем частоты. Схемы с преобразователем обеспечивают питание лампы током повышенной частоты (20—50 кГц), при этом повышается световая отдача ламп, снижаются размеры балластных дросселей и конденсаторов. 12

КЛАССИФИКАЦИЯ РЕЖИМОВ И РАСЧЕТНЫХ ЗАДАЧ

При работе разрядных ламп в цепях постоянного и переменного тока можно выделить следующие основные режимы: режим зажигания (пусковой режим), переходной режим (режим разгорания), установившийся режим при нормально и аномально работающей лампе.

В пусковом режиме электропроводность лампы мала, и поэтому цепь включения может рассматриваться как работающая без лампы. В этом режиме токи в ветвях и напряжения на элементах схемы могут существенно отличаться от таковых в рабочих режимах. Для ряда ламп (типов ДРИ, ДНаТ и др.) при зажигании используется маломощный высоковольтный импульсный генератор, который работает только в режиме пуска. Для ртутных ламп низкого давления применяются устройства для предварительного подогрева электродов, причем обычно значение тока подогрева выше рабочего. Длительность пускового режима, как правило, не превышает нескольких десятков секунд. Однако при неисправных лампе или стартере, отсутствии лампы, контакта в цепи и т. д. этот режим может затянуться. Поэтому элементы схемы включения должны быть рассчитаны на достаточно длительную работу в таком режиме.

Режим разгорания связан с постепенным изменением электрических параметров лампы. Так, для всех ламп высокого давления, наполненных парами металлов, в период их разгорания при увеличении температуры колбы постепенно возрастает установившееся на ней напряжение Un, что, как правило, приводит к существенному изменению режима работы схемы включения. Схема включения должна обеспечивать ток лампы, достаточный для ее разогрева. В лампах типа ДРИ при разгорании может существенно повыситься напряжение пере-

Рис. 1.12. Схема комбинированного емкостно-полупроводникового ПРАРис. 1.12. Схема комбинированного емкостно-полупроводникового ПРАРис. 1.13. Схема комбинированного индуктивно-полупроводникового ПРА (СУ—схема управления)Рис. 1.13. Схема комбинированного индуктивно-полупроводникового ПРА (СУ—схема управления)

Рис. 1.12. Схема комбинированного емкостно-полупроводникового ПРА

Рис. 1.12. Схема комбинированного емкостно-полупроводникового ПРА

Рис. 1.13. Схема комбинированного индуктивно-полупроводникового ПРА (СУ—схема управления)

Рис. 1.13. Схема комбинированного индуктивно-полупроводникового ПРА (СУ—схема управления)

Рис. 1.14. Схема комбинированного резонансного ПРА с преобразователем частоты (774—преобразователь частоты)Рис. 1.14. Схема комбинированного резонансного ПРА с преобразователем частоты (774—преобразователь частоты)

Рис. 1.14. Схема комбинированного резонансного ПРА с преобразователем частоты (774—преобразователь частоты)

Рис. 1.14. Схема комбинированного резонансного ПРА с преобразователем частоты (774—преобразователь частоты)

зажигания. Для предотвращения погасания лампы в таком режиме схема должна обеспечивать необходимое напряжение перезажигания на электродах лампы. Длительность режима разгорания обычно не превышает нескольких минут. Однако при неисправной лампе либо тяжелых эксплуатационных условиях режим разгорания может быть более длительным.

Установившийся режим является режимом длительной работы лампы, когда ее электрические параметры (ток и мощность) должны соответствовать паспортным значениям. Форма тока лампы, как правило, не должна существенно отличаться от синусоидальной (для большинства ламп это учитывается ограничением коэффициента амплитуды тока лампы и использованием режима работы без пауз тока). При допустимых изменениях напряжения источника питания, параметров схемы, а также электрических параметров ламп режимы работы лампы (прежде всего ее ток и мощность) не должны выходить за допустимые пределы, т. е. ПРА должен обеспечивать требуемую стабильность режимов работы лампы.

К концу срока службы при дезактивации одного из электродов лампы, а иногда и в новой лампе при некоторых дефектах, может наблюдаться режим работы, который называют аномальным. В аномальном режиме параметры лампы существенно отличаются от паспортных, причем, как правило, существенно возрастает напряжение перезажигания в тот полупериод, когда дезактивированный электрод является катодом. В ртутных лампах высокого давления может уменьшаться установившееся напряжение Un. Часто к аномальным режимам относят режимы, возникающие при затянувшемся (длительном) разгорании лампы, которые могут возникать при неисправной лампе, при неисправной схеме включения или при определенных внешних воздействиях (например при пониженной окружающей температуре). Длительная работа в аномальном режиме может привести к электрическим перегрузкам элементов схемы включения.

Таким образом, на основе анализа режимов работы разрядных ламп и ПРА можно сформулировать следующие расчетные задачи:

расчет схем включения в пусковом режиме;

расчет установившихся режимов схем включения с нормально работающей лампой;

14

расчет схем включения с аномально работающей лампой как в режиме разгорания, так и в установившемся режиме.

Первая задача решается традиционными электротехническими методами без учета специфики разрядной лампы и поэтому в дальнейшем будет рассматриваться лишь в некоторых частных случаях. Вторая и третья задачи по существу решаются одинаковыми методами, однако имеется различие в подходе к оценке режимов работы, что будет подробно рассмотрено ниже.

1.3. МЕТОДЫ РАСЧЕТА СХЕМ ПРА

При расчете рабочих режимов цепей с разрядными лампами в основном используются два принципа. Один из них, исторически появившийся ранее, основан на замене разрядной лампы эквивалентным генератором с внутренним сопротивлением, равным нулю, т. е. на предположении, что форма напряжения на лампе не зависит от формы протекающего через нее тока. Этот принцип предложен Г. Штраухом [1.2] и носит его имя. В соответствии с видом зависимости, аппроксимирующей реальную форму кривой напряжения на лампе, а также с аналитическим способом ее выражения, различают четыре различных метода расчета, основанных на этом принципе. Это — методы эквивалентных синусоид, припасовывания, гармонического анализа и операторный.

В основу второго принципа, более строго отражающего физические процессы, протекающие в положительном столбе лампы, положена дифференциальная аппроксимация динамических ВАХ.

Рассмотрим достоинства и недостатки методов расчета, использующих указанные принципы.

Метод эквивалентных синусоид применительно к расчету рабочих режимов разрядных ламп, работающих на промышленной частоте, был развит Р. Г. Извековым и до настоящего времени применяется в практике предварительных оценок различных схем ПРА [1.2 ]. В этом методе форма напряжения на лампе заменяется эквивалентной синусоидальной, при этом напряжение сдвинуто на угол ал по отношению к току. При форме напряжения на лампе, близкой к трапецеидальной, в схеме с индуктивным балластом ал = 6 ч-14°. Для указанной схемы получены выражения для действующих значений напряжения на дросселе

UДр = V^n-t^cos^ + aJ - [7Л sin (ал + адр), (1.1) гДе Ддр Угол потерь в дросселе [адр = Рдр/(Г7д /др)], и для тока лампы '

/ = т = л

л др ХЮГ 1 '

где х—эмпирический коэффициент, учитывающий некоторое увеличение эквивалентного индуктивного сопротивления дросселя из-за появления высших гармоник в токе лампы (х>1). Аналогичные формулы были получены для емкостного ПРА с ксеноновой лампой [1.3].

Метод эквивалентных синусоид на промышленной частоте дает погрешность около 10—15% даже при расчете простейших линейных схем и не позволяет рассчитать гармонический состав тока лампы, условия работы без пауз тока, длительность токовой паузы и т. д. Для повышения точности метода Р. Г. Извеков предложил учитывать первую и эквивалентную третью гармоники напряжения на лампе, что снизило погрешность при расчете простейших схем до 7—10%, но существенно повысило сложность расчетов.

В настоящее время метод эквивалентных синусоид широко применяется лишь при расчете схем на повышенной частоте (400 Гц и выше) при синусоидальной форме напряжения питания. На промышленной частоте метод эквивалентных синусоид используется лишь для оценочных расчетов.

Остальные три метода, основанные на принципе Штрауха, равнозначны с точки зрения получаемого результата и ограничений при их использовании. Так, при одинаковых исходных положениях они, естественно, дают один и тот же результат, с равной погрешностью оценивающий мгновенные и эффективные значения электрических параметров контура с разрядной лампой. Методы применимы лишь для расчета цепей с линейными электромагнитными элементами. Правда, используя полученное с помощью этих методов «линейное» решение и метод переменных коэффициентов (см. § 3.1), можно проводить расчет ПРА, содержащих нелинейные элементы. Методы позволяют рассчитывать все необходимые режимы работы лампы в контуре: с паузами и без пауз тока, нормальные и аномальные, установившиеся и переходные.

Различия между указанными методами, а следовательно, целесообразные области их применения, могут быть установлены лишь с точки зрения простоты получения и вида конечного результата, т. е. на методологической основе.

Метод припасовывания для расчета цепей с электрической дугой впервые был использован Р. И. Караевым [1.4] и применен А. Е. Краснопольским [1.5, 1.6] для расчетов цепей с разрядными лампами. Метод также применялся для анализа режимов работы лампы как с паузой, так и без паузы тока, в нормальном и аномальном режимах [1.7—1.9]. В методе припасовывания напряжение на лампе аппроксимируется зависимостью соответствующей формы (чаще всего трапецией) и описывается алгебраическим выражением. Затем производится интегрирование дифференциальных уравнений электрической 16

цепи. При кусочно-линейной аппроксимации интегрирование выполняется по отдельным участкам. Решения, полученные на участках, припасовываются с учетом условий непрерывности. Поскольку алгебраическое выражение, аппроксимирующее напряжение на лампе, обычно справедливо лишь в пределах одного полупериода, то последующий полупериод также припасовывается с учетом условия периодичности. При кусочнолинейной аппроксимации характеристик нелинейных элементов метод допускает создание весьма простых алгоритмов расчета с применением ЭВМ.

Однако метод обладает, с нашей точки зрения, весьма существенным недостатком, связанным с однопол у периодной аппроксимацией. При расчете установившихся режимов значения начальных напряжений на конденсаторах и токов дросселей находятся из решения системы трансцендентных уравнений, что затрудняет получение простых расчетных формул для сколько-нибудь сложных схем. Указанное обстоятельство также существенно затрудняет расчеты методом припасовывания многоламповых однофазных и трехфазных ПРА. Таким образом, с методологической точки зрения рассматриваемый способ расчета является наиболее целесообразным при анализе схем, дифференциальные уравнения которых имеют первый порядок, и использовании достаточно простых форм зависимостей, аппроксимирующих напряжение на лампе.

Метод гармонического анализа для расчета цепей с разрядными лампами впервые был применен Г. Штраухом в 1939 г. для схем с индуктивным, индуктивно-емкостным и активным балластами. Метод в течение ряда лет широко применяли Ф. Леман, П. Г. Туровская, В. Р. Спрене, В. Е. Эленбас, П. С. Шульц и др. Для цепей со сварочной дугой его использовали Б. Е. Патон, В. X. Лебедев, Ю. Е. Ефреймо- вич.

В указанном методе напряжение на лампе аппроксимируется зависимостью определенной формы, которая задается аналитически и разлагается в ряд Фурье:

ил= X Mg cos # со Z+losing го Z).(1.3)

в= 1

Затем, используя принцип наложения, определяют токи в ветвях схемы, вызванные напряжением источника питания Un и всеми гармониками напряжения на лампе. Таким образом, токи, напряжения и мощности лампы и элементов схемы выражаются через тригонометрические ряды с бесконечным числом членов. Использование при инженерных расчетах полиномов (усеченных рядов) с ограниченным количеством Членов приводило к заметному снижению их точности, в то время как возрастанию числа рассматриваемых членов ряда тщепятствовала увеличи- 17

вающаяся их сложность. Перспективы широкого применения данного способа расчета были весьма сомнительны, пока он не получил своего завершения в виде метода гармонического анализа и синтеза в работах А. М. Троицкого [1.10—1.13] и его учеников: А. А. Спирина [1.14], А. С. Симоняна [1.15, 1.16], С. Б. Лазаревич [1.17]. В результате были найдены необходимые суммы бесконечных рядов в свернутом виде, использование которых существенно упростило расчеты без снижения их точности, т. е. сделало их приемлемыми для инженерной практики.

К достоинствам метода относится возможность применения сложной трапецеидальной и четырехугольной [1.14] аппроксимации формы напряжения на лампе, возможность расчета разветвленных схем ПРА, характеристическое уравнение которых имеет практически любой порядок. Указанное относится и к высокочастотным ПРА, питаемым от преобразователей с выходным напряжением произвольной формы, естественно, при условии разложимости в ряд Фурье. Поскольку (1.3) определено при любых значениях о) Z, метод гармонического анализа и синтеза позволяет рассчитывать многоламповые однофазные и трехфазные, включая и несимметричные, схемы ПРА.

Метод гармонического анализа, основанный на принципе наложения, развит только для линейных схем ПРА. Применение его для нелинейных схем затруднительно. Влияние нелинейности параметров дросселей, трансформаторов, резисторов и других элементов схем ПРА можно приближенно оценить, решая систему нелинейных уравнений, составленных по методу гармонического баланса. Однако решение этих уравнений весьма трудоемко, и точность расчетов сильно зависит от степени нелинейности параметров элементов. На практике удается уточнить лишь несколько высших гармонических составляющих, что обычно не обеспечивает необходимой точности расчетов. Поэтому до настоящего времени метод гармонического анализа не применялся для расчета нелинейных цепей с разрядными лампами.

Операторный метод применительно к высокочастотным ПРА, питаемым напряжением прямоугольной или треугольной формы, был развит Д. Дмитровым. В данном методе, используя изображение по Лапласу для напряжения питания и заменяя лампу неискажающим нелинейным резистором, находят корни характеристического уравнения контура и изображения основных его электрических параметров, по которым отыскивают оригиналы. Метод в основном применим для расчета цепей, дифференциальное уравнение которых имеет порядок не более второго. Указанное связано с тем, что при большем порядке уравнения задача расчета решается лишь численными методами, что лишает принцип Штрауха основных его достоинств, 18

связанных с простотой расчета и возможностью получения его результата в замкнутой (аналитической) форме.

В методах, основанных на принципе Штрауха, уже до начала расчетов необходимо знать форму напряжения на лампе или по крайней мере зависимость формы напряжения от режима работы (режим без пауз в токе лампы, режим с паузами, несимметричный режим и т. д.). От этого недостатка в известной мере свободен метод расчета, основанный на интегрировании дифференциального уравнения разрядной лампы, который позволяет вести расчеты при широкой вариации режимов работы и не требует знания этих режимов перед началом расчетов. Электрические параметры лампы аппроксимируются дифференциальным уравнением первой или более высокой степени. Уравнение электрической цепи с разрядной лампой решается, как правило, каким-либо из приближенных методов. Указанный метод широко применяется при расчетах электрических цепей с дугой различных типов [1.18, 1.19]. В последние годы в связи с появлением полупроводниковых ПРА к этому методу возник интерес при расчетах цепей с разрядными лампами.

Нахождение установившегося режима осуществляется либо методом пристрелки, либо интегрированием системы уравнений до окончания переходного процесса. Метод применим для расчетов режимов работы без погасания ламп. Однако до последнего времени метод не получил широкого распространения из-за отсутствия дифференциальных уравнений с высокой точностью аппроксимирующих ВАХ массовых разрядных ламп. К недостаткам метода можно также отнести невозможность получения решения в замкнутой форме. Подробный анализ ряда схем возможен лишь при значительном объеме вычислений, производимых с помощью быстродействующих ЭВМ. Указанное предопределяет рациональную область использования данного метода, а именно для расчета схем полупроводниковых и Комбинированных ПРА, причем таких, где учет динамических и инерционных свойств газового разряда является необходимым.

Глава вторая

ВОЛЬТ-АМПЕРНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РАЗРЯДНЫХЛАМП

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

Разрядная лампа представляет собой нелинейный элемент электрической цепи, обладающий весьма сложной ВАХ, которая в общем виде может быть представлена нелинейным дифференциальным уравнением высокого порядка [2.1].

F(in; di^S dt; (Pijdt2, ;ил; dujdt; cPuJdt2; ...). (2.1)

Вид функции (2.1) определяется геометрическими размерами лампы, давлением и параметрами наполняющего газа, давлением паров ртути (в ртутных разрядных лампах) и давлением специальных излучающих добавок (галогенидов металла, паров натрия и т. д.). Давление паров ртути рНд зависит от температуры конденсации, поэтому на ВАХ ртутных разрядных ламп существенно влияет температура колбы лампы (в наиболее холодной точке).

СТАТИЧЕСКИЕ И ДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИРАЗРЯДНЫХ ЛАМП

На постоянном или медленно изменяющемся токе, когда производные dij df, d2ijdt\ ...; dujdt; d2ujdt2 ... неограниченно уменьшаются, в (2.1) остаются только две значимые переменные /л и ил, которые определяют статическую характеристику лампы на постоянном токе:

FCT = F(4; ил\ (2.2)

Уравнение (2.2) имеет две области решений: область несамостоятельного разряда и область самостоятельного разряда, в которую входят тлеющий и дуговой разряды. Эти области существуют при одинаковых напряжениях, и переход от несамостоятельного разряда к самостоятельному осуществляется при зажигании лампы. Переход обычно сопровождается быстрыми изменениями напряжения и тока и не является статическим. Поэтому на статической характеристике обычно изображается участок самостоятельного разряда вблизи номинального тока лампы.

Рис. 2.1. Статическая характеристика люминесцентной лампы типа ЛБ40 при постоянной (а) и равновесной (б) температурах колбы лампы 20Рис. 2.1. Статическая характеристика люминесцентной лампы типа ЛБ40 при постоянной (а) и равновесной (б) температурах колбы лампы 20Рис. 2.2. Статические характеристики лампы типа ДРЛ125 на постоянном токе при постоянной (а) и равновесной (б) температурах горелкиРис. 2.2. Статические характеристики лампы типа ДРЛ125 на постоянном токе при постоянной (а) и равновесной (б) температурах горелки

Рис. 2.1. Статическая характеристика люминесцентной лампы типа ЛБ40 при постоянной (а) и равновесной (б) температурах колбы лампы 20

Рис. 2.1. Статическая характеристика люминесцентной лампы типа ЛБ40 при постоянной (а) и равновесной (б) температурах колбы лампы 20

Рис. 2.2. Статические характеристики лампы типа ДРЛ125 на постоянном токе при постоянной (а) и равновесной (б) температурах горелки

Рис. 2.2. Статические характеристики лампы типа ДРЛ125 на постоянном токе при постоянной (а) и равновесной (б) температурах горелки

На рис. 2.1 и 2.2 приведены статические характеристики люминесцентной лампы и лампы типа ДРЛ в области дугового разряда при 7Л» (0,2-4-2,0) 7Н0М. Как видно из рисунков, статическая характеристика существенно зависит от условий измерения. При постоянной температуре колбы лампы Тл характеристики обладают отрицательным дифференциальным сопротивлением.

Если не стабилизировать температуру колбы лампы, то при постоянной температуре окружающего воздуха из-за конечного значения теплового сопротивления между окружающей средой и лампой установившееся (равновесное) значение температуры колбы лампы Тл зависит от мощности лампы Рл и, следовательно, от ее тока 7Л, что оказывает существенное влияние на вид статической характеристики. Для ртутных ламп низкого давления наклон статической характеристики в этом случае увеличивается. Это обусловлено увеличением давления паров ртути при увеличении тока лампы.

У ртутных ламп высокого давления (типа ДРЛ) различие характеристик более существенно: характеристики при Тл = const имеют небольшой отрицательный наклон, при равновесной температуре — характеристика возрастающая. На участке разгорания (на рис. 2.2 /Л<1А) пока ртуть испарилась не полностью, характеристика резко возрастающая. На рабочем участке при полностью испарившейся ртути характеристика слабо возрастающая. Инерционность статических характеристик при равновесной температуре колбы определяется тепловой инерционностью лампы и составляет десятки и сотни секунд, поэтому эти характеристики должны приниматься во внимание лишь при весьма медленных изменениях режимов, например при разгорании лампы. При более быстрых изменениях режима температура колбы не успевает измениться, и нужно пользоваться характеристиками при Тл = const.

При работе на переменном токе режим работы лампы существенно отличается от статического. Дважды в течение периода питающего напряжения происходят погасание и пере- зажигание разряда. При питании как током промышленной частоты, так и при высокочастотном питании, производные напряжения и тока в (2.1) являются значимыми и соизмеримыми с /л и ил. Поэтому ВАХ разрядных ламп на переменном токе должны существенно отличаться от характеристик, измеренных на постоянном токе.

Однако если в качестве величин, определяющих ВАХ, выбрать действующие значения /л и (7Л, получим так называемую статическую ВАХ лампы на переменном токе. Эта характеристика для разрядных ламп низкого и высокого давления мало отличается от статической ВАХ, измеренной на постоянном токе.

Рис. 2.3. Осциллограммы напряжения и тока люминесцентной лампы типа ЛБ40 (и и б) и лампы типа ДРЛ125 (й) при включении с линейным индуктивным ПРА [/=50 Гц, Mv = 100 В дел. М, = 0.5 А дел («). М1=\ А,дел (и)]

Вольт-амперная характеристика, связывающая мгновенные значения напряжения и тока и„ и /л, носит название динамической ВАХ. Очевидно, что динамическая характеристика существенно зависит от частоты и формы напряжения и тока и отражает все стадии разряда в лампе.

Динамическая ВАХ может быть описана зависимостью ип=Д4^ при определенной форме тока лампы или при включении лампы в определенную схему либо двумя параметрическими уравнениями и^П и in^tY Параметрическое описание часто применяется на промышленной частоте.

На рис. 2.3 приведены осциллограммы напряжения и тока ламп, включенных последовательно с дросселем. Как видно, на 22

частоте 50 Гц при включении с линейным (и даже нелинейным) индуктивным балластом форма тока лампы лишь незначи- чельно отличается or синусоидальной, а форма напряжения на ней сохраняется как при изменении значения тока, так и некотором изменении его формы. Однако при включении ламп с другими балластными сопротивлениями (активным или емкостным) форма гока существенно искажается, в течение некоторого интервала времени ток через лампы не течет, появляется пауза тока.

В большинстве схем включения лампы работают в режимах без пауз тока или с малыми паузами, поэтому рассмотрим такой режим подробнее на примере люминесцентной лампы низкого давления (рис. 2.3, б). Как видно из рисунка, при изменении направления тока лампы напряжение на ней изменяет знак и быстро нараст ает до напряжения перезажигания UV Если в этот момент питающее (перезажигающее) напряжение больше U'-, происходит перезажигание лампы, напряжение на ней устанавливается равным напряжению горения иГ. которое лишь незначительно изменяется в течение времени горения. При уменьшении тока до нуля происходит погасание лампы и далее перезажигание при изменении знака тока.

Если при изменении знака тока напряжение, приложенное к лампе, меньше напряжения перезажигания, то перезажигания лампы не происходит и возникает пауза тока, которая всегда возникает при включении лампы с активным балластом, но может быть и в некоторых режимах при применении индуктивного балласта. Как видно из рис. 2.3, б. напряжение горения не остается постоянным. Во-первых, оно несколько снижается во времени от максимального значения сразу после перезажигания лампы до минимального в моменг ее погасания. Такая форма напряжения горения характерна для всех ртутных ламп низкого давления [2.2] и большинства рту i пых ламп высокого давления (типов ДРЛ, ДНаТ и др). Исключение составляют лишь некоторые лампы с добавками иодидов, у которых при снижении тока напряжение горения возрастает. Во-вторых, напряжение горения колеблется с амплитудой в несколько вольт и частотой 1—2 кГц. Эти колебания характерны только для ртутных ламп низкого давления и представляют собой релаксацию анодного падения напряжения [2.2].

При повышении частоты питающего напряжения интервал горения лампы сокращается, пик перезажигания снижается и форма напряжения на лампе постепенно приближается к синусоидальной. Такое изменение формы характерно как для ртутных ламп низкого, так и высокого давления, при синусоидальной или почти синусоидальной форме тока лампы [2.3]. Однако при несинусоидальной форме тока со значительной паузой, во время которой происходит существенная деиони- 23

зация плазмы положительного столба разряда, форма напряжения на лампе может быть весьма сложной и существенно зависит от режима работы лампы.

Рассмотренные выше динамические характеристики разрядных ламп соответствуют исправной лампе при достаточной эмиссии обоих электродов. Однако к концу срока службы лампы довольно распространенным является случай, когда один из электродов лампы полностью дезактивирован. При этом возрастает напряжение перезажигания в полупериод, при котором дезактивированный электрод является катодом. Эксперименты, проведенные на люминесцентных лампах, прогоревших более 10 тыс. ч, и на специально изготовленных люминесцентных лампах с одним дезактивированным электродом, показали, что напряжение перезажигания может достигать 700—900 В, а напряжение горения практически остается неизменным [2.4]. Если при возрастании напряжения U'z схема не обеспечивает перезажигания лампы в один из полупериодов, то она начинает работать в режиме односторонней проводимости. При высоком перезажигающем напряжении лампа работает в аномальном несимметричном режиме, который может возникать, например, в индуктивно-емкостных аппаратах. Лампы высокого давления (типов ДРЛ, ДНаТ) также могут к концу срока службы переходить в аналогичные аномальные режимы. Однако эти лампы применяются, как правило, с аппаратами с невысоким пе- резажигающим напряжением, и из аномальных режимов, возникающих при дезактивации одного электрода, известен лишь режим односторонней проводимости. Исключение составляют лампы типа ДРИ, у которых для нормального разгорания (см. ниже) необходимо весьма высокое переза- жигающее напряжение. Поэтому некоторые лампы типа ДРИ могут переходить в аномальный несимметричный режим, что необходимо учитывать при анализе их электрических режимов.

АЛГЕБРАИЧЕСКАЯ АППРОКСИМАЦИЯ ВАХ РАЗРЯДНЫХ ЛАМП

При расчетах электрических цепей с разрядными лампами их реальные ВАХ заменяются более простыми аппроксимирующими выражениями. В качестве таких используют алгебраические и тригонометрические полиномы и ряды или дифференциальные уравнения. Поэтому принято все аппроксимации ВАХ разрядных ламп разделять на алгебраические и дифференциальные. Каждая из аппроксимаций имеет свои преимущества и недостатки. Рассмотрим алгебраические аппроксимации, которые широко применяются для расчета и анализа электрических цепей ПРА.

Рис. 2.4. Статические характеристики люминесцентных ламп в двойном логарифмическом масштабе при диаметре лампы, мм:Ь - 19; 2—25; 3—38Рис. 2.4. Статические характеристики люминесцентных ламп в двойном логарифмическом масштабе при диаметре лампы, мм:Ь - 19; 2—25; 3—38

Рис. 2.4. Статические характеристики люминесцентных ламп в двойном логарифмическом масштабе при диаметре лампы, мм:

Ь - 19; 2—25; 3—38

Рис. 2.4. Статические характеристики люминесцентных ламп в двойном логарифмическом масштабе при диаметре лампы, мм:

Ь - 19; 2—25; 3—38

Для аппроксимации статических ВАХ разрядных ламп (рис. 2.4) обычно используется уравнение [2.5]

(2.3)(2.3)Un = BF„

(2.3)

(2.3)

где В и р — постоянные коэффициенты [р<0 для падающих статических характеристик (характеристики с отрицательным наклоном) и р>0 для возрастающих статических характеристик].

Уравнение (2.3) удовлетворительно аппроксимирует статическую ВАХ дуги в области токов 7Л = (0,2 -1-2) 7НОМ. Оно может быть преобразовано к виду

^л / ^л, ном^л / ^л, номГ л» ном )Г л» ном )(2.4)

^л / ^л, ном

^л / ^л, ном

Г л» ном )

Г л» ном )

или в дифференциальной форме

№/^7л):(77л/7л)=р.№/^7л):(77л/7л)=р.(2-5)(2-5)

№/^7л):(77л/7л)=р.

№/^7л):(77л/7л)=р.

(2-5)

(2-5)

В табл. 2.1 приведены значения р, рассчитанные для различных типов ламп по статическим характеристикам, полученным при включении ламп в сеть промышленной частоты.

Электрические параметры номинальных люминесцентных ламп при включении с образцовым измерительным дросселем (ДОИ) приведены в табл. 2.2. Там же даны средние значения коэффициента рср и средние квадратические отклонения ор, рассчитанные для всей совокупности ламп.

Экспериментальное исследование статических характеристик ламп типа ДРЛ показало, что в области рабочих токов при постоянной температуре горелки р=—(0,08-^0,12), а при установившейся равновесной температуре горелки р = 0,04-1-0,06.

Для аппроксимации динамических ВАХ разрядных ламп широко используют различные алгебраические выражения, с определенной точностью аппроксимирующие зависимость ил = =/(/л) или ил(?). При аппроксимации функции ил(?) имеют дело с вольт-секундной аппроксимацией, которая широко применяется для расчетов схем ПРА. В [1.2] было отмечено, что при изменении вида электромагнитного балласта на промышленной частоте, коэффициента mn=U,JUn, типа лампы основные

Таблица 2.1. Значения коэффициента р для различных типов ламп

Тип лампы

р

Автор, позиция в списке литературы

Условия получения статической характеристики

Ртутная низкого давления в колбе диаметром 19; 25 и 38 мм

-(0,19—0,27)

В. М. Скобелев, [1.2]

Регулируемый дроссель, установившаяся температура колбы

Ртутная низкого давления в колбе диаметром 38 мм

-0,24

-0,2

-(0,13—0,2)

-0,17

Г. К. Штурм, [1.20] Д. Уэймаус, [2.2]

В. И. Бурак, [1.7]

Д. Уэймаус. [2-2]

То же

» »

Дроссель образцовый измерительный, установившаяся температура колбы

Регулируемый дроссель, постоянная температура колбы

Ртутная низкого давления в колбе диаметром, мм:

18

25

38

-0,25

-0,22

-0,23

Г. Н. Рохлин, [2.6]

По экспериментальным зависимостям градиента потенциала от тока при постоянной температуре колбы

Ртутнаявысокого

давления

0,08

Г. К. Штурм. [1.20]

Установившаяся температура горелки

Натриевая низкого давления

-0,63

Г. К. Штурм, [1.20]

То же

Натриевая низкого давления

-0,24

Г. Н. Рохлин, [2.6]

Постоянная температура разрядной трубки

изменения «л=/(/’л) связаны с изменением формы тока, в то время как функция ил(?) практически не изменяется. Указанное было подверждено рядом исследований [1.5, 1.10], что позволяет в отмеченных случаях аппроксимировать лишь зависимость ил(?), т. е. заменять лампу при расчетах эквивалентным генератором (см. § 1.3). В зависимости от требуемой точности расчета применяемые аппроксимирующие выражения могут иметь различную сложность.

Наиболее простая аппроксимация — аппроксимация эквивалентной синусоидой, когда лампа заменяется линейной эквивалентной схемой с параметрами R3 и L3 [2.3]. На промышленной частоте такая аппроксимация приводит к большой погрешности 26

Таблица 2.2. Электрические параметры и значения коэффициента р для номинальных люминесцентных ламп по ГОСТ 6825—74 при ностояннон температуре колбы лампы

Номинальное напряжение сети,

В

Номинальная мощность лампы, Вт

Напряжение иа лампе

В

Ток лампы, А

Значение коэффициента р

Среднее значение рср

Средие-квад- ратичное отклонение ор

127

20

57

0,37

-0,16

0,020

220

40

103

0,43

-0,20

0,025

220

65

ПО

0,67

-0,21

0,025

220

80

102

0,87

-0,18

0.027

(до 15—20%), однако на повышенных частотах напряжение на лампеприближается к синусоидальному и аппроксимация обеспечивает достаточную точность расчетов при синусоидальной форме напряжения источника питания [2.3]. При этом на повышенной частоте индуктивная составляющая £э = 0, так как напряжение и ток лампы практически совпадают по фазе. Замена лампы эквивалентным резистором R3 иногда используется и при несинусоидальном напряжении источника питания и даже при импульсном питании, однако погрешность расчета таких режимов возрастает.

Основной недостаток аппроксимации эквивалентной синусоидой при расчете ПРА на промышленной частоте — высокая погрешность. При такой аппроксимации невозможно рассчитать искажения тока лампы, переход к режиму горения с паузами тока и ряд других параметров.

Наиболее сложной из применяемых аппроксимация является четырехугольная (рис. 2.5,а [1.14]). Разложение в ряд Фурье согласно (1.3) дает

„_(в)=1^Г У ^l^sin^-lM-

7101 L=i (2*-о

_ 8 £ 0^^!^со^1)6 ,<2.6)

V1 ^^=1V*4 Ч

где « = 0,175-^0,262 рад [1.14].

Значения среднего напряжения горения лампы UTcp = = ((/1 + (72)/2 и относительного спада напряжения на лампе за полупериод 6 = (U1 — U2')j2Ut_cp были введены в аппроксимационные выражения А. Е. ТСраснопольским [1.5]. Расчет с использованием (2.6) достаточно сложен, поэтому его следует применять лишь в тех случаях, когда погрешность расчета не должна превосходить 1—2% [1.10].

Рис. 2.5. Аппроксимация напряжения лампы при синусоидальном токе: а четырехугольная; б—трапецеидальная

Из (2.6) легко получить другие аппроксимационные выражения, которые чаще всего применяют в инженерных расчетах. Полагая ot = O, раскрывая неопределенности типа 0/0 в (2.6) и заменяя ряды их суммами в свернутом виде [1.10], получим для интервала 0 0 л:

«л(0)=^г,ср(1+8-280/4(2.7)

Данная аппроксимация (рис. 2.5,6 [1.5]) с достаточной для инженерной практики точностью позволяет рассчитывать большой класс схем электромагнитных ПРА на промышленной частоте, причем в основном таких, в которых эквивалентное сопротивление балласта носит индуктивный характер. Для схем с емкостным балластом целесообразнее использовать прямоугольную аппроксимацию [1.12], т. е. положить в (2.6) а = 0 и 8 = 0.

Таблица 2.3. Значения коэффициента 6

Тип лампы

Номинальная мощность лампы,

Вт

Номинальное напряже- ние на лампе, В

Коэффициент б

Среднее значение 5ср

Средне-квадратичное отклонение ор

Ртутная низкого давления

20

57

0,18

0,015

30

104

0,13

0,010

40

103

0,19

0.012

65

НО

0,20

0,015

80

102

0,20

0,017

ДРЛ

80

115

0,12

125

125

0,12

250

130

0,11

400

135

0,11

—

700

140

0,10

1000

145

0,10

ДРИ

250

125

0,05

Рис. 2.6. Модель лампы в виде безынерционного переключателяРис. 2.6. Модель лампы в виде безынерционного переключателя

Рис. 2.6. Модель лампы в виде безынерционного переключателя

Рис. 2.6. Модель лампы в виде безынерционного переключателя

Рис. 2.7. Возникновение паузы тока при низком перезажигающем напряжении и схеме включения лампы с резистивным ПРА

Для режимов с паузами тока лампу следует рассматривать как безынерционный переключатель на три положения, управляемый напряжением и током (рис. 2.6). При горении лампы (переключатель в любом крайнем в зависимости от направления тока положении) напряжение на ней равно ur(t\ Погасание лампы происходит при снижении тока до нуля (переключатель переходит в среднее положение). Перезажигание лампы происходит при напряжении U'z (переключатель переходит в другое крайнее положение).

На рис. 2.7 показано возникновение паузы тока при низком перезажигающем напряжении при включении лампы с резистивным ПРА.

В табл. 2.3 приведены значения коэффициента 8 для различных типов разрядных ламп.

Среднее напряжение горения С7Г ср при 8^0,3 и работе лампы без пауз тока приблизительно равно действующему значению напряжения на лампе:

Un= \)^ (72 ср(1 + 8-280/л)2d@ = UIcp Vl + 1/382Ur.cp, У о

его значение можно взять из нормативной документации на лампы.

Для исправных люминесцентных ламп и ламп типа ДРЛ при работе в режимах без пауз тока и в режимах с малой паузой можно считать, что Uz%Ut = (1,2-н 1,25) [/л. Для люминесцентных ламп с дезактивированным катодом необходимо учитывать увеличение напряжения перезажигания до 700—900 В (рис. 2.8).

У металлогалогенных ламп напряжение перезажигания может быть выше, чем у ламп типа ДРЛ. Особенно это проявляется в период разгорания, когда температура горелки составляет 180—220° С, что связано с образованием при этих температурах отрицательных ионов двухиодистой ртути и быстрым спадом концентрации электронов при снижении тока

29

Рис. 2.8. Форма напряжения на лампе с одним дезактивированным катодом при синусоидальном токе лампы

лампы до нуля [2.2]. При расчете схем с металлогалогенными лампами необходимо учитывать, что даже в режиме без пауз тока напряжение перезажигания может увеличиваться до £7^ = 350 В, а в режиме с паузой 1 мс (1/20 часть периода) оно может достигать 600 В [2.2]. Для предотвращения погасания лампы в период разгорания схема ПРА должна обеспечивать ее устойчивое перезажигание во всех этих режимах.

И, наконец, в люминесцентных лампах напряжение горения не остается постоянным и релаксирует на 6—10 В с частотой несколько килогерц (рис. 2.3) [2.2]. В силу небольшой амплитуды и сравнительно высокой частоты эти колебания не оказывают сколько-нибудь заметного влияния на электрические параметры ПРА. Однако обусловленные этим напряжением высокочастотные токи заметно влияют на спектр шума дросселей ПРА, что будет подробно рассмотрено ниже.

Таким образом, разрядная лампа как нелинейный элемент электрической цепи в соответствии с принятой алгебраической аппроксимацией характеризуется четырьмя параметрами: ^г,сР~^л’ Р, 8 и U'z. Все указанные параметры мало зависят от электрического режима при работе лампы без пауз тока. Пауза тока влияет прежде всего на U'z, однако при этом несколько изменяются и остальные параметры: (/л, р и 8. В дальнейшем под параметрами (7Л, 8 и р будем понимать их значения при работе лампы в режиме без пауз тока. Режимы с паузами тока будем рассматривать с учетом зависимости U'z от длительности паузы и используя параметры (7Л, р и 8 в режимах без пауз тока.

ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНЫЕ МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ РАЗРЯДНЫХ ЛАМП

Алгебраическая аппроксимация обеспечивает удовлетворительное приближение при расчете режимов без пауз тока и в ограниченной области частот. Учет йауз тока приводит, как 30

правило, к существенному усложнению аппроксимирующего выражения и снижению точности расчетов. Расчеты при широкой вариации частоты, анализ электрических режимов с импульсными полупроводниковыми стабилизирующими устройствами вообще не могут выполняться с применением указанных алгебраических аппроксимаций.

Сравнительно узкая область применения алгебраической аппроксимации определяется рядом ее особенностей. Во-первых, такая аппроксимация связывает функционально лишь значения величин в определенные моменты времени и не позволяет учесть их предысторию, во-вторых, не учитывается инерционность процессов, происходящих в газовом разряде.

От этих ограничений свободны аппроксимации электрических параметров разрядных ламп дифференциальными уравнениями, образующими так называемую дифференциальную математическую модель электрических параметров разрядных ламп. Модель позволяет учесть предысторию процесса заданием начальных условий и его инерционность введением соответствующих производных по времени. Интерес к модели в последние годы усилился в связи с появлением ряда импульсных полупроводниковых ПРА, расчет которых традиционными методами на основе алгебраической аппроксимации невозможен.

Какие же требования должны быть предъявлены к дифференциальной модели разрядной лампы? Во-первых, модель должна обеспечивать достаточную точность расчета при широкой вариации режимов работы лампы. На постоянном токе она должна соответствовать статической ВАХ. При работе в цепях промышленной частоты аппроксимация должна быть пригодна как для расчета режимов без пауз тока, так и режимов со значительной паузой, а на высоких частотах правильно описывать динамическую характеристику un = R3 i„ в импульсных режимах — вольт-секундную ил(0 и ампер-секундную i^f) характеристики лампы. Во-вторых, дифференциальное уравнения, входящие в модель, не должны быть очень сложными, чтобы не затруднять их применение для проведения электротехнических расчетов. Здесь предпочтение следует отдавать уравнениям первого или второго порядка с минимальной нелинейностью.

И, в-третьих, в уравнения должны входить легко измеряемые параметры или постоянные коэффициенты, значения которых могут быть определены с достаточной точностью.

Дифференциальная модель обычно строится на основе так называемых определяющих параметров [2.1]. Определяющие параметры связаны с совокупностью частиц, запасающих энергию: тепловую, магнитную, электрическую, энергию ионизированных атомов и т. д., существенно влияющую на электрическую проводимость лампы. В силу такой связи определяющие

параметры являются инерционными и их временные зависимости непрерывны и дифференцируемы.

В общем случае дифференциальная модель может быть представлена в виде системы дифференциальных уравнений

dOJdt^O,; О2; ...; Ок; Вх; В^(2.8)

и алгебраического уравнения электрической проводимости

Ил = ШК’(2.9)

где О, - определяющие параметры; Bj—внешние воздействия, приводящие к изменению накопленной энергии; В(ОХ)— электрическое сопротивление лампы, в общем случае зависящее от всех определяющих параметров; i= 1; 2; ...; к; j= 1; 2; ...; п.

Наилучшис результаты при разработке дифференциальной модели дает использование математических моделей с переменной структурой, которые в процессе накопления экспериментальных результатов позволяют шаг за шагом усложнять структуру модели и уточнять коэффициенты, входящие в уравнения. При этом усложнение структуры модели производится на основе сравнительного анализа теоретических и экспериментальных параметров газового разряда, уточнения входящих в уравнения коэффициентов, осуществляемого на. базе экспериментальных результатов.

Разработка математической модели электрических параметров разрядных ламп включает следующие этапы;

выбор определяющего параметра и структуры дифференциального уравнения первого порядка с постоянными коэффициентами;

определение численных значений постоянных коэффициентов, входящих в модель;

анализ точнбсти модели и область ее применения;

уточнение коэффициентов модели, определение их зависимости от режима, построения модели с переменными коэффициентами;

анализ точности и проверка адекватности модели;

выбор второго определяющего параметра и структуры модели второго порядка как развития модели первого порядка;

повторение этапов 2, 3, 4 и 5, определение необходимости разработки модели более высокого порядка и т. д.

На первом этапе выбор определяющего параметра простейшей модели с постоянными коэффициентами целесообразно провести с учетом энергии, накопленной в плазме газового разряда. В ртутных лампах как низкого, так и высокого давления основными видами энергии являются: энергия ионизированных атомов ртути и кинетическая энергия заряженных и нейтральных частиц (в лампах низкого давления — электронов, в лампах высокого давления — электронов, ионов и нейтральных атомов).

Энергии возбуждения и ионизации определяются средней концентрацией возбужденных атомов и, и средней концентрацией электронов ие. Кинетическая энергия частиц зависит от концентрации соответствующих частиц ^ и их средней энергии, которую при максвелловском распределении по скоростям можно характеризовать температурой Т.

32

Таким образом, в качестве определяющего параметра могут быть приняты: средняя концентрация возбужденных атомов п„ усредненная по объему и всем принимаемым во внимание уровням атома ртути, средняя концентрация электронов пе и температура газа Т для ртутных ламп высокого давления, температура электронов Тс для ртутных ламп низкого давления.

Однако существенными преимуществами в качестве определяющего параметра обладает средняя концентрация электронов пе, так как она существенно влияет на скорость образования возбужденных и ионизированных

атомов и практически определяет электрическую проводимость газового разряда.

На основе одного определяющего параметра — средней концентрации электронов пе—построены математические модели электрических параметров люминесцентных ламп [2.7, 2.8]. Такие модели содержат три уравнения: одно дифференциальное и два алгебраических [2.9]:

dgaldt=gilMx^=Fx^u31; g^;(2.10а)

6л = /Ж=£л/[1 + М«л1М~1)];(2.106)

^^о.,.„м=кл^.н)О'93р:(2.10в)

где Uo — установившееся напряжение на лампе на постоянном токе ({7О^(7Л); ^о.ном— номинальное . установившееся напряжение на лампе на постоянном номинальном токе

^0,НОМ~ ^Л т тт ’ ^Л.НОМ"

* л ^л,ном

Приведенная проводимость лампы gn пропорциональна средней концентрации электронов пе и равна проводимости лампы Сл при ил=и0.

В описываемой модели (2.10а) представляет собой нелинейное дифференциальное уравнение первого порядка и учитывает баланс средней концентрации электронов в плазме положительного столба разряда. Уравнение (2.106) учитывает зависимость проводимости лампы Сл от приложенного напряжения ил при постоянной средней концентрации электронов пе (приведенной проводимости g„).

Третье уравнение (2.10в) описывает статическую характеристику лампы и совпадает с (2.4).

Значения коэффициента Кх в дифференциальной модели для большинства люминесцентных ламп лежат в пределах 0,3 — 0,4 [2.9] и для основных типов ламп мощностью от 8 до 80 Вт его можно принимать постоянным и равным 0,35.

На рис. 2.9 — 2.11 приведены зависимости функции Мх (ил). Как видно, функция Мх (ил) является существенно нелинейной.

Для люминесцентных ламп по результатам измерений [2.9] проведена аппроксимация функции Мх (ил) в двух областях:

Мощ-

Диа-

Длина

Номи-

Значение

Значение коэффициента

ность

метр кол-

лам-

наль-

коэффициента

лам-

пы,

ное

Л

пы, Bi

бы,

мм

нап-

мм

ряжение на

среднее

средне-

а0 Ю 3

а110“3

а210 3

60Ю"3

6,

62

63

в

квад- ратич-

ное

откло-

нение

Ок

8

18

300

61

0,37

0,03

5,25

3,80

1,45

9,6

1,2

0,2

1,40

15

26

450

54

0,37

0,03

3,24

2,62

0,62

10,0

1,5

0,5

1,23

20

38

600

57

0,35

0,02

3,12

2,62

0,5

15,9

1,8

0,8

0,97

30

26

900

104

0,37

0,03

3,05

2,40

0,65

8,2

1,5

0,5

1,23

40

38

1200

103

0,36

0,03

2,96

2,36

0,60

13,0

1,8

0,8

0,92

65

38

1500

ПО

0,35

0,03

2,96

2,36

0,60

13,0

1,8

0,8

0,92

при |ил|^г70;при |ил|^г70;(2.Н)(2.Н)Mv (мл) = а0 (мл/ Uoy - av |ил| / Uo - а2 MY (^) = 6o{l^l/^o-6i+62exp [-^з(1«л1/^О-1)]} ПРИ “л^О-

при |ил|^г70;

при |ил|^г70;

(2.Н)

(2.Н)

Такая сложная аппроксимация обусловлена тем, что вид функции в этих областях существенно различен, и единое

Рис. 2.9. Зависимость Мх (ил) от UJU0 для люминесцентнойРис. 2.9. Зависимость Мх (ил) от UJU0 для люминесцентнойлампы типа ЛБ40лампы типа ЛБ40лампы типа ЛБ20лампы типа ЛБ20

Рис. 2.9. Зависимость Мх (ил) от UJU0 для люминесцентной

Рис. 2.9. Зависимость Мх (ил) от UJU0 для люминесцентной

лампы типа ЛБ40

лампы типа ЛБ40

лампы типа ЛБ20

лампы типа ЛБ20

аппроксимирующее выражение становится очень сложным. Определение коэффициентов at, b,, входящих в (2.11), осуществлялось методом выбранных точек. Результаты расчетов приведены в табл. 2.4.

Адекватность математической модели ВАХ люминесцентных ламп проверялась в следующих режимах.

Во-первых, при работе на промышленной частоте с индуктивным, индуктивно-емкостным или резистивным балластом. Расчеты показали, что в самых неблагоприятных случаях, при работе со значительными паузами тока, достигающими 1/6 части периода, погрешность расчетов Рл, 7Л и (7Л не превышает +4%. В режимах без пауз тока погрешность не превосходит +2%ив режимах, близких к номинальным, находится на уровне 1%.

Во вторых, в схеме с индук-

Рис. 2.11. Зависимость Мх (мл) от UJU0 для люминесцентных ламп длиной 600 (/) и 1200 (2) в колбах диаметром 38 мм (U„>U0)Рис. 2.11. Зависимость Мх (мл) от UJU0 для люминесцентных ламп длиной 600 (/) и 1200 (2) в колбах диаметром 38 мм (U„>U0)тивным или емкостным балластом при изменении частоты питающего напряжения от 50 Гц до 50 кГц проводилось сравнение формы напряжения и тока лампы. Получено хорошее

Рис. 2.11. Зависимость Мх (мл) от UJU0 для люминесцентных ламп длиной 600 (/) и 1200 (2) в колбах диаметром 38 мм (U„>U0)

Рис. 2.11. Зависимость Мх (мл) от UJU0 для люминесцентных ламп длиной 600 (/) и 1200 (2) в колбах диаметром 38 мм (U„>U0)

качественное и количественное совпадение расчетных и экспериментальных кривых. ' На повышенной частоте (/>1 кГц) напряжение и ток лампы становятся практически синусоидальными, что хорошо совпадает с результатами, полученными в [2.3]. Более того, при увеличении частоты питающего напряжения несколько снижается U„, что неоднократно подтверждалось и в экспериментальных работах [2.3].

Из (2.10) следует, что на постоянном токе установившееся напряжение может быть найдено из условия

^(^ = 0.(2.12)

С учетом (2.11) оно приводит к равенству ил= + Г0.

£л=£оехР£л=£оехРМ ((ил) dtМ ((ил) dt(2.13)(2.13)ооДля напряжения на лампе произвольной формы

£л=£оехР

£л=£оехР

М ((ил) dt

М ((ил) dt

(2.13)

(2.13)

о

о

и общее выражение для тока лампы

(2.14)(2.14)goexp ^M^u^dt

(2.14)

(2.14)

I+^CImJ/LZo-I) “л'

При периодическом переменном напряжении на лампе с периодом Тп установившийся режим наступает при условии

Тп

|л/1(ил)Л = 0.(2.15)

о

В силу нелинейности функции Мх (ил) и среднее, и действующее напряжения на лампе зависят от его формы. Так, при синусоидальной форме ил = (0 среднее и даже действующее значения напряжения на лампе меньше, чем при прямоугольной форме напряжения. Этим частично объясняется некоторое снижение напряжения на лампе на повышенной частоте.

И, наконец, в-третьих, в импульсных режимах при экспоненциальном нарастании и снижении напряжения и тока во всем диапазоне изменения постоянной времени фронта импульса (от 0,2 до 100 мкс) наблюдается качественное и количественное совпадение рассчитанной и экспериментальной формы импульсов напряжения и тока. Погрешность расчетов амплитуды импульсов перенапряжения не превосходит + 8%, скорости изменения тока лампы ±6%.

Таким образом, рассмотренная математическая модель ВАХ люминесцентных ламп адекватна в широком диапазоне частот и при различных режимах работы ламп.

Высокочастотная граница применимости модели, по-видимо- му, должна быть связана с тепловой инерцией теплоемкости электронного газа. Однако даже при фронте нарастания и спада импульсов напряжения и тока около 0,2 мкс не обнаружено возникновения заметных инерционных процессов.

Для ламп типа ДРЛ наилучшие результаты дает математическая модель, приведенная в [2.9, 2.10]:

dg„fdt=g2 Mv ^u^ = Fv (мл; g^;(2.16а)

d^,dt=M2 (mJ (pycr-p) = F2 (мл; Р);(2.166)

G^g^LKt(2.16в)

где Руст — установившееся значение Р при мл = const.

Как видно из (2.16), модель лампы типа ДРЛ состоит из двух нелинейных дифференциальных уравнений первой степени (2.16а)-и (2.166) и алгебраического уравнения (2.16в). Введение второго дифференциального уравнения связано с тем фактом, что в лампах типа ДРЛ при сравнительно более высоком 36

Таблица 2.6. Значения коэффициента Ал для ламп ДР Л различных мощностей

Номинальная мощность лампы Р„, Вт

Номинальное напряжение горения иа постоянном токе %, В

Напряжение на лампе при включении с дои и , В л, ном’

Зиачеиие коэффициента Л„, 1/(АВ-с)

80

112

115

27,0

125

121

125

20,0

250

126

130

9,0

400

131

135

5,5

700

136

140

3,4

1000

140

145

2,5

давлении паров ртути необходимо учитывать инерционность изменения электронной температуры.

Для аппроксимации нелинейных коэффициентов в [2.9]

предложены выражения

^i(«J =^i(«J =(2-17)(2.18)(2-17)(2.18)Лл^[(нл/£/0)2-1].0,4 + 0,6(|ял|/Со) ’

^i(«J =

^i(«J =

(2-17)

(2.18)

(2-17)

(2.18)

M2(M>lO4[l,5 + 3(|MJ/t7o)1’5];руст = 0,4 + 0,б|ил|/(7о.

Значения постоянного коэффициента Лл для ламп типа ДРЛ разной мощности приведены в табл. 2.6 [2.10].

Погрешности расчета при анализе режимов электромагнитных ПРА с лампами ДРЛ при отсутствии паузы тока лампы не превышают + 3%. В режимах с паузами тока и в импульсных режимах с различными балластами погрешности не превосходят + 7%.

К сожалению, до настоящего времени не разработаны математические модели ламп типов ДНаТ и ДРИ. Использование для расчета режимов с этими типами ламп моделей (2.16) приводит к значительной погрешности, которая в ряде сложных режимов может достигать 30—35%.

Глава третья

РАСЧЕТ СХЕМ ПРА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМПРИНЦИПА ШТРАУХА

ОБЩИЕ ВОПРОСЫ РАСЧЕТА ЦЕПЕЙ ПРА

Как уже отмечалось выше, принцип Штрауха применим, когда форма напряжения uJt^ может быть принята в некоторых пределах независимой от формы тока лампы /л(?). Поэтому методы, основанные на этом принципе, применимы в основном

для расчетов традиционных электромагнитных схем включения. Однако и ряд схем с полупроводниковыми стабилизирующими устройствами может быть проанализирован указанными методами.

В настоящей главе на основе принципа Штрауха и методов припасовывания и гармонического анализа проведен анализ основных типов ПРА при работе с исправной лампой и с лампой, один из электродов которой дезактивирован. В отдельный раздел выделены методы расчета коэффициентов чувствительности, учитывающие изменение режима работы лампы при малых изменениях параметров схемы, напряжения источника питания и т. д. Все расчеты проведены с использованием математических моделей, описанных в гл. 2.

Для анализа электрических цепей ПРА, работающих на промышленной частоте, разработаны дополнительные расчетные методы [3.1, 3.2]: метод переменных коэффициентов, общие условия работы лампы без пауз тока и ряд других, которые изложены ниже.

Преобразование характеристик нелинейных двухполюсников. При анализе электрических цепей переменного тока с нелинейными безынерционными двухполюсниками (например, нелинейными дросселями и конденсаторами, трансформаторами, диодами и т. д.) в зависимости от характера рассматриваемого вопроса используются различные типы характеристик: мгновенных, средних или действующих значений, одной или нескольких гармонических составляющих. Обычно необходимая характеристика рассчитывается по соответствующей характеристике для мгновенных значений. Однако такие пересчеты характеристик весьма трудоемки и их нужно проводить заново при всех изменениях характеристик нелинейных элементов.

Рассмотрим метод переменных коэффициентов, который позволяет существенно облегчить пересчет характеристик нелинейных двухполюсников, особенно при некоторых вариациях его характеристик. В ряде случаев метод позволяет по характеристикам действующих и средних значений электрических параметров и спектральному составу сигналов восстановить нелинейную амплитудную характеристику или характеристику для мгновенных значений электрических величин.

В методе переменных коэффициентов характеристика нелинейного элемента представляется в виде [3.2]

У = я [% + №)], (3.1) где х, у—мгновенные значения электрических величин, связанные характеристикой нелинейного элемента; к — коэффициент 38

Рис. 3.1. Аппроксимация характеристики нелинейного элементаРис. 3.1. Аппроксимация характеристики нелинейного элементаРис. 3.2. Форма напряжения на лампе ия (?) и тока лампы /л (?) при пере- зажигании лампы (режим без пауз тока лампы)Рис. 3.2. Форма напряжения на лампе ия (?) и тока лампы /л (?) при пере- зажигании лампы (режим без пауз тока лампы)

Рис. 3.1. Аппроксимация характеристики нелинейного элемента

Рис. 3.1. Аппроксимация характеристики нелинейного элемента

Рис. 3.2. Форма напряжения на лампе ия (?) и тока лампы /л (?) при пере- зажигании лампы (режим без пауз тока лампы)

Рис. 3.2. Форма напряжения на лампе ия (?) и тока лампы /л (?) при пере- зажигании лампы (режим без пауз тока лампы)

нелинейности характеристики; /(х)— произвольная нелинейная функция. При к = 0 нелинейная характеристика переходит в линейную, у = ах. Мерой нелинейности характеристики может служить модуль |&|. Нелинейная функция /(х) может иметь весьма произвольный вид. Например, на рис. 3.1 показана характеристика нелинейного элемента, у которого функция /(х) симметрична и имеет излом в точке х0:

|>0, если |х|>х0.

В качестве нелинейной может выбираться и несимметричная функция, неоднозначная для нелинейных характеристик с гистерезисом, и даже функция с конечным числом разрывов второго рода.

В соответствии с методом переменных коэффициентов действующее значение у (0) при х(6) с периодом Тп выражается соотношением

У = Уо Vw^x^^xj, (3.2)

где Y0 = aX—действующее значение функции у (6), найденное для линейного двухполюсника с характеристикой у = ах; Л(Хт) и В^Хт^—безразмерные переменные коэффициенты, определяемые интегральными функциями Р^х; 6) вида

f xp [/(x)]' exp (/ • 2л?0 / Тп) <Я

P^x; енT„ (3.3)

f X"^ 0

где p, I, n=\,. 2, 3...; ]=^р-\.

Переменные коэффициенты зависят от вида функции /(х), формы х(6) и амплитуды Хт и не зависят от коэффициента нелинейности к. При заданной функции /(х) и постоянной форме х]Хт, например х^(Xm = sin 6, переменные коэффициенты зависят только от амплитуды Хт.

В цепи с нелинейным элементом спектр у (6) отличается от спектра х(6). Для нахождения спектрального состава у (6) можно ввести переменные коэффициенты Dq^Xm\ Тогда эффективное значение косинусоидальной и синусоидальной составляющих приq=\,2,3...

Y'q=Y'q0-\-kYm0D'q^Xmy(3.4)

Yq = Yq0 + kYm0Dq^Xm^(3.5)

и действующее значение q-й гармоники

^ = хЛ7+^,(3.6)

гдеY'q0,Yq0— эффективные значения косинусоидальной и

синусоидальной составляющих; Ym0 = aXm—амплитуда у (6) в цепи с линейным двухполюсником.

Аналогично для среднего за период значения функции

Yep=Ycp0 + kYm0D0^Xm\(3.7)

При однозначной функции /(х) может быть найдено среднее значение модуля функции за половину периода Гп/2:

Гер, мод = Гср.модО [1 + ^С(Хт)],(3.8)

где коэффициенты А, В и D не являются независимыми. Связь между , ними может быть установлена из выражения для действующего значения у (6):

У= То У^+^ЖТ+^ЖЛ =M+L У?2.(3.9)

V1

Возведя в квадрат и приравнивая члены с одинаковыми степенями, получим

a=xjx(xcpd0;x+ £ x-qD'q;x+ f xyxijxX(з.Ю)

\e=i«=1/

b^jx^dUd-Ud'^.-.Y(3.11)

где Хср и X—соответственно среднее и действующее значения х(6); X'q; X"—действующие значения косинусоидальной и синусоидальной составляющих q гармоник.

Равенство (3.10) учитывает спектральный состав функции и существенно упрощается при синусоидальном воздействии. Конкретные зависимости коэффициентов А, В, С, D от Хт при различных типах нелинейных характеристик будут рассмотрены ниже.

Условия работы лампы без пауз тока. Рассмотрим в общем виде условия работы лампы без пауз тока при питании от источника промышленной частоты. Для простоты рассмотрим одноламповую схему, причем результаты легко могут быть распространены и на многоламповые схемы. Пусть перезажига- ние лампы происходит в момент времени / = 0 (рис. 3.2). В этот момент ток лампы /л = 0, и напряжение на лампе изменяется скачком от —U2 до + U'Z при практически постоянном напряжении питания. Отсутствие паузы тока характеризуется положительной производной din ] dt>Q во время перезажигания.

Напряжение на лампе мл(/) препятствует протеканию тока, поэтому после перезажигания скорость нарастания тока лампы уменьшается. Таким образом, в момент перезажигания происходит изменение производной тока лампы так, что

di„ (- 0) / dt > din (+ 0) / dt > 0. (3.12)

Переход к работе с паузами тока происходит при

Лл( + 0)/Л = 0. (3.13)

Необходимым условием работы без пауз тока является отсутствие скачков тока в момент перезажигания, вызванных изменением напряжения на лампе, так как такие скачки могут привести только к изменению знака производной di„ (+ 0) / dt и, следовательно, к появлению паузы тока. Скачок тока будет отсутствовать при

limlim/ r;+r2 iV р z(p)/ r;+r2 iV р z(p)= lim= lim^+^2_»Z(p)^+^2_»Z(p)(3.14)(3.14)

lim

lim

/ r;+r2 i

V р z(p)

/ r;+r2 i

V р z(p)

= lim

= lim

^+^2_»Z(p)

^+^2_»Z(p)

(3.14)

(3.14)

где Z(p)— операторное входное сопротивление схемы включения со стороны лампы. В общем виде оно имеет вид

(3-15) ,(3-15) ,7/ \ = OoP'+aiP" 1+...+«„

(3-15) ,

(3-15) ,

Ь^+Ь^+.-.Ь, ‘

Условие (3.14) выполняется при и>/.

Разница между степенью числителя и знаменателя в (3.15) не может быть больше единицы, поэтому и = /+1 и выражение для Z(p) может быть представлено в виде

(3.16)(3.16)7 / \ aoPl+1 +aip‘ + ... +fl|+i^'ь^+ь^ + .-.+ь, ‘

(3.16)

(3.16)

Это соответствует неограниченному возрастанию комплексного сопротивления Z(/(o) при росте частоты ю-юо:

Z(/ro)->/roa0/60^(3.17)

где L3—эквивалентная индуктивность входного сопротивления на высокой частоте.

Таким образом, необходимым условием для создания режима работы без пауз тока является индуктивный характер входного сопротивления схемы включения со стороны лампы при неограниченном возрастании частоты. В многоконтурных схемах это означает, что любой контур, содержащий разрядную лампу, должен содержать по крайней мере одно индуктивное сопротивление. В схеме одноконтурных ПР А для этого достаточно включить последовательно с лампой один дроссель.

Из (3.12) следует, что при перезажигании скорость нарастания тока не должна изменяться больше чем на определенное значение

(йл( —0)/(// —(йл( + 0)/(// =

= Нт^^^)<Лл(-0)/Л.(3.18)

Это значит, что индуктивная составляющая входного сопротивления L3 должна быть больше некоторого минимального значения

L3 = aoibo>^U'z+U2^^-O^dt\(3.19)

Условие (3.19) можно представить и в другом виде. Для синусоидального тока

(3.20)

Тогда

/лю£э = UL3 > UL3mi„ Ци-^U^lJl(3.21)

или

U3>U3min,(3.22)

где U3 — напряжение на последовательно включенных лампе и дросселе (рис. 3.3).

Условия (3.21) и (3.22) справедливы и для несинусоидального тока лампы, но при этом UL3min и U3mi„ будут иметь иные значения.

Как видно из изложенного, условия работы без пауз тока накладывают жесткие ограничения на вид схемы ПРА. Схема однолампового ПРА может быть приведена к виду, показанному на рис. 3.3, где активный двухполюсник /4, имеет входное операторное сопротивление 42

Z^ = Z^-paolbo. (3.23)

Аналогично многоламповые схемы можно приводить к эквивалентному активному многополюснику, к которому через эквивалентные дроссели подключают разрядные лампы (рис. 3.4).

Здесь необходимо сделать одно замечание. В линейных схемах выделение эквивалентной индуктивности не представляет сложности. В нелинейных многоконтурных схемах оно может быть произведено на основе теоремы о нелинейном эквивалентном генераторе [3.1]. При этом в общем случае результирующая индуктивность может быть не только нелинейной, но и модулированной во времени. Однако в первом приближении при расчете по первым гармоникам нелинейная эквивалентная индуктивность от времени не зависит.

Общин метод расчета установившихся режимов цепей с разрядными лампами. В качестве общего метода анализа установившегося режима электрических цепей с разрядными лампами можно применять специально разработанный итеративный метод расчета, основанный на решении уравнений переменных состояний при алгебраической аппроксимации вольт-секундных характеристик ламп.

Для линейных цепей с разрядными лампами уравнения переменных состояния имеют вид

(3.24)(3.24)Х=А-Х+А1 -V,

(3.24)

(3.24)

где X—вектор переменных состояния размером (т+и):

Х =Х =Qj 'Qj '(3.25)(3.25)

Х =

Х =

Qj '

Qj '

(3.25)

(3.25)

В вектор X входят т потокосцеплений *Р( индуктивных элементов (z = 1, 2, ..., т^нп зарядов Qj (/= 1, 2, ..., и) на конденсаторах; X—вектор размером (т+и) производных потокосцепления и заряда по времени:

Х =Х =d^jat dQ^dtd^jat dQ^dt(3.26)(3.26)

Х =

Х =

d^jat dQ^dt

d^jat dQ^dt

(3.26)

(3.26)

V—вектор размером р питающих напряжений и напряжений на лампах; А—квадратная матрица постоянных коэффициентов размером (т+«) х (т+и); А[—прямоугольная матрица постоянных коэффициентов размером (т+и) х р. Элементы матриц А и А, определяются топологией и параметрами схемы. При всех линейных элементах (Я, L, С) определение установившегося режима не представляет труда, например оно может быть найдено операторным методом с выделением только периодических составляющих.

При наличии некоторого количества нелинейных элементов, таких, как нелинейные дроссели и конденсаторы, нелинейные резисторы, уравнения переменных состояния могут быть ■ записаны в виде

(3.27)43(3.27)43X = F (X; V),

(3.27)

43

(3.27)

43

Рис. 3.3. Расчетная схема однолампового ПРА, обеспечивающего режим работы без пауз токаРис. 3.3. Расчетная схема однолампового ПРА, обеспечивающего режим работы без пауз тока

Рис. 3.3. Расчетная схема однолампового ПРА, обеспечивающего режим работы без пауз тока

Рис. 3.3. Расчетная схема однолампового ПРА, обеспечивающего режим работы без пауз тока

Рис. 3.4. Расчетная схема многолампового ПРА, обеспечивающего режим работы без пауз тока

где F—столбцевая матрица нелинейных функций вида

Ff = (X; V).(3.28)

Характерно, что в нелинейные функции F,. (X; V) в качестве независимых переменных входят только элементы векторов X и V, а в качестве нелинейных коэффициентов—переменные коэффициенты нелинейного дросселя, конденсатора и резисторов.

Сделаем одно замечание. Систему нелинейных дифференциальных уравнений легко привести к виду (3.27), если размерность вектора X больше или равна числу определяющих параметров г (токов, напряжений, потокосцеплений, зарядов и т. д.), т. е.

m-Vn^r.(3.29)

Для цепей с разрядными лампами условие (3.29), как правило, выполняется. Однако, если m-Vn<rs то к вектору X можно добавить г—(ли+и) элементов с напряжениями или токами нелинейных (линейных) резисторов.

Решение системы (3.27) удобно производить методом гармонического баланса. Ищем значения искомых параметров в виде суммы ряда основной и нескольких высших гармоник:

к

X^ajcoscoz+bjsincor+ £ (aqcos^cor+bqsin^cor),(3.30)

q = l

где an b1$ aq, bq—столбцовые матрицы размером (zm+«)x 1. Равенство (3.30) можно записать в сокращенном виде:

к

х«х,+ £х,.(з.з1)

9 = 2

Расчет ведем методом последовательных приближений и при каждом приближении полагаем, что переменные коэффициенты имеют постоянное

значение.

44

Расчет первого приближения проводим при значениях переменных коэффициентов, соответствующих синусоидальным воздействиям в виде ряда последовательных шагов.

Преобразуем систему (3.27) в систему уравнений по первым гармоникам. Для всех нелинейных элементов вычисляем коэффициенты D\ и D\ для синусоидальных воздействий и находим все нелинейные характеристики для первых гармоник. Вычисляем нелинейные функции Fj (Х^ Vj) при замене всех нелинейных функций на характеристики по первым гармоникам, рассчитанные с помощью коэффициентов D\ и D'{, и замене величин X и Уна Xi и Vr Тогда (3.27) примет вид

X^FJX^ VJ.(3.32)

Оно дает 2(т+п) алгебраических уравнений для определения 2(т+п) элементов матриц а! и ЬР

На втором шаге ищем первое приближение в виде основной и одной высшей гармоники (например третьей):

Х^Х^Хз.(3.33)

Считаем, что матрицы Я! и 1^ нам известны из решения на первом шаге, и составляем уравнение для 'определения матриц я3 и Ь3:

X3 = F3(X1; Х3; Vi; V3)._(3.34)

Здесь F3 зависит только от интегральных коэффициентов D3; D3. В первом приближении используем коэффициенты D3 и D'^ рассчитанные для синусоидального воздействия. Тогда в соответствии с (3.3) и (3.4) третьи гармоники напряжения (тока) на нелинейных элементах составляют

и'з= U30-V-kUm0D3;(3 35)

Из (3.35) видно, что напряжения (/3 и U3 содержат по два слагаемых. Первые из них U30 и U30 линейно зависят от амплитуды третьей гармоники тока, а вторые только от амплитуды основной гармоники и постоянны при неизменных коэффициентах D. Отсюда следует, что (3.35) линейно относительно третьих гармоник и может быть легко решено (например, комплексным методом).

На следующих шагах аналогично определяем другие высшие гармоники для искомого первого приближения X и рассчитываем электрические режимы всех нелинейных элементов.

Для вычисления второго приближения рассчитываем все коэффициенты Dq при постоянном содержании высших гармоник, найденном в первом приближении.

Для найденных коэффициентов определяем нелинейные характеристики и находим второе приближение

XW=X?4 £ Х<2>.(3.36)

q = 2

Аналогично при необходимости могут быть найдены третье, четвертое и следующие приближения.

Рис. 3.5. Расчетная схема индуктивного балласта без потерь

Рис. 3.6. Области горения с различными паузами тока А<р:

1—0; 2—10°; 3—20"; 4—30°; 5—40° (область без пауз тока заштрихована)

В рассмотренном методе наиболее трудоемкими являются расчет переменных коэффициентов Dq и решение уравнений баланса по первым гармоникам. Однако обе эти операции производятся только один раз при вычислении каждого нового приближения. Расчет высших гармоник существенно менее трудоемок, что позволяет учитывать большое число высших гармонических составляющих. И еще одно замечание: расчет по первым гармоникам существенно упрощается применением нелинейного метода наложения и метода нелинейного эквивалентного генератора.

АНАЛИЗ ИНДУКТИВНОГО БАЛЛАСТА

Проведем анализ идеального и реального индуктивных балластов при работе с исправной лампой. Анализ аномальных режимов рассмотрен в конце настоящей главы.

Индуктивный балласт без потерь представляет собой идеальный дроссель, включенный последовательно с лампой (рис. 3.5). Расчет индуктивного балласта без потерь целесообразно провести для синусоидального напряжения иэ = = ^/2 [/эзт((й/ + ф), так как подобный режим реализуется в целом ряде типов ПРА и является хорошим первым приближением при расчете большинства схем [3.3]. Уравнение электрического состояния для этого случая имеет вид

d^ldt = y/l [/э8ш((о/ + ф) — и„^У(3.37)

Здесь угол ф учитывает сдвиг фазы питающего напряжения относительно нуля тока лампы.

Напряжение на лампе в соответствии с (2.6)

«л(0)=^л(1 + 3-28е/я).(3.38)

Тогда

Т(0) = ^/^[^/^содф — ^cos (6+ф)—

-0тэ(1 + 8-80/л)].(3.39)

Условие периодичности имеет вид

Т(0) = Т(л) = 0.(3.40)

Подставляя в него выражение для ^(б), находим начальную фазу

cos ф = /иэл/2^/2 = 1,11 шэ.(3-41)

Для режима горения без пауз тока необходимо выполнить условие перезажигания лампы

u3^U'z,(3.42)

из которого получаем условие горения без пауз тока

,81п.ф^ I7j/(^2 U3y(3.43)

При горении с паузами тока перезажигание лампы происходит при

^217э sin ф= 17,,(3.44)

а погасание при 0 = л —Аф.

Подставляя эти условия в (3.39), получим соотношение для длительности паузы тока Аф:

m3=UJU3 = //л—дф—^/({/„sin Аф)\2'(3-45)

V \Uj \ 1+cosA, /

Критическое значение отношения т3, при котором происходит переход к режиму с паузами тока,

^•кр=У(^7^^(3'46)

Области горения с паузами тока различной длительности, рассчитанные по (3.45), показаны на рис. 3.6.

По (3.39) для режима без пауз тока получены все основные соотношения для контура лампа — идеальный индуктивный балласт. Результаты расчетов приведены в табл. 3.1 и 3.2. Все фазовые углы рассчитаны относительно фазы перехода тока лампы через нуль. Тогда фаза напряжения питания равна ф. В табл. 3.2 даны общие выражения для [3.4] дросселя с нелинейной характеристикой.

(3.47)(3.47)

(3.47)

(3.47)

Таблица 3.1. Основные соотношения для контура ламна—идеальный индуктивный балласт

Параметр

Математическое выражение параметра

Максимальное потокосцепление

^„^^/“[^З-т2-^^-^^^ — тэл/2]

Фаза максимального потокосцепления

0»шх = л-ф-^ ^=arcsin(m3/^/2)

Среднее напряжение на дросселе

^др.Ср = 4/''Ртк,

Действующее напряжение на дросселе

идр=изХ/ 1-ш2-1,14отэ871-1,23шэ2

Действующее значение тока лампы

£о = ^/((oLg)^! ~ ’48^ - 1,14тэ8^1 - 1,23 m2

Мощность лампы

Рл о = [ Уз w, / (<о£о)] (0,9 ,/1 — 1,23 т3' — 0,64 тэ8)

Действующее значение первой гармоники тока лампы

ц 0 = и, / (от£0) ^/1 -1,19 т2 -1,14 тэ8 1 -1,23 т2

Действующее значение нечетной высшей гармоники тока (косинусоидальная составляющая)

IqO = 0A U^KwLoq)

Фазовый угол первой гармоники тока лампы

ф10=лтэ / (2 ,/2) - arccos (Рл0 / £,£ 0)

При использовании коэффициентов А, Ви С, рассчитанных для реальной кривой намагничивания электротехнической стали, коэффициент самоиндукции дросселя £0 на линейном участке при постоянном сечении S магнитопровода равен

Таблица 3.2. Основные соотношения для контура ламна—нелинейный индуктивный балласт

Параметр

Математическое выражение параметра

Действующее значение тока лампы

£=£oV'+2^+^2^

Действующее значение первой гармоники тока лампы

/1 =V(/io + 'PmaxW'1 (ЬоУ + ^^кп; ]ЬоУ

Фазовый угол первой гармоники тока лампы

р

(pi =ф — arccosyy

Действующее значение косинусоидальной составляющей нечетной высшей гармоники тока лампы

1'ч~^А —-^-V'VтохкВ',] Lo

Действующее значение синусоидальной составляющей йе- четной высшей гармоники тока лампы

/;' = 0,573^+«р„ах££>'7£о

Мощность лампы

Рл = Рл0(1+^С)

В соответствии с [3.5]

а = /„/(/=т + /в)'0,798-106/Ув,, (3.48)

где /„ и /ст — соответственно длина воздушного зазора и средняя длина пути магнитных силовых линий в магнитопроводе (стали); ув — коэффициент, учитывающий рассеяние и выпучивание магнитного потока в зазоре (ув = 1,05 -н 1,2).

Коэффициент нелинейности дросселя с воздушным зазором

к = к0^1 +Цначо).(3.49)

Для холоднокатаной электротехнической стали /с0 = 2,94, для горячекатаной А:о = 0,94.

R L

ощ^.

U3 Q

Рис. 3.7. Расчетная схема индук-|

тивного ПРАоI

48

49

тэ=0,30

Рис. 3.9. Зависимость IatoLIUa от ™, = UJU3 (8 = 0,2)

Математические выражения, приведенные в табл. 3.1 и 3.2, позволяют легко найти первое приближение при расчете конкретных схем ПРА. На рис. 3.7 представлена расчетная схема реального индуктивного ПРА. Здесь резистор R учитывает потери в дросселе. Учет потерь последовательным сопротивлением является приближенным, но при уровне потерь в стали магнитопровода Лт / Рл ^ 0,2 дополнительная погрешность расчета при таком способе учета потерь не превышает 1%.

Расчет первого приближения для указанной схемы удобно вести с применением годографа вектора U3 (рис. 3.8) и вспомогательного графика, приведенного на рис. 3.9. Зависимости построены по формулам, приведенным в табл. 3.1 и 3.2, и справедливы как для линейного, так и для нелинейного дросселя.

Для нелинейного дросселя учитывается эквивалентная индуктивность дросселя [3.5]:

L3=— (3.50)

где Кдо — коэффициент амплитуды тока в схеме с линейным дросселем, К^ ~1лтах!1л =/ (/л£0).

С помощью годографа вектора U3 расчет первого приближения удобно вести по векторным диаграммам (рис. 3.10). На 50

Рис. 3.10. Векторная диаг-Рис. 3.11. Условия работы без паузрамма индуктивного ПРАтока для индуктивного ПРА;—первое приближение; точное решение: / — U' jU„=\,O;,‘ 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75Рис. 3.10. Векторная диаг-Рис. 3.11. Условия работы без паузрамма индуктивного ПРАтока для индуктивного ПРА;—первое приближение; точное решение: / — U' jU„=\,O;,‘ 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75

Рис. 3.10. Векторная диаг-Рис. 3.11. Условия работы без пауз

рамма индуктивного ПРАтока для индуктивного ПРА;

—первое приближение; точное решение: / — U' jU„=\,O;

,‘ 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75

Рис. 3.10. Векторная диаг-Рис. 3.11. Условия работы без пауз

рамма индуктивного ПРАтока для индуктивного ПРА;

—первое приближение; точное решение: / — U' jU„=\,O;

,‘ 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75

рис. 3.11 представлены предельные зависимости, при которых осуществляется режим без пауз тока. На рисунке показано первое приближение, рассчитанное по векторным диаграммам, и точное решение, полученное на ЭВМ с учетом 3, 5 и 7-й гармоник. Как видно, первое приближение удовлетворительно описывает процесс при 7?/(®£)^0,5, что выполняется в подавляющем большинстве индуктивных ПРА. Для повышения точности расчетов все вычисления по векторным диаграммам целесообразно вести аналитически с использованием формул, приведенных в табл. 3.1 и 3.2. Такие расчеты сравнительно нетрудоемки при применении простейших калькуляторов.

АНАЛИЗ ИНДУКТИВНО-ЕМКОСТНОГО БАЛЛАСТА

В соответствии с изложенным в § 1.3 для расчета индуктивно-емкостного ПРА с разрядной лампой целесообразно использовать метод гармонического анализа и синтеза. Ниже приведен расчет указанного контура при работе с исправной лампой. Из анализа аномального режима, рассматриваемого в § 3.5, следует, что этот режим представляет определенную опасность для индуктивно-емкостного ПРА и накладывает довольно жесткие ограничения на линейность ВАХ индуктивного элемента. Поэтому расчет проводится лишь для линейного индуктивно- емкостного ПРА без потерь [1.24]. Последнее обстоятельство связано с тем, что пренебрежение потерями и использование зависимости прямоугольной формы, аппроксимирующей напряжение на лампе, дают примерно одинаковые по абсолютному значению и противоположные по знаку систематические по-

Рис. 3.12. Расчетная схема иидуктивно-емкостного ПРАРис. 3.12. Расчетная схема иидуктивно-емкостного ПРАРис. 3.13. Кратность тока короткого замыкания для линейного индуктивноемкостного балласта без потерь при Q2 ранном: /—1,5; 2—2,0; 3—2,62; 4—3,0; 5—3,5Рис. 3.13. Кратность тока короткого замыкания для линейного индуктивноемкостного балласта без потерь при Q2 ранном: /—1,5; 2—2,0; 3—2,62; 4—3,0; 5—3,5

Рис. 3.12. Расчетная схема иидуктивно-емкостного ПРА

Рис. 3.12. Расчетная схема иидуктивно-емкостного ПРА

Рис. 3.13. Кратность тока короткого замыкания для линейного индуктивноемкостного балласта без потерь при Q2 ранном: /—1,5; 2—2,0; 3—2,62; 4—3,0; 5—3,5

Рис. 3.13. Кратность тока короткого замыкания для линейного индуктивноемкостного балласта без потерь при Q2 ранном: /—1,5; 2—2,0; 3—2,62; 4—3,0; 5—3,5

грешности расчета основных электрических параметров контура.

Уравнение электрического состояния для рассматриваемого случая (рис. 3.12) при синусоидальном напряжении питания мп = ^/2 (/„ sin (0 — ф) имеет вид

хс J z;(0)</0+xL^(0)///0=^(3.51)

Здесь угол ф учитывает сдвиг фазы питающего напряжения относительно нуля тока лампы при Я2 = (го0/го)2 = l/(or LC)> 1.

При прямоугольной симметричной аппроксимирующей форме с амплитудой, равной действующему значению напряжения на лампе (/л, мгновенное значение этого напряжения согласно (1.3)

".(0)=^ f(3.52)

” 9=1

Тогда

4т„(П2-1) у 008(2^—1)0,_

к Д П2_(2^_1)2 J-Ь )

Подставляя в (3.53) сумму функционального ряда в свернутом виде в интервале 0 ^ 0 < л для Я ^ 2^ — 1, получим 52

Таблица 3.3. Суммы числовых рядов для различных значений 12

Функция

Сумма числового ряда при 12, равном

1,25

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

др)

0,936

0,870

0,730

0,576

0,406

0,216

др

1,001

1,005

1,023

1,059

1,123

1,225

/зМ

1,000

1.001

1,002

1,006

1,013

1,024

<oL(12z —1) 1

,/2 cos (6

-ф)-

_^Л^7

12

-У ^sin Q6

тг!2

-tg— cosl20 I .

2у

(3.54)

Используя граничное условие z = 0 при 6 = 0, находим фазу напряжения питания относительно начала, отсчета:

(3.55)(3.55)272

(3.55)

(3.55)

СО8ф=——Л

л(О2—1) ТГ<2

и при Q / 2^ — 1 является суммойи при Q / 2^ — 1 является суммойгде /,(О)=—L_Jtgy

и при Q / 2^ — 1 является суммой

и при Q / 2^ — 1 является суммой

П^ — 1П^ — 1числового ряда вида £ 4= 1табл. 3.3.Действующее значение тока в контуре можно найти, применяя одно из следующих соотношений для /л:числового ряда вида £ 4= 1табл. 3.3.Действующее значение тока в контуре можно найти, применяя одно из следующих соотношений для /л:П2—(2^— I)2П2—(2^— I)2. Значения ft^ приведены в. Значения ft^ приведены в

П^ — 1

П^ — 1

числового ряда вида £ 4= 1

табл. 3.3.

Действующее значение тока в контуре можно найти, применяя одно из следующих соотношений для /л:

числового ряда вида £ 4= 1

табл. 3.3.

Действующее значение тока в контуре можно найти, применяя одно из следующих соотношений для /л:

П2—(2^— I)2

П2—(2^— I)2

. Значения ft^ приведены в

. Значения ft^ приведены в

оолиболибо4 = 4)1 +4 ml/ л4 = 4)1 +4 ml/ лЛ^-глр) |Л^-глр) |1/21/2(3.56)(3.56)

о

о

либо

либо

4 = 4)1 +4 ml/ л

4 = 4)1 +4 ml/ л

Л^-глр) |

Л^-глр) |

1/2

1/2

(3.56)

(3.56)

(оо \ 1/2

У /2

4=1/

Первое соотношение предпочтительнее применять при отсутствии пауз тока в контуре, т. е. тогда, когда можно воспользоваться свойством ортогональности гармонических составляющих при интегрировании.

Второе соотношение используется при наличии пауз тока.

С учетом ортогональности, а также (3.53), получим

где /к — ток при закороченной разрядной лампе (ток короткого замыкания)

г и.

<о£(П2-!)’

,л(П2—I)2 лП—sinлП„ . -,

[п2^-!)2]2' 3начения/2(^) приведены[п2^-!)2]2' 3начения/2(^) приведеныa /2(Я) = 16П32( п/2) И ПРИ1 является суммой

[п2^-!)2]2' 3начения/2(^) приведены

[п2^-!)2]2' 3начения/2(^) приведены

числового рода вида £

4=1 в табл. 3.3.

Уравнение (3.56) позволяет оценить очень важную для ПРА

характеристику — отношение тока короткого замыкания лампы к ее рабочему току /к//л. Дело в том, что ток /к примерно равен току подогрева электродов люминесцентных ламп в стартерном ПРА или* начальному току разгорания разрядных ламп высокого давления, наполненных парами металлов. На рис. 3.13 приведены зависимости /к//л от тп и Я2.

Как видно, ток короткого замыкания лампы мало отличается от ее рабочего тока, что является специфическим свойством данного типа балласта. При Я= 1,62, a xc)xL = 2,62 питающая сеть с индуктивно-емкостным балластом является как бы, источником тока для такой особого вида нагрузки, как разрядная лампа. При изменении тп и указанном значении Я форма тока лампы меняется, но так, что его действующее значение остается неизменным. Данное свойство, присущее только этому типу балласта, с успехом используется при разработке унифицированных ПРА [1.27, 1.28]. Следует отметить, что с ростом потерь в контуре значение И, соответствующее /к//л=1, несколько возрастает.

Для оценки формы тока, а следовательно, степени ее влияния на светотехнические параметры разрядных ламп, необходимым и достаточным является знание коэффициентов амплитуды К, и формы К^ тока. Очевидно, что при принятых выше условиях коэффициент Кф будет обратно пропорционален коэффициенту мощности лампы Kn = PJ^InLQ. Фаза максимального значения тока 6^ определяется численным решением трансцендентного уравнения

Таблица 3.4. Фаза максимального значения тока для линейного нцдуктнвно-емкостного балласта без потерь

"1„

Значение 0т„х, рад, при Я, равном

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0,5

1,70

1,82

1,92

2,00

2,06

0,8

1,81

1,95

2,04

2,11

2,15

1,0

1,92

2,03

2,10

2,16

2,19

Рис. 3.15. Критические значения т для разрядных ламп при (/'/17л равном: /—1,0; 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75Рис. 3.15. Критические значения т для разрядных ламп при (/'/17л равном: /—1,0; 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75Рис. 3.14. Коэффициенты амплитуды тока (а) и мощности лампы (б) с линейным индуктивно-емкостным балластом без потерь при Q2 равном: У 2,0; 2—2,5; 3—3,0; 4—3,5Рис. 3.14. Коэффициенты амплитуды тока (а) и мощности лампы (б) с линейным индуктивно-емкостным балластом без потерь при Q2 равном: У 2,0; 2—2,5; 3—3,0; 4—3,5

Рис. 3.15. Критические значения т для разрядных ламп при (/'/17л равном: /—1,0; 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75

Рис. 3.15. Критические значения т для разрядных ламп при (/'/17л равном: /—1,0; 2—1,25; 3—1,5; 4—1,75

Рис. 3.14. Коэффициенты амплитуды тока (а) и мощности лампы (б) с линейным индуктивно-емкостным балластом без потерь при Q2 равном: У 2,0; 2—2,5; 3—3,0; 4—3,5

Рис. 3.14. Коэффициенты амплитуды тока (а) и мощности лампы (б) с линейным индуктивно-емкостным балластом без потерь при Q2 равном: У 2,0; 2—2,5; 3—3,0; 4—3,5

sin (0тм - ф) = - тп (Я2 -1)/^2 (cos Я 9тах +

+ tgy sinne^).(3-57)

Результаты расчета по (3.51) для ряда значений тп и Я приведены в табл. 3.4.

Расчетные выражения для Ка, Рл и Кл приведены в табл. 3.5.

Зависимости, иллюстрирующие изменение Ка и Кл при вариации параметров контура тп, Я, даны на рис. 3.14. Они позволяют понять, что при равной мощности разрядных ламп, включенных в разные ветви двухлампового ПРА с расщепленной фазой [1.1], ток в индуктивно-емкостной ветви будет несколько больше по значению и более искажен по форме, чем в индуктивной. Этот факт отрицательно скажется на световой отдаче и сроке службы лампы с комбинированным балластом, а также не позволит добиться полной компенсации реактивной мощности двухлампового ПРА.

Выражения для действующего значения напряжения на индуктивном элементе контура и коэффициента его формы, необходимые для конструктивного расчета дросселя, приведены в табл. 3.5. Мгновенное значение напряжения на конденсаторе в интервале 0^6^ л имеет вид

Таблица 3.5. Основные соотношения для контура разрядная лампа—линейный нндуктивно-емкостнын балласт без потерь

Параметр

Математическое выражение параметра

Мощность лампы-

2У2тп Г2 Г 8щ2,Т/2

л ncoL(Q2-l)[ л2 У1(П)

Коэффициент амплитуды тока лампы

V2 cos (0_ - <р)- тп (П2 - 1) (sin П0т„ - tg у cos Пб^/П {l+8m;[f2(fi)-2/Jfi)]/n^

Коэффициент мощности лампы

к = ^^ [1 ~ Sw°^' (ft)/™211,2

л л "[1+8m2[/-2(n)-2y, (П)]/л2)

Действующее значение напряжения на дросселе

(/др= t/„/(Q2- 1){1 +8ш2 [n2/2(fi)-(fi2+ 1)/, (П)]/л2} V2

Коэффициент формы напряжения на дросселе

ЛФ 2

V2 cos (0^ - ф) - щп (П2 -1) (sin ПО^ - tgycos П0„м)/П

ис(е)=ис(е)=О2-1О2-1^/2 sin (6 — (р) —^/2 sin (6 — (р) —-^^(l-cosQe-tgySinQe)-^^(l-cosQe-tgySinQe)(3.58)(3.58)

ис(е)=

ис(е)=

О2-1

О2-1

^/2 sin (6 — (р) —

^/2 sin (6 — (р) —

-^^(l-cosQe-tgySinQe)

-^^(l-cosQe-tgySinQe)

(3.58)

(3.58)

а его действующее значение определяется как

П О2 Г Rm2) 1/2

’(3-59)

где

/3(£2)=jfclL16Q5cos2 — 2/3(£2)=jfclL16Q5cos2 — 2\лЯ12со82——1-1 I —3sinnQ ,

/3(£2)=jfclL

16Q5cos2 — 2

/3(£2)=jfclL

16Q5cos2 — 2

а при О/2^ — 1 является суммой быстро сходящегося числового ряда вида

у (ft2-1)2

A (^-i^^-f^-i)2]2'

Как видно из табл. 3.3, при инженерных расчетах в рассмотренном диапазоне изменения Я значение ф3^ может быть принято равным единице.

Для режима горения лампы без пауз тока необходимо выполнить следующее условие:

ип(0)-цк(0)^(/', (3.60) откуда критическое отношение mn=UJUn, при котором происходит переход к режиму с паузами тока,

™п,кР = [(8/Л2)/? (Q) + 0,5 (Я2 -1)2 ([/;/ 1/л)2] (3.61)

Значения тп кр для разрядных ламп с различными соотноше-. ниями и'2(ид приведены на рис. 3.15. Необходимо отметить, что в индуктивно-емкостном контуре пауза тока недопустима, поскольку она приводит к достаточно тяжелым аномальным явлениям (см. § 3.5).

Метод гармонического анализа и синтеза является весьма эффективным и для расчета более сложных схем с разрядными лампами. Он с успехом применялся для анализа бесстартерных схем включения люминесцентных ламп на промышленной и повышенных [3.6] частотах, многоламповых однофазных и трехфазных ПРА симметричного [3.7—3.9] и несимметричного типов. В общем случае при расчете электромагнитного или комбинированного ПРА, для которого, естественно, справедлив принцип Штрауха, задача решается путем использования метода наложения либо при высокой степени входного операторного сопротивления со стороны разрядной лампы путем дополнительного использования теоремы об эквивалентном генераторе. Последнее позволяет разлагать знаменатели бесконечных рядов на множители, т. е. приводить их к таким рядам, для которых получены суммы в свернутом виде [1.27]. Возможность табулирования указанных сумм обеспечивает простоту использования данного метода в инженерной практике и его достаточную точность.

СТАБИЛЬНОСТЬ РАБОТЫ РАЗРЯДНЫХ ЛАМП

Расчет ПРА может считаться законченным только после определения коэффициентов чувствительности схемы. Действительно, при работе разрядной лампы с ПРА как лампа, так и аппарат подвергаются различным возмущениям: не остается постоянным напряжение питания, изменяются параметры лампы, параметры схемы несколько отличаются от расчетных и т. д.

Будем характеризовать полное относительное изменение какого-либо параметра в . зависимости от относительного изменения другого параметра полным относительным коэффи-

57

циентом чувствительности [3.10—3.11]:

(3-62)

Здесь приращение dy учитывает как непосредственное влияние изменения параметра х, так и опосредованное через другие параметры. Так, в схемах ПРА изменение питающего напряжения Un приводит к изменению тока лампы /л, в то же время изменение тока лампы вызывает изменение напряжения на ней U„ в соответствии со статической ВАХ, что в свою очередь приводит к дополнительному изменению тока лампы. Приращение тока лампы dl^ должно учитывать оба эти приращения тока.

Вычисление полных относительных коэффициентов чувствительности представляет значительные сложности, так как режимы работы лампы описываются, как правило, нелинейными уравнениями и совместное их решение обычно довольно трудоемко. В то ■ же время при наличии математических выражений, связывающих параметры лампы и ПРА, полные коэффициенты чувствительности удобно рассчитывать прямым методом с использованием частных коэффициентов чувствительности:

(з.бз)

Здесь частный коэффициент чувствительности Хух учитывает только непосредственное воздействие приращения параметра х на приращение параметра у. Все остальные параметры при этом принимаются постоянными. Частные коэффициенты чувствительности можно легко определить по уравнениям, связывающим параметры лампы и схемы ПРА.

Пусты интересующая нас величина у нелинейно зависит от произвольного числа к параметров х;.

WVv *Ъ ..., х^.

Тогда

Хух.Хух.(3.64)(3.64)6у_.у_ = Bf^^x^ Дхг, ..., хк)

Хух.

Хух.

(3.64)

(3.64)

Вх,' х, 0Xj / х.

При расчете полных коэффициентов чувствительности удобно все переменные разделить на две группы: х,—переменные, имеющие независимые приращения и выступающие в качестве воздействующей силы (например, окружающая температура), и У]—остальные переменные, выступающие в качестве реакции (например, параметры лампы). Тогда уравнения, описывающие цепь с разрядной лампой, можно записать

где j= 1, 2, ..., т.58где j= 1, 2, ..., т.58Л=/(Т1,Т«; *1, ..., х^,Л=/(Т1,Т«; *1, ..., х^,(3.65)(3.65)

где j= 1, 2, ..., т.

58

где j= 1, 2, ..., т.

58

Л=/(Т1,Т«; *1, ..., х^,

Л=/(Т1,Т«; *1, ..., х^,

(3.65)

(3.65)

Разлагая (3.65) в ряд Тейлора, ограничиваясь только линейными составляющими и переходя к относительным приращениям 8>yj = 8yjlyj, получим систему уравнений, которая в матричной форме имеет вид

Ц8у|| = ||Х|| хЦ8у|| = ||Х|| х8убх8убх(3.66)(3.66)

Ц8у|| = ||Х|| х

Ц8у|| = ||Х|| х

8у

бх

8у

бх

(3.66)

(3.66)

8у8угде || бу || — столбцовая матрица размером лих1; [X]—прямо-

8у

8у

. . . —столбцовая||Х|| может быть. . . —столбцовая||Х|| может бытьугольная матрица размером (т + к^хт;

. . . —столбцовая

||Х|| может быть

. . . —столбцовая

||Х|| может быть

матрица размером (ли+Х)х1. Матрица разделена на две подматрицы:

НМН1х;у : ХУЛ,(3.67)

где матрица ||ХУУ||— квадратная матрица размером тхт с нулевыми диагональными элементами.

Это позволяет преобразовать (3.66) к виду

||8у|| = ||Х;Л Х||8у|| + ||ХУЛ х|М (3.68)

Проведя простейшие преобразования, получим

(П^П-ПХ^П) X ||8^|| = ||Хуж || X 118^11, (3.69) где ||£||— единичная квадратная матрица размером тхт. Обозначая ||£||-||Хуу|| = ||Хуу||, получим

IISylHIIX^II^xHX.JIxl^lHIIA^IIxllSxll. ' (3.70)

Матрица ||Хуу|| имеет вид

и является неособенной при независимости системы (3.65). При неособенной матрице ||ХУУ|| существует матрица

,l|AyJHIM’lxIIXyJI,,l|AyJHIM’lxIIXyJI,(3.72)(3.72)

,l|AyJHIM’lxIIXyJI,

,l|AyJHIM’lxIIXyJI,

(3.72)

(3.72)

коэффициентами которой являются полные относительные коэффициенты чувствительности Л :

л„Л Е л,„л,,.,(3.73)

п 1=1

где A = det[Xyy]; Ауу—алгебраическое дополнение элемента Хуу.

59

Равенство (3.73) позволяет по частным коэффициентам чувствительности Хуу и Хух определить полные коэффициенты чувствительности Лух с учетом как непосредственного, так и косвенного влияния относительного приращения 8х на величину 8у.

Частные коэффициенты чувствительности Хуу и Хух определяются дифференцированием функций (3.65). Если функции (3.65) не могут быть выражены в явном виде, их дифференцирование может быть проведено, как дифференцирование неявных функций. Некоторые коэффициенты X могут быть даже найдены опытным путем, если нет удовлетворительного математического выражения, связывающего величины у; и у, или у} и х_:

Разделение параметров на зависимые у, и независимые х, является условным, так как при усложнении задачи независимая переменная х, может стать зависимой. Так, окружающая температура, рассматриваемая как независимая переменная, при учете тепловыделения светильника уже не является независимой.

Расширение задачи (включение в рассмотрение дополнительных переменных) приводит к увеличению размеров матрицы [Хуу]:

ГХ(1):/я)1

[Ху),] —[Ху),] —(3-74)(3-74).Луу

[Ху),] —

[Ху),] —

(3-74)

(3-74)

Х<ь):х(2)

L/Vyy,/Vyy_I

При нахождении обратной матрицы [Хуу]-1 для определения полных коэффициентов чувствительности удобно использовать - обратные матрицы [X^*j и [Х^*], т. е. использовать определенные ранее коэффициенты чувствительности для более ограниченных задач. Матрицы fX^?] и [Х^*] являются матрицами связи и в большинстве практических задач заполнены слабо [3.12]. При слабом заполнении этих матриц удобно пользоваться направленными графами матрицы.

На рис. 3.16 показан направленный граф относительных приращений параметров для линейного индуктивного ПРА без потерь. При рассмотрении индуктивно-емкостного ПРА с потерями граф индуктивного ПРА может быть использован в качестве подграфа (рис. 3.17).

По рассмотренным общим выражениям нами получены конкретные выражения для коэффициентов чувствительности всех основных схем ПРА. По графу, приведенному на рис. 3.16, найдены коэффициенты чувствительности для линейного индуктивного ПРА без потерь:

Лтл гэ = V-pj, + Р ^рлгл) "^I, и, / Д

дрл£,=:(Ч.л + Р^лгл)Ч,ье/А; „(3.75)

^р и =^р и "Ь^р; Xj )/ Д> глил,к ' ГЛС Л2 Л2Л 2ЛЬЛ'

^U I = ^U U Р ^7 L / ^’ ^др^к ^др^л' 'л^к'

Рис. 3.16. Направленный граф относительных приращений параметров линейного индуктивного ПРА без потерьРис. 3.16. Направленный граф относительных приращений параметров линейного индуктивного ПРА без потерьРис. 3.17. Направленный граф относительных приращений параметров индуктивно-емкостного ПРА с потерями (//—подграф линейного индуктивного ПРА)Рис. 3.17. Направленный граф относительных приращений параметров индуктивно-емкостного ПРА с потерями (//—подграф линейного индуктивного ПРА)гдегде

Рис. 3.16. Направленный граф относительных приращений параметров линейного индуктивного ПРА без потерь

Рис. 3.16. Направленный граф относительных приращений параметров линейного индуктивного ПРА без потерь

Рис. 3.17. Направленный граф относительных приращений параметров индуктивно-емкостного ПРА с потерями (//—подграф линейного индуктивного ПРА)

Рис. 3.17. Направленный граф относительных приращений параметров индуктивно-емкостного ПРА с потерями (//—подграф линейного индуктивного ПРА)

где

где

А=1 + р-1,18тэ/(1 — 1,18 mJ.

На рис. 3.16: 6 Lt— относительное изменение коэффициента самоиндукции за счет изменения конструктивных параметров; 8 U„„ — относительное изменение напряжения на лампе С/л за счет конструктивных факторов. Значение 8 Un , измеряется при номинальном токе лампы.

Для линейного индуктивно-емкостного ПРА с потерями вычисление коэффициентов чувствительности проведено по графу (рис. 3.17):

Дрд[7пД/л г„:Д Рд £кДрд[7пД/л г„:Д Рд £к^„иЛи,и„

Дрд[7п

Д/л г„:

Д Рд £к

Дрд[7п

Д/л г„:

Д Рд £к

(3.77)(3.77)д

(3.77)

(3.77)

УРр\ ^PL

b—i ,тьк гльк

А

где ^р„и, и ^„и, вычислены для схем индуктивного ПРА без потерь; А — определитель графа:

А- 1 -АилиэХУэ,э +ХУэ,з-Х,лиэХуэ,л;(3.78)

^p.l.—коэффициент передачи прямого пути от узла 8£к к узлу 8РЛ; АрлЬ, — алгебраическое дополнение пути Р‘РлЬ1;

Остальные полные коэффициенты чувствительности вычисляются аналогично.

Из векторной диаграммы (рис. 3.10) получены выражения для частных коэффициентов чувствительности:

(cosq>3 + £I)TIU’R~ H-C^cos^, ’

(3.80)(3.80)л(Сп/С3)2 .

(3.80)

(3.80)

иэип 1 + и^ cosq>3’ q>36/gsinq>3 ^э^э 1 +C'rR cos tp3'

где Ul = IaRIU3.

(3.81)(3.81)При использовании-нелинейного дросселя необходимо учитывать действующую индуктивность дросселя L в соответствии с (3.50). Однако действующая индуктивность L зависит от напряжения на дросселе идр (рис. 3.18). Поэтому возникает добавочная зависимость

(3.81)

(3.81)

^£1;лр— Нти]1Нтст <зВт^.Нт^Вт 1),

где а—приведенная величина воздушного зазора, определенная по (3.48),

XX„„6Нтп6Вт6Нтп6ВтВ„ 'В„ '(3.82)(3.82)

X

X

В„

В„

6Нтп6Вт

6Нтп6Вт

В„ '

В„ '

(3.82)

(3.82)

которая определяется по характеристике намагничивания стали.

Теперь коэффициенты чувствительности для нелинейного дросселя Ан могут быть выражены через коэффициенты чувствительности для схемы с линейным дросселем Ал. Для коэффициентов, не затрагивающих узлы 8 £ и 8 Uap,

А” =АЛ + v*yx — vxyx ТА” =АЛ + v*yx — vxyx Т^"lXLU ^tr х ДР и^"lXLU ^tr х ДР и(3.83)(3.83)

А” =АЛ + v*yx — vxyx Т

А” =АЛ + v*yx — vxyx Т

^"lXLU ^tr х ДР и

^"lXLU ^tr х ДР и

(3.83)

(3.83)

Для коэффициентов, связывающих 8 идр и (или) 8 £,

(3.84)(3.84)А”

(3.84)

(3.84)

А" =—

ух 1 Лл 1

Коэффициенты чувствительности получили широкое применение при анализе различных параметров ПРА.

АНАЛИЗ АНОМАЛЬНЫХ РЕЖИМОВ В ЦЕПЯХ С РАЗРЯДНЫМИЛАМПАМИ

Лампа по различным причинам может работать в так называемых аномальных режимах, параметры которых сущест- 62

Рис. 3.18. Направленный граф относительных приращений параметров нелинейного индуктивного ПРА (/7—подграф линейного индуктивного ПРА с потерями) венно отличаются от нормального режима. Например, в ртутных лампах низкого давления при дезактивации одного из катодов существенно возрастает напряжение пере- зажигания разряда в тот полупериод горения, когда катодом служит дезактивированный электрод. Ртутная

лампа высокого давления при разрушении защитной колбы лампы может не разгореться, и тогда напряжение на ней составляет всего 20—40 В вместо обычных 110—140 В. При зажигании ламп с помощью зажигающего устройства при неисправных лампе, зажигающем устройстве или ПРА (стабилизирующем элементе) пусковой режим может затянуться на длительное время, что, как правило, приводит к превышению температуры ПРА.

Нормативные документы на ПРА (ГОСТ 16809-78, Публикация № 82 МЭК и др.) предусматривают сохранение ограниченной работоспособности аппаратов в аномальных режимах. Согласно документам нормируется допустимое превышение температуры элементов ПРА в самом тяжелом из возможных для конкретного ПРА аномальном режиме.

В настоящем параграфе сделаны анализ аномальных режимов, возникающих в цепях с разрядными лампами, и сравнение их с пусковым режимом, который, как правило, хорошо исследован для большинства ПРА.

Выделим для анализа три режима.

Пусковой режим стартерной схемы. В этом режиме лампа замкнута накоротко контактами стартера, т. е. можно пользоваться полученными ранее выражениями при Сл = 0(/иэ = тп = 0).

Режим разгорания лампы высокого давления. В "этом режиме форма напряжения на лампе остается приблизительно трапецеидальной, но из-за малого значения напряжения Un коэффициент тэ = 0,1 4-0,2. Схемы можно рассчитывать по выражениям, полученным ранее.

Аномальный, несимметричный, режим имеет место при увеличении напряжения перезажигания в один полупериод до U'z = = 700 4-900 В. Такой режим существенно отличается от всех режимов, рассмотренных ранее, и характеризуется существенной паузой тока. Анализу этого режима посвящен настоящий параграф.

При анализе аномальных режимов возникает ряд особенностей. Во-первых, расчет первого приближения методом эквивалентных синусоид, как правило, дает большую погрешность, а ряд эффектов вообще не может быть обнаружен. Так, анализ индуктивно-емкостного ПРА при работе лампы в аномальном несимметричном режиме может привести к неверному результату (^ = 0). Этим, по-видимому, объясняется тот факт, что такой режим многие годы не принимался во внимание и ПРА часто выходили из строя в течение первого года эксплуатации.

Во-вторых, расчет аномальных режимов может проводиться со значительно меньшей точностью, так как поставленная задача — оценить электрические перегрузки, возникающие в этих режимах, допускает погрешность 10—15%.

В-третьих, в многоламповых ПРА вероятность работы в аномальном режиме двух или более ламп исчезающе мала и поэтому аномальный режим может рассчитываться только при одной неисправной лампе.

С учетом сказанного для расчета аномальных режимов принимаем следующий метод:

в качестве первого приближения рассчитываем линейную схему с постоянными параметрами R, L и С. Определяем все электрические режимы цепи;

учет нелинейности ведем заменой постоянных параметров R, L и С на эквивалентные, рассчитанные с учетом нелинейных характеристик элементов и прежде всего дросселя. Уточняем электрические режимы цепи и проводим расчет при новых значениях параметров нелинейных элементов;

учитывая оценочный характер расчетов, пренебрегаем теми параметрами, влияние которых незначительно. Так, расчеты сложных цепей ведем с использованием прямоугольной аппроксимации напряжения на лампе (8 = 0) и, как правило, не учитываем потери мощности в конденсаторах и другие.

Рис. 3.19. Форма напряжения на лампе ил (9) и потокосцепления дросселя V (9) при работе лампы с индуктивным ПРА в режиме односторонней проводимостиРис. 3.19. Форма напряжения на лампе ил (9) и потокосцепления дросселя V (9) при работе лампы с индуктивным ПРА в режиме односторонней проводимости

Рис. 3.19. Форма напряжения на лампе ил (9) и потокосцепления дросселя V (9) при работе лампы с индуктивным ПРА в режиме односторонней проводимости

Рис. 3.19. Форма напряжения на лампе ил (9) и потокосцепления дросселя V (9) при работе лампы с индуктивным ПРА в режиме односторонней проводимости

Рис. 3.20, Зависимость длительности горения т от начальной фазы <р при работе лампы в режиме односторонней проводимости:а — индуктивный ПРА без потерь [Л/(шЬ) = 0]; б—с потерями [Л/(шЬ) = 0,2 ];при UJU^ равном: I—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6Рис. 3.20, Зависимость длительности горения т от начальной фазы <р при работе лампы в режиме односторонней проводимости:а — индуктивный ПРА без потерь [Л/(шЬ) = 0]; б—с потерями [Л/(шЬ) = 0,2 ];при UJU^ равном: I—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6

Рис. 3.20, Зависимость длительности горения т от начальной фазы <р при работе лампы в режиме односторонней проводимости:

а — индуктивный ПРА без потерь [Л/(шЬ) = 0]; б—с потерями [Л/(шЬ) = 0,2 ];

при UJU^ равном: I—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6

Рис. 3.20, Зависимость длительности горения т от начальной фазы <р при работе лампы в режиме односторонней проводимости:

а — индуктивный ПРА без потерь [Л/(шЬ) = 0]; б—с потерями [Л/(шЬ) = 0,2 ];

при UJU^ равном: I—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6

С помощью этого метода были проанализированы схемы следующих ПРА: стартерных индуктивных, индуктивно-емкостных и бесстартерных с индуктивно-емкостным балластом и накальным трансформатором [3.13]. Приведем некоторые результаты этого анализа.

Индуктивный балласт. Расчетная схема стартерного ПРА с индуктивным балластом показана на рис. 3.7. Уравнение контура

^2 U„ sin (9 + ф)=со <7'Р/<79+Ri, + ил (9).

Решение проводилось при несимметричном напряжении переза- жигания: U'zi = (\, 2, 3) С/л и U’z2>^2Un. Временные зависимости ня(9) и *Р(9) для этих условий приведены на рис. 3.19. Как видно, в таком режиме лампа проводит ток в одном направлении. Если напряжение перезажигания U'z2 <s/2 Un, то через лампу будет протекать ток и во вторую половину периода. Однако такие несимметричные режимы являются менее опасными, и в дальнейшем во внимание приниматься не будут.

Расчет режима односторонней проводимости проведен для двух значений потерь в дросселе: RKtoL)=0 и /?/(со£) = 9,2. Из рис. 3.19 видно, что длительность горения лампы в течение одного периода питающего напряжения т>л. Проведенные работы показали, что длительность горения т зависит от угла перезажигания ф, который может быть найден из равенства

8тФ = ^1/(У2(/п).(3.85)

Зависимость т от ф показана на рис. 3.29. Видно, что учет активного сопротивления дросселя R лишь незначительно (на 65

Рис. 3.21. Зависимость максимального потокосцепления дросселя V 0 п от т(спецификация по рис: 3.20)Рис. 3.21. Зависимость максимального потокосцепления дросселя V 0 п от т(спецификация по рис: 3.20)Рис. 3.22. Зависимость максимального потокосцепления дросселя Ч'лмх0 для рабочего (/) и выпрямляющего (2—4) режимов от отношения UJUn (^ = 0) при U'JU^ равном: 2—1; 5—2; 4—3Рис. 3.22. Зависимость максимального потокосцепления дросселя Ч'лмх0 для рабочего (/) и выпрямляющего (2—4) режимов от отношения UJUn (^ = 0) при U'JU^ равном: 2—1; 5—2; 4—3

Рис. 3.21. Зависимость максимального потокосцепления дросселя V 0 п от т

(спецификация по рис: 3.20)

Рис. 3.21. Зависимость максимального потокосцепления дросселя V 0 п от т

(спецификация по рис: 3.20)

Рис. 3.22. Зависимость максимального потокосцепления дросселя Ч'лмх0 для рабочего (/) и выпрямляющего (2—4) режимов от отношения UJUn (^ = 0) при U'JU^ равном: 2—1; 5—2; 4—3

Рис. 3.22. Зависимость максимального потокосцепления дросселя Ч'лмх0 для рабочего (/) и выпрямляющего (2—4) режимов от отношения UJUn (^ = 0) при U'JU^ равном: 2—1; 5—2; 4—3

5—8%) снижает т. На рис. 3.21 дана зависимость максимального потокосцепления дросселя в режиме односторонней проводимости, отнесенная к максимальному потокосцеплению в режиме с короткозамкнутым стартером Хорошо видно, что при большой длительности горения т указанный режим является существенно более напряженным, чем режим короткого замыкания.

На рис. 3.22 приведена зависимость максимального потокосцепления дросселя ^тмо,п от отношения UJU^. При (7л/(7„< 0,4=0,47 выпрямляющий режим приводит к большим перегрузкам, чем пусковой режим при замыкании стартера. Поэтому в аппаратах, у которых (7Л / С7П < 0,47, выпрямляющий режим контролируют как аномальный.

По значению максимального потокосцепления дросселя и с учетом его формы рассчитаны значения тока лампы в аномальном режиме 7ан. При расчетах ПРА, как правило, принимается, что ток лампы в аномальном режиме не превышает тока рабочего режима 7Л более чем в 2—2,1 раза. В соответствии с этим ограничением для кратности аномального тока Kt = = 4н/Л = 2 рассчитаны допустимые значения максимальной индукции в рабочем режиме Вт. Расчеты проведены для длительного пускового и выпрямляющего режимов при дросселе с магнитопроводом из холоднокатаной электротехнической стали и предельных значениях приведенных воздушных зазоров: 8 = 0 и 8=104 (рис. 3.23). Из рис. 3.23 видно, что при (7л/С7п>0,45 ограничение по пусковому режиму является более 66

тимая рабочая индукция Вт притимая рабочая индукция Вт приограничении по длительному пусковому (а) и выпрямляющему режиму (б) и дросселе с магнитопроводом из холоднокатаной стали:ограничении по длительному пусковому (а) и выпрямляющему режиму (б) и дросселе с магнитопроводом из холоднокатаной стали:Рис. 3.24. Форма напряжений мл(9) и мс(9) и тока лампы /л (9) в аномальном несимметричном режимеРис. 3.24. Форма напряжений мл(9) и мс(9) и тока лампы /л (9) в аномальном несимметричном режиме/—5 = 0; 2 5=104

тимая рабочая индукция Вт при

тимая рабочая индукция Вт при

ограничении по длительному пусковому (а) и выпрямляющему режиму (б) и дросселе с магнитопроводом из холоднокатаной стали:

ограничении по длительному пусковому (а) и выпрямляющему режиму (б) и дросселе с магнитопроводом из холоднокатаной стали:

Рис. 3.24. Форма напряжений мл(9) и мс(9) и тока лампы /л (9) в аномальном несимметричном режиме

Рис. 3.24. Форма напряжений мл(9) и мс(9) и тока лампы /л (9) в аномальном несимметричном режиме

жестким (меньше допустимые значения Вт). В то же время при {7л/{7п<0,45 более жестким является ограничение по выпрямляющему режиму. Такие условия могут возникать при работе металлогалоидных ламп, у которых при разгорании UJU„= = 0,2-0,4.

При уменьшении отношения UJUn должна снижаться и максимальная индукция Вт. Так, при включении одной люминесцентной лампы мощностью 20 Вт в сеть с напряжением 220 В в рабочем режиме должно выполняться условие Вт^(1,2=1,3)Тл.

Индуктивно-емкостный балласт. Расчетная схема стартерного ПРА с индуктивно-емкостным балластом была показана на рис. 3.12. Уравнение контура с учетом сопротивления потерь

dW172 бгп sin (0 + ф) = со—+ Л1Л+—dW172 бгп sin (0 + ф) = со—+ Л1Л+—е

dW1

72 бгп sin (0 + ф) = со—+ Л1Л+—

dW1

72 бгп sin (0 + ф) = со—+ Л1Л+—

1лс/е+С7со + «л(0), (3.86)

о

где UCo — начальное напряжение на конденсаторе.

Решение (3.86) проводилось при несимметричном напряжении перезажигания: UZ1 iUn = 2 — S и U'z2<Un. При решении уравнение линеаризовалось так, что нелинейная зависимость 1(4*) заменялась линейной: i='¥]L, где L—эквивалентная индуктивность нелинейного дросселя, значение которой зависит от амплитуды потокосцепления. Временные зависимости мл(9), 67

Рис. 3.26. Зависимость длительности т, от угла <р при работе лампы в аномальном несимметричном режиме (спецификация по рис. 3.25)Рис. 3.26. Зависимость длительности т, от угла <р при работе лампы в аномальном несимметричном режиме (спецификация по рис. 3.25)Рис. 3.25. Зависимость фазового угла ф от напряжения перезажигания U^JU,, при работе лампы в аномальном несимметричном режиме и при UJU„ равном:7—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6; 5—0,8Рис. 3.25. Зависимость фазового угла ф от напряжения перезажигания U^JU,, при работе лампы в аномальном несимметричном режиме и при UJU„ равном:7—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6; 5—0,8

Рис. 3.26. Зависимость длительности т, от угла <р при работе лампы в аномальном несимметричном режиме (спецификация по рис. 3.25)

Рис. 3.26. Зависимость длительности т, от угла <р при работе лампы в аномальном несимметричном режиме (спецификация по рис. 3.25)

Рис. 3.25. Зависимость фазового угла ф от напряжения перезажигания U^JU,, при работе лампы в аномальном несимметричном режиме и при UJU„ равном:

7—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6; 5—0,8

Рис. 3.25. Зависимость фазового угла ф от напряжения перезажигания U^JU,, при работе лампы в аномальном несимметричном режиме и при UJU„ равном:

7—0; 2—0,2; 3—0,4; 4—0,6; 5—0,8

Мс(9) И /л(6) для этих условий показаны на рис. 3.24. Как следует из (3.86), перезажигание лампы происходит в момент времени 6 = 0 при

^1 = -(/co-V^^nSin^l. (3.87)

Перезажигание осуществляется высоким напряжением конденсатора Uco. После зажигания ток лампы течет в прямом направлении в течение интервала тн затем изменяет направление и протекает в обратном направлении в течение интервала т2, а затем наступает пауза тока Аф = 2л — Tt — т2. Интервалы ^ и т2 зависят от параметров контура L и С, от фазового угла ф и от U'zl и Uco. В установившемся режиме

UC^Y+4^UCO. (3.88)

Для установившегося режима были определены зависимости ^(U'zilUn) и т(ф) при различных значениях относительной частоты Q= l/((o^/ZC). На рис. 3.25 и 3.26 приведены эти зависимости для относительной частоты 0 = ^/2 и R = 0. На рис. 3.27 даны расчетные зависимости отношения тока односторонней проводимости /о.п/4 от длительности Tt при 0 = ^/2. По мере уменьшения длительности тх (увеличений UZ1) возрастает ток лампы в аномальном режиме. В контуре без потерь (рис. 3.27,а) значение тока может в 2,8—3 раза превосходить ток короткого замыкания. В контуре с потерями (рис. 3.27,6) увеличение тока несколько меньше (в 2,4—2,6 раза).

Рис. 3.27. Зависимость тока односторонней проводимости в аномальном несимметричном режиме от длительности т,:

а—индуктивно-емкостный ПР А без потерь, R/aL = 0;

б — то же с потерями, RiaiL = 0.2 (спецификация по рис. 3.25.)

При других значениях Q > 1 зависимости основных параметров от напряжения U'zl аналогичны. Анализ схемы с нелинейным дросселем показал, что при увеличении U'zl и тока лампы возрастает максимальная индукция Вт в магнитопроводе дросселя и снижается его индуктивность. Эквивалентная индуктивность дросселя может быть в 1,1 —1,6 раза меньше его начальной индуктивности Lo. Это приводит к снижению резонансной частоты контура, что вызывает дальнейшее возрас- тание тока при уменьшении длительности Тр

Зависимости, приведенные на рис. 3.27, напоминают резонансные кривые последовательного контура. Действительно, при снижении длительности Tt происходит плавное увеличение тока лампы и напряжения на всех элементах контура. Наибольшее значение тока 10 п достигается при т^л/Q, когда длительность Tt совпадает с полупериодом собственной частоты контура.

Таким образом, режим односторонней проводимости представляет определенную опасность для индуктивно-емкостного ПРА. В этом режиме возрастают ток лампы, напряжения на лампе и конденсаторе.

По нашему мнению, отмеченное повышение тока в таком резонансном LC-контуре явилось следствием принудительного изменения фазы тока и напряжения на конденсаторе из-за повышения напряжения перезажигания t7zl. Действительно, реактивное сопротивление контура имеет емкостный характер XC>XL. Поэтому ток односторонней проводимости—ток лам-

Рис. 3.28. Векторная диаграмма дросселя для эквивалентных синусоидальных величин:

— исходная;

—при принудитель-

ном изменении фазового угла ф^ и фг

пы /о п — опережает напряжение Un, а угол ф^ между Uc и U„ меньше 90° (рис. 3.28). При повышении напряжения перезажига- ния фаза ф^ приближается к 90°, фаза тока ф, уменьшается, что приближает электрический режим контура к резонансу. Когда Ф, = 0 и ф^ = 90°, в контуре возникает последовательный резонанс (резонанс напряжений) и ток в контуре достигает максимума. Такой резонанс достигается не изменением индуктивности или емкости контура, а принудительным изменением фазы тока или напряжения и может быть назван фазовым резонансом.

Фазовый резонанс возникает в резонансных системах при принудительном изменении фазы тока или напряжения. При этом можно осуществить как резонанс напряжений, так и резонанс токов и плавно приближать режим цепи к резонансу при плавном изменении фазы одной или нескольких электрических величин.

Метод эквивалентных синусоид (рис. 3.28) дает лишь приближенное описание фазового резонанса. Полные его характеристики могут быть получены на основе метода гармонического баланса или методом численного интегрирования дифференциальных уравнений.

АНАЛИЗ НЕЛИНЕЙНЫХ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХИ КОМБИНИРОВАННЫХ ПРА

В схемах комбинированных ПРА кроме дросселей и конденсаторов могут быть использованы нелинейные полупроводниковые элементы: диоды, транзисторы, тиристоры и др. Анализ ряда полупроводниковых и комбинированных схем ПРА может проводиться с применением принципа Штрауха при’ аппроксимации вольт-секундной характеристики лампы.

Рис. 3.29. Схема емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока на транзистореРис. 3.29. Схема емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока на транзистореРис. 3.30. Вольт-амперная характеристика полупроводникового стабилизатора тока на транзистореРис. 3.30. Вольт-амперная характеристика полупроводникового стабилизатора тока на транзисторе

Рис. 3.29. Схема емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока на транзисторе

Рис. 3.29. Схема емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока на транзисторе

Рис. 3.30. Вольт-амперная характеристика полупроводникового стабилизатора тока на транзисторе

Рис. 3.30. Вольт-амперная характеристика полупроводникового стабилизатора тока на транзисторе

Выше отмечалось, что в индуктивных и индуктивно-емкостных аппаратах, как правило, лампа работает в режиме без пауз тока. Такой режим не осуществим в резистивных ПРА, в которых стабилизация осуществляется последовательно включенным резистором. Однако резистивные аппараты, несмотря на их низкие технико-экономические показатели, нашли некоторое применение благодаря своей простоте.

Несколько лучшими параметрами обладают ПРА с применением полупроводниковых стабилизаторов тока. На рис. 3.29 приведена схема емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока на транзисторе. Вольт-амперная характеристика стабилизатора показана на рис. 3.30. Результаты расчета схем для люминесцентных ламп мощностью 20 Вт при включении в сеть напряжением 220 В приведены в табл. 3.6.

Расчеты осуществлялись при следующих значениях динамического сопротивления стабилизатора: на начальном участке 19,5 Ом, на участке насыщения 400 Ом, при емкости балластного конденсатора 6,8 мкФ. Первое приближение рассчитывалось для синусоидального напряжения иэ.' Определялись переменные коэффициенты D'q и Dq (^=1, 3, 5, 7) для нелинейной характеристики стабилизатора тока и по годографу иэ1=Д1л1) находилась первая гармоника тока лампы. Высшие гармоники (3, 5, 7) определялись при неизменных коэффициентах Dq по методу баланса амплитуд.

С учетом высших гармоник напряжения мэ устанавливались новые значения коэффициентов Dq, и расчет повторялся. Как видно из табл. 3.6, расчет по первым гармоникам давал погрешность 4—17%. Погрешность первого приближения, учитывающего 3, 5 и 7-ю гармоники тока, при определении коэффициента Кп не превышала 8 и второго приближения 6%.

Таблица 3.6. Параметры емкостного ПР А с полупроводниковым стабилизатором тока

Параметр, ед. изм.

Значение параметра

расчетное

экспериментальное

по первым I армоникам

первое приближение

второе приближение

Ток лампы /л, А

0,414

0,420

0.421

0,428

Мощность лампы Рл, Вт

21,6

21,3

21,2

20,8

Потребляемая мощность Рц, Вт

43,7

40,5

39,8

38,0

Амплитуда тока лампы т д 2лт,

0,5

0,5

0,5

0,5

КПД ПРА, %

49,3

52,5

53,3

54,6

Коэффициент амплитуды тока К,

1,21

1,19

1,18

1,17

Коэффициент мощности лампы Кл

0,908

0,895

0,875

0,845

Коэффициент мощности схемы (источника питания) ^1

0,470

0,437

0,428

0,403

По остальным параметрам погрешности были меньше. Из табл. 3.6 видно, что схема емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока обладает низким КПД. Вторым недостатком схемы являются большие пульсации светового потока ламп (для люминесцентной лампы типа ЛБ20 значение коэффициента пульсации достигало 29%).

Как показали расчеты, резистивно-емкостные схемы с линейными резисторами, схемы с полупроводниковыми стабилизаторами тока и емкостные схемы с полупроводниковыми стабилизаторами тока для люминесцентных ламп мощностью 40 и 65 Вт обладают еще более низкими технико-экономическими показателями и поэтому здесь не приводятся.

В полупроводниковых емкостных ПРА стабилизация средних за период параметров /л, /л>ср, Рл и т. д. осуществляется в основном балластным конденсатором С. Балластный конденсатор осуществляет статическую стабилизацию режима лампы. В то же время полупроводниковый стабилизатор тока служит для улучшения формы тока лампы и таким образом осуществляет динамическую стабилизацию режима. Разделение функций статической и динамической стабилизации является весьма полезным, так как позволяет уменьшить мощность устройств для динамической стабилизации и даже создать принципиально новые схемы включения.

На рис. 3.31 приведена схема емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока лампы. В этой схеме при малых токах весь ток конденсатора проходит через лампу. При

Рис. 3.32. Характеристика параллельного полупроводникового стабилизатора токаРис. 3.32. Характеристика параллельного полупроводникового стабилизатора токаРис. 3.31. Схема емкостного ПРА с параллельным полупроводниковым стабилизатором тока

Рис. 3.32. Характеристика параллельного полупроводникового стабилизатора тока

Рис. 3.32. Характеристика параллельного полупроводникового стабилизатора тока

увеличении тока сверх допустимого часть тока конденсатора ответвляется в параллельную ветвь. Характеристика стабилизатора дана на рис. 3.32.

Для схемы рис. 3.31 напряжение на конденсаторе ис имеет вид

ис = х/2С/п8т(9 + ф)-ил(9) при uR1 = uR2 = 0,(3.89)

где фазовый угол ф учитывает сдвиг питающего напряжения относительно момента перезажигания. В момент времени 9=9 ис = Uco и напряжение на лампе

ил = Уг = ф. Un sin ф-С/со-(3.99)

Ток конденсатора (ток, потребляемый от источника питания) ;=ЮС^=7217пюС cos (9 + ф) — юС(3.91)

Уравнение (3.91) свидетельствует о том, что принятая нами трапецеидальная аппроксимация с выбросом в момент перезажигания (рис. 2.5) непригодна для расчета схем с емкостным балластом. Действительно, в соответствии с этой аппроксимацией сразу после зажигания лампы напряжение на ней скачком снижается до Ux < Uz. В соответствии с (3.91) это должно вызвать импульс тока бесконечно большой амплитуды. На практике в емкостных балластах наблюдается импульс тока, однако его амплитуда лишь в 2 — 3 раза превосходит средний ток. Поэтому в схемах с емкостным балластом необходимо учитывать, что снижение напряжения на лампе происходит за конечное время 0 — 9, (рис. 3.33). При алгебраической аппрокси-

Рис. 3.33. Формы напряжения и тока лампы при работе с емкостным ПРА с параллельным стабилизатором тока

мации аппроксимирующее выражение приходится довольно часто уточнять, так как подобрать единое алгебраическое выражение для широкого класса схем не удается.

Погасание лампы происходит в момент 62:

к (92) = ^2 C/nO)Ccos (02 + Ф) - ЮС^ = 0.(3.92)

За время горения лампы в интервале 0 —62 происходит изменение напряжения на конденсаторе MJC. В установившемся режиме

в2

АС/с = 2|С/со|=7 kd^.(3.93)

(ОС

О

Условия (3.90) и (3.93) полностью определяют установившийся режим работы лампы, и ток лампы может быть найден из равенства

гл ln 'ст-

Теоретическое и экспериментальное исследования полупроводникового ПРА с параллельным стабилизатором [3.14] показало, что погрешности расчетов не превосходят 8% и прежде всего связаны с низкой точностью алгебраической аппроксимации напряжения на лампе. Схема с параллельным стабилизатором тока обладает несколько лучшими техникоэкономическими параметрами, однако и в ней пульсации светового потока находятся на уровне 30%. Для снижения пульсаций и повышения технико-экономических показателей емкостных полупроводниковых ПРА целесообразно применять

Рис. 3.34. Схема трехфазного емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока

двух- и трехфазное питание [3.15]. Наилучшие результаты достигаются при трехфазном питании.

На рис. 3.34 приведена электрическая схема трехфазного емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока [3.16]. В таком ПРА трехфазный мостовой выпрямитель Bv создает постоянное выпрямленное напряжение UB. Для статической стабилизации режима разрядной лампы в фазные провода включены балластные конденсаторы СА, Св и Сс. Выпрямленное напряжение UB через мостовой коммутатор К подается на разрядную лампу, включенную последовательно с полупроводниковым стабилизатором тока Ст, который осуществляет динамическую стабилизацию тока лампы. Идеализированная форма напряжения и тока лампы мл и /л и напряжений мэ показана на рис. 3.35. Через лампу протекает ток почти прямоугольной формы, некоторое снижение тока происходит лишь в момент коммутации, и при применении быстродействующего коммутатора эффект снижения тока в момент коммутации можно не учитывать.

Питание лампы током прямоугольной формы обеспечивает следующее:

малые пульсации светового потока лампы, так как в лампе поддерживается стационарный режим разряда;

напряжение на лампе в течение всего периода горения остается постоянным;

напряжение перезажигания t/z~t/r,cp, так как в течение короткого времени коммутации в лампе не успевает произойти заметная деионизация столба разряда. Это особенно важно для ламп типа ДРИ, у которых в период разгорания в индуктивных

75

Рис. 3.35. Форма напряжений и„ (со/), и., (со/) и тока лампы /л (со/) трехфазного емкостно-полупроводникового ПРАРис. 3.35. Форма напряжений и„ (со/), и., (со/) и тока лампы /л (со/) трехфазного емкостно-полупроводникового ПРАРис. 3.36. Основные зависимости трехфазного емкостно-полупроводникового ПРА:l-U.^U*, 2-U„„,IU,mll,; 3-IJ(U*toC)Рис. 3.36. Основные зависимости трехфазного емкостно-полупроводникового ПРА:l-U.^U*, 2-U„„,IU,mll,; 3-IJ(U*toC)

Рис. 3.35. Форма напряжений и„ (со/), и., (со/) и тока лампы /л (со/) трехфазного емкостно-полупроводникового ПРА

Рис. 3.35. Форма напряжений и„ (со/), и., (со/) и тока лампы /л (со/) трехфазного емкостно-полупроводникового ПРА

Рис. 3.36. Основные зависимости трехфазного емкостно-полупроводникового ПРА:

l-U.^U*, 2-U„„,IU,mll,; 3-IJ(U*toC)

Рис. 3.36. Основные зависимости трехфазного емкостно-полупроводникового ПРА:

l-U.^U*, 2-U„„,IU,mll,; 3-IJ(U*toC)

ПРА напряжение перезажигания может в несколько раз превосходить напряжение горения;

подача на цепь лампа—стабилизатор напряжения почти прямоугольной формы позволяет существенно снизить напряжение С/Э»(1Д -г-1,2) t/д и тем самым уменьшить потери мощности в полупроводниковом стабилизаторе тока.

Сравнительная характеристика трехфазного емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока приведена в табл. 3.7. Трехфазный аппарат обладает более высоким КПД и обеспечивает существенное снижение пульсаций светового потока по сравнению с распространенным индуктивным ПРА. В трехфазной схеме стабилизатор тока поддерживает практически постоянным ток через лампу, поэтому ток выпрямителя также может быть принят постоянным: zB = const.

Расчет трехфазной схемы проводился при допущении, что коммутатор и диоды являются идеальными и время коммутации значительно меньше периода сетевого напряжения. Ток выпрямителя принимался равным току лампы /„ = /„ = const. Для

Таблица 3.7. Сравнительная характеристика трехфазпого ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока

Параметр, ед. изм.

Трехфазный ПРА

Индуктивный ПРА

Тип лампы

ДРЛ125

ДРЛ125

Мощность лампы Р„ Вт

125

125

Ток лампы 1„, А

1,13

1,25

Амплитуда тока лампы 7Л„, А

1,22

2,00

Потребляемая мощность Р„, Вт

135

143

КПД ПРА, %

93

87

Коэффициент пульсации К,„ %

9

63

этих допущений и при симметричном трехфазном напряжении Un = UB = UC=U^U^— фазное напряжение) получены основные соотношения для такой схемы (рис. 3.34):

7лН<»Сф) = —1,01 sin ф+ 0,585 cos ф;

<4™™/^= 1,06 sin ф+1,84 cos ф; I

^втлх/Ц,—1,225 sin ф + 2,12 cos ф; (7Сфтах=1,057л/(ЮСф),

где ф—угол, соответствующий переходу диода в открытое состояние относительно нуля напряжения в соответствующей фа- зе; 17Сфтах—амплитуда напряжения на фазном конденсаторе Сф.

На рис. 3.36 приведены зависимости основных параметров трехфазной схемы, рассчитанные по (3.94).

Учет конечного времени коммутации показывает, что во время коммутации несколько снижается ток лампы, что приводит к увеличению пульсации светового потока и выпрямленного напряжения мв. Подавление этих добавочных пульсаций может быть достигнуто некоторым уменьшением емкости соответствующего фазного конденсатора Сф1. Емкость в этом случае можно рассчитать по (3.94) с соответствующим изменением значения тока лампы.

На рис. 3.37 представлен направленный граф относительных приращений параметров трехфазного ПР А с полупроводниковым стабилизатором тока, выполненного по схеме, приведенной на рис. 3.34. Частные коэффициенты чувствительности X найдены по (3.94):

_ _ 0,585—l,01tgф 1 .

’^ ~1,01 +O,585tg<p ф ’

_ 0,585 -1,01 tgv 1 .

1,01+O,585tg ф ф’I395)

\иф = ^-чкаС ;

X =—^1,74 ф.

Ч»тшЧ> 1,74+tgфv

При конструировании схемы трехфазного ПРА с учетом минимальных пульсаций светового потока при всех допустимых колебаниях параметров должно сохраняться неравенство

(7Bmi„^(l,O3-l,O5)C/„,(7Bmi„^(l,O3-l,O5)C/„,(3.96)(3.96)

(7Bmi„^(l,O3-l,O5)C/„,

(7Bmi„^(l,O3-l,O5)C/„,

(3.96)

(3.96)

Рис. 3.37. Направленный граф относительных приращений параметров трехфазного емкостно-полупроводникового ПРА

что обеспечивает эффективную работу полупроводникового стабилизатора тока. Однако если неравенство (3.96) выполняется при ифт1п, C^min, Unmax, то в номинальном режиме оно имеет больший запас. Это приводит к большим потерям мощности в полупроводниковом стабилизаторе тока и к снижению КПД трехфазного аппара

та.

Для повышения КПД в схему можно добавить три добавочных цепи, обеспечивающие управление стабилизато

ром тока таким образом, чтобы (3.96) при всех колебаниях параметров выполнялось с минимальным запасом. На рис. 3.37 эти добавочные связи показаны пунктиром.

Из условия А^.^0 находим

Чл_ ^/4^-

(3.97)(3.97)Эта связь может реализоваться при первоначальной настройке ПРА. Из условия A-uBrtlillu„, ~ 1 получаем

(3.97)

(3.97)

(3.98)(3.98)з _1

(3.98)

(3.98)

Эта настройка может осуществляться при смене лампы. При непрерывной настройке она должна быть между узлами §ил и 8/л, что, вообще говоря, более правильно. Однако при малых значениях коэффициента, характеризующего наклон статической характеристики, р^О обе эти связи эквивалентны.

Хг ГТ —'л^фХг ГТ —'л^ф-1^л Xu»mi^-1^л Xu»mi^(3.99)(3.99)И, наконец, из условия Ар^р =0 получим

Хг ГТ —'л^ф

Хг ГТ —'л^ф

-1

^л Xu»mi^

-1

^л Xu»mi^

(3.99)

(3.99)

Глава четвертая

РАСЧЕТ СХЕМ ПРА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРИНЦИПА ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЙ АППРОКСИМАЦИИ

ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ РАЗРЯДНЫХ ЛАМП

АНАЛИЗ СХЕМ ПРА, РАБОТАЮЩИХ НА ПРОМЫШЛЕННОЙЧАСТОТЕ

Принцип расчета схем ПРА с использованием дифференциальных моделей применяется при расчете таких схем, для которых необходимо провести расчеты при широкой вариации режимов работы, а формы напряжения и тока лампы в этих режимах не могут быть предсказаны заранее.

Рассмотренные в гл. 1 и 3 методы расчета, основанные на алгебраической аппроксимации характеристик разрядных ламп, достаточно сложны в применении даже к простейшим схемам и не пригодны для расчета целого ряда более сложных импульсных полупроводниковых и комбинированных схем ПРА. Связано это с тем, что при высоких скоростях изменения тока лампы | dijdt |> 103А/с в силу инерционности разряда напряжение на лампе мл(?) начинает сильно зависеть от формы тока гл(1), и простейшие алгебраические аппроксимации формы напряжения и^Л становятся непригодными.

От этих недостатков свободны математические модели электрических параметров разрядных ламп, основанные на дифференциальной аппроксимации процессов, происходящих в плазме столба разряда, практически пригодные для расчетов всех групп схем. В § 2.3 показано, что при формировании уравнений для цепей, содержащих разрядные лампы, последние должны заменяться резистивными двухполюсниками с инерционными параметрами. Система полученных уравнений решается при определенных значениях начальных условий (напряжении на конденсаторах, токе дросселей, проводимости ламп). Для нахождения установившегося режима вычисления производятся либо последовательным приближением к окончанию переходного процесса, либо методом пристрелки, т. е. подбором начальных условий, обеспечивающих попадание в установившийся режим.

Такими методами можно рассчитывать цепи, обладающие абсолютной устойчивостью, когда установившийся режим не зависит от выбранных начальных условий. Если такой уверенности нет, цепь предварительно должна быть проверена на устойчивость.

Вопросы устойчивости электрических цепей с дугой подробно рассмотрены О. Я. Новиковым и его учениками [4.1] с использоваием широкого класса аппроксимирующих уравнений.

79

Вопросы устойчивости ACL-цепей с дугой исследованы в [4.2] при аппроксимации характеристик дуги уравнением Майра [4.2]. В [4.3] исследование устойчивости дуги проведено на аналоговой вычислительной машине, критерии устойчивости получены при учете средней за полупериод проводимости дуги. При этом сопротивление дуги в момент перехода тока через нуль скачком изменялось до нового постоянного значения.

Анализ устойчивости импульсных схем с разрядными лампами проведен в [4.4] с использованием аппроксимирующего уравнения Френсиса. Показано, что проверка на устойчивость в малом может осуществляться по критериям Найквиста, Михайлова, Ляпунова и т. д. Проверку устойчивости в большом целесообразно проводить по критерию Ляпунова.

Расчеты электрических цепей с дугой отражены в работах И. С. Таева, Ю. С. Свирчука [1.18], О. Я. Новикова [4.1] и др.

Расчеты индуктивных ПРА с лампами типа ДР Л и комбинированных ПРА с дросселем и полупроводниковым переключателем выполнены в [1.19, 4.4] с использованием предложенного их авторами дифференциального уравнения первой-степени с постоянными коэффициентами. Е. Пик и А. Спенсер провели расчеты индуктивного и емкостного ПРА с люминесцентной лампой, параметры которой аппроксимировались уточненным уравнением Френсиса. Д. Энгель на основе уравнения Френсиса выполнил расчет импульсного полупроводникового ПРА. И, наконец, в [4.4] проведен расчет схемы комбинированного ПРА на основе предложенной математической модели параметров разрядных ламп.

Такое незначительное количество публикаций по методам расчета, основанным на дифференциальной аппроксимации параметров разрядных ламп, объясняется в основном двумя причинами. Во-первых, до настоящего времени отсутствовали подходящие дифференциальные аппроксимации, с достаточной точностью описывающие динамические характеристики массовых разрядных ламп (люминесцентных ламп, типов ДРЛ и ДРИ, натриевых ламп высокого давления), во-вторых, интерес к этим методам возник сравнительно недавно, при появлении полупроводниковых ПРА, которые не могут быть рассчитаны другими методами.

В настоящей главе осуществлен анализ основных групп ПРА с использованием дифференциальных моделей, что достаточно полно иллюстрирует возможности этого метода.

Электромагнитные, резистивные и полупроводниковые ПРА, работающие на промышленной частоте, можно успешно рассчитывать традиционными методами на основе алгебраической аппроксимации ВАХ разрядных ламп. Ниже приводится расчет схем таких ПРА с применением разработанных математических 80

моделей электрических параметров ламп. Расчеты позволяют оценить точность метода и иллюстрируют его возможности.

Схема стартерного индуктивно-емкостного ПРА показана на рис. 3.12. При нелинейных элементах схемы (дроссель, резистор, конденсатор) уравнения электрического состояния имеют вид d^ddt = ип^-ис (Qc) - Л (^ J; dQJdt = z^^J,(4.1)

где Ft— нелинейная функция от /л; Ч^:

Если в схеме применены линейные элементы, то R = const, L = const; С=const; Ч* = Ып; Q = CUc.

* Система (4.1) применима для расчета как индуктивно- емкостного, так и индуктивного ПРА. В последнем случае Для анализа емкостного ПРА с полупроводниковым стабилизатором тока (см. рис. 3.29) система (4.1) должна быть заменена уравнением

dQJdt = F2 (Q [wn(t) - wc(gj],(4.2)

где F2 — нелинейная функция от /л:

ЭД=М^Мл)+1],(4.3)

где Яст(/Л)—сопротивление нелинейного стабилизатора тока (см. рис. 3.30).

При емкостном балласте с линейным резистором R (4.2) принимает вид

dQJdt-G^O-QJC^+G^.(4.4)

И, наконец, при резистивном нелинейном балласте система (4.1) переходит в одно алгебраическое уравнение

^On)^ + *n/<Zi = Wn(')-(4-5)

Уравнения (4.1) и (4.5) решают совместно с (2.10) и (2.16). Численное интегрирование уравнений осуществляют на ЭВМ.

Расчеты показали следующее [4.5]:

установившийся режим для всех типов балластов не зависит от принятых начальных условий;

длительность переходного режима для всех типов балластов существенно зависит от принятых начальных условий;

самый короткий переходный режим наблюдается при работе люминесцентной лампы с линейным или нелинейным резистивным балластом. Его длительность в самом неблагоприятном случае не превосходит двух периодов. Наиболее длительный переходный режим имеет место в схеме с индуктивноемкостным балластом и может достигать 7 — 8 периодов;

нелинейность характеристики дросселя оказывает существенное влияние на все параметры разрядной лампы. При увеличении нелинейности ухудшается форма тока лампы, уменьшается коэффициент мощности лампы, понижается стабильность ее работы, что особенно сказывается в схеме с индуктивным балластом;

соотношение реактивных составляющих балластов xc]xL существенно влияет на форму тока лампы. При %,К>4,6 в токе лампы появляются паузы. Расчет критических соотношений (Сл/(7п)кр, при которых осуществляется переход к режиму горения с паузами тока, показал хорошее совпадение с расчетами, проведенными на базе алгебраической аппроксимации (см. рис. 3.15);

в индуктивных и индуктивно-емкостных ПРА в режимах без паузы тока действующее значение напряжения на лампе U„ несколько выше установившегося напряжения на постоянном токе Uo. Для люминесцентных ламп (/л%(1,02-г 1,025) Uo, для ламп типа ДРЛ (/„«(1,03^-1,035) Uo, что хорошо согласуется с экспериментом;

использование уточненной модели люминесцентной лампы, учитывающей зависимость напряжения Uo от приведенной проводимости g„, повышает точность расчетов неноминальных режимов, когда напряжение Uo заметно отличается от номинального U0hom. При расчете номинальных режимов уточненная модель [см. (2.10а и 2.106)] и нелинейная модель первого порядка [сМ. (2.10а — 2.10в)] дают практически одинаковые результаты (расхождение менее 1%);

использование уточненных моделей ламп типа ДРЛ [см. (2.16)] несколько повышает точность расчета перечисленных выше схем. Повышение точности незначительно при расчете режимов без пауз тока, в режимах с паузой тока отмечено снижение погрешности на 1 —1,5%;

точность всех расчетов высокая. При расчете режимов без пауз тока и при линейной характеристике балласта погрешности расчета мощности и тока лампы и напряжения на балласте не превышали + 2%. Расчеты при нелинейной характеристике балласта дали погрешность около 5%, что, по-видимому, связано с недостаточной точностью аппроксимации нелинейной характеристики, ее отличием от реальной характеристики дросселя, использованного в эксперименте. Расчеты полупроводниковых и резистивных схем показали отклонение от экспериментальных результатов в пределах +4%.

Сравнение некоторых расчетных и экспериментальных результатов приведено в табл. 4.1. При расчете линейных схем ПРА, обеспечивающих работу лампы в режиме без пауз тока, погрешность расчетов не превышает 2%. При нелинейном дросселе погрешность увеличивается до 4,5% и наибольшая 82

Таблица 4.1. Сравнение результатов расчета н эксперимента схем ПРА на промышленной частоте

Тип лампы

Тип; параметры ПРА

Параметр лампы, единицы измерения

Значение параметра

Погрешность %

расчетное

экспериментальное

Люминесцентная

Линейный индуктивный; L=l,24 Гн, R = = 38,6 Ом, [/„=220 В

Л, А Ат’ А Л’ Вт

0,437

0,632

40,2

0,430

0,635

39,7

1,5

1,4

1,4

Люминесцентная *

Линейный индуктивный; L= 1,28 Гн, R = = 206 Ом, [/„=146 В

4, А Ат’ А Л’ Вт

0,116

0,190

10,2

0,110 0,180

9,8

5,5

5,5 4,0

Люминесцентная

Нелинейный индуктивный; Г0=1,45Гн, Я=41 Ом, [/„ = 220 В

4, А Ат’ А Л’ Вт

0,450

0,758

40,1

0,435

0,730 39,0

3,4

3,8

2,8

Люминесцентная

Линейный индуктивно-емкостный; L = = 1,24 Гн, С=3,73 мкФ, А = 38,6 Ом, [/„ = 220 В

/л, А Ат’ А

0,440

0,705

42,4

0,435

0,700

41,9

1,2

0,1

1,2

Люминесцентная

Емкостный полупроводниковый; Un = = 220 В, С =6,8 мкФ

Л, А

4™, А

Р„, Вт

0,440

0,510

21,5

0,428

0,500

20,8

2,8 2,0 3,4

ДРЛ125

Линейный индуктивный; L=0,425 Гн, R = = 10,0 Ом, [/„ = 220 В

Л, А кт, А Р-, Вт

1,140

1,670

126,5

1,150

1,700

125,0

-0,9

-1,8

1,2

ДРЛ80

Линейный резистивный; А =165 Ом, [/„ = 220 В

4, А Ат’ А Л’ Вт

0,692

1,080

62,5

0,670 1,050 64,5

3,3

2,8

3,2

* Неноминальный режим с паузами тока.

погрешность 5,5% достигается при расчете линейной индуктивной схемы, в которой лампа работает в резко неноминальном режиме и с большой паузой тока.

В режимах без пауз тока форма напряжения на лампе приближается к прямоугольной (см. рис. 2,5,а, б), поэтому большая часть расчета производится при практически постоянном значении функции Мх (ил). В режимах с паузами тока напряжение на лампе изменяется в широких пределах (см. рис. 2.7 и 4.1) и на точность расчетов влияет значение функции

Рис. 4.1. Расчетные зависимости индуктивно-резистивного ПРA (Uo= = 103 В, L=l,28 Гн, « = 206 Ом, U„ = = 146 В):

2 ,^л/Го. 2 1л/^лт

MY\u^ в широком диапазоне напряжений ил. Из рис. 4.1 также видно, что во время паузы тока по лампе протекает небольшой ток (2— 5% амплитудного значения /лт).

Для повышения точности расчетов можно провести анализ эквивалентной схемы индуктивно-емкостного ПРА при раздельном учете потерь в обмотке и магнитопроводе дросселя. Для такой схемы с нелинейным дросселем уравнения состояния имеют вид:

= ГТ^ТТс MO-ee/C-fc+l/GJ'PJLCPJ];

UI ^« + ^06+ V^aIf4 6)

dQc = u^-Qd^R^dL^^Г 1 J

dt^ст+^об+и^л

где Ro6— сопротивление обмотки дросселя; RCT—сопротивление, учитывающее потери в стали магнитопровода (включено параллельно обмотке дросселя).

Расчеты показали, что и при линейной, и при нелинейной характеристике дросселя раздельный учет потерь дает заметное увеличение точности расчетов, когда потери в сердечнике дросселя Рст составляют более 15% мощности лампы Рл. Если Ат/^л^ОДЗ, расчеты по (4.6) и (4.1) практически совпадают (расхождение менее 1%). Это хорошо согласуется с экспериментальными результатами.

Дополнительно были проведены исследования рассмотренных выше схем ПРА при подключении аппаратов к высокочастотному источнику питания (/=100-^20 000 Гц) и при различной форме напряжения u^ty Расчеты показали, что в режимах без пауз тока на частотах выше 500— 1000z Гц формы напряжения и тока лампы практически совпадают. Погрешности расчета тока 1Л и мощности лампы Рл, как правило, не превосходили '2% при синусоидальной форме тока и достигали 3—4% при несинусоидальном токе лампы.

Рис. 4.2. Схема тиристорного регулятора светового потока (СУ—схема управления)Рис. 4.2. Схема тиристорного регулятора светового потока (СУ—схема управления)

Рис. 4.2. Схема тиристорного регулятора светового потока (СУ—схема управления)

Рис. 4.2. Схема тиристорного регулятора светового потока (СУ—схема управления)

Таким образом, математические модели электрических параметров люминесцентных ламп и ламп типа ДРЛ показали высокую точность при расчетах линейных и нелинейных индуктивных, индуктивно-емкостных, резистивных и полупроводниковых балластов, работающих как на промышленной, так и на повышенной частоте.

Для более сложных комбинированных ПРА ниже приведены результаты расчета тиристорного регулятора светового потока, работающего с равным количеством индуктивных и индуктивно-емкостных ПРА. Схема такого регулятора показана на рис. 4.2. В этом регуляторе при изменении угла отпирания тиристора изменяются значение и форма тока ламп и соответственно их световой поток. Регулятор обладает двумя достоинствами. Во-первых, применение равного количества индуктивных и индуктивно-емкостных ПРА позволяет снизить потребляемую реактивную мощность как при номинальном, так и при пониженном световом потоке. Во-вторых, обеспечивается снижение пульсации светового потока, так как токи ламп сдвинуты между собой на угол 100—120°.

При использовании нелинейных дросселей система уравнений цепи регулятора имеет вид

d'¥Jdt = Jl (/„sin^+tp)-/?^!/!.! ('Р1) + +У2М2(^)]-^1/Л('1'1)-Ил1;

(4-7)(4-7)<й? 1\dt=xp. С7П sin (соЯ-ср) — 7?[4,1/Z(4,1)+л

(4-7)

(4-7)

dQddt = ^?^L^T\

где ф— угол включения тиристора.

Система (4.7) решалась совместно с уравнениями модели люминесцентной лампы. Решение проводилось по двум интервалам. На первом интервале при 0<т?<ф! тиристор открыт, его сопротивление постоянно R = Ro = 1 -?-10 Ом. Угол фх находился из условия

85

1'1 = 1ч + GI = l^i/^ (Ч'1) + Ч'2/£2 (Ч*2)| = 0,8/уд, (4.8) где /уд— ток удержания тиристора, приведенный к одному двухламповому аппарату. При этом учитывалось ограничение Ф^л. На втором интервале при ф1<ю?<л: было принято, что сопротивление тиристора возрастает по экспоненциальному закону с постоянной времени тт:

7?=7?О ехр[(?-ф1/о)/тт]. (4.9)

Для исключения очень больших значений сопротивления R учитывалось ограничение /? </?0 ехр 20. При условии ф^л второй интервал отсутствовал. Расчет повторялся до достижения установившегося режима.

Регулировочные характеристики, построенные по результатам расчета, приведены на рис. 4.3. Использование уточненной модели позволило снизить погрешность расчетов до 4—5%, что особенно существенно при малых токах ламп. В то же время расчеты показали, что учет нелинейности характеристики дросселя сказывается незначительно и только в области номинальных токов.

АНАЛИЗ СХЕМ КОМБИНИРОВАННЫХ ПРА

К этой группе аппаратов относятся все ПРА, в которых для стабилизации тока лампы применяются как электромагнитные, так и полупроводниковые элементы. Одной из наиболее интересных и перспективных является схема с так называемым ионизирующим генератором.

Аппараты с ионизирующими генераторами предложены А. Е. Краснопольским и В. И. Бураком в 1965 —1966 гг. [4.6 — 4.8]. В течение ряда лет они применялись лишь в регуляторах яркости светового потока люминесцентных ламп, но в последние годы широко используются для включения различных разрядных ламп при пониженном напряжении питания, для улучшения условий перезажигания, снижения пульсаций светового потока, создания так называемых безбал- ластных ПРА и др.

Обобщенная структурная схема ПРА с ионизирующим генератором приведена на рис. 1.8. В этой схеме ток лампы i„ состоит из двух составляющих, т. е.

^ = h + h- (4.10) Основной источник питания с напряжением ип создает составляющую тока лампы iv Для ограничения этого тока служит Балласт 1. Вспомогательный ионизирующий источник питания с напряжением мв создает лишь небольшую часть тока лампы z2. Его значение стабилизируется Балластом 2.

Все схемы с ионизирующим генератором могут быть получены из этой обобщенной схемы при использовании различных источников питания и типов балластов.

Если в качестве основного источника питания используется сеть промышленной частоты, а Балласт 1 представляет собой индуктивный или индуктивно-емкостный балласт, то имеют распространенную группу индуктивных комбинированных ПРА. В этой группе ПРА обычно используется ионизирующий источник напряжения повышенной частоты (/в = 1 ч-100 кГц), включенный последовательно с высокочастотным емкостным балластом (см. рис. 1.9). Ионизирующий источник создает на негорящей лампе повышенное напряжение, облегчающее ее зажигание, и при разгорании лампы типа ДРИ облегчает ее перезажигание. Аппараты обеспечивают работу ламп при пониженном напряжении питания, например, в регуляторах яркости. При низких напряжениях питания ионизирующий источник предотвращает глубокую деионизацию плазмы столба разряда во время паузы тока.

Для схемы с нелинейным дросселем и постоянным сопротивлением потерь R система уравнений имеет вид

dWfdt-u^-R^IL^-uAt); 1

dQ(dt = i„(t)-x¥(L(4'). J 1 ‘ ;

Система (4.11) решалась совместно с уравнениями модели люминесцентной лампы (2.10) и (2.16). Это позволило рассчитать все электрические режимы индуктивного ПРА с высокочастотным генератором, используемого в регуляторах яркости. Высокочастотный генератор имел параметры (/в = 250 В, /=5 кГц. Емкость высокочастотного балласта С =600 пФ. В момент пуска за счет последовательного резонанса высокочастотное напряжение на лампе возрастало до 350—400 В, что обеспечивало надежное зажигание ламп на всех уровнях яркости. Минимальная яркость определялась значением высокочастотного тока /2 и не превышала 0,5% максимальной яркости.

Проведенные расчеты показали, что нелинейность характеристики дросселя лишь незначительно влияет на ход функции

Pn(Un) и только в области больших токов. Это позволило в схемах с ионизирующим генератором использовать дроссели с более высоким значением максимальной магнитной индукции Вт, что приводит к уменьшению их массы на 10—15%. Дальнейшее снижение массы дросселя в таких ПРА возможно либо при работе на пониженных напряжениях питания U„= 1304-140 В, либо при работе со специальными лампами, номинальное напряжение которых (/„ = 170-4 180 В. В таких режимах напряжение на дросселе снижается до значений С7др = 80-4100 В, что приводит к уменьшению его размеров на 40—50%. Проведенный нами расчет показал, что при отношении С7Л/С7П = 0,75 ^-0,8 и токе высокочастотного генератора 72 = (0,15-4 0,2)/лном коэффициенты чувствительности A, v и \pnU находятся в пределах 2,4 — 2,8. Это допустимо" при колебаниях напряжения питания в пределах ±5%.

При дальнейшем повышении отношения UnfUa до 0,9 — 0,95 коэффициенты чувствительности возрастают до 4,5 — 5, и удовлетворительная работа возможна лишь при введении стабилизирующей связи Х/2/1 = 3-4 3,5 или ^ 7 10.

В индуктивном ПРА с высокочастотным "ионизирующим генератором для снижения мощности высокочастотного генератора целесообразно модулировать его напряжение синфазно с напряжением питания так, чтобы максимум высокочастотного напряжения wg совпадал с паузой тока iv В регуляторах яркости это позволяет снизить мощность высокочастного генератора в 10—12 раз и расширить пределы регулирования светового потока до 1:2000.

Если в обобщенной схеме ПРА с ионизирующим генератором (см. рис. 1.8) в качестве Балласта 1 применить конденсатор С и запирающий фильтр, настроенный на частоту ионизирующего генератора, то получим схему ПРА с емкостным балластом и высокочастотным ионизирующим генератором (рис. 4.4). В таком аппарате энергия поступает в лампу в основном от источника промышленной частоты Un. Высокочастотный генератор поддерживает ионизацию плазмы в столбе разряда во время паузы тока q. Этим достигается улучшение формы тока лампы и снижение пульсаций светового потока.

Рис. 4.4. Схема ПРА с емкостным балластом и ВЧ ионизирующим генератором (Ф—фильтр)

Рис. 4.5. Пульсации приведенной проводимости g„ (t) в схеме емкостного ПРА с ионизирующим генератором:Z—/2//л=0,15; 2—0,25;5—0,35; 4—0,45Рис. 4.5. Пульсации приведенной проводимости g„ (t) в схеме емкостного ПРА с ионизирующим генератором:Z—/2//л=0,15; 2—0,25;5—0,35; 4—0,45

Рис. 4.5. Пульсации приведенной проводимости g„ (t) в схеме емкостного ПРА с ионизирующим генератором:

Z—/2//л=0,15; 2—0,25;

5—0,35; 4—0,45

Рис. 4.5. Пульсации приведенной проводимости g„ (t) в схеме емкостного ПРА с ионизирующим генератором:

Z—/2//л=0,15; 2—0,25;

5—0,35; 4—0,45

Принимая, что фильтр Ф обладает бесконечным сопротивлением для высокочастотного тока /2 и нулевым для тока z\, а конденсатор С2 не пропускает низкочастотный ток q, получим упрощенную систему уравнений для схемы емкостного ПРА с ионизирующим генератором:

(4,12)(4,12)«n=«ci+GA;

(4,12)

(4,12)

мв = пС2 + Ол/л;

1д — С ^z/zz^^ j dt —|— С 2z/zz^2j dt.

Расчеты, проведенные по (4.12) с использованием математической модели люминесцентной лампы (2.10), показали следующее:

удовлетворительная форма тока лампы (^,^2) достигается при токе высокочастотного генератора /2//л^0,2. При этом пауза в токе iv не превышает 25°;

применение высокочастотного генератора с модулированным выходным напряжением улучшает работу лампы, снижает пульсации ее светового потока. Пульсации оценивались нами по пульсации приведенной проводимости лампы £л. На рис. 4.5 показана форма g„(4)- Пульсации приведенной проводимости (gmax-gmin)/(2gcp)«0,l при /2//л = 0,45. Наилучшее снижение пульсации достигается при заполнении высокочастотным током z2 пауз в токе z\;

частота ионизирующего генератора слабо влияет на основные параметры лампы (/л, Рл, пульсацию светового потока и т. п.). Однако для эффективного разделения низкочастотного и высокочастотного контуров ее целесообразно выбирать достаточно высокой (/>2,5 кГц).

Рассмотрим импульсный ПРА, в котором отсутствует токоограничивающий элемент в силовой цепи [4.9]. На рис. 1.10 была приведена схема такого ПРА, а на рис. 1.11 — осциллограммы напряжения и тока лампы. На рис. 4.6 дана зависимость оптимальной длительности периода Топт, при которой в лампу поступает максимальная мощность от силового источника питания, от отношения Ти / Тп. При Тот

Рис. 4.6. Зависимость оптимальной длительности Топт от TJTBРис. 4.6. Зависимость оптимальной длительности Топт от TJTB

Рис. 4.6. Зависимость оптимальной длительности Топт от TJTB

Рис. 4.6. Зависимость оптимальной длительности Топт от TJTB

Рис. 4.7. Зависимость мощности Рп, потребляемой лампой, от отношения Г,/Г>пт

Рис. 4.8. Граф импульсного ПРА

аппарат обладает нулевой чувствительностью к малым изменениям длительности периода Тп. На рис. 4.7 показана зависимость мощности Р„, потребляемой лампой от силового источника питания, от отношения TJTom.

Расчеты, проведенные для люминесцентной лампы мощностью 40 Вт (<У0 = 193 В, (/п = 90 В, Ти/Тп = 0,05), показали, что оптимальная частота повторения ионизирующих импульсов равна 4 кГц, при этом мощность ионизирующего генератора Рв составляет всего 15% мощности Рл, а коэффициент амплитуды тока лампы Ка = 2,2. Значение Ка может быть снижено до ^=1,7 при увеличении ТВ)ТП до 0,15, что вызывает повышение мощности импульсного генератора Рв до 0,28 Рл.

Параметры импульсного ПРА существенно зависят от типа ионизирующего генератора. Мощность генератора минимальна, если в Балласте 2 использованы только реактивные элементы. 90

Применение резистивного балласта приводит к повышению мощности ионизирующего генератора Рв в 1,5—2 раза.

Стабильность работы импульсного ПРА оценивалась с помощью графа, показанного на рис. 4.8. В соответствии с приведенным графом относительное изменение среднего тока лампы

ъ1ер = А,льип^^^(4.13)

X X +х м,и„ i„m,' inv„X X +х м,и„ i„m,' inv„^ср^п^ср^пЛ/ и сриОЛ/ и сриО1\р«/«^0Р1\р«/«^0Р(4.14)(4.14)где

X X +х м,и„ i„m,' inv„

X X +х м,и„ i„m,' inv„

^ср^п

^ср^п

Л/ и сриО

Л/ и сриО

1\р«/«^0Р

1\р«/«^0Р

(4.14)

(4.14)

1 Xм,ип 1С„М,

1-\Р«1Хм1иоР

При выбранных режимах (Сп = 90 В, (/о=103 В) коэффициенты чувствительности весьма велики: Л/ и =25 и Л/ у = —20, что делает импульсный ПРА в таком §иде непригодным для эксплуатации. Повышение стабильности работы может быть осуществлено введением стабилизирующей обратной связи, например Хд ; (показана пунктиром на рис. 4.8). При Хд ; = — 5 Л/ и «1, Л® ^ « — 0,9 и ЛР и =2, что делает аппарат срмало- чуёствительнйм к изменению напряжения питания U„ и напряжения Uo.

АНАЛИЗ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ ПРА С ДИНАМИЧЕСКОЙ СТАБИЛИЗАЦИЕЙ РЕЖИМА .

Полупроводниковые ПРА с динамической стабилизацией режима в литературе часто называют динамическими балластами [4.10, 4.11 ]. В основном динамические балласты представляют собой различные полупроводниковые модуляторы. Отличительной особенностью балластов является наличие обратной связи, необходимой для стабилизации режима работы ламп. Без обратной связи такие аппараты, как правило, неустойчивы.

Прежде чем перейти к рассмотрению схем динамических балластов, проведем анализ простейшей схемы ПРА, в которой лампа подключается непосредственно к источнику постоянного напряжения. Такая схема, безусловно, является неустойчивой, поэтому введем стабилизирующую обратную связь по току лампы (рис. 4.9). Цепь обратной связи сравнивает падение напряжения i„R с опорным напряжением Uon и формирует напряжение иупр, которое управляет напряжением источника питания U„. Анализ такого ПРА позволяет выявить основные закономерности, возникающие при стабилизации режима работы лампы с помощью цепей обратной связи.

Пускорегулирующий аппарат с управляемым источником напряжения, схема которого приведена на рис. 4.9, представляет собой простейшую систему автоматического регулирования. Ее структурная схема показана на рис. 4.10. Все электрические величины (Гл, 8/л, 8(/п и т. д.) представлены в безразмерной форме. Структурная схема содержит следующие блоки: линейный усилитель с коэффициентом усиления К; управляемый источник питания с постоянной времени тп и лампу, которая представлена параллельным соединением трех блоков.

Линейный усилитель всегда может иметь соответствующую частотную полосу пропускания, чтобы его считать безынерционным звеном. Управляемый источник питания обладает инерцией и может быть рассмотрен как простейшее инерционное звено. Параметры звеньев, заменяющих лампу, получены из дифференциальных уравнений модели люминесцентной лампы. В соответствии с (2.10) запишем

£л=£оехр£л=£оехрf Мх ^dt Оf Мх ^dt О(4.15)(4.15)

£л=£оехр

£л=£оехр

f Мх ^dt О

f Мх ^dt О

(4.15)

(4.15)

В установившемся режиме un=UQ и 1л = 1ло=и^о. При небольших отклонениях от установившегося значения напряжение питания

(4.16)(4.16)8(/п=(/п/(/0-1,

(4.16)

(4.16)

ток лампы

1+8(/п(1-^)+ ^bUndt.1+8(/п(1-^)+ ^bUndt.(4-17)(4-17)

1+8(/п(1-^)+ ^bUndt.

1+8(/п(1-^)+ ^bUndt.

(4-17)

(4-17)

О

Или, переходя к относительным величинам,

(4-18)(4-18)^^i+s^H-^j+l 5с/пл.

(4-18)

(4-18)

ЛоТл J

Здесь коэффициент ^=0,35 учитывает изменение подвижности электронов при изменении напряженности электрического поля в плазме столба разряда:

dM^uJU^d^J t/0)dM^uJU^d^J t/0)при u„«U0при u„«U0(4-19)(4-19)

dM^uJU^d^J t/0)

dM^uJU^d^J t/0)

при u„«U0

при u„«U0

(4-19)

(4-19)

Для большинства люминесцентных ламп постоянная времени находится в пределах тл = 100^200 мкс.

Три блока, заменяющие лампу, реализуют уравнение (4.18).

Переходя к приращениям, преобразуем структурную схему к виду, показанному на рис. 4.11, при этом учтем, что относительная величина U0=l и

^^Возм

0 ^1Л0 ^1Л^U-ynp^U-ynp’V.’V.001+0,65рТд1+0,65рТд5гл5глРглРгл

0 ^1Л

0 ^1Л

^U-ynp

^U-ynp

’V.

’V.

0

0

1+0,65рТд

1+0,65рТд

5гл

5гл

Ргл

Ргл

Рис. 4.11. Преобразованная структурная схема системы автоматического регулирования

Рис. 4.12. Логарифмическая амплитудно-частотная характеристика разомкнутой системы автоматического регулирования с наклоном 20 дБ/дек (1) и 40 дБ/дек (2)Рис. 4.12. Логарифмическая амплитудно-частотная характеристика разомкнутой системы автоматического регулирования с наклоном 20 дБ/дек (1) и 40 дБ/дек (2)Рис. 4.13. Области допустимых значений К при 87Лтпх равном: 7—0,3; 2—0,2Рис. 4.13. Области допустимых значений К при 87Лтпх равном: 7—0,3; 2—0,2

Рис. 4.12. Логарифмическая амплитудно-частотная характеристика разомкнутой системы автоматического регулирования с наклоном 20 дБ/дек (1) и 40 дБ/дек (2)

Рис. 4.12. Логарифмическая амплитудно-частотная характеристика разомкнутой системы автоматического регулирования с наклоном 20 дБ/дек (1) и 40 дБ/дек (2)

Рис. 4.13. Области допустимых значений К при 87Лтпх равном: 7—0,3; 2—0,2

Рис. 4.13. Области допустимых значений К при 87Лтпх равном: 7—0,3; 2—0,2

I„0 = IOnK^HK^Ion=Uon(R, где 7ОП—безразмерное значение опорного тока.

Логарифмическая амплитудно-частотная характеристика коэффициента передачи 7Гр(/оо) разомкнутой системы показана на рис. 4.12. Из характеристики видно, что система является устойчивой при всех значениях параметров К, тп, тл. Однако при некоторых значениях параметров фазовый угол на частоте среза приближается к 180° и система обладает повышенной колебательностью.

В ПРА с управляемым источником напряжения питания основными возмущениями являются нестабильности установившегося напряжения на лампе Uo и напряжения источника питания Un. На рис. 4.11 эти возмущения учтены напряжением 8ивозм. Операторный коэффициент передачи замкнутой системы относительно возмущающего напряжения

^ВОЗМ (р )^ВОЗМ (р )8« „„„(/>)8« „„„(/>)11 +0,65р тл *1 +РЧ РЧ11 +0,65р тл *1 +РЧ РЧ(4.20)(4.20)

^ВОЗМ (р )

^ВОЗМ (р )

8« „„„(/>)

8« „„„(/>)

11 +0,65р тл *

1 +РЧ РЧ

11 +0,65р тл *

1 +РЧ РЧ

(4.20)

(4.20)

В цепях с лампой не предъявляется жестких требований к системе автоматического регулирования. Так, при возмущающем напряжении |8й возм 1 = 0,1, что соответствует изменению напряжения источника питания Un или напряжения Uo на + 10%, можно допустить кратковременное изменение тока лампы на + (20 = 30)% (8/лтйХ = 0,2 = 0,3). Для этих условий нами рассчитаны области допустимых значений коэффициента усиления К в зависимости от отношения тп/тл (рис. 4.13). Из рис. 4.13 видно, что постоянная времени управляемого источника пита- 94

Рис. 4.14. Схема мостового модулятора лампыРис. 4.14. Схема мостового модулятора лампыРис. 4.15. Форма напряжения и тока в мостовом модуляторе

Рис. 4.14. Схема мостового модулятора лампы

Рис. 4.14. Схема мостового модулятора лампы

ния тп должна быть меньше тптйХ = (5-^7,5) тл, при этом допустимое значение коэффициента усиления возрастает до К= 100.

Таким образом, лампа может быть подключена непосредственно к источнику постоянного напряжения. При этом необходимо наличие быстродействующей обратной связи, управляющей напряжением источника питания, а постоянная времени источника питания не должна превышать 0,5—1 мс. В настоящее время отсутствуют управляемые источники напряжения такого типа, имеющие приемлемые технико-экономические показатели. Поэтому ПРА с управляемыми источниками напряжения практического распространения не получили. Кроме того, при питании лампы постоянным током приходится принимать меры для предотвращения катафореза, что приводит к дополнительному усложнению аппарата.

Указанными недостатками не обладает ПРА, в котором лампа подключена к источнику питания через быстродействующий мостовой модулятор. Схема такого модулятора приведена на рис. 4.14. Здесь при включении транзисторов VT1 и VT4 на лампу подается положительное напряжение ил = Un > Uo, при включении транзисторов VT2 и VT3 — отрицательное и„= — Un. Форма напряжения и тока лампы показана на рис. 4.15.

На первом этапе для выяснения предельных возможностей модулятора нами проведен его анализ при замене транзисторов идеальными ключами. В течение интервала 0</< Ти происходит увеличение проводимости лампы:

^л=^оехр[ЛГ1 ((/„)/]. (4.21)

В интервале Тл<1<Тп проводимость снижается:

Рис. 4.16. Зависимость Ги/Гп от параметров модулятора:7—Р„ = 40 Вт; Рл=20 ВтРис. 4.16. Зависимость Ги/Гп от параметров модулятора:7—Р„ = 40 Вт; Рл=20 ВтРис. 4.17. Относительная зависимость Т„ от UJU0 (Ря= = 40 Вт) для различных значений К;.1—3; 2—2,5; 3-2,0; 4—1,1Рис. 4.17. Относительная зависимость Т„ от UJU0 (Ря= = 40 Вт) для различных значений К;.1—3; 2—2,5; 3-2,0; 4—1,1

Рис. 4.16. Зависимость Ги/Гп от параметров модулятора:

7—Р„ = 40 Вт; Рл=20 Вт

Рис. 4.16. Зависимость Ги/Гп от параметров модулятора:

7—Р„ = 40 Вт; Рл=20 Вт

Рис. 4.17. Относительная зависимость Т„ от UJU0 (Ря= = 40 Вт) для различных значений К;.

1—3; 2—2,5; 3-2,0; 4—1,1

Рис. 4.17. Относительная зависимость Т„ от UJU0 (Ря= = 40 Вт) для различных значений К;.

1—3; 2—2,5; 3-2,0; 4—1,1

gn=g0 exp \_MV (U^T^ exp \_MY (0) (7- Ти)].(4.22)

В установившемся режиме g„(Tn)=g0.

Из условия установившегося режима находим отношение интервалов:

(4-23)(4-23)т„_1^(0)!

(4-23)

(4-23)

тл л/Дт/Д+^До)!

На рис. 4.16 показана расчетная зависимость отношения TajTn от отношения напряжений U^LUq.

Для идеального модулятора основные электрические величины связаны с интервалами Т^ и Тп следующими равенствами:

j Un8o.

0 \+K^UJU0-\y

(4-24)(4-24)Р- = и"',-=Т^У ехр ["' ^^ т""|];

(4-24)

(4-24)

1лтах = 1оеХР [^1 (^п) ^и];

Анализ (4.24) показал, что коэффициент амплитуды тока лампы Ка = 1лтах( 1л не может быть меньше некоторой минимальной величины

которая зависит откоторая зависит отKamin = V ^[Т^ 1,напряжения Un. Это накладывает жесткие

которая зависит от

которая зависит от

ограничения на выбор возможных значений напряжения питания Un. На рис. 4.17 показана зависимость интервала Ти от Un / Uo для различных значений коэффициента амплитуды тока лампы. Видно, что если в соответствии с нормативной документацией ограничить ^,^1,7, то (7п<1,35(/0. При Un = = 1,25СО, Ти = 230 мкс и Тп = 510мкс частота /=676 Гц.

Применение модулятора еще не делает схему ПРА устойчивой. Действительно, при увеличении Un или Ти возрастают ионизация лампы и проводимость в конце периода ^л(Гп)>^0, что ведет к нарастающему увеличению тока лампы. Относительное приращение среднего тока лампы за один период при малых приращениях 6Un, бТи и 6ТП

t/S^ + A, тб^ + А; т5Тп. (4.25) г г г л, ср п л, ср и л, ср л

Полные коэффициенты чувствительности могут быть найдены по (4.21)—(4.24):

А/ U —^-I+^j м/Хм и — Л)1* у +Л)2) и i

(4.26)(4.26)л. ср п л, ср О О п л,ср I 1 п л, ср п л, ср п л.ср и л, ср и

(4.26)

(4.26)

Л/ Т = Xj Т +Х/ д Хд Т =ЛР Т +А^2) Т . л, ср п л, ср п л.срэт эт пл, ср пл, ср п

За п периодов

Л7„.р//...|,=(Л?->1А61/л+Л,-1-Г-8Т.+Л1»-Г-8Тл)л+

<4'27>

В (4.27) учтено, что в слагаемых, которые влияют на ионизацию и деионизацию плазмы положительного столба разряда, происходит накопление возмущений. В остальных слагаемых такого накопления не происходит.

Таким образом, модулятор с лампой представляет собой импульсный элемент, который на структурной схеме может быть отображен комбинацией идеального импульсного элемента первого типа (с амплитудной модуляцией), линейных и интегрирующих блоков.

При стабилизации среднего тока лампы /л>ср (аналогично при стабилизации действующего тока /л или средней мощности Ра^ для выделения средних величин необходимо применение фильтра нижних частот, который в простейшем случае представляет собой инерционное звено с постоянной времени тф»Тп. На рис. 4.18 приведена структурная схема системы автоматического регулирования с рассмотренным мостовым модулятором, в которой сигнал обратной связи управляет длительностью периода Ти.

На структурной схеме К^ХУ^и » -iu=TnJ Х^6и» тт = = Тп / А/ т . Структурная схема приведена к отклонениям от

97

Рис. 4.18. Структурная схема системы автоматического регулирования ПРА с мостовым модулятором

установившегося режима. Возмущения, связанные с малыми изменениями напряжений Un и (/0, учтены подачей напряжения

возм •

Систему автоматического регулирования с мостовым модулятором необходимо анализировать с применением теории импульсных систем. Однако при невысокой частоте среза ®с непрерывной части системы

®С = У^Ж^ (4.28) анализ такой системы можно проводить без учета импульсного элемента.

Рассматриваемая система является устойчивой при всех значениях параметров и обеспечивает высокую точность стабилизации тока лампы. При невыполнении условия (4.28) нами проведен анализ системы автоматического регулирования с модулятором и использованием дискретного преобразования Лапласа и получены аналогичные результаты.

Периодом Ти можно управлять и иными методами, например по отклонению средней мощности Рл или с помощью быстродействующего компаратора, запирающего модулятор при 1л = 1втах. Структурные схемы таких систем аналогичны рассмотренной.

Были рассчитаны переходные и установившиеся режимы ПРА с модулятором при введении стабилизирующей обратной связи по среднему току /л-ср, по действующему току /л, по средней мощности Рл и по амплитуде тока лампы 1атох. Все расчеты выполнялись с использованием математической модели люминесцентной лампы (§ 2.4).

Анализ полупроводниковых ПРА с мостовым модулятором показал следующее:

наиболее жестким возмущающим фактором является нестабильность питающего напряжения Un. Остальные возмущения влияют на режим работы лампы в меньшей степени; 98

Рис. 4.19. Схема ПРА с мостовым модулятором и корректирующим дросселем

наилучший переходный процесс при резком изменении напряжения Un на 5% обеспечивает стабилизирующая обратная связь по амплитуде тока лампы;

обратная связь по амплитуде тока лампы 1лтах обеспечивает наибольшую статическую ошибку средней мощности лампы. Для такого ПРА коэффициент чувствительности в установившемся режиме ЛР v =10-4-15. Для снижения статической ошибки целесообразно ” введение дополнительной связи X, у =7-4-10. Наличие этой связи .позволяет существенно снизить статическую ошибку по мощности лампы Рл при изменении напряжения питания Un. Динамические характеристики системы при этом остаются практически без изменения;

пускорегулирующий аппарат с мостовым модулятором может работать только в узком диапазоне напряжений Un = = (1,1 = 1,3) U0 и при низком уровне их пульсаций, что приводит к усложнению сглаживающих фильтров. Для улучшения работы мостового модулятора целесообразно стабилизировать постоянное напряжение питания, при этом напряжение Un нужно поддерживать пропорциональным напряжению на лампе Uo так, чтобы сохранялось отношение (7П/(7О = const.

Менее жесткие ограничения на выбор напряжения питания накладывает схема ПРА, в которой последовательно с люминесцентной лампой включен корректирующий дроссель L (рис. 4.19). Временные диаграммы работы транзисторов модулятора приведены на рис. 4.20, форма тока лампы — на рис. 4.21.

В интервале 0^/^Ти открыты транзисторы VT1 и VT4, ток через лампу нарастает. Скорость нарастания тока определяется как инерционностью разряда, так и значением индуктивности L. В интервале Ти<кТп происходит постепенный спад тока до

99

Рис. 4.20. Временные диаграммы работы транзисторов в модуляторе с корректирующим дросселемРис. 4.20. Временные диаграммы работы транзисторов в модуляторе с корректирующим дросселемРис. 4.21. Форма тока лампы в ПР А с мостовым модулятором и корректирующим дросселемРис. 4.21. Форма тока лампы в ПР А с мостовым модулятором и корректирующим дросселем

Рис. 4.20. Временные диаграммы работы транзисторов в модуляторе с корректирующим дросселем

Рис. 4.20. Временные диаграммы работы транзисторов в модуляторе с корректирующим дросселем

Рис. 4.21. Форма тока лампы в ПР А с мостовым модулятором и корректирующим дросселем

Рис. 4.21. Форма тока лампы в ПР А с мостовым модулятором и корректирующим дросселем

/л«0. При запирании транзистора VT2 ток дросселя замыкается через транзистор VT4 и диод-стабилитрон VD1. В момент / = /2 закрывается транзистор VT4. Стабилитрон VD2 предохраняет его от перенапряжений. Во втором полупериоде работают транзисторы VT2 и VT3.

Проведенный нами анализ полупроводникового ПРА с модулятором и балластным дросселем позволил определить условия стационарного режима. На рис. 4.22 приведены зависимости Тп / Ти отношения Un / Uo. На рис. 4.23 показаны зависимости коэффициента амплитуды тока лампы Ка от Un / Uo. Из рис. 4.23 видно, что при индуктивности дросселя £ = 5мГн коэффициент амплитуды А;<1,7 при [/п/[/0^1,8, что делает

Рис. 4.22. Зависимости TJT* от 1/„/1/0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим' дросселем L, мГн: /—1,0; 2—2,0; 3—5,0 (Р=40 Вт, Г, = 80 мкс)Рис. 4.22. Зависимости TJT* от 1/„/1/0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим' дросселем L, мГн: /—1,0; 2—2,0; 3—5,0 (Р=40 Вт, Г, = 80 мкс)Рис. 4.23. Зависимости К, от UJU0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим дросселем (условия и спецификация по рис. 4.23)Рис. 4.23. Зависимости К, от UJU0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим дросселем (условия и спецификация по рис. 4.23)

Рис. 4.22. Зависимости TJT* от 1/„/1/0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим' дросселем L, мГн: /—1,0; 2—2,0; 3—5,0 (Р=40 Вт, Г, = 80 мкс)

Рис. 4.22. Зависимости TJT* от 1/„/1/0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим' дросселем L, мГн: /—1,0; 2—2,0; 3—5,0 (Р=40 Вт, Г, = 80 мкс)

Рис. 4.23. Зависимости К, от UJU0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим дросселем (условия и спецификация по рис. 4.23)

Рис. 4.23. Зависимости К, от UJU0 для ПРА с мостовым модулятором и корректирующим дросселем (условия и спецификация по рис. 4.23)

менее жесткими ограничения по выбору напряжения источника питания.

Расчет переходных режимов при резком изменении напряжения источника питания показал, что модулятор с лампой и дросселем ведет себя как инерционное звено. Поэтому

аппарат с таким модулятором

является устойчивым. Однако

для повышения стабильности Рис. 4.24. Схема ПРА с мостовым его работы целесообразно вве- модуляторов с корректирующим кон- дение стабилизирующей обрат- Денсат°Р0М

ной связи по типу примененной в полупроводниковом ПРА с модулятором без дросселя.

И, наконец, в качестве еще одной разновидности схем ПРА с

мостовым модулятором рассмотрим модулятор с дополнительным емкостным балластом, в котором последовательно с люминесцентной лампой включен корректирующий конденсатор небольшой емкости (рис. 4.24). На рис. 4.25 показаны временные диаграммы работы транзисторов VT1—VT4.

При работе модулятора в интервале 0<?<Ти открыты транзисторы VT1 и VT4, по лампе течет ток /л>0, который заряжает конденсатор С. В интервале Тя < t < Тп все транзисторы закрыты, ток лампы /л = 0, происходит частичная деионизация плазмы положительного столба разряда. Далее процесс повторяется при токе лампы противоположной полярности.

Расчет модулятора с безынерционными переключателями показал, что в установившемся режиме параметры ПРА существенно зависят от емкости конденсатора С, начальной проводимости лампы g0 и напряжения питания Un. На рис. 4.26 показаны зависимости основных параметров ПРА от отношения Un / Uo для люминесцентной лампы мощностью 40 Вт. Приемлемое значение коэффициента амплитуды тока лампы КТ^\Л обеспечивается при UJ Uo^ 1,15. Увеличение Un приводит к резкому увеличению Ка, что связано с уменьшением интервала Т„ и увеличением интервала Т2, необходимого для частичной деионизации плазмы положительного столба раз

ряда.

Таким образом, нами рассмотрены три схемы полупроводниковых ПРА, работающие в режиме динамического балласта. Все аппараты обладают высоким КПД, обеспечивают хорошую стабилизацию режима работы ламп и не требуют применения громоздких электромагнитных устройств. Наилучшими техническими параметрами, по нашему мнению, обладает модулятор с емкостным балластом, который обеспечивает почти прямо-

Рис. 4.25. Временные диаграммы работы транзисторов с ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсаторомРис. 4.25. Временные диаграммы работы транзисторов с ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсаторомРис. 4.26. Зависимости основных параметров ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсатором от UJU0 (С70 = 103 В)Рис. 4.26. Зависимости основных параметров ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсатором от UJU0 (С70 = 103 В)

Рис. 4.25. Временные диаграммы работы транзисторов с ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсатором

Рис. 4.25. Временные диаграммы работы транзисторов с ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсатором

Рис. 4.26. Зависимости основных параметров ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсатором от UJU0 (С70 = 103 В)

Рис. 4.26. Зависимости основных параметров ПРА с мостовым модулятором и корректирующим конденсатором от UJU0 (С70 = 103 В)

угольную форму тока лампы. Проведенные исследования [4.12, 4.13] показали, что в таком режиме плазма положительного столба разряда обеспечивает наибольший КПД излучения. К тому же модулятор с емкостным балластом не накладывает жестких ограничений на выбор напряжения источника питания Un.

Глава пятая

МАГНИТНЫЕ СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ

И ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ ПРА

ТИПЫ МАГНИТНЫХ СИСТЕМ И МАТЕРИАЛЫМАГНИТОПРОВОДОВ

Известно, что основным элементом любого электромагнитного ПРА является балластный дроссель, трансформатор или автотрансформатор с рассеянием [5.1]. Магнитная система всех этих элементов состоит из магнитопровода и катушек. При этом магнитопровод должен иметь воздушный зазор для обеспечения рабочего тока определенного значения и требуемой кратности пускового тока К/пуск.

В зависимости от назначения к ПРА предъявляется комплекс требований, в том числе по массогабаритным показателям, которые существенно ограничивают выбор типа конструкции. Проектируемые для люминесцентных ламп ПРА обычно должны иметь минимальное поперечное сечение, в то время как для 102

Рис. 5.1. Магнитопровод (а) и катушка дросселя типа П2 (б)

Рис. 5.2. Магнитопровод (а) и катушка дросселя типа П1 (б)

Рис. 5.3.

магиитопровод (а) и катушка дросселя (б)

Ш-образный

Рис. 5.4. Конструкция дросселя на сборно-стержневом магнитопроводе: а—без замыкателей; б—с торцевыми замыкателями

ПРА к лампам высокого давления такое требование не всегда предъявляется; ПРА (прежде всего конструкции магнитопровода), рассчитанные на массовый выпуск, должны обеспечивать возможность использования высокой степени механизации и автоматизации производства.

До 70-х годов в ПРА отечественного производства широко использовались различные модификации магнитных систем (рис. 5.1—5.6). Большинство магнитных систем ПРА, применяемых на промышленной частоте, является их развитием. Они могут использоваться и для специальных типов ПРА, в частности высокочастотных. Поэтому рассмотрим сначала как основу эти магнитные системы.

П-образная система выполняется на магнитопроводе с замыкателем на конце (рис. 5.1, 5.2), магнитная система броневого типа—на основе магнитопровода Ш-образной формы; (рис. 5.3) и сборно-стержневая магнитная система броневого типа—без или с торцевыми замыкателями (рис. 5.4, а, б).

Широкое распространение получила П-образная система с замыкателем, которым служит пакет прямоугольных пластин, 104

Рис. 5.6. Магнитная система ПРА на магнитопроводе из двух пакетов 11- образных пластинРис. 5.6. Магнитная система ПРА на магнитопроводе из двух пакетов 11- образных пластинРис. 5.5. Конструкция дросселя на П- образном сборно-стержневом магнитопроводе с двумя катушками

Рис. 5.6. Магнитная система ПРА на магнитопроводе из двух пакетов 11- образных пластин

Рис. 5.6. Магнитная система ПРА на магнитопроводе из двух пакетов 11- образных пластин

получаемых в результате безотходной штамповки, что существенно снижает расход электротехнической стали. На разные стержни пакета П-образных пластин, скрепленных шпильками или заклепками, надевают катушки (конструкции типа П2) или на один стержень надевается одна катушка (конструкция типа ГН).. Как видно из рис. 5.1, вблизи воздушных зазоров возникают значительные потоки рассеяния, которые вызывают акустический шум в светильнике, поэтому такие неэкранированные магнитопроводы применяются при сравнительно низком значении магнитной индукции (до 1 Тл). Для ПРА независимого исполнения используется сборно-стержневая О-образная конструкция (рис. 5.5) с двумя катушками, расположенными на боковых стержнях, и четырьмя зазорами, что позволяет несколько снизить потоки рассеяния [5.2]. В высокочастотных дросселях для уменьшения потоков рассеяния можно применять конструкцию типа П1.

При необходимости снижения акустического шума ПРА используется конструкция магнитопровода из двух пакетов, собранных встык П-образных пластин (рис. 5.6), что позволяет значительно снизить потоки рассеяния, так как воздушный зазор расположен внутри катушки. С точки зрения получения наибольшего коэффициента использования электротехнической стали наиболее простой является разомкнутая магнитная система (рис. 5.4, а), что привело в 70-е годы к широко-

му применению разомкнутых магнитопроводов. Катушка 4 (рис. 5.4, а) надевается на пакет прямоугольных пластин 2, а затем снаружи катушка обкладывается пакетами наружных пластин 1,3 и 5, суммарное сечение которых примерно равно сечению центрального стержня. Магнитные силовые линии проходят по центральному стержню и замыкаются по наружным пакетам. В рассматриваемой системе отсутствует явно выраженный воздушный зазор и потоки рассеяния велики.

Магнитные системы с разомкнутым магнитопроводом имеют следующие недостатки: большие потери мощности рассеяния, вызывающие дополнительное преобразование электрической энергии в энергию вибрации ПРА на низкой частоте; малую жесткость пакетов, что вызывает излучение акустической мощности по всему спектру; невозможность регулировки рабочего тока, что особенно существенно при разбросе параметров стали; затрудненность механизации сборки и. большая «расшумли- ваемость» в процессе эксплуатации. Уменьшение шума такой системы достигается за счет снижения магнитных потоков рассеяния, которое обеспечивается применением торцевого замыкателя ТЗ, набранного из прямоугольных пластин (рис. 5.4, б). Многочисленные испытания различных вариантов ПРА на разомкнутом магнитопроводе свидетельствуют о том, что обеспечить их бесшумную работу практически очень трудно.

Традиционная Ш-образная система (рис. 5.3) применяется 6 основном для накальных трансформаторов в бесстартер- ных схемах включения. Задачу создания ПРА с малыми поперечными сечениями оказалось возможным решить с помощью Ш-образных магнитных сиртем с удлиненной катушкой (рис. 5.7, а). Эти системы имеют катушку с отношением длины к ширине примерно 5:1 и поперечное сечение магнитопровода в 4—5 раз больше, чем у обычных магнитных систем. Увеличение сечения магнитопровода позволило увеличить магнитный поток в магнитопроводе, снизить количество витков и расход обмоточного провода и при жесткой конструкции улучшить акустические характеристики ПРА.

Исполнения броневого магнитопровода с удлиненной катушкой по данным каталогов ряда зарубежных фирм (SCHWABE, ФРГ; Helvar, Финляндия; Matsushita, Япония; АСЕС, Бельгия; Philips, Голландия и др.) и патентам можно классифицировать следующим образом:

с цельным О-образным ярмом (рис. 5.7, б);

с магнитопроводом Е-образной формы, перекрываемым замыкателем (рис. 5.7, в);

с магнитопроводом Е-образной формы, охватывающим замыкатель (рис. 5.7, г);

с двумя С-образными ярмами (рис. 5.7, <)).

4>

Рис. 5.7. Магнитная система ПРА на Ш-образном магнитопроводе и разновидности Ш-образных магнитопроводов

Анализируя эти варианты, можно заметить, что первый и четвертый имеют два воздушных зазора между магнитопроводом и ярмом и при этом весь тепловой поток изнутри обмотки проходит через эти зазоры, что приводит к ухудшению теплоотвода. Это в значительной степени снижает преимущества удлиненной катушки. Целесообразным для массового производства является третий вариант. В этой системе воздушный зазор может быть оптимально размещен внутри катушки, а магнитная система легко крепится на основание. К недостаткам следует отнести отходы при изготовлении магнитопровода и наличие стыков, вызывающих дополнительные потери мощности. Второй вариант (рис. 5.7, в) допускает безотходное изготовление магнитопровода, однако следует отметить наличие стыков на боковых сторонах и сложность образования воздушного зазора при штамповке. Основное преимущество балластов с удлиненной катушкой заключается в существенном улучшении теплопроводности, что обеспечивает улучшение массогабаритных показателей. Из анализа литературы и патентов на конструкцию магнитных систем балластных дросселей за последние 15 лет видно, что работа в основном была направлена на модификацию магнитной системы с П- и Т-образными пластинами (рис. 5.7, а). Эти работы были нацелены на разработку оптимальной схемы малоотходной штамповки магнитопровода. Из многочисленных патентов зарубежных фирм (SCHWABE, Philips, Helvar) следует, что конструкция магнитопровода в этом случае состоит как минимум из трех пластин, но ей присущи следующие недостатки: сложность штамповки и сборки, наличие дополнительных стыков на боковых сторонах, наличие корпуса или специального крепления магнитопровода (сварка, шпильки и т. д.).

Рис. 5.8. Конструкции витых магнитопроводов: а—П-образный; 6—Ш-образный -

Фирма SCHWABE, например, с целью снизить расход электротехнической стали предлагает отдельно штамповать М- и Т-образные пластины. На пакет Т-образных пластин надевается обмотка, затем пакет М-образных пластин сгибают до сочленения с Т-образными пластинами. Регулировка воздушного зазора осуществляется деформируемой прокладкой. Магнитопровод с обмоткой скрепляется пластиной за выступы. Фирма Matsushita выпускает ПРА, магнитопровод которых отличается тем, что пластины ярма имеют Ш-образную форму с укороченной средней частью, а замыкатель сохраняет Т-образную форму. Такая конструкция дает возможность разместить воздушный зазор внутри катушки и тем самым снизить вибрацию. Фирма АСЕК выпускает аппараты на Ш-образйом магнитопроводе с торцевым замыкателем. Такие ПР А являются наиболее технологичными из аппаратов на замкнутом магнитопроводе. Технология вырубки пластин позволет за два удара пресса отштамповать две Ш-образные и две С-образные пластины.

Наряду с магнитопроводами, набранными из отдельных штампованных пластин электротехнической стали, в 70-е годы стали применяться витые магнитопроводы (рис. 5.8, а, б). Витые магнитопроводы позволяют при серийном выпуске осуществить комплексную автоматизацию производства ПРА. Однако себестоимость таких магнитопроводов пока остается большой из-за дополнительных технологических операций, связанных с резкой и шлифовкой. Витые магнитопроводы по существу являются модификацией П- и Ш-образных систем, и потому их расчет базируется на этих конструкциях.

В последние годы в области разработки новых конструкций электромагнитных ПРА для ламп люминесцентных коренных изменений не1 произошло, продолжалось совершенствование магнитопровода броневого типа с удлиненной катушкой,

изменялась конструкция внутреннего магнитопровода, способ заливки, состав компаунда и др. В ряде стран имеется тенденция к возврату к конструкции ПРА с разомкнутым магнитопроводом и удлиненным тонким пакетом.

За рубежом [5.3] получает развитие разработка и выпуск ПРА для энергоэкономичных люминесцентных ламп. Фирма AG, ФРГ, для ламп мощностью 15—65 Вт выпустила дроссели сечением 26 х 28 мм2. Эта же фирма производит три серии компактных дросселей девяти типоразмеров для ламп мощностью 4, 5, 8 и 13 Вт с диаметром колбы 16 мм, для U-образных ламп мощностью 5, 7, 9 и 11 Вт, для W-образных ламп мощностью 11, 13, 18 и 26 Вт с диаметром колбы 12,5 мм со встроенным стартером и для прямых трубчатых ламп с диаметром колбы 26 мм.

Фирма Universal Manufacturing Corp., США, выпустила новый дроссель с уменьшенными на 30% массой и размерами для люминесцентных ламп мощностью 32 или 40 Вт при включении в сеть 120 В, 60 Гц.

Фирмы Knobel и May and Christe, Швейцария, производят усовершенствованные модификации ПРА для компактных люминесцентных ламп (поперечное сечение ПРА 25 х 24 и 42 х 28 мм).

Несмотря на непрерывное совершенствование конструкций электромагнитных ПРА, они остаются достаточно материалоемкими.

Кроме дросселя в бесстартерных ПРА применяются накальные трансформаторы (для предварительного подогрева электродов люминесцентных ламп), магнитная система которых выполняется в основном на Ш-образном магнитопроводе, д также трансформаторы и автотрансформаторы с магнитным рассеянием, используемые в тех случаях, когда напряжение зажигания превышает напряжение источника питания.

Использование в качестве ПРА трансформатора с рассеянием позволяет совместить в одном аппарате функции балласта и пускового устройства, повышающего напряжение холостого хода ПРА, что позволяет снизить его массу, габаритные размеры и получить достаточно экономичные и надежные аппараты. В трансформаторах и автотрансформаторах с рассеянием магнитную связь между обмотками ослабляют путем раздельного размещения первичной и вторичной обмоток на стержнях магнитопровода и магнитного шунта, расположенного между обмотками. Магнитный поток, замыкающийся через магнитный шунт, можно регулировать изменением воздушного зазора между основным стержнем магнитопровода и магнитным шунтом или изменением сечения магнитного шунта. Магнитные системы трансформатора с магнитным шунтом броневой (Ш) и стержневой (П2) конструкций показаны на рис. 5.9 и 5.10. В трансформаторе с Ш-образным магнитопро-

Рис. 5.9. Магнитная система трансформатора с рассеянием стержневой конструкции

Рис. 5.10. Магнитная система трансформатора с рассеянием броневого типа

водом обе катушки 2 и 4 располагаются на центральном стержне 7, а между ними находится магнитный шунт 3; а в стержневом трансформаторе катушки 2 и 4 находятся на боковых стержнях 7, между которыми расположен магнитный шунт 3. В пусковом режиме (при негорящей лампе) ток холостого хода первичной обмотки 71х создает основной магнитный поток Ф, который замыкается по магнитопроводу, практически не попадая в магнитный шунт, имеющий большое магнитное сопротивление из-за наличия воздушного зазора. После зажигания лампы во вторичной обмотке появляется ток 12, который создает магнитный поток Ф2, противодействующий основному магнитному потоку Ф. Вследствие этого часть основного магнитного потока Ф( замыкается через шунт и поэтому напряжение на вторичной обмотке трансформатора уменьшается, а ток лампы стабилизируется. Таким образом, в одном ПРА сочетаются функции повышающего трансформатора и балластного устройства.

В настоящее время для изготовления магнитопроводов балластных дросселей и трансформаторов, используемых в цепях с разрядными лампами, применяют электротехническую сталь. Электротехнические стали легируют кремнием (содержание кремния от 0,5 до 5%). Чем больше кремния в стали, тем больше ее удельное сопротивление, тем меньше в ней потери на вихревые токи. Кремний благоприятно сказывается на магнитных свойствах стали, он вытесняет вредно действующий на свойства стали углерод, но ухудшает механические свойства стали. При значительном содержании кремния (более 4,5%) сталь делается хрупкой, твердой 'и труднообрабатываемой. Кроме того, увеличенное содержание кремния Снижает магнитную индукцию насыщения стали, по

Электротехническая тонколистовая сталь изготавливается в виде рулонов, листов и резаной ленты толщиной 0,28; 0,30; 0,3 5; 0,50 и 0,65 мм. Обозначение марки стали согласно ГОСТ 21427.0-75 складывается из четырех цифр, которые означают следующее: первая — класс по структурному состоянию и виду прокатки (1—горячекатаная изотропная; 2 — холоднокатаная изотропная; 3 — холоднокатаная анизотропная с ребровой текстурой); вторая—содержание кремния, % (0—до 0,4; 1—свыше 0,4 до 0,8; 2 —свыше 0,8 до 1,8; 3—свыше 1,8 до 2,8; 4—свыше 2,8 до 3,8; 5 — свыше 3,8 до 4,8); третья—группу по основной нормируемой характеристике (0—удельные потери при Sm=l,7 Тл и /=50Гц; 1—то же при йт=1,5Тл и /=50Гц; 2 —то же при Sm=l,0Tn и /=50 Гц; 6—Вт при Нт-йД А/м; 7 — Вт при Нт = 10 А/м); четвертая—порядковый номер типа стали.

Первые три цифры в обозначении марки означают тип стали. Например, сталь марки 3413—холоднокатаная анизотропная сталь с ребровой текстурой, содержанием кремния 2,8—3,8%, с нормированием удельных потерь при йт=1,5Тл и частоте /=50Гц, тип стали 3.

Для изготовления ПРА с пластинчатой конструкцией магнитопровода может быть использована горячекатаная или холоднокатаная электротехнические стали. Магнитные свойства этих сталей существенно различны, что приводит к определенным технологическим особенностям производства ПРА. Холоднокатаная сталь по сравнению с горячекатаной имеет меньшие удельные потери мощности, большую магнитную проницаемость и меньшую хрупкость, поэтому ее использование предпочтительнее. Необходимо также учитывать, что у холоднокатаной стали удельные потери меньше и магнитные свойства лучше вдоль проката, чем поперек [5.4]. Поэтому при раскрое пластин из холоднокатаной стали нужно следить за тем, чтобы направление магнитного потока в магнитопроводе ПРА совпадало с направлением проката листа. Горячекатаные стали применяют сравнительно редко и только на повышенной частоте, так как в них по условиям нагрева магнитопровода приходится снижать магнитную индукцию до значений 0,5—0,8 Тл.

Использование порошков из магнитомягких материалов (например, марок ПЖРК и ПЖ1К) для прессования магнитопроводов позволяет снизить трудоемкость их изготовления и получить такие конструктивные формы дросселей, которые невозможно выполнить из листовой электротехнической стали. Однако большие удельные потери в таких магнитопроводах (10 Вт/кг при Sm=0,8 Тл и частоте 50 Гц) наряду с большими размерами поперечного сечения дросселей не позволили внедрить их в промышленное производство.

ДИНАМИКА КОНСТРУКТИВНЫХ И ЭКОНОМИЧЕСКИХПОКАЗАТЕЛЕЙ ПРА

Конструктивные и экономические показатели балласта зависят от целого ряда параметров. Прежде всего это электрические величины: напряжение на дросселе идр, ток лампы (дросселя) /, частота питающего напряжения /, коэффициент формы напряжения на дросселе К^. При. работе дросселя в нем теряется электрическая мощность Рдр и повышается температура обмот-

111

ки, что вызывает превышение ее температуры в рабочем режиме АТраб. Уровень допустимых потерь в дросселе РДР1ДОП, обеспечивающий приемлемые экономические показатели дросселя, и уровень превышения температуры в рабочем режиме АТраб, определяющий его срок службы, также существенно влияют на параметры балласта.

При работе лампы в аномальном режиме (см. §3.5) может возрастать ее ток и, следовательно, ток и напряжение на дросселе. Во всех аномальных режимах работы лампы дроссель должен сохранять ограниченную работоспособность, которая определяется стандартом и рекомендациями МЭК. Для того чтобы не проверять все аномальные режимы, обычно из них выбирается тот режим, который приводит к наибольшему превышению температуры обмотки ПРА. Такой режим принято называть аварийным, и уровень превышения температуры в этом режиме АТав существенно выше уровня превышения температуры в рабочем режиме АТраб.

Аварийный режим принято характеризовать кратностью аварийного тока А/ав = 7ав/7, кратностью аварийного напряжения Киав=идр,ав^ 0др и допустимым уровнем превышения температуры в аварийном режиме АТав. Все эти параметры также •влияют на характеристики дросселя.

Для того чтобы дроссель соответствовал заданным электрическим характеристикам Щдр, I, f), имел потери и превышение температуры обмотки в допустимых пределах, необходимо, чтобы амплитуда магнитной индукции дросселя Вт и плотность тока обмотки дросселя J были ограничены и не превосходили некоторых предельных значений. Вместе с тем при оптимизации параметров дросселя (уменьшении его массы, расхода активных материалов и др.) желательно увеличение амплитуды магнитной индукции Вт и плотности тока J. Поэтому в практике расчетов необходимо выбирать наибольшие допустимые значения амплитуды магнитной индукции Вт и плотности Тока J. Для учета раздельного влияния экономических характеристик магнитопровода и обмотки целесообразно ввести параметр минимизации X, который в общем случае зависит от соотношения коэффициентов заполнений, плотности и стоимости стали магнитопровода и провода обмотки и может изменяться в широких пределах от 0,2 до 3,0 в зависимости от назначения дросселя (минимальной массы, объема, стоимости активных материалов и др.). Влияние каждого отдельного параметра на характеристики дросселя, а тем более изменение нескольких параметров приводит к сложным и непредсказуемым изменениям характеристик дросселя.

Исследования, проведенные на примере балласта к люминесцентной лампе мощностью 80 Вт, показали, что при увеличении параметра минимизации X изменяются геометрические размеры 112

Рис. 5.11. Зависимости J, G^, G„ от параметра минимизации XРис. 5.11. Зависимости J, G^, G„ от параметра минимизации XРис. 5.13. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимого температурного режима ДТавРис. 5.13. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимого температурного режима ДТавРис. 5.12. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимых потерь Рго,яоаРис. 5.12. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимых потерь Рго,яоа

Рис. 5.11. Зависимости J, G^, G„ от параметра минимизации X

Рис. 5.11. Зависимости J, G^, G„ от параметра минимизации X

Рис. 5.13. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимого температурного режима ДТав

Рис. 5.13. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимого температурного режима ДТав

Рис. 5.12. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимых потерь Рго,яоа

Рис. 5.12. Зависимости J, G^, G„ от уровня допустимых потерь Рго,яоа

дросселя, уменьшаются объем и масса стали магнитопровода и увеличиваются объем и масса провода обмотки. Одновременно увеличивается сечение обмоточного провода и уменьшается плотность тока J в обмотке, снижается масса стали бет. Потери в обмотке Роб с ростом X возрастают, а потери в стали Рет уменьшаются (рис. 5.11).

Уровень допустимых потерь при фиксированном значении параметра минимизации X существенно влияет на все основные характеристики дросселя. При РДр,Доп = 5 Вт (рис. 5.12) ограничение по максимальной магнитной индукции Вт и плотности тока J в обмотке определяется допустимыми потерями. Причем значения Вт и J в этом случае получаются весьма малыми, что приводит к значительному увеличению массы балласта. С ростом уровня допустимых потерь значения Вт и J растут, что ведет к снижению массы дросселя, однако ограничение Вт и J в этом случае определяется одновременно допустимыми потерями и кратностью пускового тока. При дальнейшем росте РДР,ДОп значения J и Вт практически не изменяются, а следовательно, и из

Рис. 5.14. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности пускового тока KtmРис. 5.14. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности пускового тока KtmРис. 5.15. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности аварийного напряжения КиРис. 5.15. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности аварийного напряжения Ки

Рис. 5.14. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности пускового тока Ktm

Рис. 5.14. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности пускового тока Ktm

Рис. 5.15. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности аварийного напряжения Ки

Рис. 5.15. Зависимости J, Go6, GCT от уровня допустимой кратности аварийного напряжения Ки

масса дросселя остается постоянной, так как более жестким является ограничение по температурному режиму.

При изменении температуры в аварийном режиме в пределах АТав = 55 ч-230° и фиксированном значении всех остальных параметров с ростом АТав плотность тока в обмотке J и максимальная магнитная индукция Вт растут, что приводит к уменьшению массы магнитопровода, катушки и ПРА в целом (рис. 5.13)^ Следует отметить, что ограничение Вт и J до АТ’ав = 230° определяется допустимыми превышениями температуры в аварийном режиме и кратностью пускового тока, а при А7’ав>230° С более жестким становится ограничение по допустимым превышению температуры в рабочем режиме и кратности пускового тока, так как ДТав/^?ав>АТраб/К1ра&.

При этом с ростом температуры потери возрастают. Исследования показали, что при ограничении по превышению температуры в аварийном режиме его исключение позволило бы увеличить плотность тока приблизительно на 10%, что снизило бы массу дросселя на 5—7%.

Было исследовано также влияние кратности пускового тока при изменении К1ав от 1,6 до 2,5 на экономические показатели дросселя. При этом плотность тока в обмотке J уменьшалась примерно в 1,5 раза, а индукция Вт несколько возрастала. Ограничение Вт и J определялось превышением температуры в аварийном режиме и допустимой кратностью пускового тока. Уменьшение плотности тока в обмотке в 1,5 раза связано с тем, что рост Klaa = IaJI приводит к превышению температуры дросселя в аварийном режиме, для предотвращения которого необходимо снижать плотность тока в обмотке, что увеличивает массу дросселя (рис. 5.14).

С ростом KUaB от 1,2 до 1,5 происходит увеличение Сдргв, что приводит к превышению температуры аппарата в аварийном режиме. Поэтому по условию допустимого превышения температуры в аварийном режиме снижают J и Вт, что ведет в свою очередь к существенному росту массы ПР А (рис. 5.15). При больших значениях KUaB ограничение Вт и J определяется допустимыми превышением температуры в аварийном режиме и кратностью пускового тока. Экономические показатели дросселя при изменении К1ав и КУав качественно близки.

При увеличении Un и фиксированном напряжении питания Un (увеличении отношения UB/Un) падает напряжение [7др, возрастает коэффициент кратности аварийного напряжения KUaB. Поэтому зависимости в этом случае аналогичны рассмотренным выше при изменении KUaB. Однако в этом случае не происходит значительного увеличения массы аппарата, так как одновременно с уменьшением Вт и J уменьшается вольт-амперная (ватт-секундная) мощность дросселя U^Iff, которая является основной энергетической характеристикой, от которой зависят параметры ПРА. В результате этого масса аппарата существенно не изменяется.

Были проведены исследования влияния частоты / в пределах 500—10 000 Гц на экономические параметры дросселя. При этом удельные потери при разной частоте определялись в соответствии с [5.3]. На высокой частоте стартерные схемы не применяются, а в бесстартерных ПРА дроссель, не попадает в аварийный режим. Исследования показали, что с ростом частоты значения Вт и J уменьшаются. При этом с ростом частоты масса ПРА значительно уменьшается, поскольку на повышенной частоте для получения того же индуктивного сопротивления, что и на промышленной частоте, требуется существенно меньшая индуктивность дросселя (рис. 5.16) и уменьшается его ватт-секундная мощность. На повышенной частоте определяющими являются ограничения по превышению температуры обмотки и магнитопровода в рабочем режиме.

Проводились также расчеты в целях исследования влияния качества стали на экономические характеристики ПРА. Было установлено, что уменьшение толщины листов магнитопровода практически не снижает массы дросселя, а лишь удорожает его за счет увеличения стоимости стали. В то же время переход с горячекатаной стали на холоднокатаную позволяет увеличить Вт от 1 —1,1 до 1,2—1,3 Тл, что позволяет снизить массу и стоимость активных материалов ПРА на 15—20%.

Существенное влияние на конструктивные параметры ПРА оказывают безразмерные конструктивные коэффициенты тк, пк, ек. При щк = 0,4 ч-0,5; ик = 4-И0; ек=1,2-И,4 форма дросселя приближается к кубической и потери минимальны. Такие дроссели удобны для установки вне светильника. Конструкции 115

Рис. 5.16. Зависимости J, G^, GCT от изменения частоты /

светильников с лампами типов ДРЛ, ДРИ, ДНаТ позволяют устанавливать в них дроссели кубической формы.

В светильниках с прямыми люминесцентными лампами удобны ПРА в форме вытянутого параллелепипеда. Такая форма может быть получена при mK = 0,4-i-0,6; пк = 4ч-10; £к= 1,05 ч-1,1 для случая широкой катушки с коротким витком или при тк = 0,1 ч-0,2; ик = 4ч-10; ек = 1,2^1,4, если ПРА имеет большой набор пластин и вытянутую катушку, существенно увеличивающие длину витка и резко сокращающие длину магнитной силовой линии. Такая конструкция нашла широкое применение в стартерных ПРА для люминесцентных ламп.

Наибольшее распространение получила броневая конструкция из П- и Т-образных пластин, формирующих Ш-образный магнитопровод (рис. 5.7, а). Она технологична, обеспечивает хороший отвод тепла и имеет малый уровень шума.

Получила применение также и составная конструкция ПРА на Ш-образном магнитопроводе для люминесцентных ламп мощностью 20—65 Вт. Магнитопровод составлен из витой Ш-образной части и замыкателя, набранного из прямоугольных пластин. Поскольку в витых _ магнитопроводах направление магнитных силовых линий совпадает с направлением проката, то это обеспечивает лучшее использование магнитных свойств стали, позволяет снизить массогабаритные показатели ПРА. Воздушные зазоры — этой конструкции расположены внутри катушек, что уменьшает потоки рассеяния и уровень шума.

ПОКАЗАТЕЛИ НАДЕЖНОСТИ МАГНИТНЫХ СИСТЕМ ПРА

Под надежностью принято понимать свойство изделия выполнять необходимые функции, сохраняя свои эксплуатационные показатели в заданных пределах в течение требуемого промежутка времени. Рассмотрим критерии надежности, кото- 116

рые позволяют оценить надежность изделий лишь до первого отказа, т. е. показатели надежности для невосстанавливаемых устройств (изделий разового использования), к которым относятся ПРА.

Одним из основных показателей надежности является среднее время безотказной работы ПРА £раб (средняя достаточность), т. е. математическое ожидание времени работы изделия до первого отказа. Как всякое математическое ожидание, £раб определяется следующей зависимостью:

^36=1 tf^dt= JP^dt,оо^36=1 tf^dt= JP^dt,оо(5.1)(5.1)

^36=1 tf^dt= JP^dt,оо

^36=1 tf^dt= JP^dt,оо

(5.1)

(5.1)

где /—время, в течение которого определяется надежность; /(/) — частота отказов, или плотность вероятности случайной величины t; РД— вероятность безотказной эксплуатации изделия за промежуток времени от 0 до t.

Статистическая оценка среднего времени безотказной работы определяется по формуле

i=jy0

Рраб" I /.-/Ао,(5.2)

1= 1

где t,— время работы /-го ПРА до отказа; Ао — число испытываемых ПРА.

Важным показателем надежности является интенсивность отказов ПРА Х(/), которая определяется по формуле

Х(/)=Д/)/Р(/).(5.3)

При любом распределении Д^ имеет место уравнение

(5.4)(5.4)Р(/)=ехр

(5.4)

(5.4)

Тогда, зная Х(/), можно из (5.4) найти вероятность безотказной работы РД, а затем из (5.3) определить плотность вероятности /(/) и функцию распределения РД=ДД(^1.

о

Таким образом, интенсивность отказов может служить определяющей характеристикой надежности.

Начальный период эксплуатации является периодом приработки изделия, за которым следует период практически постоянной интенсивности отказов. Затем из-за старения или износа наступает возрастание интенсивности. Обычно стремятся эксплуатировать ПРА в период постоянной интенсивности отказов. Для этого ограничивают срок службы аппаратов так, чтобы снимать их с эксплуатации до наступления" периода усиленного износа.

При постоянной интенсивности отказов X(z) выражения для показателей надежности ПРА принимают вид

(X (z) dt

Р$=е о =^-xt;(5.5)

/(/) = Х(/)Р(/) = Х^Х';(5.6)

^6=J e^dt=\ik.(5.7)

о

Из (5.5) — (5.7) следует, что все показатели надежности для периода нормальной работы ПРА определяются по интенсивности отказов X.

Среднее время безотказной работы ПРА £раб связано в основном с нагревостойкостью изоляции обмоточного провода. Время старения изоляции обмотки зависит от теплового режима ПРА. Длительный срок службы ПРА обеспечивается нормированием тепловых параметров: превышением температуры нагрева корпуса ПРА и конденсаторов и температурой нагрева обмотки. Нормирование температуры корпуса ПРА связано в основном с требованием безопасности эксплуатации и не играет решающей роли для работоспособности и срока службы ПРА. Допустимая температура нагрева обмотки зависит от нагревостойкости изоляции обмоточного провода, т. е. от класса изоляции. В соответствии с ГОСТ 16809-78 конструкция ПРА должна обеспечивать температуру обмоток в рабочем режиме /раб в следующих пределах: /раб = А/ра6 + 50° С—для встраиваемых и /раб = А/ра6 + 45° С—для независимых аппаратов, где А/раб— превышение температуры обмотки в рабочем режиме над температурой окружающей среды, принимаемой равной 25° С. В аномальном режиме она не должна превышать значений, указанных в табл. 5.1.

Максимально допустимое значение /раб не должно быть больше максимальной нормируемой рабочей температуры обмотки tw, °C, которая выбирается из следующего ряда: 90, 95, 100, 105, 110, 115, 120, 125, 130.

Практически прямолинейная зависимость логарифма времени старения изоляции от теплового режима обмотки позволяет использовать для определения реального срока службы

Таблица 5.1

/ ' °C 'раб» v

90

95

100

105

ПО

115

120

125

130

&„, °с

125

130

140

150

155

160

170

175

180

v10^452030 JO 50ПудОолжительность испытаний, сутv10^452030 JO 50ПудОолжительность испытаний, сутРис. 5.17. Зависимость продолжительности испытаний ПРА на срок службы от температуры обмотки при максимально допустимой температуре, ° С:

v10^452030 JO 50

ПудОолжительность испытаний, сут

v10^452030 JO 50

ПудОолжительность испытаний, сут

/—90; 2—105; 3—120

ПРА метод ускоренных испытаний. В соответствии с ГОСТ 16809-78 и СТ СЭВ 1654-79, а также Публикациями МЭК № 82 для определения tw устанавливается продолжительность испытаний 30 или 60 сут. На рис. 5.17 приведена зависимость продолжительности испытаний для оценки срока службы от температуры, устанавливаемой для обмотки в соответствии с классом ее изоляции. В табл. 5.2 приведены значения теоретической испытательной температуры te для продолжительности испытаний 30 и 60 сут при различных значениях постоянной S.

Таблица 5.2. Значения теоретической испытательной температуры te для ПРА с различной /„

°C

Значение t„ °C*, при У

4500

5000

6000

8000

11000

16000

90

163

155

142

128

117

108

151

144

134

122

113

105

171

162

149

134

123

113

95

158

151

140

128

118

111

100

178

169

156

140

128 -

119

1б5

157

146

134

124

116

105

185

176

162

146

134

125

Г72

Тб4

153

140

130

122

ПО

193

183

169

152

140

130

179

ТтТ

159

146

135

127

115

200

190

175

159

146

136

186

177

166

152

141

132

120

207

197

182

165

152

141

193

184

172

158

147

138

125

215

204

189

171

157

147

200

191

178

164

152

143

130

222

211

196

177

163

152

<207

198

185

100

158

149

* В числителе — при продолжительности испытаний 30 сут, в знаменателе—при продолжительности 60 сут.

Продолжительность испытаний, сутПродолжительность испытаний, сутРис. 5.18. Зависимость выбора величины 5 внутри доверительного интервала от продолжительности испытаний

Продолжительность испытаний, сут

Продолжительность испытаний, сут

Постоянная 5 характеризует изменение скорости старения изоляции в зависимости от температуры. Для большинства материалов постоянная 5 равна 4500. Однако при применении кремнийорганических материалов и усилении межслоевой изоляции эта постоянная может быть выше (до 16000).

Теоретическая испытательная температура может быть определена по формуле

log £исп = log £о + 5(1 / Тисп -1 / ТД(5.8)

где £исп —время испытаний (30 или 60 сут); £О = 3652 сут (10 лет); Гисп—теоретическая испытательная температура ze+273; Tw— максимально допустимая нормируемая температура обмотки в vw 273).

Обычно используется длительность испытаний на срок службы 30 или 60 сут при S=4500. На рис. 5.18 показана зависимость, позволяющая оценить значение S, отличное от 4500, внутри доверительного интервала (заштрихован) при продолжительности испытаний от 10 до 120 сут. Если значение величины, обратной углу наклона линии АВ (рис. 5.18), больше заданного значения 5, то 5 достоверно в границах доверительного интервала.

Уравнение (5.8) может быть также использовано для определения среднего срока службы ПРА в светильнике Лраб. Тогда

ГРаб = Го10 Vp-6 т»),(5.9)

гДе Граб = (?раб + 273) — рабочая температура обмотки ПРА, К. ПРИ Tpa6=Tw £раб=10лет.

Повышение среднего срока службы происходит при Граб < Tw, а его быстрое уменьшение при Т 6>TW. Формула (5.9) справедлива при 7раб = const. Расчеты £раб в условиях изменяющейся температуры, т. е. 7pa6 = var, должны осуществляться по формуле 120

Lf° SM

Lpa6 = 10 V^W ^w/ dt.(5.10)

0

К повышению температуры весьма чувствительны входящие в ПР А конденсаторы. Повышение температуры конденсаторов всего на 5° С сокращает срок их службы в 2 раза.

К показателям надежности также относятся: PTi— вероятность достижения поверхностью ПРА критической температуры Ткр, т. е. температуры, при которой возможны выделение дыма, выход ПРА из строя; Рв — вероятность воспламенения ПРА или выброса из него пламени при температуре поверхности, равной или превышающей 7^. Для испытаний по этим показателям должно быть отобрано не менее 10 образцов ПРА.

Величина РТав для аварийного режима определяется расчетом после измерения температуры в наиболее нагретой точке поверхности корпуса ПРА при его работе в. этом режиме. Испытания должны проводиться в установившемся тепловом режиме. Напряжение источника питания при этом должно составлять 1,1 номинального напряжения питания. По значению температуры определяется расчетная температура поверхности аппарата Т\ при его эксплуатации в светильнике в аварийном режиме:

Т;=Т^Тав-Мав-То^(5.11)

где Т—температура, измеренная при испытаниях; Тав—максимально допустимая температура обмотки ПРА в аварийном режиме; Д/ав— нормируемое превышение температуры обмотки ПРА над температурой окружающей среды в аварийном режиме; Токр—температура окружающей среды при измерении температуры поверхности ПРА.

По вычисленным значениям Т; определяется среднее значение температуры Тср и ее среднеквадратичное отклонение и:

ю

T^TJXOh(5.12)

юГ (^-Лр)21 = 1юГ (^-Лр)21 = 1i = 1

ю

Г (^-Лр)2

1 = 1

ю

Г (^-Лр)2

1 = 1

о =о =/9.(5.13)

о =

о =

Значение Ткр определяется из выражения

ю

Г ^д,+т^

г.р=^о’(5Л4)

где Тд1" температура поверхности /-го ПРА, зафиксированная в момент появления дыма; TBi — температура воспламенения ПРА, измеренная в момент выхода его из строя, за который принимается либо момент прекращения тока через аппарат, либо момент срабатывания предохранителя или автоматического выключателя из-за замыкания в ПРА.

Во время этих испытаний ПРА должен находиться в аварийном режиме. Испытания должны проводиться или методом постепенного увеличения напряжения на ПРА или методом его питания током, равным трехкратному номинальному току. В процессе испытаний любым из этих методов должны быть измерены температуры Т^ и Tei. Испытания следует продолжать до выхода ПРА из строя.

Вероятность достижения поверхностью ПРА критической температуры PTi определятся по формуле

PTi=\-X,(5.15)

где X—безразмерный параметр, значение которого выбирается из табл. 5.3.

Таблица 5.3

а

0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,6

3,0

3,6

4,0

4,6

5,0

X

0

0,370

0,654

0,828

0,920

0,968

0,984

0,992

0,996

0,998

0,999

Значение а вычисляется по формуле

а = [3,162(Т,р-Тср)]/а. (5.16)

При этом, если Гср>Г1р, то Рт,= 1, а если а >5, то PTi = 0 и, следовательно, вероятность возникновения пожара Рпож = 0. Вероятность воспламенения ПРА или выброса пламени Р, определяется в процессе проведения испытания по определению критической температуры и рассчитывается по формуле

Рв=^/Ю, (5.17)

где m—количество образцов ПРА, в которых наблюдалось воспламенение или выброс пламени. Если при испытании десяти образцов окажется, что т=0, то испытания повторяются на удвоенном количестве образцов, и если снова окажется, что т=0, то принимают Р„ = 0,32. Выдержавшими испытания считают те ПРА, для которых значение нормативной вероятности возникновения пожара не превышает 10 6.

Глава шестая

КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТМАГНИТНЫХ СИСТЕМ ПРА

ОПТИМАЛЬНЫЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ СООТНОШЕНИЯРАЗМЕРОВ ДРОССЕЛЕЙ

В гл. 1 отмечалось, что непременным элементом всех электромагнитных ПРА и широкого класса полупроводниковых ПРА является дроссель. Поэтому вопросы конструирования 122

дросселей имеют важное значение при расчете схем включения разрядных ламп. Проектированию оптимальных дросселей и трансформаторов посвящено большое количество работ [6.1—6,5 и др.], однако в них не учитывались специфич'еские условия работы электромагнитных устройств в цепях с разрядными лампами.

Метод конструктивного расчета дросселя является методом синтеза, так как позволяет создать оптимальный дроссель с учетом всех предъявленных требований и возможных режимов. Расчет осуществляется с учетом всех возможных режимов, критический режим определяется в процессе расчета.

При конструировании дросселя основными исходными электрическими параметрами являются: U№ I, /, К^. В зависимости от уровня применяемой технологии выбираются технологические коэффициенты Км и К3. Считаются известными характеристики стали, проводов, изоляции и т. д. В результате расчета должны быть получены геометрические размеры магнитопровода и катушки дросселя в сантиметрах (A, a, b, h, f), число витков катушки w, а также найдены значения двух электрических величин—максимальной магнитной индукции Sm, Тл, и плотности тока в обмотке J, А/мм2. Все эти параметры не могут быть выбраны произвольно, так как не являются независимыми и связаны уравнением электромагнитной индукции

Сдр = 4^ф5т/5ст)т, (6.1) законом полного тока

^=Яст/ст + Яв/„, . (6.2)

а также уравнениями, относящимися к геометрическим размерам,

(6.3)(6.3)SCT = AaK3;

(6.3)

(6.3)

b = A + 2t;

S^t^h-A)^.

Кроме (6.1) — (6.3) на выбор величин A, a, b, h, t, w, Вт, J наложены ограничения в виде неравенств, учитывающих особенности работы дросселя в схемах с разрядными лампами: по допустимым потерям

Р Р(6.4)

по допустимой температуре

АТ^АТДОП,(6.5)

по току в аварийном режиме

^ав ^ав, доп*(6-6)

123

Уравнения (6.1) — (6.3) снижают число независимых переменных до пяти, в качестве которых удобно выбрать три безразмерных конструктивных параметра

тк = Д/я;

к S^K, 21^-^

8К = 6/Л.

(6Л)(6-8)(6Л)(6-8)(6.9)(6.9)Все остальные конструктивные параметры легко могут быть выражены через Вт, J, тк, пк, sx(SCT и S^— в квадратных сантиметрах; a, b, h, t—в сантиметрах):

(6Л)

(6-8)

(6Л)

(6-8)

(6.9)

(6.9)

w = 500

/ ^др ^к ^, ст- S^/jb^/ ^др ^к ^, ст- S^/jb^(6.10) '(6.10) '/ = Д —=1,122/ = Д —=1,122KJJB„K,K,KJJB„K,K,Xj^IBJh,^

/ ^др ^к ^, ст- S^/jb^

/ ^др ^к ^, ст- S^/jb^

(6.10) '

(6.10) '

/ = Д —=1,12

2

/ = Д —=1,12

2

KJJB„K,K,

KJJB„K,K,

Равенства (6.10) справедливы для всех типов дросселей, что обеспечивается соответствующим выбором а, /А, b, h, t.

По геометрическим параметрам и безразмерным отношениям тх, пк, ек могут быть найдены экономические показатели дросселя Э (тк, пк, 8К, Вт, J):

объем стали магнитопровода, см3:

^ст=Л^стХз;(6.11)

объем обмоточного материала, см3:

^ЛяЛ(6.12)

общий объем активных материалов, см3:

^=^об+^ет = ^мкоб + ^ет);(6.13)

\ Ам /

масса, кг:

G = Go6 + GCT = lO-^^YoeUoe+^gcJ; (6.14) \ ЛмУо6 /

потери мощности, Вт:

Рдр=Роб+Рст= Ю ^K^PoJ2 £об +

I 7^3устр^Фо/у5т| .

ст/’ стоимость активных материалов, руб.:

Z=Zo6+ZCI=10 3^KMYo6zo6(go6+

^3 Уст -ст ^|

^мУоб” об7

(6.15)(6.15)(6.16)(6.16)Л = 2Л = 225tV?/425tV?/4KJJB„K„K,KJJB„K„K,.(6.17).(6.17)В (6.11) — (6.15) входит коэффициент А, зависящий только от исходных параметров (17др, 7, K^f, Км, К3, Bm, 7) и не зависящий от геометрических размеров дросселя:

(6.15)

(6.15)

(6.16)

(6.16)

Л = 2

Л = 2

25tV?/4

25tV?/4

KJJB„K„K,

KJJB„K„K,

.(6.17)

.(6.17)

Коэффициенты go6 и gCT связаны только с тк, пк, 8К и приведены для различных типов магнитопроводов в табл. 6.1. Из (6.13) — (6.17) следует, что в выражение для основных экономических параметров дросселя (целевую функцию 0) входят два множителя:

0 = A(Bm, J)g(m„ п„ ек), (6.18)

(6.19)(6.19)где

(6.19)

(6.19)

g god^^^CT

В первом приближении минимизация целевой функции 0 осуществлялась методом раздельной минимизации множителей g и А, что позволило значительно сократить трудоемкость расчетов при незначительном снижении их точности. Минимум соответствующего экономического параметра 0 определялся минимизацией множителя g при значении параметра минимизации X, определенном в соответствии с табл. 6.2. Это дало возможность установить оптимальные геометрические соотно-

Таблица 6.1. Значения коэффициентов g^ и gCT для различных типов магнитопровода

Тип магнитопровода

8сй

gcx

П2

т^21

(Е,+ 1)«К тк +(£t_1)„i/4mi/2

П1

т^21

(2е, 1) л1/4 +т1/2„ 1/4

(Е, + 1)«к т, +(Е1_1)п1/4т1/2

Ш

..т^21

+(£к_1)п1/4т1/2

Сборностержневой

ml121

(2е« . ft КгНх Пх

mV2 п 3/4 (2е, -1) f —+2ек - 2^ \тк)

1/тик+4ек —31

1

+(ек- 1)п^4тх12

шения тк, пх, ек с учетом слабых ограничений по физической реализуемости: wK>0, пк^0, ек>1. Остальные ограничения учитывались при определении оптимальных значений Вт и J, минимизирующих множитель А.

Таблица 6.2. Значения параметра минимизации X

Минимизируемый параметр

Значения параметра минимизации

Минимальный объем активных материалов

X=XV = KJKM

Минимальная масса активных материалов

X=XG=^_

7^КМ

Минимальная стоимость активных материалов

^стУст^з

^об Уоб^М

Минимальная стоимость активных материалов с учетом их отходов при штамповке

у у у ^СтУст^З

^об Уоб^м

Минимальные потери при фиксированных 8^ и J

Х=х -^стРх.ои®"*

^м Уоб/^об*^

Рис. 6.1. Зависимость оптимальных коэффициентов тк олт, пк ОП1, ек опт от параметра минимиза- цйи X

Исследования показали, что невозможно спроектировать дроссель, оптимальный сразу по нескольким экономическим показателям. Например, дроссель с минимальными потерями будет иметь увеличенный объем, и наоборот, а дроссель с минимальной стоимостью активных материалов не обладает минимальными массой и объемом.

В [6.6] приведены зависимости тх опт, пк опт, sK,onT от параметра минимизации X для рассмотренных ранее типов дросселей, которые были получены при минимизации множителя g на ЭВМ БЭСМ-4. На рис. 6.1 приведена зависимость ткопт, «к, опт и ек,опт Для дросселя с магнитопроводом типа П2. Из табл. 6.1 видно, что параметры go6 и gCT не зависят от технологических коэффициентов К3 и Км, и это позволяет получить единые кривые для оптимальных значений безразмерных величин тх, пх, 8К, не зависящие от К3 и Км.

УЧЕТ ОГРАНИЧЕНИЙ ПО НЕЛИНЕЙНОСТИХАРАКТЕРИСТИКИ ДРОССЕЛЯ

Для оптимизации целевой функции 0 необходимо минимизировать множитель А, что может быть достигнуто при увеличении максимальной магнитной индукции Вт и плотности тока J. Однако в стартерных схемах с ростом Вт в рабочем режиме увеличиваются пусковой ток лампы /пуск и ток режима односторонней проводимости I , возрастают колебания тока лампы при допустимых колебаниях напряжения питания и коэффициент амплитуды тока лампы К,, а также содержание высших гармоник в общем потребляемом токе. Эти параметры ограничивают допустимую нелинейность характеристики дросселя и тем самым ограничивают Вт в рабочем режиме. Проведенный анализ показал, что наиболее жесткими являются ограничения по I и /ан, а затем уже ограничение по нестабильности работы лампы и др.

В соответствии с [6.7] при колебаниях питающего напряжения и, следовательно, при допустимых изменениях напряжения на дросселе UaPt„ycxmin^ Uap^ UaPiIlycxmax пусковой ток тоже должен находиться в определенных пределах: /пуСктш^4уск^ ^1аусхтах. Вводя коэффициенты кратности пускового напряжения

К»пуск — ^др,пуск/ ^др(6.20)

и пускового тока

^Пуск = 4уск/А(6.21)

ограничение по пусковому току можно записать в виде ^1 щек min ^ ^1 пуск ^ ^1 пуск max ^1 ав При ^Г пуск min ^ ^Г пуск ^ ^KUnycxmax = KUaB. Ограничение по току аномального режима имеет аналогичный вид. Ограничение при колебаниях питающего напряжения в рабочем режиме

^раб ^тахМ(6-22)

при

^U раб ^др, раб max/ ^др’(6.23)

где Imax и Uдр_раб тах—максимально допустимые значения тока и напряжения на дросселе в рабочем режиме.

Таким образом, все рассмотренные ограничения по нелинейности имеют одинаковый вид:

K^IJI при и№аидр = Кт.(6.24)

Расчет следует вести по самому жесткому ограничению. Если наиболее жесткое ограничение не очевидно, то необходимо провести расчет с учетом нескольких ограничений по нелинейности.

В соответствии с законом полного тока

wi=H I +НВ1(6.25)

или

№ = ЯС1(5т)/ст + 5в/в/11о.(6.26)

Выражение (6.26) с помощью метода переменных коэффициентов (см. гл. 3) может быть преобразовано в уравнение для эквивалентных синусоид [6.8]:

0,554g»/3 К,1» W(8„, К^

где

N(Bm, К^=™ ^Н^КуВ^^Н^^ (6.28)

В (6.28) Н.1т —амплитуда эквивалентной синусоиды напряженности магнитного поля в стали магнитопровода, которая может быть легко найдена по характеристике намагничивания Bm=f(H.jm\ Зависимости N(Bm, К^ были рассчитаны для разных электротехнических сталей и приведены в 128

Рис. 6.2. Зависимости N (Sm) для холоднокатаной стали приРис. 6.2. Зависимости N (Sm) для холоднокатаной стали приРис. 6.3. Область допустимых Вт и J при ограничениях по кратности пускового токаРис. 6.3. Область допустимых Вт и J при ограничениях по кратности пускового тока7—1,5; 2—1,4; 3—1,3; 4—1,2; 5—1,17—1,5; 2—1,4; 3—1,3; 4—1,2; 5—1,1

Рис. 6.2. Зависимости N (Sm) для холоднокатаной стали при

Рис. 6.2. Зависимости N (Sm) для холоднокатаной стали при

Рис. 6.3. Область допустимых Вт и J при ограничениях по кратности пускового тока

Рис. 6.3. Область допустимых Вт и J при ограничениях по кратности пускового тока

7—1,5; 2—1,4; 3—1,3; 4—1,2; 5—1,1

7—1,5; 2—1,4; 3—1,3; 4—1,2; 5—1,1

РТМ 16.682.043-74. На рис. 6.2 показаны зависимости N^Bm, К^ для холоднокатаной стали.

Аналогично выглядит ограничение по минимальной кратности тока дросселя:

1г11>кп при . U№JUw=Km.(6.29)

Область допустимых значений Вт и J, обеспечивающих выполнение ограничений по максимальной и минимальной кратностям тока дросселя, приведена на рис. 6.3.

УЧЕТ ОГРАНИЧЕНИЙ ПО ПОТЕРЯМ В ДРОССЕЛЕ

(6.30)(6.30)Потери мощности в дросселе складываются из потерь в обмотке, Вт,

(6.30)

(6.30)

Л^обТобРоб^2

и потерь в магнитопроводе, Вт,

рСТ = V СТЧ СТР1,0!fBTm.рСТ = V СТЧ СТР1,0!fBTm.(6.31)(6.31)

рСТ = V СТЧ СТР1,0!fBTm.

рСТ = V СТЧ СТР1,0!fBTm.

(6.31)

(6.31)

При конструировании ПРА потери мощности в дросселе по экономическим соображениям должны быть ограничены, т. е.

^p^ + ^CT^p.-o-r(б-32)

Уравнение для границы области Вт и J при ограничении по допустимым потерям получим при подстановке независимых

параметров mK, nK, sK, Sm, J в (6.32): 1*5/4

p2JVM JV3 606^3/4^

+ p2^M3'^i/^ci ^44,8P2on,(6.33)

где

p2 Гдтулоп.3-х

доп1 j

МУст^о/т/Тоб/и1''4(6.35)

Выражение (6.33) в плоскости Вт, J представляет собой замкнутую область (рис. 6.4), в которой наибольшие значения Вт0 и Л могут быть определены как

Вт0 = 530Р 2ОП 1 K^K^g^g"^;(6.36)

^о = 530Р ^„p^4^4^^5/4^”3/4.(6.37)

Уравнение'(6.33) в относительных величинах Вт[Вт0 и J[J0 запишется в виде

WoP!U*JBmoy,4 + (BJBmoy^ 1,9305. (6.38)

Уравнение (6.38) протабулировано • в РТМ 16.682.043-74.

Из (6.33) следует, что рост Рдр доп приводит к резкому увеличению допустимых Вт и J. При /’др, доп-* О область допустимых Вт и J плавно стягивается к нулю, что свидетельствует о возможности создания дросселя со сколь угодно малыми потерями, однако размеры такого дросселя будут очень велики. Наилучшими экономическими показателями обладает дроссель с произведением (BmJ^mox, так как оно входит в знаменатель

Рис. 6.4. Область допустимых В„ и J при ограничении по допустимым потерям в дросселе

выражения для коэффициента Л. Максимум произведения при ограничении по потерям достигается на границе области в точке Е\Е1 или Е2 в зависимости от Рдр). На рис. 6.4 показаны линии равных отношений Роб( Рст. Потери мощности в обмотке и магнитопроводе равны на оси симметрии. Выше оси преобладают потери в обмотке, ниже — потери в стали. При увеличении полной мощности дросселя S,=U™I потери в дросселе растут пропорционально S^4, т. е. Рдр~8др.

УЧЕТ ОГРАНИЧЕНИЙ ПО ТЕМПЕРАТУРНОМУ РЕЖИМУ ДРОССЕЛЯ

Во многих случаях основным режимом, определяющим размеры и стоимость ПРА, является его тепловой режим. Дроссель минимальной массы удается получить в том случае, когда его обмотка и магнитопровод имеют предельно допустимые температуры. Температура обмотки дросселя не должна превышать максимально допустимого значения, определяемого с учетом срока службы ПРА, оговоренного в ГОСТ 16809-78. Это ограничение накладывается в виде допустимого среднего превышения температуры обмотки дросселя А Тоб над температурой окружающего воздуха. Дроссели, применяемые в ПРА, обычно работают в двух режимах: рабочем и наиболее тяжелом аномальном. В рабочем режиме А Граб выбирается с учетом обеспечения длительной работоспособности изделия (срок службы изоляции обмоточного провода не менее 10 лет). В аварийном режиме оговаривается допустимая длительность работы ПРА (не более 20 или 40 сут в зависимости от продолжительности испытаний соответственно 30 или 60 сут). Это обеспечивается при условии

АГав«(1,5-2,5)АГра6. (6.39)

В ПРА наиболее нагретым элементом является катушка дросселя, которая из-за неоднородной структуры нагревается неравномерно по всему объему. Поэтому при расчетах определяют среднее значение ее температуры. Таким образом, превышение температуры обмотки дросселя имеет две составляющие: ^T^ — перепад между средней температурой обмотки и средней температурой поверхности дросселя и А Т2 — перепад температуры между поверхностью дросселя и окружающим воздухом.

Величина А Т2 зависит от выделяемой дросселем мощности Рдр, площади его открытой поверхности S0TKp и эффективного коэффициента теплоотдачи аэф, т. е.

АГ2 = Рдр/(азф50ТКр). (6.40)

Коэффициент аэф зависит от многих факторов: температуры поверхности ПРА, материала и условий теплоотдачи корпуса

Таблица 6.3. Коэффициент М для различных типов магнитопроводаТаблица 6.3. Коэффициент М для различных типов магнитопроводаРис. 6.5. Область допустимых В„ и J при ограничении по температурному режиму для дросселя _Рис. 6.5. Область допустимых В„ и J при ограничении по температурному режиму для дросселя _Рис. 6.6. Область допустимых Вт и J для дросселя люминесцентной лампы мощностью 40 Вт (Рдр ^=8 Вт;4^=55° С; ДТи=150°С;Х/и=1,7)Рис. 6.6. Область допустимых Вт и J для дросселя люминесцентной лампы мощностью 40 Вт (Рдр ^=8 Вт;4^=55° С; ДТи=150°С;Х/и=1,7)133133

Таблица 6.3. Коэффициент М для различных типов магнитопровода

Таблица 6.3. Коэффициент М для различных типов магнитопровода

Рис. 6.5. Область допустимых В„ и J при ограничении по температурному режиму для дросселя _

Рис. 6.5. Область допустимых В„ и J при ограничении по температурному режиму для дросселя _

Рис. 6.6. Область допустимых Вт и J для дросселя люминесцентной лампы мощностью 40 Вт (Рдр ^=8 Вт;

4^=55° С; ДТи=150°С;Х/и=1,7)

Рис. 6.6. Область допустимых Вт и J для дросселя люминесцентной лампы мощностью 40 Вт (Рдр ^=8 Вт;

4^=55° С; ДТи=150°С;Х/и=1,7)

133

133

светильника, размеров дросселя и др., поэтому он не является постоянной величиной и может быть определен только для конкретного типа ПРА при его работе в конкретном светильнике. Экспериментально установленные зависимости а^ от различных факторов приведены в [6.9].

Перепад температуры внутри катушки А Т\ зависит от ее толщины, теплопроводности и выделяемой мощности. Исследования [6.9] показали, что

А Т, = Кт А Т^ = Кт (А Т, + А Г2), (6.41) где Кт зависит только от sK. Для пропитанных катушек Кт = 0,1^0,2. .

С учетом изложенного получаем ■

(6.42)(6.42)Д Т — А ^2 ^об

(6.42)

(6.42)

06 1—Кт a,*(l-KT)S0I,p

Рассмотрим конструкцию дросселя, в котором катушка и магнитопровод помещены в корпус и залиты компаундом. В этом случае можно считать, что между катушкой и магнитопроводом происходит теплообмен, выравнивающий их температуры. Учитывая это, из (6.42) получим

A T^M^/B^ + M^/J1'4,(6.43)

где

д г = _4_^додО^ф(1--КД ,, ...

Д°П b^wW^WU^K^Y14’

Мл = 2 24 • 103 В3'2^'е.к^4м•(6 45)

^2-2,24-Ю(б-46)

Для рабочего режима

А Гоб, доп = А Граб, Kj = Kj раб> ^U = ^V раб-(6-47)

Для этой температуры берут соответствующие значения «эф и р^.

Для аварийного режима

А Гоб, доп = А Гав, К, = К1ав, Ки = Ку ав.(6.48)

Для этой температуры берутся а^ и р^.

Значения коэффициента М для дросселей с различными типами магнитопровода рассчитываются по табл. 6.3. На рис. 6.5 показана замкнутая область, построенная в координатах Bm,J по (6.43). Из (6.43) могут быть получены максимальные значения

132

Рис. 6.7. Область допустимых Втп J при заданных размерах магнитопроводаРис. 6.7. Область допустимых Втп J при заданных размерах магнитопровода

Рис. 6.7. Область допустимых Втп J при заданных размерах магнитопровода

Рис. 6.7. Область допустимых Втп J при заданных размерах магнитопровода

Рис. 6.8. Определение толщины а при заданных размерах пластин магнитопровода:

1 — по (6.52); 2—по области допусти-мых Вт и J

(// /0)7/4 / (Вт /• Вт0 )^ + (Bml Bm0yi* / (7/ J^ = 1,45. (6.50) Уравнение (6.50) протабулировано в РТМ 16.682.043-74.

Максимум произведения BmJ достигается на границе области в точке Е;

(SmJU = 0,652SmOJo.(6.51)

При конструировании дросселя необходимо удовлетворить все рассмотренные выше ограничения. Для этого на плоскости Вт и J нанесем области допустимых Вт и J по всем ограничениям и выделим область, в которой они выполняются. В этой области находим оптимальную точку, в которой произведение Вт J максимально. На рис. 6.6 в качестве примера показана область допустимых Вт и J для дросселя люминесцентной лампы мощностью 40 Вт. Из рис. 6.6 видно, что наиболее жесткими являются ограничения по нелинейности и по допустимым потерям. Максимум произведения соответствует точке Е. Однако с учетом сортамента провода обычно приходится несколько уменьшать плотность тока, что соответствует смещению оптимальной точки в точку Ev Далее по (6.7) — (6.17) могут быть рассчитаны геометрические размеры и экономические показатели дросселя.

РАСЧЕТ ДРОССЕЛЯ ПРИ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ ОГРАНИЧЕНИЯХ

При расчете оптимального дросселя в соответствии с изложенным выше алгоритмом в какой-то мере произвольно выбирается только параметр минимизации Ху а все остальные величины—геометрические размеры дросселя и его экономи- 134

ческие показатели — находятся расчетным путем. Это не позволяет использовать при разработке и производстве небольших партий ПРА имеющиеся штамп, оснастку или магнитопроводы типовых размеров.

Метод расчета оптимального дросселя может быть применен при следующих дополнительных ограничениях:

применение магнитопровода с определенными (заданными) размерами;

применение в магнитопроводе пластин определенных размеров (при заданных размерах штампа). Эта задача имеет место при разработке серий дросселей с унифицированным размером пластин магнитопровода;

применение магнитопровода с заданным поперечным сечением, что обеспечивает удобную компоновку дросселя в светильнике.

Рассмотрим случай, когда дополнительные ограничения наиболее жесткие, т. е. заданы все размеры магнитопровода (а, A, b, h, t\ При этих ограничениях непосредственно по размерам магнитопровода, используя (6.7) — (6.9), можно найти коэффициенты тх, пх, ек и произведение (Sm7).'

BmJ= 12,5BmJ= 12,5Uдр iK^Mh-^KjUдр iK^Mh-^Kj(6.52)(6.52)

BmJ= 12,5

BmJ= 12,5

Uдр iK^Mh-^Kj

Uдр iK^Mh-^Kj

(6.52)

(6.52)

Для найденных тх, п„ 8, на плоскости Вт, J могут быть построены ограничения по допустимым потерям, температуре, нелинейности характеристики и гипербола (6.52) (рис. 6.7). Множество Вт и У, лежащих на отрезке гиперболы MN, удовлетворяет поставленным ограничениям по потерям, тепловому режиму и т. д. и определяет магнитопровод с заданными размерами a, A, b, h, t. Из рис. 6.7 следует, что гипербола в общем случае не проходит через точку Е, и поэтому рассчитанный дроссель не является оптимальным. Чем меньше расстояние между гиперболой и точкой Е, тем меньше дроссель отличается от оптимального. Для того чтобы рассчитанный дроссель обладал минимальными потерями, необходимо выбрать Вт и J в точке L на пересечении гиперболы с линией минимальных потерь, на которой Ро5 = Рет. Целесообразно рабочую точку выбирать вблизи центра отрезка кривой MN так, чтобы запас по различным ограничениям был приблизительно равным. Если гипербола не пересекается с областью допустимых Вт и J, то спроектировать дроссель с заданными параметрами с таким магнитопроводом нельзя.

Для второго дополнительного ограничения при заданных размерах пластин магнитопровода (заданных размерах штампа) известны A, b, h, t, а толщину а можно выбрать произвольно. Проведя серию расчетов, варьируя а, находим тх, пх, ек по (6.7) — (6.9) и произведение BmJ по (6.52). Для найденных

значений m„ лх, ех и ограничениям по допустимым потерям, тепловому режиму и другим строим область допустимых Вт и J. Производя такие построения для нескольких значений а, получим зависимосгь (Вт J)^=Да\ Используя (6.52), найдем значения а и произведения BmJ, при которых экономические показатели дросселя будут наилучшими (рис. 6.8)./

Для третьего дополнительного ограничения при заданных размерах поперечного магнитопровода сечения Ц и L2 коэффициенты тк и £х связаны следующими соотношениями [5.2]:

для магнитопроводов типов П1 и Ш

(6.53)(6.54)(6.55)(6.53)(6.54)(6.55)ю _1

(6.53)

(6.54)

(6.55)

(6.53)

(6.54)

(6.55)

1т=—;;; ек(2£2/£,-!) + Г1т=—;;; ек(2£2/£,-!) + Га для магнитопровода типа П2

1

т=—;;; ек(2£2/£,-!) + Г

1

т=—;;; ек(2£2/£,-!) + Г

Для дросселя со сборно-стержневым магнитопроводом "I,-[(2sx-l)£2/£1-2(e.-l)]’(6‘56)

Вт 7=25,2 ■ 104^^^^(6.57)

Расчет ведется следующим образом. Выбираем пх по зависимостям лх-Опт=/(^) (см. рис. 6.1) в соответствии с параметром минимизаций X. Задаем ряд произвольных значений £х и по (6.53) и (6.54) находим соответствующие значения т„ а по (6.55) определяем значение произведения (Вт7). Далее находим значение этого произведения по допустимой области в соответствии с поставленными ограничениями. Совместное решение BmJ=f^ дает значения вх и (Вт7) (рис. 6.9). При

Рис. 6.9. Определение коэффициента е, при ограничении поперечного сечения дросселя (спецификация по рнс.6.8)

необходимости расчет может быть повторен для ряда значений и„ что позволяет определить оптимальные зйачения тк, nx, £к, Bm,J при наличии ограничений по поперечному сечению.

ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА МАЛОГАБАРИТНЫХ ДРОССЕЛЕЙ

Несмотря на известные экономические преимущества люминесцентных ламп, их массовое применение в быту сдерживается из-за большой длины и соответственно громоздкости светильников. В связи с этим в конце 70-х годов возникла потребность создать компактные люминесцентные лампы (КЛЛ), для чего было необходимо резко уменьшить диаметр и длину трубки. Первая задача была решена с появлением

1—стеклянный рассеиватель; 2—(/-образ-1—стеклянный рассеиватель; 2—(/-образ-Рис. 6.12. Зависимость удельных потерь от амплитуды магнитной индукции сплава марки 50Н для частоты и толщины ленты:1—4,8 кГц, 0,1 мм; 2—4,8 кГц, 0,05 мм;3 2,4 кГц, 0,1 мм; 4—2,4 кГц, 0,05 мм;5—1,0 кГц, 0,1мм; б—1,0 кГц, 0,05 ммРис. 6.12. Зависимость удельных потерь от амплитуды магнитной индукции сплава марки 50Н для частоты и толщины ленты:1—4,8 кГц, 0,1 мм; 2—4,8 кГц, 0,05 мм;3 2,4 кГц, 0,1 мм; 4—2,4 кГц, 0,05 мм;5—1,0 кГц, 0,1мм; б—1,0 кГц, 0,05 ммРис. 6.11. Компактная люминесцентная лампа типа PLРис. 6.11. Компактная люминесцентная лампа типа PLРис. 6.10. Компактная люминесцентная лампа типа SL:

1—стеклянный рассеиватель; 2—(/-образ-

1—стеклянный рассеиватель; 2—(/-образ-

Рис. 6.12. Зависимость удельных потерь от амплитуды магнитной индукции сплава марки 50Н для частоты и толщины ленты:

1—4,8 кГц, 0,1 мм; 2—4,8 кГц, 0,05 мм;

3 2,4 кГц, 0,1 мм; 4—2,4 кГц, 0,05 мм;

5—1,0 кГц, 0,1мм; б—1,0 кГц, 0,05 мм

Рис. 6.12. Зависимость удельных потерь от амплитуды магнитной индукции сплава марки 50Н для частоты и толщины ленты:

1—4,8 кГц, 0,1 мм; 2—4,8 кГц, 0,05 мм;

3 2,4 кГц, 0,1 мм; 4—2,4 кГц, 0,05 мм;

5—1,0 кГц, 0,1мм; б—1,0 кГц, 0,05 мм

Рис. 6.11. Компактная люминесцентная лампа типа PL

Рис. 6.11. Компактная люминесцентная лампа типа PL

узкополосных люминофоров, активированных редкоземельными элементами, а вторая в основном технологическая задача решалась разделением разрядной трубки на несколько прямых частей, последовательно переходящих одна в другую и соединенных дугообразными участками.

В последние годы в ряде стран (в Нидерландах, ФРГ, Франции, США и др.) появились КЛЛ различной формы и конструкции, которые можно объединить в две группы [6.10].

Первая группа — КЛЛ с внешней оболочкой и встроенным индуктивным ПР А (рис. 6.10). Они состоят из дважды С-образно изогнутой разрядной трубки, которая смонтирована на верхней части круглой металлической панели, вводы которой припаяны к схемным проводам. В средней части панели находится прямоугольное отверстие, в которое вмонтирован индуктивный дроссель, расположенный между изгибами разрядной трубки. Рядом с дросселем установлен бескорпусной стартер. Панель размещена в полом пластмассовом коническом корпусе, на котором закреплен стандартный резьбовой цоколь типа Е27. Со стороны разрядной трубки корпус КЛЛ закрыт стеклянным рассеивателем цилиндрической формы (прозрачным или опаловым). В настоящее время выпускаются КЛЛ типа SL мощностью 11, 13, 18 и 25 Вт, эквивалентные по световому потоку лампам накаливания мощностью 40, 60, 75 и 100 Вт соответственно. Световой поток КЛЛ типа SL примерно в 4 раза, а срок службы в 6 раз выше, чем у ламп накаливания, что приводит к существенной экономии электроэнергии.

В связи с малыми размерами КЛЛ при расчете дросселя следует учитывать соображения, приведенные в § 6.5, в части ограничения его поперечного сечения и превышения температуры. При определении значения произведения (BmJ^ по допустимой области в соответствии с поставленными ограничениями наиболее жестким является ограничение по допустимому превышению температуры, а значения Вти J выбираются на оси симметрии кривой Рдр,доп (см. рис. 6.5), где произведение (Sm7) имеет максимальное значение.

Вторая группа — КЛЛ без внешней оболочки и с выносным ПРА (рис. 6.11). Такая КЛЛ представляет собой разрядную трубку, которая состоит из двух расположенных параллельно с зазором 2—3 мм прямых частей, соединенных у запаянных концов полым стеклянным каналом. Противоположные концы частей, в которых находятся электродные узлы, смонтированы в специальном двухштырьковом цоколе. Индуктивные дроссели для этих КЛЛ можно устанавливать независимо от них или выполнять в виде адаптера со стандартным ламповым цоколем на одном конце и специальным патроном на другом. Лампы типа PL используются в специально разработанных особо компактных светильниках, их также можно устанавливать во 138

Рис. 6.13. Кривые намагничивания никель-цинковых ферритов марок: 1—2000НН; 2—600НН; 3—200НН

многих светильниках вместо ламп накаливания. Компактные люминесцентные лампы типа PL выпускаются мощностью 7 и 9 Вт для сети напряжением 120 или 220 В, И Вт—для сети напряжением 220 В, укороченная КЛЛ мощностью 13 Вт предназначена для сети напряжением 120 В. Разработанный унифицированный дроссель для ламп мощностью 7, 9 и И Вт имеет потери 3—4 Вт. Его рассчитывают с учетом дополнительных ограничений по поперечному сечению и минимуму потерь.

В последние годы появились КЛЛ со встроенным электронным балластом, а также конструкции полупроводниковых ПРА, работающих на повышенных частотах (20—30 кГц). На таких частотах необходимо использовать материалы, обладающие большим электрическим сопротивлением, в целях уменьшения потерь на вихревые токи и установления намагниченности с наибольшей скоростью, так как на высоких частотах резко возрастают удельные потери в стали [6.11] (табл. 6.4).

На рис. 6.12 для примера показана зависимость удельных потерь от амплитуды магнитной индукции железоникелевого сплава марки 50Н при различной частоте [6.11].

Поэтому на частотах порядка десятков килогерц применяются неметаллические магнитные материалы—ферриты, удельное сопротивление которых составляет (5 10-5—108) Ом м, что в 105—1011 раз больше удельного электрического сопротивления железа. На рис. 6.13 приведены кривые намагничивания никель-цинковых ферритов различных марок [6.11].

При расчете высокочастотных дросселей для полупроводниковых ПРА следует учитывать, что расположение воздушного зазора в дросселе должно быть таким, чтобы его поле выпучивания не создавало дополнительных потерь от вихревых токов в обмоточном проводе.

МЕТОД КОНСТРУКТИВНОГО РАСЧЕТА ТРАНСФОРМАТОРОВИ АВТОТРАНСФОРМАТОРОВ С РАССЕЯНИЕМ

Широкое распространение, для включения разрядных ламп, имеющих повышенное напряжение зажигания, получили транс- 139

Рис. 6.14. Магнитная система трансформатора с рассеянием на стержневом магнитопроводе с двумя катушками (МШ—магнитный шунт)Рис. 6.14. Магнитная система трансформатора с рассеянием на стержневом магнитопроводе с двумя катушками (МШ—магнитный шунт)Рис. 6.15. Магнитная система трансформатора с рассеянием на броневом магнитопроводе

Рис. 6.14. Магнитная система трансформатора с рассеянием на стержневом магнитопроводе с двумя катушками (МШ—магнитный шунт)

Рис. 6.14. Магнитная система трансформатора с рассеянием на стержневом магнитопроводе с двумя катушками (МШ—магнитный шунт)

форматеры' и автотрансформаторы с рассеянием, в которых с помощью магнитных шунтов ослабляют магнитную связь между обмотками. Трансформаторы и автотрансформаторы с магнитным шунтом иногда применяются для включения ламп типа ДРЛ и люминесцентных ламп в условиях низких температур. На практике наибольшее распространение получили два варианта конструкции: стержневого типа (П2) с обмотками, имеющими по две катушки, включенные согласно (рис. 6.14), и броневого типа (Ш) с обмотками, расположенными на среднем стержне (рис. 6.15). Первичная обмотка в таком трансформаторе подключается к питающей цепи, а ко вторичной обмотке подключается разрядная лампа.

Для получения оптимальной конструкции трансформатора необходимо минимизировать целевую функцию (массу, стоимость и др.). При этом трансформатор должен удовлетворять следующим ограничениям, определяемым условиями работы ПРА с разрядными лампами.

Потери в трансформаторе не должны превышать допустимого значения Ртр^Ртр,доп-

Превышение температуры обмоток и магнитопровода трансформатора (на высокой частоте) не должно быть больше допустимого значения: ДТ^ АГов.^, ДТ;^ ДГст,доп.

Для обеспечения надежного зажигания и горения разрядной лампы необходимо, чтобы напряжение холостого хода вторичной обмотки трансформатора было больше напряжения зажигания лампы Фгх^и^, а ток вторичной обмотки в рабочем режйме должен быть равен рабочему току лампы (^2ном ^л.ном)" 140

Для предотвращения превышения температуры обмоток и магнитопровода в пусковом режиме необходимо обеспечить допустимую кратность тока вторичной обмотки трансформатора при ее коротком замыкании:

Для обеспечения стабильности и надежности работы лампы при колебаниях напряжения источника питания следует ввести ограничение по нестабильности тока первичной обмотки трансформатора в рабочем режиме при допустимых изменениях напряжения источника питания:

Л/71ном = ^и^Лдоп=1,2-1,5

при Ut J UiH0M —Куу^Ки^дод — ОЭ . 1,1.

В пусковом режиме трансформатор создает на электродах лампы зажигающее напряжение U2x, а после зажигания лампы вторичное напряжение U2 = ия. Выбирая в рабочем режиме равные значения максимальной индукции Вт в магнитопроводе первичной и вторичной обмоток В1т = В2т и равные значения плотности тока обеих обмоток J<=J2, получаем для площадей окон первичной и вторичной обмоток:

^ок! — ^ок2"

(6.58)(6.58)Таким образом, количество независимых параметров, характеризующих конструкцию трансформатора, сокращается до пяти.

(6.58)

(6.58)

По аналогии с дросселем при выполнении заданных ограничений минимум целевой функции обеспечивается выбором оптимальных значений Вт, J и трех безразмерных геометрических коэффициентов, характеризующих соотношение размеров магнитопровода. Тогда все остальные размеры и количество витков могут быть выражены через пять независимых параметров:

К этим уравнениям добавляются еще два—для магнитного сопротивления шунта

m^UA V Ser

и коэффициента связи

(6.61)(6.61)Кщ _ m^i.CjJ,яш+Рс^„ гк^рв^к^к;

(6.61)

(6.61)

где рст—удельное магнитное сопротивление стали; аст—функция геометрических параметров магнитопровода трансформатора.

(6.62)(6.62)Из совместного решения (6.60) и (6.61) при А^св=1 можно найти приближенное значение А, которое обычно близко к истинному:

(6.62)

(6.62)

V 2КФРВ„КМК3

Таким образом, все размеры магнитопровода и катушки можно выразить через пять независимых параметров (/ик, ик, ек, Вт, J), и поэтому все экономические показатели трансформатора— объем, масса и стоимость активных материалов — могут быть представлены' в виде

3=KA^g^m„n1l,£,y (6.63)

Для трансформатора, так же как для дросселя, были рассчитаны [6.12] оптимальные значения коэффициентов тх, nv ек при фиксированных значениях Вти J для различных значений

Рис. 6.16. Зависимость коэффициента тк от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2):/-К=0,4, Кш=0,8; 2 — К =0,3, Кш=0,8; З К=0,2, Кш=0,8; 4 —К =0,4, Кш = 1,0;5~-^ = 0>3’ ^ш = 1Д 6-^=0,2, Хш=1,9; 7-^ = 0,4, Кш=1,2; «-^=0,3, Кш = 1,2;9—^=0,2, Кш = 1,2Рис. 6.16. Зависимость коэффициента тк от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2):/-К=0,4, Кш=0,8; 2 — К =0,3, Кш=0,8; З К=0,2, Кш=0,8; 4 —К =0,4, Кш = 1,0;5~-^ = 0>3’ ^ш = 1Д 6-^=0,2, Хш=1,9; 7-^ = 0,4, Кш=1,2; «-^=0,3, Кш = 1,2;9—^=0,2, Кш = 1,2

Рис. 6.16. Зависимость коэффициента тк от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2):

/-К=0,4, Кш=0,8; 2 — К =0,3, Кш=0,8; З К=0,2, Кш=0,8; 4 —К =0,4, Кш = 1,0;

5~-^ = 0>3’ ^ш = 1Д 6-^=0,2, Хш=1,9; 7-^ = 0,4, Кш=1,2; «-^=0,3, Кш = 1,2;

9—^=0,2, Кш = 1,2

Рис. 6.16. Зависимость коэффициента тк от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2):

/-К=0,4, Кш=0,8; 2 — К =0,3, Кш=0,8; З К=0,2, Кш=0,8; 4 —К =0,4, Кш = 1,0;

5~-^ = 0>3’ ^ш = 1Д 6-^=0,2, Хш=1,9; 7-^ = 0,4, Кш=1,2; «-^=0,3, Кш = 1,2;

9—^=0,2, Кш = 1,2

Рис. 6.17. Зависимость коэффициента п, от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2):

/-^ = 0,2, Кш=0,8; 2-^=0,4, Хш = 1,2

142

Рис. 6.19. Область допустимыхДРИ400:/-$„=$„; 2~5ш=0,9 StРис. 6.19. Область допустимыхДРИ400:/-$„=$„; 2~5ш=0,9 StРис. 6.18. Зависимость коэффициента е, от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2) (спецификация порис. 6.16)Рис. 6.18. Зависимость коэффициента е, от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2) (спецификация порис. 6.16)

Рис. 6.19. Область допустимых

ДРИ400:

/-$„=$„; 2~5ш=0,9 St

Рис. 6.19. Область допустимых

ДРИ400:

/-$„=$„; 2~5ш=0,9 St

Рис. 6.18. Зависимость коэффициента е, от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2) (спецификация по

рис. 6.16)

Рис. 6.18. Зависимость коэффициента е, от параметра минимизации X для трансформатора с рассеянием (магнитопровод типа П2) (спецификация по

рис. 6.16)

параметра минимизации X и при разных значениях Км = Ко6 и Кш = 8ш)8ет, где 8Ш и —сечения магнитного шунта и стержня магнцтопровода (рис. 6.16—6.18).

Для построения области допустимых Вт и J в целях определения оптимальных параметров трансформатора с рассеянием были получены уравнения границ областей допустимых Вт и J для всех поставленных ограничений [(6.4) — (6.6)], которые показаны на рис. 6.19 для трансформатора к лампе ДРИ400. Из рис. 6.19 видно, что наиболее жесткими являются ограничения по допустимой температуре обмотки АТ^ и К1ра6. В то же время при 8СТ = 8Ш (7^ш=1) (рис. 6.19, кривая 7) ограничение по вторичному току короткого замыкания /2к менее жестко, чем ограничение по К1раб. Поэтому без ущерба для характеристик трансформатора возможно некоторое снижение сечения шунта (рис. 6.19, кривая 2). Оптимальное сечение шунта Хщ соответствует пересечению кривых, соответствующих ограничениям по 1И и К1раб в оптимальной точке Е.

Затем по коэффициентам та, пк, е, и оптимальным значениям Вт и J рассчитывают все размеры трансформатора с рассеянием и его экономические параметры. На этом заключительном этапе определяют значение зазора в магнитном шунте, обеспечивающее заданный рабочий ток лампы. При расчете размеров воздушного зазора следует учитывать проводимости рассеяния и выпучивания магнитного потока в зоне шунта, 143

влияние которых заметно сказывается при больших сопротивлениях шунта Лш. В [6.13] показано, что сопротивление рассеяния обмоток необходимо учитывать при мощности Рл>400 Вт. При меньших мощностях эти сопротивления на два порядка больше магнитного сопротивления шунта 1?™. На основе расчета проводимостей по зависимости 1?ш=/(/в) может быть определен воздушный зазор /в. С увеличением мощности и напряжения на вторичной обмотке трансформатора воздушный зазор растет. Наличие ферромагнитного корпуса ПРА приводит к росту воздушного зазора магнитного шунта в 1,4—1,6 раза по сравнению с открытой конструкцией, что объясняется влиянием потока рассеяния в корпусе трансформатора.

Метод расчета трансформатора с магнитным шунтом был распространен и на автотрансформаторы с полным или частичным включением первичной обмотки [6.14—6.17], которые целесообразно использовать в схемах включения разрядных ламп при относительно небольших кратностях превышения напряжения холостого хода над напряжением источника питания фгх(их ^ 1 ^-2). При этом цепь с автотрансформатором заменяется схемой с эквивалентным трансформатором и эквивалентной лампой, так что все основные соотношения, полученные для трансформатора с магнитным шунтом, становятся пригодными и для автотрансформатора. Следует отметить, что при расчете трансформатора и автотрансформатора с магнитными шунтами, так же как при расчете дросселя, могут учитываться дополнительные ограничения по применению унифицированных пластин, типовых магнитопроводов и т. д.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ т, п„ еж С ПОМОЩЬЮ ЭВМ

Минимизация множителя g может быть проведена независимо от электрических параметров ПРА при сравнительно слабых ограничениях только по физической реализуемости, т. е. тж > О, п, > 0, еж > 1. При минимизации методом градиента в каждой точке поиска К определяют gradg и делают «шаг» в направлении, противоположном направлению градиента. В новой точке К+1 снова определяют градиент и т. д. В каждой новой точке необходимо проверять условие убывания функции, т. е. gK+i<gK- Если это условие не выполняется, то «шаг» уменьшают и точку К+2 берут ближе к точке К на направлении gradg. Решение проводится с постоянным шагом Но, который уменьшают каждый раз, как только функция g начинает возрастать. Эта процедура продолжается до тех пор, пока значение функции станет неизменным при уменьшении шага. Считается, что g(mt, nv е,) является решением, если выполняется неравенство 1^к+1 (w,, «„ еж) —gK(m„ «„ е,)|^^, где —заданная точность вычислений. Структурная схема программы, реализующей описанный выше процесс вычислений, приведена на рис. 6.20. На первом этапе происходит засылка исходных данных Км, К„ X, т,», нж0, еж0, g0 и начального шага Но. После 144

Рис. 6.20. Структурная схема

обращения к вычислению функции gQnK, nt, е,) проверяется условие убывания функции. Если это условие не выполняется | gK+1 >gK |, то шаг Но уменьшается и вся программа повторяется, а если выполняется, то происходит сравнение Igx+i—gxl^- При невыполнении этого условия вычисляют частные производные, находят направление градиента и полученные координаты новой точки снова засылают в рабочие ячейки и цикл повторяют. Если условие |#к+1~gxl^ выполняется, то результаты выводятся на печать и проводится аналогичный расчет при новых значениях К„, К3 и X. Результаты расчета приведены на рис. 6.21 —6.24.

При изготовлении дросселя не всегда возможен точный выбор оптимальных значений тк, п„ ек. Поэтому на рис. 6.21 —6.24 нанесены предельные значения тк ар, пх, пр, ее, Пр, при которых изготовленный дроссель будет отличаться от оптимального на 3%, если только один параметр mt, nt или ек отличается от оптимального. На рис. 6.21 — 6.24 видно, что соотношения размеров оптимального дросселя не зависят от его полной мощности U^I, заданных значений Вт и J. Приведенные зависимости т,.опт, и,, опт, е, оП1 от X позволяют рассчитать размеры оптимальных дросселей, выполненных из различных марок электротехнических сталей и других материалов с использованием медного, алюминиевого и других проводов.

Рис. 6.21. Зависимости коэффициентов тк, пк, ек для дросселя с магнитопроводом типа П2:Рис. 6.21. Зависимости коэффициентов тк, пк, ек для дросселя с магнитопроводом типа П2:

Рис. 6.21. Зависимости коэффициентов тк, пк, ек для дросселя с магнитопроводом типа П2:

Рис. 6.21. Зависимости коэффициентов тк, пк, ек для дросселя с магнитопроводом типа П2:

^ ms.np> 2 тк,опт’ 3 £Ж.Пр’ ^ £Ж.ОПТ’ 5 еж.Пр> ^ ^ж.пр’ 2 Л,пр; 8 ^ж.опт* ^"«.пр

Рис. 6.22. Зависимости коэффициентов т„ п„ е, для дросселя с магнитопрово-Рис. 6.22. Зависимости коэффициентов т„ п„ е, для дросселя с магнитопрово-Рис. 6.23. Зависимости коэффициентов т , nt, ек для дросселя с магнитопроводом типа Ш (спецификация по рис. 6.21)Рис. 6.23. Зависимости коэффициентов т , nt, ек для дросселя с магнитопроводом типа Ш (спецификация по рис. 6.21)

Рис. 6.22. Зависимости коэффициентов т„ п„ е, для дросселя с магнитопрово-

Рис. 6.22. Зависимости коэффициентов т„ п„ е, для дросселя с магнитопрово-

Рис. 6.23. Зависимости коэффициентов т , nt, ек для дросселя с магнитопроводом типа Ш (спецификация по рис. 6.21)

Рис. 6.23. Зависимости коэффициентов т , nt, ек для дросселя с магнитопроводом типа Ш (спецификация по рис. 6.21)

146

Рис. 6.24. Зависимости коэффициентов т„ пк, ек для сборно-стержневого дросселя (спецификация по рис. 6.21)

КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТ ДРОССЕЛЕЙ С ПОМОЩЬЮ ЭВМ

На основе конструктивного расчета дросселей, изложенного в [6.18], разработана программа ДРОСЛ, предназначенная для индуктивных, емкостных и компенсированных ПР А для разрядных ламп. Программа составлена на языке ФОРТРАН и применяется на ЭВМ «Минск-32» и серий ЕС-1022, ЕС-1033 и др. Алгоритм расчета, основанный на методе динамического программирования, позволяет определить конструктивные и экономические показатели ПР А на П-образном магнитопроводе с одной и двумя катушками, на Ш-образном и сборно-стержневом магнитопроводах. Его можно использовать для расчета ПР А на ленточном магнитопроводе. Метод расчета применим к аппаратам открытого и закрытого исполнений, а также дает возможность рассчитывать балласты при использовании медного и алюминиевого обмоточного проводов, при работе на промышленной или повышенной частоте, в широком диапазоне мощностей разрядных ламп. Метод позволяет согласовать ограничения, накладываемые на различные параметры дросселя, оценить их влияние на его стоимость.

Программа ДРОСЛ доведена до уровня сервисной программы, в которой наряду с исходными данными на печатающее устройство выводятся результаты расчетов, сведенные в таблицу (ширина стержня, толщина набора, ширина окна, диаметр провода, число витков, число слоев и т. д.). Одновременно на печать выводятся все экономические показатели (массы стали и провода, потери в стали и обмотке и т. д.). Программа позволяет одновременно рассчитывать 12 вариантов дросселей

при различных исходных данных. Время расчета зависит от количества вариантов и типа машины (для ЭВМ «Минск-32» оно не превышает 3—5 мин).

Укрупненная структурная схема программы ДРОСЛ показана на рис. 6.25. Блок 2 выделен в отдельную подпрограмму ОПТИМ, блоки 4 и 5— в подпрограмму ВСТАВ. Полная структурная схема подпрограммы ОПТИМ показана на рис. 6.26. Подпрограмма обеспечивает расчет оптимальных значений Вт и J при заданных исходных параметрах и значениях коэффициентов тк, пк, ек. В программе реализуется алгоритм, основанный на сечении области допустимых Вт и J прямыми Вт = U (рис. 6.27). Такие сечения начинаются с начального значения Хо, и в точках пересечения 7—4 определяются значения J. Для точки, в которой значение J минимально, определяется и запоминается произведение (BmJ)0. Затем коэффициент Хо увеличивается на АХ (X = Хо + АХ), и вычисляется новое значение (BmJ)v Если (BmJ)l >(BmJ)0, то Xi увеличивается на АХ (X2 = Xi+AX), и процесс повторяется. Вычисления повторяются до тех пор, пока значение (BmJ)K не начнет уменьшаться: В соответствии с рис. 6.27 ^ВтХ)к*\<^ВтГ)к. При этом от Хк + i отнимается 2АХ и расчет проводится с меньшим

148

Рис. 6.26. Структурная схема подпрограммы «ОПТИМ» для расчета Вт и J

шагом АХ/10. Расчет заканчивается, когда шаг АХ/10" <^. Значение ^ выбрано таким, что погрешность определения в самом неблагоприятном случае не превышает 0,1%.

В блоке 3 проводится расчет геометрических размеров магнитопровода и катушки, -числа витков и диаметра провода. Затем в блоках 4 и 5 (подпрограмма ВСТАВ) уточняется

149

Рис. 6.27. Область допустимых значений и определение оптимальных В„ и J

коэффициент Км. Для этого по заданным толщинам каркаса и межслоевой изоляции, технологическому зазору и рассчитанному диаметру провода (с учетом толщины его изоляции и округления в соответствии с имеющимся сортаментом проводов) определяется расчетная площадь окна ^.расч- Если 50к,расч находится в пределах 0,95^S^pa^jS^K^ 1,05, то вычисляются экономические показатели дросселя и печатаются результаты. При невыполнении указанного неравенства рассчитывается уточненное значение Км и весь расчет повторяется.

ПРОЕКТИРОВАНИЕ УНИФИЦИРОВАННЫХ РАЗМЕРНО-ПАРАМЕТРИЧЕСКИХ РЯДОВ ПРА

В связи с массовым выпуском ПРА для разрядных ламп актуальной задачей является проектирование размерно-параметрического ряда или унифицированной серии ПРА к разрядным лампам различной номинальной мощности. Выпуск серий ПРА позволяет уменьшить количество единиц технологической оснастки, сократить затраты на внедрение изделий и время подготовки производства.

При разработке унифицированного ряда ПРА следует учитывать, что унификация может охватывать лишь определенный набор условий. При унификации внутри серии наибольший эффект дает унификация размеров пластин магнитопровода, что позволяет существенно уменьшить количество дорогостоящей оснастки, предназначенной для штамповки электротехнической стали. Такая унификация предусматривает максимальное сокращение числа' различных типов пластин магнитопровода и изготовление дросселей для ламп различной мощности на 150

Рис. 6.28. Конструкция магнитопровода из П-образных и Т-образных пластинРис. 6.28. Конструкция магнитопровода из П-образных и Т-образных пластинРис. 6.29. Зависимость основных геометрических размеров магнитопровода от коэффициента т, унифицированной серии ПРА к лампам типа ДРЛ мощностью, Вт:7—80; 2—125; 3—250; -/—400; 5—700; 6—1000 (ДТ = 55° С; ДТ =110° С; е = = 1,4; lJl2 ^1,1)Рис. 6.29. Зависимость основных геометрических размеров магнитопровода от коэффициента т, унифицированной серии ПРА к лампам типа ДРЛ мощностью, Вт:7—80; 2—125; 3—250; -/—400; 5—700; 6—1000 (ДТ = 55° С; ДТ =110° С; е = = 1,4; lJl2 ^1,1)

Рис. 6.28. Конструкция магнитопровода из П-образных и Т-образных пластин

Рис. 6.28. Конструкция магнитопровода из П-образных и Т-образных пластин

Рис. 6.29. Зависимость основных геометрических размеров магнитопровода от коэффициента т, унифицированной серии ПРА к лампам типа ДРЛ мощностью, Вт:

7—80; 2—125; 3—250; -/—400; 5—700; 6—1000 (ДТ = 55° С; ДТ =110° С; е = = 1,4; lJl2 ^1,1)

Рис. 6.29. Зависимость основных геометрических размеров магнитопровода от коэффициента т, унифицированной серии ПРА к лампам типа ДРЛ мощностью, Вт:

7—80; 2—125; 3—250; -/—400; 5—700; 6—1000 (ДТ = 55° С; ДТ =110° С; е = = 1,4; lJl2 ^1,1)

унифицированных магнитопроводах, отличающихся только толщиной набора пакета.

Расчет унифицированных серий, базирующийся на алгоритме расчета дросселя (рис. 6.26), предусматривает следующие основные этапы (6.19):

выбор типа магнитопровода и определение границ варьирования его размеров;

расчет серии дросселей при допустимых вариациях размеров магнитопровода;

определение допустимых размеров унифицированных пластин магнитопровода;

выбор оптимального набора пластин для изготовления серии унифицированных ПРА.

С учетом вышеизложенного в 70-х годах был проведен расчет унифицированной серии индуктивных ПРА для ламп типа ДРЛ мощностью 80—1000 Вт. В серию входило шесть ПРА для нормальной окружающей температуры (Токр = 35° С; A7'pa6 = 75° С; АТав=135°С) и шесть ПРА для работы при повышенной окружающей температуре (ГОКР = 55° С; АТраб = 55с С; А7'ав=110° С). Мощность ламп 80, 125, 250, 400, 700 и 1000 Вт.

Был использован магнитопровод броневого типа, состоящий из П-образных и Т-образных пластин с внутренним зазором (рис. 6.28). Такой тип магнитопровода отличается высокой жесткостью конструкции, "малой вибрацией и пониженным

Рис. 6.30. Зависимость расхода стали и обмоточного провода от коэффициента тк унифицированной серии ПРА к лампам типа ДРЛ:

— ^ст, ^об(спецификация по рис. 6.29)

Рис. 6.31. Унифицированный ряд ПРА для разрядных ламп мощностью 80—400 ВтРис. 6.31. Унифицированный ряд ПРА для разрядных ламп мощностью 80—400 Втуровнем шума, благодаря чему он получил широкое распространение в мировой и отечественной практике.

Рис. 6.31. Унифицированный ряд ПРА для разрядных ламп мощностью 80—400 Вт

Рис. 6.31. Унифицированный ряд ПРА для разрядных ламп мощностью 80—400 Вт

В качестве основных были выбраны следующие параметры магнитопровода: отношение ширины к высоте пластины Lx!L2 = lb[h с пределом варьирования 1,0—1,1; коэффициенты £К = 6/А с пределом варьирования 1,4—1,75 и m1. = ^|a с пределом варьирования 0,1—1,2. Общее количество вариантов с учетом мощности лампы и допустимого превышения температуры составило 360. Для всех значений мощности лампы и превышения температуры были определены исходные данные: (7др, /, «эф,раб, «эф,ав, роб, pi,0U, Рдр.доп и др. Все 360 вариантов дросселей были рассчитаны на ЭВМ БЭСМ-6 по программе ДРОСЛ [6.20]. По результатам расчета были построены зависимости ^=f(mK) для различных значений мощности лампы Рл, превышения температуры АГ, отношения LijL2 и £К=6/А.

Некоторые из них показаны на рис. 6.29. Там же дано сечение полученных кривых прямыми At = 3,2cM и А2 = 4,4см. Как видно из рис. 6.29 первая прямая пересекает кривые, соответствующие Рд равной 80, 125, 250 и 400 Вт, что свидетельствует о возможности изготовления дросселей к лампам указанных мощностей с пластинами шириной А1 = 3,2см. Пластины с А2 = 4,4см могут быть использованы для дросселей к лампам мощностью 250, 400, 700 и 1000 Вт. По точкам пересечения определялись значения коэффициента т^ для всех типов дросселей И значения основных экономических показателей (Ост, Goo, Zct, Zoe). Зависимости масс стали и обмотки от коэффициента тк для некоторых типов дросселей показаны на рис. 6.30. Расход материалов рассчитывался исходя из массового выпуска ПРА. Анализ показал, что варианты расчета при £к = 1,4 обеспечивают меньший расход материалов, который достигается при A t = 3,2 см для ПРА к лампам мощностью 80—400 Вт и А2 = 4,4 см для мощностей 700 и 1000 Вт. После определения размеров пластин и коэффициентов шк, ик, ек для всех типов дросселей проводился уточненный расчет и определялись все параметры дросселей унифицированной серии, которые приведены в табл. 6.4.

Таблица 6.4. Параметры дросселей унифицированной серии к лампам типа ДРЛ

Тип дросселя

А,, мм

А, мм

L2, мм

а, мм

6СГ, кг

Соб, кг

Ар, Вт

ДБИ-80

24

80

80

30

0,98

0,20

13,5

ДБИ-125

24

80

80

50

1,42

0,28

15,0

ДБИ-250

24

80

80

80

3,10

0,55

20,0

ДБИ-400

24

80

80

130

4,56

0,84 .

26,0

ДБИ-700

50

140

130

60

6,50

1,25

38,5

ДБИ-1000

140

140

130

90

9,10

1,70

45,0

На рис. 6.31 показан унифицированный ряд ПРА с пластинами шириной Ai = 3,2 см для разрядных ламп мощностью 80—400 Вт.

Глава седьмая

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХЭЛЕКТРИЧЕСКИХ, КОНСТРУКТИВНЫХ ИТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ КОЭФФИЦИЕНТОВ ПРА

ПОЛУПРОВОДНИКОВАЯ МОДЕЛЬ РАЗРЯДНОЙ ЛАМПЫ

Методы измерения параметров электромагнитных ПРА определены в ГОСТ 16809-78, Публикациях МЭК № 82 и 262, 153

СТ СЭВ 1654-79. Для полупроводниковых ПРА они изложены в Публикации МЭК № 458 и в [7.1, 7.2]. В настоящей главе рассмотрены лишь более сложные методы и приборы для измерения параметров ПРА и разрядных ламп, определения основных конструктивных и технологических коэффициентов, которые пока еще не нашли широкого практического использования и применяются в лабораториях.

К этим методам, которые могут считаться перспективными, относятся измерения электрических параметров ПРА с полупроводниковой моделью разрядной лампы, измерение электрических параметров разрядных ламп интервальным методом и измерение акустических характеристик ПРА с помощью генератора «белого шума», определение основных конструктивных и технологических коэффициентов электромагнитных ПРА.

Трапецеидальная аппроксимация динамических вольт-амперных характеристик разрядных ламп легла в основу их полупроводниковой модели. Модель можно использовать для проведения точных измерений электрических режимов в цепях с - разрядными лампами и для уточнения электрических параметров самих ламп.

Разработанная полупроводниковая модель состоит из трех блоков (рис. 7.1). Форма напряжения на блоках показана на рис.

Как видно, блок иг формирует прямоугольное напряжение с амплитудой иг (рис. 7.2, а); блок Us формирует треугольное напряжение us с амплитудой Ut — U2 (рис. 7.2, б) так, что их 154

Рис. 7.3. Форма напряжения и тока модели при работе без пауз тока

Рис. 7.4. Упрощенная схема блока иг суммарное напряжение имеет трапецеидальную форму с относительным спадом 8. Блок U'z работает как безынерционный переключатель, формирующий импульсы перезажигания с амплитудой U, (рис. 7.2, в). Форма напряжения модели мм при работе на синусоидальном токе iM показана на рис. 7.3.

Модель является пассивной, напряжения на ее блоках формируются протекающим по ней током iM, поэтому дополнительной фазировки напряжений на блоках модели не требуется.

Упрощенная схема блока U2 приведена на рис. 7.4. Формирование динамической вольт-амперной характеристики блока осуществляется мостовым выпрямителем В и накопительным конденсатором Cv Статическая характеристика блока U2 формируется усилителем на транзисторах VT1 и VT2* отрицательный наклон характеристики обеспечивается применением обратной связи по току. Напряжение обратной связи образуется на резисторе R4.

Упрощенная схема блока Us показана на рис. 7.5. На цепочке RI, R2. R3, Cl, С2 из прямоугольного напряжения формируется пилообразное напряжение, которое через разделительный трансформатор Т и цепи формирования постоянных составляющих подается на эмиттерные повторители на транзисторах VT1 и VT2. Диоды VD1 и VD2 шунтируют соответствующие повторители при протекании обратного тока. Амплитуда пилообразного напряжения регулируется переменным резистором R2.

На рис. 7.6 приведена схема блока (/' для симметричного режима (рис. 7.6, а) и несимметричного режима при одном дезактивированном электроде лампы (рис. 7.6, б). Основной элемент схемы тиристор КТ, ток в цепи управления которого регулируется при помощи переменного резистора R.

Полупроводниковая модель обеспечивает плавную регулировку напряжения в пределах от 50 до 120 В при рабочих

Рис. 7.5. Упрощенная схема блока Us

токах от 0,2 до 1 А. Регулировка остальных параметров осуществляется в пределах 8 = +0,3-? —0,3; р=+0,3-?—0,3; Uz = 50—1000 В. Модель обеспечивает настройку на параметры номинальных люминесцентных ламп мощностью 20, 30, 40, 65 и 80 Вт. Точная настройка модели определяется по наилучшему совпадению четырех параметров: мощности лампы Рл, тока лампы /л и напряжений на лампе 1/л и на дросселе Uap при работе лампы и модели с образцовым измерительным дросселем в номинальном режиме и при отклонениях питающего напряжения +10%. В наихудшем случае погрешность настройки не превышает +2,5%, а при номинальном напряжении питания + 1%.

Повышение точности настройки в номинальной точке и при отклонении напряжения питания достигается обеспечением конечной скорости нарастания напряжения при изменении направления тока. Для этого в схеме предусмотрен шунтирующий резистор R (см. рис. 7.1). Изменением сопротивления резистора R регулируется время нарастания и спада напряжения на модели, т. е. удается приблизиться к четырехугольной аппроксимации напряжения. В этом случае можно настроить модель практически точно на параметры лампы.

Полупроводниковая модель оказалась полезной при измерении и контроле параметров ПРА, так как по сравнению с номинальными лампами обеспечивается лучшая временная и температурная стабильность параметров, постоянная готовность к работе, лучшее воспроизведение измерений.

Осциллограммы тока и напряжения модели и общий вид модели приведены на рис. 7.7 и 7.8.

Модель использовали для определения коэффициента спада напряжения горения 8. Для этого настраивали на параметры конкретной номинальной лампы, которые брали из протоколов испытаний ПРА. При наилучшем совпадении параметров 156

Рис. 7.6. Схемы блока (/':

а—для симметричного режима; б—для несимметричного режима при одном дезактивированном электроде лампы (U п — управляющее напряжение)

Рис 7.7. Осциллограммы напряжения и тока модели при включении с ДОИ-40/220 (/"=50 Гц, Af^ = 100 В/дел, М; = 0,5 А/дел)

лампы и модели измеряли амплитуду напряжения U5 и рассчитывали коэффициент 3. Средние значения коэффициента Зср и среднеквадратичные отклонения о6 для номинальных люминесцентных ламп приведены в табл. 2.3.

При определении 3 для ламп типов ДРЛ и ДРИ, у которых рабочий ток превышает ток модели, могут вводиться коэффициенты пересчета К, = IJIM, КР = PJPM и К2 = ZJZM. Однако, в этом случае модель можно использовать только для исследования моделей схем ПРА, а не для контроля параметров ПР А для этих ламп.

ИНТЕРВАЛЬНЫЙ МЕТОД ИЗМЕРЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ ПЛАЗМЫГАЗОВОГО РАЗРЯДА

Суть измерения параметров плазмы разрядных ламп интервальным методом состоит в следующем [7.3]. Создается начальный режим работы лампы, характеризуемый определен-

Рис. 7.8. Общий вид электронной модели люминесцентной лампыРис. 7.8. Общий вид электронной модели люминесцентной лампы

Рис. 7.8. Общий вид электронной модели люминесцентной лампы

Рис. 7.8. Общий вид электронной модели люминесцентной лампы

oltj 7oltj 7Рис. 7.9. Форма тока i„ (t) и напряжения цл (?) на люминесцентной лампе при определении тл интервальным методом

oltj 7

oltj 7

ным набором заданных параметров (/0, (/0, Ро и т. д.), и формируется конечный режим, имеющий другой набор параметров ((/2, 72, Рг и т- Д-)- При этом отдельные параметры могут быть равными начальным (например, U2 = Uo\ другие же получают значения, отличающиеся от начальных в строго определенное число раз (например, в ^, е, е2 и т. д.). И, наконец, между начальным и конечным режимами лампы в интервале 0 — tv (рис. 7.9)

создается третий промежуточный режим с параметрами Iv Uv Pv и т. д., который является исследуемым. Изменяя длительность интервала 0 — 7^ можно добиться того, чтобы испытуемая система переходила из исследуемого состояния в конечное без переходного процесса.

Естественно, что интервальный метод применим для иссле

дования инерционных параметров разряда, которые имеют выраженные временные зависимости. Метод использовался для определения электрической проводимости ламп низкого и высокого давления, а также времени деионизации плазмы тл и функции ионизации Мх (U^.

Для оценки времени деионизации плазмы тл создавался начальный режим с параметрами /0, Uo. Конечный режим имел 12 = 10(е, т. е. /2«/0/2,72; Uл2 = (/0. Между этими режимами в течение интервала 0 — tx (рис. 7.9) фиксировалось постоянное напряжение Uv В интервале 0^Z^Z2 приведенная проводимость лампы gn изменялась по экспоненциальному закону:

£л=£о exp Vl4 (UJU. -1)](7.1)

и в момент времени t = tY напряжение на лампе

goexp [7,/тл ((/,/(/„-1)] -I^IUq

(7.2)(7.2)Легко заметить, что при 10112=е«1,1 и t^ =тл / (1 — UJU^

(7.2)

(7.2)

напряжение на лампе устанавливается без переходного процесса: ^„(/j^t/o. При t^-cJO-UJUo) или ЦС-^ДД-ффо) возникает характерный переходный процесс (рис. 7.9). Если напряжение на лампе UY в течение интервала 0-ф равно нулю (^ = 0), то время деионизации равно длительности интервала тл = ?Р Аналогично находится нелинейная функция МДиф значения которой определяют скорость изменения электрической проводимости плазмы.

Электрическая проводимость разрядного промежутка равна dgJdt = M Ди лДл0.(7.3)

После простейших преобразований получаем

ga^=goe°с7-4)

Из (7.4) следует, что для нахождения электрической проводимости лампы в момент времени t необходимо знание функций вида Мх фД. Прямое определение функции Мх фД проводилось интервальным методом, как и постоянной времени деионизации тл.

В момент времени t = tx

,, =^Q-^)(7.5)

goexpY.MAu^t^-hKjUo

Если Zo/Z2 = ^ Ц = \)МХ фД, то напряжение на лампе равно ил(?1)=(70 и изменится скачком от Ux до Uo без переходного процесса. Фиксируя длительность, при которой происходит этот скачок, можно определить значение функции МДиД—Дф ~

Для создания импульса тока был разработан импульсный генератор тока, упрощенная структурная схема которого приведена на рис. 7.10 [7.4]. Как видно, постоянный ток 1Х создается выпрямителем В и может регулироваться изменением сопротивления токоограничивающего резистора R. Для динамической стабильности тока 1Х последовательно с R включен дроссель Д с высоким коэффициентом самоиндукции (£> 10 Гн) и малой межвитковой емкостью. Модуляция постоянного тока 1Х осуществляется с помощью электронных ключей ЭК1 и ЭК2, состоящих из пяти пентодов типа 6П20С. В открытом состоянии ток ключа равен /к, при закрытом ток пентода снижается до нуля. Амплитуда тока ключей регулируется изменением напряжения источников питания ИП1 и ИП2. Генераторы импульсов ГИ1 и ГИ2 служат для периодической коммутации ключей по заданной программе.

Напряжения иф) и и = ?„(/)/?„,„ подавались на двухлучевой осциллограф. Измерение параметров импульсов тока проводилось амперметром А, импульс перенапряжения измеряли

Рис. 7.10. Упрощенная структурная схема импульсного генератора тока импульсным вольтметром. Генератор импульсов обеспечивал токи 0,05—1,2 А, глубину модуляции 0—100%, фронт нарастания тока 0,2—100 мкс в зависимости от фронта импульсов напряжения, управляющего ключами.

Были исследованы импульсные характеристики люминесцентных ламп в колбах диаметром 18, 26 и 38 мм. Осциллограммы напряжения и тока люминесцентной лампы типа ЛБ20 показаны на рис. 7.11.

Исследование импульсных характеристик люминесцентных ламп- позволило установить следующее.

Импульс перенапряжения UmQX]U0 не зависит от токов /0 и Д, а зависит лишь от их отношения IV]IO (рис. 7.12).

Импульс перенапряжения UmQX]U0 всегда больше отношения токов ^//q и быстро растет с увеличением отношения Так, при /1//о = 3,0 UmaxIUo = &-10.

Импульс перенапряжения UmaxjU0 зависит от постоянной времени нарастания тока т7. Наибольшие перенапряжения наблюдаются при наименьшей постоянной т7<0,2 мкс.

По отношению UmaxiUQ может быть рассчитан коэффициент Kt, учитывающий изменение подвижности электронов при изменении напряженности электрического поля в положительном столбе разряда. При тл^1000 т7

Umax_IX \-Кхu0 la-KjdV

UmaxjUo-X

Таблица 7.1. Значения коэффициента Кх

Мощность лампы, Вт

Значение X, (границы 90%-ного разброса) при /,, равном

1,5 4

' 2 4

20

0,33—0,36

0,32—0,36

40

0,34—0,36

0,33—0,36

65

0,34—0,37

0,32—0,36

Значения Кх приведены в табл. 7.1.

Из табл. 7.1 видно, что значения Kv практически совпадают и не зависят от режима измерения. Измерения коэффициента Kt для люминесцентных ламп в колбах других диаметров при изменении окружающей температуры от 15 до 40° С при различных токах ламп показали, что Кх может быть принят постоянным (^ = 0,35). Этого нельзя сказать о постоянной времени тл. При измерении интервальным методом дисперсия изменений тл невелика, но значение тл существенно зависит от Uv Так, вариация напряжения Uv от 0 до 2(/0 изменяет тл в 10 раз. В то же время измерения показали, что тл практически не зависит от тока лампы. На рис. 7.13 показана зависимость In^o/Zj) от интервала О-^, при котором отсутствует переходный процесс установления напряжения ил. Видно, что экспериментальные точки хорошо ложатся на прямую линию. Это свидетельствует о постоянстве тл при изменении тока более чем в 100 раз. Учитывая, что в установившемся режиме концентрация электронов пе приблизительно пропорциональна току

Рис. 7.11. Осциллограммы напряжения (а) и тока (б) люминесцентной лампы типа ЛБ20 при /о = О,2 А; ^=0,75 мкс

Рис. 7.12. Зависимость импульса перенапряжения UmoxIU0 от тока /0

Рис. 7.13. Экспериментальная зависимость In (70//,) от интервала 0 — ?,

лампы, можем сделать вывод, что постоянная времени мало зависит от пе или проводимости лампы g^

Для определения вида нелинейной функции Мх фл) с использованием импульсного генератора, описанного выше, были проведены измерения Mv ф^ интервальным методом. На рис. 7.14 приведены результаты измерений. При этом установлено, что если в качестве аргумента выбирать относительное напряжение UJU0, то изменения окружающей температуры от 15 до 40° С не влияют на значение Mv Фф Незначительно также различие между лампами разных изготовителей. Замечена некоторая зависимость Mv фл) от тока лампы. При снижении /0 в 2 раза' М1фл) изменяется на 10—12%, что в основном происходит вблизи Uas;O,5Uo. В других областях зависимость Mv фл) от тока менее заметна.

ШУМ ПРА

Шум светильников с люминесцентными лампами можно условно разделить на низкочастотный и высокочастотный.

Рис. 7.14. Зависимости Мх (1/л) для люминесцентной лампы типа ЛБ8(а), ЛБ15(б, в) 162Рис. 7.14. Зависимости Мх (1/л) для люминесцентной лампы типа ЛБ8(а), ЛБ15(б, в) 162

Рис. 7.14. Зависимости Мх (1/л) для люминесцентной лампы типа ЛБ8(а), ЛБ15(б, в) 162

Рис. 7.14. Зависимости Мх (1/л) для люминесцентной лампы типа ЛБ8(а), ЛБ15(б, в) 162

Низкочастотный шум в диапазоне частоты от 50 до 700 Гц излучается корпусом светильника и возбуждается вибрациями и магнитными полями рассеивания ПРА. Пускорегулирующий аппарат имеет малые размеры по сравнению с длиной звуковых волн в этом частотном диапазоне и практически не излучает шума. Борьба с низкочастотным шумом осуществляется путем уменьшения вибраций, передаваемых от ПРА к светильнику.

Высокочастотный шум светильников обусловлен шумом ПРА. Пускорегулирующий аппарат в зависимости от конструкции может излучать значительные шумы в области частот от 0,5 до 10 кГц. Корпус светильника, как правило, влияет на высокочастотный шум ПРА незначительно.

Кроме разделения шума светильников на частотные области иногда выделяют шум дребезжания. Последний характерен для некачественно изготовленных светильников и ПРА. Он имеет составляющие во всем звуковом диапазоне и устраняется повышением жесткости конструкций светильника и ПРА.

■ Наиболее трудно устранить высокочастотный шум. Этот шум вызывается током лампы, проходящим по обмотке ПРА; он возникает в результате поперечных колебаний отдельных пластин магнитопровода у немагнитного зазора и вынужденных колебаний всего магнитопровода и катушки.

В Великобритании, США и ряде других стран ПРА классифицируют по уровню звукового давления, создаваемого на расстоянии 2,5 см от их поверхности. В СССР и ЧССР нормируют октавные уровни звуковой мощности ПРА. Однако звуковая мощность и звуковое давление зависят не только от качества ПРА, но и от электрических процессов в цепи люминесцентная лампа — ПРА. При повторных измерениях они всегда различны. Кроме того, измерение звуковой мощности ПРА с особо низким уровнем шума и специального применения метрологически не обеспечено.

Статистический анализ шумовых характеристик показал, что шум ПРА в основном состоит из дискретных составляющих, кратных частоте сети [7.5]. Максимальные по интенсивности составляющие находятся в частотном диапазоне 1—8 кГц. У отечественных ПРА октавные уровни звуковой мощности, как правило, не превышают 30 дБ. Шум ПРА, как уже отмечалось, не стабилен. Через 20—30 мин с момента включения лампы он относительно стабилизируется. В дальнейшем уровень шума включенного ПРА снова изменяется. Среднеквадратичное изменение октавных уровней звуковой мощности во времени, установленное по результатам измерений 70 образцов в течение двух месяцев, составило 4 дБ.

При включении ПРА с лампами с одинаковыми электрическими параметрами спектр его шума различен. Размах варьирования октавных уровней звуковой мощности может 163

достигать 20—25 дБ. Распределение вероятностей уровня шума зависит от параметров ПРА, оно может быть описано нормальным законом распределения.

Средние уровни шума ПРА различного конструктивнотехнологического исполнения существенно различны и колеблются от 1 до 15 дБ.

Лампы разных изготовителей, разных партий и т. п. различаются по вызываемому уровню шума ПРА. Однако классифицировать их на «шумные» и «нешумные» невозможно, поскольку, как показывает дисперсионный анализ, между ними и ПРА имеется лишь статистическое взаимодействие. Лампа, вызывающая максимальный уровень шума одной конструкции ПРА, может создавать уровень шума, близкий к минимальному, у ПРА другой конструкции.

Физические процессы возникновения шума ПРА при работе в цепи с лампой связаны с рядом преобразований. Их можно описать системой, уравнений преобразования энергии:

и = Сщ'+С^2у4"С13Ф + С145; "1

г = C21Z+С22У+С23Ф+с 245; L /7

М = C31Z + С32Г + С33Ф +С345; Г

Т = С43Ц- C42V + С43Ф + С 44$ J

где z, и—ток и напряжение; г—скорость перемещения корпуса; Ф— скорость изменения магнитного потока; $—энтропия;

F—сила; М—магнитодвижущая сила; Т—температура; С1к— коэффициенты преобразования энергии из одного вида в другой.

Рассматривая температуру Т как параметр, от которого зависят коэффициенты преобразования, и н'е учитывая внешних магнитных потоков, можно представить ПРА в качестве сложного электроакустического преобразователя. В нем электрическая энергия преобразуется в магнитную, далее в механическую и, наконец, в звуковую. Звуковая энергия излучается поверхностью ПРА.

При подаче на аппарат двух синусоидальных напряжений 170 = 50-^200 В частотой /о = 50 Гц и 2-г 20 В частотой /1 = 1^-10 кГц звуковая (акустическая) мощность ПРА Ра может быть рассчитана по уравнению

Pa^VkWV^(7-8)

где у (4) — коэффициент, определяющий электроакустические свойства ПРА на частоте fk; Uk(fk)— гармоническая составляющая напряжения на частоте fk.

Суммирование в (7.8) ведется по всем частотам fk:

fk-f^ fk=^ fk=Ji; fk=iR; fk=fi-J0; Л=Л+/о. (7.9)

Звуковая мощность по (7.8) составляет со^ые доли процента мощности потерь в ПРА Рдр. При этом низкочастотные составляющие мощности на частотах /0 и 2/0 практически не излучаются ПРА. Составляющие мощности на частотах fv и 2fv малы, поэтому в (7.8) необходимо учитывать только составляющие на частотах /1—/0 и /t+Zo- Измерение звуковой мощности необходимо проводить с фильтром, пропускающим эти частоты. Для этой цели пригодны фильтры с полосой пропускания не менее 100—150 Гц.

С учетом изложенного (7.8) можно записать с использованием акустического коэффициента ПРА

7?a = 7^a(Zi) ^o^i ■(7.10)

Акустический коэффициент Яа (ZJ не является функцией Со и Щ, а зависит лишь от конструкции и технологии изготовления ПРА. Зависимость акустического коэффициента от частоты является полной акустической характеристикой ПРА, позволяющей рассчитать его звуковую мощность по электрическим процессам в цепи лампа — ПРА.

Значения акустического коэффициента для ПРА наиболее массовых конструкций приведены на рис. 7.15. Результаты их многократных измерений различаются не более чем на 1 —2 дБ, причем акустические коэффициенты соответствуют средним уровням шума ПРА разных конструкций. Они позволяют проанализировать индивидуальные отличия ПРА.

Шум ПРА при работе с лампой, как следует из (7.10), обусловлен не только акустическим коэффициентом, но зависит и от напряжений Uo и Ut, которые определяются электрическими процессами в цепи лампа — ПРА. Сложный характер напряжения на ПРА усложняет анализ его шума.

Расчеты показывают, что шум ПРА в области частот свыше 1 кГц обусловлен преимущественно колебаниями напряжения на лампе во время ее горения (рис. 7.16). С изменением частоты колебаний изменяются и составляющие шума ПРА. Частота этих колебаний находится в диапазоне 0,8—8 кГц, амплитуда 6—10 В. У ламп с меньшим диаметром разрядной трубки частота колебаний обычно выше. Эти колебания не постоянны, и их частота изменяется со временем. В процессе горения лампы изменение положения анодного пятна и другие процессы приводят к изменению частоты колебаний. Непостоянство колебаний вызывает изменение шума ПРА. Экспериментально частоту колебаний в один из полупериодов горения лампы можно изменить, приближая к приэлектродной области постоянный магнит. При этом легко добиться изменений уровня 165

Рис. 7.15. Акустические коэффициенты И, (7) ПР А типа 1УБИ 40/220ВП-061 (а), 1УБИ 40/220 ВПП-010 (б), 1УБИ 40/220 ВПП-100 (в), 1УБИ 40/220ВПП-800 (г) и уровень помех (2)

шума ПР А до 10 дБ. Таким образом, уровень шума ПР А обусловливается двумя параметрами, а именно: его акустическим коэффициентом и формой напряжения на люминесцентной лампе. Метод измерения акустического коэффицента, описанный выше, можно рекомендовать при проведении разработки ПР А массового выпуска. Для контроля качества выпускаемых ПРА используется более простой метод измерений.

При питании ПРА напряжением от генератора «белого шума» и напряжением от сети (рис. 7.17) спектр его шума практически совпадает с акустическим коэффициентом. Поскольку последний характеризует качество ПРА, то измерение спектра шума может быть основой определения акустиче- 166

Рис. 7.16. Осциллограммы напряжения на лампе:

1 — в обычном режиме работы; 2—при воздействии постоянным магнитом на прианодную область

ских характеристик. Результаты измерения октавных уровней шума ПРА при измерении с генератором «белбго шума» и с лампой приведены на рис. 7.18 в виде поля корреляций. Низкие значения коэффициентов корреляции объясняются значительным разбросом уровней шума в зависимости от лампы. При усреднении уровня шума ПРА по нескольким лампам значение коэффициента корреляции возрастает.

Напряжения шумового сигнала 77ш,э, вызывающие такие же октавные уровни шума ПРА, что и «средняя» лампа, приведены в табл. 7.2.

Чтобы можно было измерять шум ПРА с особо низким уровнем шума, напряжение шумового сигнала должно быть больше приведенных в табл. 7.2 значений, например {7ш=10 В. Тогда из результатов измерения октавных уровней звуковой мощности необходимо вычесть поправки Аш>10, приведенные в табл. 7.3. Погрешность метода ограничена лишь погрешностью измерительных приборов.

При других значениях С/ш поправки могут быть рассчитаны для каждой октавной полосы по формуле

АШ=1О^(С/Ш/С/Ш,3). (7.11)

Увеличение напряжения (7Ш позволяет повысить уровень шума ПРА при измерениях, что дает возможность снизитьУвеличение напряжения (7Ш позволяет повысить уровень шума ПРА при измерениях, что дает возможность снизитьРис. 7.17. Электрическая схема измерения уровня _шума ПРА:Т1—регулируемый автотрансформатор; Т2—изолирующий трансформатор; С1 и С2—балансировочные конденсаторы; L—добавочная индуктивность; Др — испытуемый дроссель; G— генератор шумовых сигналов низкочастотный; V—вольтметрРис. 7.17. Электрическая схема измерения уровня _шума ПРА:Т1—регулируемый автотрансформатор; Т2—изолирующий трансформатор; С1 и С2—балансировочные конденсаторы; L—добавочная индуктивность; Др — испытуемый дроссель; G— генератор шумовых сигналов низкочастотный; V—вольтметр

Увеличение напряжения (7Ш позволяет повысить уровень шума ПРА при измерениях, что дает возможность снизить

Увеличение напряжения (7Ш позволяет повысить уровень шума ПРА при измерениях, что дает возможность снизить

Рис. 7.17. Электрическая схема измерения уровня _шума ПРА:

Т1—регулируемый автотрансформатор; Т2—изолирующий трансформатор; С1 и С2—балансировочные конденсаторы; L—добавочная индуктивность; Др — испытуемый дроссель; G— генератор шумовых сигналов низкочастотный; V—вольтметр

Рис. 7.17. Электрическая схема измерения уровня _шума ПРА:

Т1—регулируемый автотрансформатор; Т2—изолирующий трансформатор; С1 и С2—балансировочные конденсаторы; L—добавочная индуктивность; Др — испытуемый дроссель; G— генератор шумовых сигналов низкочастотный; V—вольтметр

Таблица 7.2. Напряжение шумоного сигнала Um3, обеспечивающего уровеньшума аппарата, эквивалентный «средней» лампе

Мощность лампы, ВтМощность лампы, Вт50050020002000400080004000800020, 40, 65-и 808, 13, 15 и 3020, 40, 65-и 808, 13, 15 и 3010101010989843,443,42,53,22,53,20,31,10,31,1Напряжение 1/щ В, при средней октавной частоте, Гц

Мощность лампы, Вт

Мощность лампы, Вт

500

500

2000

2000

40008000

40008000

20, 40, 65-и 80

8, 13, 15 и 30

20, 40, 65-и 80

8, 13, 15 и 30

10

10

10

10

9

8

9

8

4

3,4

4

3,4

2,5

3,2

2,5

3,2

0,3

1,1

0,3

1,1

Таблица 7.3. Поправка Аш 10 на ^уровень^звуковой мощности при напряжении

Мощность лампы, Вт

Поправка

А ю" дБ, при средней октавной частоте, Гц

500

1000

2000

4000

8000

20, 40, 65 и 80

0

0,5

4

6

15

8, 12, 15 и 30

0

1

3

3

9

требования к фоновому шуму в помещении, упростить измерительную камеру и проводить измерения шума ПРА с особо низким уровнем шума и специального применения.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХКОНСТРУКТИВНЫХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ КОЭФФИЦИЕНТОВ ПРА

Ранее было отмечено, что определение конструктивных параметров основного элемента электромагнитных ПРА — дросселя связано с точностью нахождения максимальной магнитной индукции Вт в магнитопроводе и плотностью тока J в обмотке.

Рис. 7.18. Поле регрессий шума ПРА в октавной полосе частот 8 кГц:Рис. 7.18. Поле регрессий шума ПРА в октавной полосе частот 8 кГц:а—между уровнями шума с лампой и с генератором шума; б—средние уровни шума с 10 лампами и генератором шумаа—между уровнями шума с лампой и с генератором шума; б—средние уровни шума с 10 лампами и генератором шума

Рис. 7.18. Поле регрессий шума ПРА в октавной полосе частот 8 кГц:

Рис. 7.18. Поле регрессий шума ПРА в октавной полосе частот 8 кГц:

а—между уровнями шума с лампой и с генератором шума; б—средние уровни шума с 10 лампами и генератором шума

а—между уровнями шума с лампой и с генератором шума; б—средние уровни шума с 10 лампами и генератором шума

Погрешность определения Вт и J связана с точностью задания ряда технологических коэффициентов (факторов), которые имеют существенное значение: это ро6—удельные потери в обмотке; Pi,o//— удельные потери в стали магнитопровода; К3— коэффициент заполнения магнитопровода сталью; КТ — коэффициент перепада температуры внутри катушки и на ее поверхности; Ат— технологический зазор между катушкой и магнитопроводом; араб и аав—соответственно коэффициенты теплоотдачи в рабочем и аварийном режимах и др. Некоторые коэффициенты могут быть легко рассчитаны или определены опытным путем. Например, значение роб, Вт/кг, с удовлетворительной точностью может быть получено по формуле

^об= Ю3 -роб/Уоб, (7.12) где Роб — удельное сопротивление провода обмотки при рабочей температуре обмотки, Ом • мм2/м; уоб — плотность обмотки, г/см3.

Однако определение и контроль коэффициентов араб, аав, Кт, Ат затруднены, так как на них оказывает существенное влияние большое число технологических факторов, таких, как плотность намотки катушки, качество штамповки пластин магнитопровода, шероховатость поверхности корпуса ПРА и т. п. В связи с этим определить указанные коэффициенты можно только экспериментальным путем, т. е. их целесообразно определять на готовом макете ПРА или его прототипе, обладающем близкими параметрами. Такой способ сопряжен с большими сложностями, связанными с необходимостью получения добавочной информации. Например, для расчета араб и Кт по опытным данным следует иметь распределение температуры по толщине катушки, на корпусе дросселя и т. д.

Для определения удельных потерь в стали р^оц необходимо разделить потери в обмотке и магнитопроводе и т. д.

Определение конструктивных и технологических коэффициентов, основанное на методе планирования активного эксперимента, заключается в том, что подбираются такие значения коэффициентов, при которых расчетные значения Вт и J в максимальной степени приближаются к экспериментальным. Для большинства дросселей оптимальные значения Вт и J выбираются по четырем ограничениям (см. рис. 6.6): допустимым потерям, допустимым превышениям температуры в рабочем и аварийном режимах и нелинейности характеристики. Область ограничений определяется коэффициентами араб, аав, Pi.oif, КТ, р0&, К3, Км, N(Bm) при определенных значениях исходных данных и ограничивающих параметрах идр, I, АТраб, АТав, Рдр, /, Кф, К, а, Куш. Из четырех ограничений определяются три пары значении Вт и J. Приравнивая их к экспериментально определенным значениям, можно найти значения шести коэф-

фициентов. Однако ограничение по нелинейности характеристики является очень жестким и поэтому вместо трех значений Вт практически имеется только одно, что снижает число определяемых параметров до четырех. Для сокращения числа определяемых коэффициентов можно определить р^ по (10.1), а КТ положить постоянным, например Кт = 0,2. Это не внесет большой погрешности, так как роб определяется с удовлетворительной точностью, а во все формулы для расчета превышения температуры обмотки входит величина а(1— Кт). Поэтому непостоянство Кт будет учтено соответствующим изменением а. Для определения точных Значений технологических коэффициентов ара6, аав, pt.oij, N(Bm) варьируем их до совпадения расчетных значений Вт и J (по всем ограничениям) с экспериментальными.

Аналогично по совпадению расчетных и экспериментальных значений Go6, GCT можно подобрать значения коэффициентов заполнения Д, Км. Вместо Км может быть определен зазор между магнитопроводом и катушкой Ат.

Формулировка задачи экспериментального определения технологических коэффициентов может быть следующей: подобрать значения параметров Н так, чтобы расчетные параметры Е' (Н) - совпадали с экспериментальными Е (Н), т. е.

Е'(Н) = Е(Н), ■(7.13)

где Е' — матрица-столбец расчетных параметров размером q х 1; Е — матрица-столбец экспериментальных значений тех же параметров размером <7х 1; Н—матрица-столбец определяемых коэффициентов размером / х 1.

Если q=l, то (7.13) выполняется точно. Если l>q, то некоторые коэффициенты можно задавать произвольно, а при l<q можно лишь определять значения коэффициентов Н, обеспечивающих наилучшее приближение матрицы Е' к матрице Е. В качестве расчетных параметров (целевых функций) удобно выбирать максимальные значения магнитной индукции при ограничениях по потерям В'тР и температуре в рабочем В^ра& и аварийном 1%ав режимах, расчетные значения плотности тока при ограничениях по потерям JP и температуре в рабочем Jpa& и аварийном JaB режимах, а также массы обмотки G^ и стали магнитопровода GcT. Перечисленные расчетные параметры зависят от коэффициентов р^; Р1,Ои; араб; аав; КТ; К3, поэтому условие (7.13) может быть записано:

В'тР = Вт, JP = J", Вт раб Вт ’ *7раб ^ B'mub~Bm, Tob = J',(7-14)

^7рб ^7©б ?' ^СТ ^СТ 9

где Вт, J, G^ и GCT получены опытным путем.

Зависимости Е'(Н) удобно представить в виде уравнений регрессии, коэффициенты которых могут быть определены методом планирования эксперимента. При этом факторы, подлежащие изучению, являются управляемыми, линейно и функционально независимыми, а также непротиворечивыми. Метод был применен для получения уравнений регрессии в целях поиска уточненных значений конструктивных и технологических коэффициентов балластных дросселей для люминесцентных ламп мощностью 40 Вт. При анализе поставленной задачи были приняты следующие управляющие факторы (с их номинальными значениями): 1) напряжение на дросселе URp = = 167 В; 2) ток дросселя /=0,43 А; 3) мощность допустимых потерь Рдр = 9,6 Вт; 4) допустимое превышение температуры обмотки в рабочем режиме АТраб = 55° С; 5) допустимое превышение температуры обмотки в аварийном режиме АТав = = 160° С; 6) допустимая кратность пускового 'тока К/ав=1,7; 7) допустимая кратность напряжения на дросселе в аварийном режиме К(7ав=1,45, а также следующие технологические и конструктивные коэффициенты, являющиеся факторами, подлежащими уточнению: 1) р11О// = 2,25 Вт/кг; 2) ро6 = 2,4 Вт/кг; 3) К, = 0,9; 4) Кт = 0,2; 5) Дт = о’,О5 см; 6) ара6 = 0,0017 Вт/(см2 • ° С); 7) аав = 0,0022 Вт/(см2 -° С); 8) N (Вт) = 0,3.

Таким образом, восьми подлежащим уточнению факторам соответствуют восемь целевых функций (функций отклика), которые отражают свойства и качество процесса в целом.

При организации планирования активного эксперимента необходимо составить матрицу планирования, в которой нужно предусмотреть диапазоны варьирования управляемых технологических коэффициентов. Базовая точка (центр экспериментирования) Н,о обычно выбирается в точке номинального режима рассматриваемого процесса, если нет информации о некоторой точке с лучшими целевыми функциями. Интервал варьирования 8Hf не должен быть большим, так как это не даст возможности определить ряд характерных особенностей поверхности отклика, или слишком малым, что вызовет рост погрешностей при определений составляющих градиента и замедлит движение к экстремуму. Контроль и определение искомых технологических факторов проводились при значениях параметров, представленных в табл. 7.4.

Поскольку количество факторов в рассматриваемом случае равно 15, то соответственно велико количество строк полной матрицы планирования, т. е. количество точек факторного пространства, в которых нужно проводить опыты. В связи с тем что в задаче оптимального экспериментирования, как показали

Таблица 7.4. Уровни и шаги варьирования управляющих факторов

Уровень, шаг

в

I,

А

/>

Вт

АТрдб, ° С

АГа„

° С

К1а.

Х^/ав

БУ

167

0,43

9,6

95

160

1,70

1,45

ШВ

25

0,06

0,8

15

20

0,10

0,05

НУ

142

0,37

8,8

80

140

1,60*

1,40

ВУ

192

0,49

10,4

НО

180

1,80

1,50

Уровень, шаг

®раб, Вт/(см2 • С)

®aBi

Вт/(см2 • С)

Р1.0//, Вт/кг

К,

Дт, см

Роб,

Вт/кг

N^

БУ

0,0017

0,0022

2,25

0,90

0,05

0,20

0,30

ШВ

0,0003

0,0003

0,35

0,05

0,01

0,01

0,05

НУ

0,0014

• 0,0019

1,90

0,85

0,04

0,19

0,25

ВУ

6,0020

0,0025

2,60

0,95

0,06

0,21

0,35

Примечание. БУ—базовый уровень управляющего фактора: ШВ — шаг варьирования; НУ и ВУ—нижний и верхний уровни управляющего фактора соответственно.

расчеты, при вариации параметров на 10—15% значимыми являются коэффициенты только при первых степенях параметров, то можно уменьшить количество строк матрицы планирования. Это достигается с помощью использования дробного факторного эксперимента [7.6, 7.7]. В нашем случае количество строк дробной матрицы планирования NttiM,n = = 2п-р = 215-11 = 16, где и — число линейных факторов; р— показатель дробности дробного факторного эксперимента. Для подобных матриц должны соблюдаться, как и для полной матрицы планирования, условия ортогональности, нормирования и симметричности, что позволяет для вычисления коэффициентов регрессии применять те же расчетные соотношения, что и при полном факторном эксперименте. Предложенным методом были определены восемь технологических факторов для ПРА мощностью 40 Вт. Значения ^i,o// для всех серий ПРА в 1,5—2,5 раза превышали значения удельных потерь по стандартам, что свидетельствует о появлении добавочных потерь при изготовлении магнитопровода. Значение коэффициента N(Bm) на 2—4% превышало значение, рассчитанное по (6.28). Это является следствием того, что характеристики реальных сталей всегда несколько превышают предельные значения, нормируемые стандартами.

Таким образом, определение конструктивных и технологических факторов планирования эксперимента обеспечивает удовлетворительное совпадение с результатами, полученными на макетных образцах ПРА. 172

Глава восьмая

ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА НЕКОТОРЫХ ТИПОВ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПРА

ОСНОВНЫЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОПЕРАЦИИ

Изготовление электромагнитных ПРА в основном ведется по технологии, принятой в производстве маломощных трансформаторов. Некоторые отличия являются характерными лишь для массового производства. Как правило, ПРА выпускаются большими сериями и номенклатура их существенно меньше номенклатуры маломощных трансформаторов.

В настоящее время подавляющее большинство ПРА (около 90%) встраиваются в светильник. Такие ПРА, как правило, не нуждаются в специальном корпусе (бескорпусной вариант). Ниже рассматривается технология изготовления этих ПРА.

Весь технологический процесс изготовления ПРА можно разделить на пять этапов:

изготовление обмотки;

изготовление магнитопровода;

сборка;

пропитка;

испытание и упаковка.

Каждый из этих этапов состоит из отдельных операций или групп операций, которые либо характеризуют изготовление отдельных элементов ПРА, либо состоят из ряда идентичных операций. Такое деление этапов удобно, так как позволяет подробно описать технологию изготовления ПРА.

Изготовление обмотки ПРА осуществляется в следующей последовательности: изготовление каркаса, намотка катушки, контроль готовой обмотки ПРА.

Изготовление магнитопровода ПРА всегда начинается с изготовления калибровочной ленты электротехнической стали. Производство пластинчатого и ленточного магнитопроводов существенно различается. Пластинчатый магнитопровод формируется из большого числа однотипных пластин, полученных в процессе их штамповки из электротехнической стали. При изготовлении ленточного магнитопровода необходима его навивка, спекание, резка. Применяется также ленточно-пластинчатая конструкция, при которой магнитопровод представляет собой сочетание витых и штампованных частей. Для улучшения магнитных характеристик в любом случае целесообразен отжиг готового магнитопровода. Особенно он необходим при изготовлении ленточных магнитопроводов. Операции контроля готового магнитопровода и катушки ПРА обычно не применяются.

Рис. 8.1. Термопластоавтомат типа ДБ-3328

Сборка ПР А существенно различается для конструкций с пластинчатым или ленточным магнитопроводом. Сборка является достаточно трудоемким процессом, поэтому внедрение автоматизации в этот процесс, представляется наиболее эффективным фактором снижения трудоемкости изготовления ПРА.

Отдельными операциями после сборки, как правило, бывают их вакуумная пропитка и окраска.

Аппараты независимого исполнения необходимо помещать в специальный корпус и заливать электроизоляционным компаундом. Последняя группа технологических операций—испытание и упаковка готового ПРА.

ИЗГОТОВЛЕНИЕ ОБМОТКИ

Первая группа операций при изготовлении обмотки ПРА — изготовление изолирующих катушку деталей из электроизоляционных материалов. Пластмассовые детали обмотки (передняя и задняя щеки, литой каркас, крышки и т. д.) производятся на литьевых машинах, например, типа ДБ-3328.

Однопозиционная машина типа ДБ-3328 для литья под давлением термопластичных материалов (термопластоавтомат) используется для изготовления одной .или одновременно нескольких деталей в зависимости от их конфигурации, массы' и площади. Общий вид машины показан на рис. 8.1. 174

Технические данные термонластоавтомата:

Напряжение питания, В380

Время впрыскивания номинальной дозы материала в форму, с1,2

Емкость бункера, дм3 - - 30

Габаритные размеры (ширина х длина х высота), мм 3380x900x 1720

Масса, кг . . . 2695

Несущим звеном машины является станина 1, на которой закреплены основные узлы: механизм впрыска 2, гидропривод 3, панель манометров 4, узел охлаждения 5, механизм запирания 6, командоаппарат запирания 7, материальный цилиндр 8, бункер 9, передняя плита 10, редуктор 11, командоаппараты перемещения 72 и дозировки 13.

Гидропривод состоит из гидроагрегата, гидромотора и золотника, блокировки охлаждения, соединенных между собой трубопроводами.

Гранулированный материал из бункера попадает в загрузочную воронку передней плиты на вращающийся шнек и продвигается вдоль материального цилиндра; Движение материала происходит за счет разницы между коэффициентом трения материала о шаек и стенки цилиндра. Коэффициент трения о стенки цилиндра должен быть больше, чем коэффициент трения материала о шнек. Продвигаясь вперед, материал разогревается, перемешивается и в расплавленном состоянии скапливается в камере перед шнеком. Расплавленный материал с

Рис. 8.2. Намоточный полуавтомат типа ТАЛ

помощью механизма впрыска подается в закрытую литьевую форму. После некоторой выдержки форма раскрывается, и готовые детали- с литником выпадают в специальную тару.

Намотка катушек производится на намоточных станках, например полуавтоматах типа ТА-1 или типа ПР-159М, модернизированных для одновременной намотки трех катушек. Производительность полуавтомата типа ПР-159М около 300 катушек в смену при скорости намотки 1700 об/мин. При намотке катушек следует учитывать важный технологический фактор — натяжение провода. При максимальном натяжении в эмалевой изоляции возможно появление трещин и разрывов вследствие растяжения волокон при изгибе, возможен обрыв провода или уменьшение его сечения в местах изгиба. При минимальном натяжении катушка получается бочкообразной, больших размеров, поэтому для каждой партии обмоточного провода рекомендуется экспериментально устанавливать усилие натяжения.

Намоточный полуавтомат типа ТА-1 предназначен для изготовления в массовом производстве катушек, применяемых в технике связи и электротехнической промышленности. Общий вид полуавтомата показан на рис. 8.2.

Технические данные полуавтомата:

Напряжение питания,В380

Диаметр наматываемой проволоки, мм0,12—0,5

Пределы подачи, мм0,12—1,08

Настраиваемая длинахода,мм5—60

Габаритные размеры (длина х ширина х высота), мм 1225x400x 1140

Несущим элементом полуавтомата является станина 5 сварной конструкции, на которой смонтированы основные узлы: шпиндельная коробка 7, суппорт 2, стол 4, электронный счетчик оборотов 6, натяжное устройство 1.

Шпиндельная коробка предназначена для создания главного движения — вращения и движения подачи, необходимых для намотки. Суппорт придает проволоке необходимое для намотки вращательное движение валу, на котором монтируется намоточная головка, укладывающая проволоку. Закрепленная на листовом каркасе отливка стола соединяет в одно целое шпиндельную коробку и поворотный стол 8, на который закрепляются намоточные оправки. Стол за один полный оборот вокруг своей оси останавливается в четырех положениях. Во время остановки на оправку, попадающую в зону намотки, наматывается проволока, а с оправки, расположенной с противоположной стороны поворотного стола, снимается готовая катушка и оправка готовится для намотки следующей катушки.

Перед намоткой на поворотном столе закрепляются намоточные оправки и подбирается экспериментально при помощи упоров 3 длина хода, соответствующая ширине намотки. На электронном счетчике фиксируется общее число витков, наматываемых при замедленных оборотах. Затем на натяжном узле размещается шпуля с проволокой. Проволока пропускается через натяжное устройство в намоточную головку. После проведения пробной намотки и коррекции подачи, хода и числа оборотов станок включается в 176

Рис. 8.3. Установка роспуска стали типа УРС-2Рис. 8.3. Установка роспуска стали типа УРС-2

Рис. 8.3. Установка роспуска стали типа УРС-2

Рис. 8.3. Установка роспуска стали типа УРС-2

работу. Намоточная головка, вращаясь вокруг намоточной оправки, осуществляет намотку катушки, автоматически раскладывая провод. После окончания намотки катушки поворотный стол поворачивается на одну позицию и т. д.

ИЗГОТОВЛЕНИЕ МАГНИТОПРОВОДА

При изготовлении магнитопровода ПРА рулонная электротехническая сталь распускается на ленты заданной ширины с помощью дисковых ножей на установках роспуска стали типов УРС-2, УРС-3 или на линии типа Л-235. Принцип роспуска на всех установках одинаков, поэтому рассмотрим этот процесс на установке роспуска стали типа УРС-2, общий вид которой представлен на рис. 8.3.

Технические данные установки:Напряжение питания, В380

Рабочее давление сжатого воздуха, МПа0,4—0,6

Максимальная ширина рулона распускаемой стали, мм250

Диапазон регулирования скорости резания (при диаметре ножей 200 мм), м/мин12—120

Габаритные размеры установки (длина х ширина х х высота), мм 3300х 1265 х 1675

Несущим элементом установки является станина 9 сварной конструкции из листовой стали, на которой монтируются все основные узлы установки: рулонодержатель 8, питатель 1, режущий блок 11, кромкокрошитель 3, наматыватель 4, устройство для снятия заусенцев 2, привод 7.

Рулонодержатель состоит из четырех сегментов, которые могут сжиматься и разжиматься, что позволяет надежно закреплять рулон стали. Питатель предназначен для направления полосы рулона в ножи. Режущий блок является основным рабочим органом' установки, с помощью которого рулон режется на полосы в продольном направлении. Наборы ножей 10 устанавливаются в 177

центрах валов, которые имеют возможность осевого смещения, что обеспечивает регулировку бокового зазора между ножами. Наматыватели служат для наматывания с помощью маховика нарезанных лент на катушки, закрепленные на наружном конце вала. Катушки имеют прорези для заправки в них начальных концов лент.

Наборы ножей 10, получая вращение от привода, протягивают полосу рулона, разматыв'ая его, и разрезают ее на ленты. Ленты, проходя через устройство для снятия заусенцев 2, наматываются на катушки наматывателей 4. Боковые отходы полосы направляются улавливателями в кромкокрошитель 3, где разрубаются на куски длиной не более 135 мм, и по лотку попадают в ящик 6. Рулон устанавливают и закрепляют на рулонодержателе 8 с помощью тельфера или тали и пневмопривода, а полосы рулона подают в ножи и заправляют ленты в катушки вручную. Съем катушек с валов на тележку 5 осуществляется с помощью пневмопривода.

Технологический процесс и оборудование для изготовления балластных дросселей на пластинчатом магнитопроводе. В настоящее время этот тип магнитопровода широко применяется в ПРА, выпускаемых как в нашей стране, так и за рубежом. Основной .частью таких ПРА является пластинчатый броневой магнитопровод, набранный из пластин в форме П — Т и М — Т, которые изготовляются из электротехнической изотропной холоднокатаной стали в основном марки 2212 по ГОСТ 214272-83. В основу технологического процесса изготовления магнитопроводов положен процесс штамповки пластин из рулонной стали на листоштамповочных пресс-автоматах типа А-6224 с применением твердосплавных штампов, например, типа ТШ-336 (рис. 8.4) [8.1].

Производство пластин магнитопроводов ПРА требует высокой точности подачи материала. Пресс-автоматы современных конструкций отличаются малошумностью, возможностью эксплуатации твердосплавных штампов, надежной системой смазки и т. п.

Рулонная электротехническая сталь шириной 240—250 мм разрезается на ленты, которые заправляются в разматывающее устройство листоштамповочного автомата. Вырубка, например, П—Т-образных пластин, производится на однорядном штампе последовательного действия, работающем в автоматическом режиме. Один из вариантов раскроя стали при штамповке П — Т-образных пластин приведен на рис. 8.5. Листоштамповочный пресс-автомат типа А-6224 относится к типовому оборудованию отечествейного производства и имеется на всех предприятиях, занятых производством ПРА, поэтому его технические данные не приводятся.

Штамп типа ТШ-336 (рис. 8.4) имеет пуансоны и матрицы, армированные твердым сплавбм марки ВК-20 по ГОСТ 3882-74. Пуансон для вырубки Т-образных пластин (рис. 8.4,6) собирается из двух прямоугольных твердо-

Рис. 8.4. Твердосплавный штамп типа ТШ-336

сплавных пластин, а для вырубки П-образных пластин (рис. 8.4,в)—из трех фигурных твердосплавных пластин. Боковой нож состоит из одной твердосплавной пластины (рис. 8.4,г), имеющей прямоугольную форму с выступом. Для изготовления матрицы штампа твердосплавные вставки и закрепляются в обоймах с помощью зажимных планов, образуя окна для прохода пуансонов и бокового ножа (рис. 8.4,а). Твердосплавные штампы и высокостойкая оснастка, предназначенные для длительной эксплуатации в производстве, больше зависят от состояния оборудования и качества штампуемого материала, чем стальные штампы. Для повышения стойкости штампа подающее устройство пресса типа А-6224 снабжено приспособлением для двухсторонней смазки полосы электротехнической стали тонким слоем состава, состоящего из смеси толуола с керосином. При использовании твердосплавных штампов следует применять двухстоечные прессы, а для повышения жесткости штампов рекомендуется крепить их непосредственно возле колонок. При эксплуатации твердосплавных штампов в целях предотвращения абразивного износа режущих элементов штампа нужно следить за отсутствием окалины и наличием смазки электротехнической стали. Во время штамповки необходимо наблюдать за удалением отходов, которые не должны попадать в рабочую зону штампа или на ленту 179

Рис. 8.5. Вариант раскроя стали:

/ — отход; 2—П-образные пластины; 3—Т-образные пластины

металла. В процессе работы следует проводить переточку штампа с помощью алмазного круга. Для компенсации износа направляющих в конструкции разрезных втулок штампа типа ТШ-336 предусмотрена возможность регулирования зазора между колонкой и втулкой за счет обжатия втулки в коническом отверстии плиты. В процессе вырубки пластин методом штамповки из-за затупления режущих кромок штампа образуются заусенцы по вырубаемому контуру „пластин, которые замыкают пластины между собой, увеличивая тем самым потери на вихревые токи. Чем меньше размер заусенцев на пластине, тем меньше наклеп и, следовательно, выше магнитные свойства стали и меньше акустический шум ПР А.

Рассмотрим некоторые виды штамповочного оборудования, используемого в производстве пластинчатых магнитопроводов. Автоматический эксцентриковый пресс типа АШ-12.

Технические данные пресса типа АШ-12:

Максимальное усилие, кН125

Мощность двигателя, кВт0,75

Габаритные размеры стола, мм 280x250

Длина хода ползуна, мм12

Шаг подачи ленты, мм0—60

Максимальная ширина ленты, мм45

Максимальная толщина ленты, мм0,5

Максимальная высота штампа, мм161

Габаритные размеры пресса (высота х длина х х ширина), мм 1950х 1100 х 500

Масса, кг 800

Станина пресса сварная, полностью закрыта, изготовлена из листовой стали и имеет повышенную жесткость, что гарантирует длительную работу пресса в условиях массового производства. Направление верхнего ползуна обеспечивается с помощью 16 регулируемых держателей на игольчатых роликах в отличие от традиционного поводка со скользящими рельсами, что исключает возможность поперечных люфтов ползуна. С помощью винтового кривошипа можно регулировать положение ползуна по высоте. Предусмотрена возмож- 180

Рис. 8.6. Пресс-автомат типа ИМ-98

ность регулирования как бокового люфта, так и люфта по высоте ползуна, чем обеспечивается точность хода ползуна в процессе длительной эксплуатации. Рычаги подающего устройства расположены вне кожуха пресса, что позволяет достаточно просто регулировать механизм подачи ленты в штамп. Привод осуществляется с помощью динамического балансированного маховика и клиноременной передачи, которая дает возможность изменять число ходов ползуна так, чтобы не нарушалась синхронность работы пресса и сборочных приспособлений. Подача регулируется настройкой ползушки, находящейся в диске и закрепленной на главном валу. Этот механизм устанавливает требуемый шаг подачи. Направление ленты к штампу обеспечивается коническими роликами, которые регулируются в зависимости от ширины ленты.

Быстроходный вырубной пресс-автомат типа ИМ-98 предназначен для вырубки деталей из рулонного материала штампами, в том числе и твердосплавными. Он применяется в массовом и крупносерийном производстве. Общий вид пресса показана на рис. 8.6.

Технические данные пресс-автомата:

Мощность двигателя,кВт 22

Номинальное усилие,кН250

Ход ползуна, мм16

Число ходов ползунав мин 160—1600

Наибольшее расстояние между столом и ползуном в его нижнем положении при верхнем положении регулировки, мм ....,/200

Регулировка расстояния между столом и ползуном, мм16

Размеры стола (ширина х длина), мм 570 х 520

Размеры отверстия в столе (ширина х длина), мм 400x160

Толщина подштамповой плиты, мм10

Расстояние между стойками (в свету), мм600

Размеры ленты (ширина х толщина), мм(20—160) х (0,35'—1,8)

Шаг подачи, мм0—ПО

Высота подачи ленты над уровнем пола, мм 935—970

Габаритные размеры пресса (длина х ширина х высота), мм- 2355х 1122 х 2223

Масса пресса, кг3925

181

Рис. 8.7. Листоштамповочный автомат типа АВ-6232

Несущим элементом пресса-автомата является станина 1, на которой смонтированы основные узлы: электропривод б, муфта-тормоз 4, ползун 8, уравновешивающий механизм 2, пневматический уравновешиватель 3, цилиндрический редуктор 5, валково-секторная подача 7 с механизмом грубой и точной настройки тага подачи. Электрооборудование и органы управления смонтированы в электрошкафе 9.

Пресс-автомат может работать в двух режимах—наладочном и автоматическом. В наладочном режиме при малом числе ходов ползуна регулируется требуемый шаг подачи: вначале грубо—изменением радиуса кривошипа на валу подачи, затем тонко—в диапазоне ±0,8 мм поворотом эксцентриковой оси. После этого к столу и ползуну пресса закрепляется штамт

Рис. 8.8. Установка термического обезжиривания и покрытия типа УТОП-2Рис. 8.8. Установка термического обезжиривания и покрытия типа УТОП-2

Рис. 8.8. Установка термического обезжиривания и покрытия типа УТОП-2

Рис. 8.8. Установка термического обезжиривания и покрытия типа УТОП-2

Переключение пресса в автоматический режим и переключение муфты пресса допускаются при частоте вращения маховика не более 200 об/мин с последующим плавным выходом на требуемую производительность. Стальная лента, подаваемая в штамп с помощью валково-секторной подачи, при каждом ходе пресса продвигается по матрице штампа в зону вырубки. Вырубленные детали отводятся по лоткам непрерывным потоком. На выходе из лотков от непрерывного потока деталей отсекается вручную или автоматически пакет заданной длины и скрепляется либо с помощью липкой ленты, либо механически на основании корпуса дросселя с помощью отгибающихся усиков. Такие пакеты пластин поступают на линию первой сборки балластных дросселей. Если магнитопровод пластинчатый, то из пакетов отсекаемых деталей сразу формируется магнитопровод и на выходе лотков осуществляется первая сборка дросселей.

Листоштамповочный автомат с нижним приводом типа АВ-6232 предназначен для изготовления деталей из металлической ленты методом холодной штамповки в массовом и крупносерийном производстве. Общий вид пресса показан на рис. 8.7.

. . 1600 . . . 40 50—250. . . 3,6 . . 250. . . 80. . 1600 . . . 40 50—250. . . 3,6 . . 250. . . 80. . 1120x560 . . 900x360 360 X (1—3,6) 50. . 1120x560 . . 900x360 360 X (1—3,6) 50Технические данные пресса:

. . 1600 . . . 40 50—250

. . . 3,6 . . 250

. . . 80

. . 1600 . . . 40 50—250

. . . 3,6 . . 250

. . . 80

. . 1120x560 . . 900x360 360 X (1—3,6) 50

. . 1120x560 . . 900x360 360 X (1—3,6) 50

Номинальное усилие, кН

Ход ползуна, мм

Частота ходов, с-1

Путь ползуна до крайнего нижнего положения, мм . .

Расстояние между столом и ползуном, мм

Регулировка расстояния между столом и ползуном, мм

Расстояние между направляющими втулками колонн (в свету), мм

Размеры отверстия в столе (длина х ширина), мм .

Размеры ленты (ширина х толщина), мм . -

Скорости подачи ленты клещевой подачей, м/мин . . . .

Наибольший шаг подачи, мм280

Высота стола над уровнем пола, мм1150

Толщина надштамповой плиты, мм 120

Габаритные размеры пресса автомата (длина х ширина х х высота), мм 4140x 2640 x 2670

Масса пресса (без электрооборудования), кг 22400

Несущим элементом пресса-автомата является станина б, на которой смонтированы основные узлы: клещевая подача 1, устройство смазки ленты 2, ползун 3, проводка для ажурной ленты 4, ножницы 5 для резки ажурной ленты на куски, уравновешиватель 7, муфта-тормоз 8, эксцентриковый вал 9, привод подачи 10, устройство для установки штампа 12. Пульт управления 11, шкаф с электрооборудованием 13 и электродвигатель 15, приводящий в движение пресс, установлены так же, как и собственно пресс на бетонном фундаменте 14.

Принцип работы пресса такой же, как и принцип работы пресса-автомата типа ИМ-98.

Технологический процесс и оборудование для изготовления балластных дросселей на ленточном магнитопроводе. Технологический процесс, изготовления ленточных магнитопроводов включает следующие операции:

обезжиривание и нанесение электроизоляционного покрытия на одну из поверхностей стали;

навивка магнитопровода;

отжиг, спекание и калибровка;

резка магнитопровода;

снятие заусенцев и выходной контроль.

Как правило, для изготовления ленточных магнитопроводов применяется электрбтехническая сталь марок 3413 и 3414 по ГОСТ 21427.1-75.

Установка термического обезжиривания и покрытия типа УТОП-2 предназначена для термического обезжиривания и нанесения электроизоляционного покрытия на ленту из электротехнической стали. Общий вид установки показан на рис. 8.8.

Технические данные установки:

Напряжение питания, В 380

Число ручьев одновременно обрабатываемой ленты3—5

Диапазон регулирования скорости движения ленты, м/мин4, 6, 8, 10 и 12

Производительность установки в зависимости от количества ручьев при скорости 12 м/мин, м/ч17Ю,2280 и 2850

Максимальная температура в верхнем и нижнем ярусах печи, °C... 900

Габаритные размеры установки (длина х ширина х х высота), мм 5787x1850x2130

Масса установки, кг 3800

Несущим элементом установки является сварная станина 1, на которой монтируются основные узлы: ванна для суспензии 2, система роликов 3 с механизмом подъема и опускания, проходная электрическая печь 4, смоточная ось 5, намоточный механизм 6. 184

Рис. 8.9. Автомат типа Ю-936-31 для навивки магнитопроводов

Ванна для суспензии представляет собой сваренный из стальных листов резервуар с расположенными на нем направляющими (откидными) роликами и перемешивающими механизмами. Проходная электрическая печь служит для термического обезжиривания и сушки ленты, а также оплавления покрытия на ней. Печь имеет два яруса, разделенных перегородкой из огнеупорного кирпича. Верхний ярус предназначен для термического обезжиривания ленты, нижний—для сушки и оплавления покрытая. Для измерения температуры в каждом ярусе установлены термопары. Намоточный механизм служит для протягивания ленты через верхний ярус печи, ванну, нижний ярус печи и наматывания ленты на кассеты после покрытия.

Бобины с лентой устанавливаются на смоточную ось. Затем лента проходит по направляющим роликам через верхний ярус печи и после выхода из нее охлаждается сжатым воздухом. Далее лента попадает в ванну с суспензией, которая постоянно перемешивается. При выходе ленты из ванны одна ее сторона очищается от покрытия с помощью специального очистителя и поступает в нижний ярус печи, где происходит оплавление покрытия. После нанесения электроизоляционного покрытия лента поступает на автомат типа Ю-936-31 для навивки магнитопроводов.

Автомат навивки магнитопроводов типа Ю-936-31 предназначен для навивки магнитопроводов из ленты электротехнической стали. Общий вид автомата показан на рис. 8.9.

Технические данные автомата:

Напряжение питания, В •380

Рабочее давление сжатого воздуха, МПа0,4—0,6

Производительность автомата, шт./ч220

Внутренние размеры магнитопровода, мм42,5х 6,6

Толщина навивки, мм6,5

Габаритные размеры (длина х ширина х высота) 1985x1830x 1550

Масса автомата, кг 2000

В состав автомата входят размоточная стойка 1 и собственно автомат. Несущим элементом автомата является станина 10 сварной конструкции, на которой монтируются все основные узлы: механизм заправки ленты 2 с ножницами

Рис. 8.10. Установка калибровки типа КС-7

механизм навивки магнитопровода 4 с постоянной оправкой 5, узел гибки 6 с прижимным роликом 7, узел сварки 8 и выходной наклонный лоток 9.

Лента из бобины с помощью механизма заправки ленты подается в зону навивки магнитопровода. Узел гибки осуществляет формирование конца ленты относительно оправки. При вращении шпинделя, на котором закреплена оправка, лента навивается на оправку при постоянном поджиме прижимным роликом. При достижении необходимой толщины навивки нижний нож обрезает и загибает ленту. Затем магнитопровод перепрессовывается с постоянной оправки на оправку спекания, сбрасывается на склиз и перемещается, в приемную тару. После этого заготовки витого магнитопровода поступают на операции отжига, спекания и калибровки, осуществляемые на установке калибровки типа КС-7.

Установка калибровки типа КС-7 предназначена для отжига, спекания и калибровки магнитопроводов из электротехнической стали толщиной 0,35 мм, навитых на оправки высотой не более 70 мм. Общий вид установки показан на рис. 8.10.

Технические данные установки:

Напряжение питания, В 380

Рабочее давление сжатого воздуха, мПа0,4—0,6

Время разогрева печи до температуры 950° С после 20—24-часового перерыва в работе, ч .2,5—3

Производительность установки, магнитопроводов в час (в зависимости от типоразмера)55—115

Габаритные размеры установки (длина х ширина х х высота), мм 6896x1396x3650

Масса установки, кг 4936

Установка состоит из трех основных частей: устройства для подачи и перемещения через печь заготовок навитых магнитопроводов 2, проходной электрической печи 7 и механизма сброса магнитопроводов 4 с наклонными лотками 3.

На установку поступают с полуавтомата навивки заготовки из витых магнитопроводов. Устройство для подачи и перемещения подает их в два ряда по лоткам в проходную электрическую печь. По мере продвижения через печь заготовки постепенно нагреваются до температуры 730° С, а затем постепенно охлаждаются. 186

Рис. 8.11. Полуавтомат типа Ml-002 для разрезания ленточных магнитопроводов

В печи заготовки, постоянно находятся под давлением со стороны калибрующих цилиндров, кроме моментов времени, когда подаются и продвигаются по лоткам в печь очередные заготовки. Под действием высокой температуры и давления со стороны калибрующих цилиндров осуществляются: восстановительный отжиг электротехнической стали, из которой навит магнитопровод; формирование окончательных размеров размягченного магнитопровода (калибровка); спекание магнитопровода в монолит благодаря постепенному расплавлению, а затем застыванию нанесенного на ленту электромагнитного слоя. Вышедшие из проходной печи заготовки остывают до 400—500° С и сталкиваются механизмом сброса на наклонные лотки, а по ним в тару. После остывания с заготовок удаляются оправки спекания, и они поступают на операцию разрезки на полуавтомат типа Ml-002 для разрезания магнитопроводов.

Полуавтомат типа М1-002 для разрезания магнитопроводов предназначен для разрезания ленточных магнитопроводов длиной 71 мм абразивными кругами диаметром 300 мм. Общий вид полуавтомата показан на рис. 8.11.

Технические данные иолуавтомата:

Напряжение питания, В 380

Размер обрабатываемых магнитопроводоВ' (длина х ширина х х высота), мм71x57,5x19,6

Производительность полуавтомата,шт/ч160

Количество одновременноразрезаемыхзаготовок, шт2

Габаритные размеры (длина х ширина х высота), мм 1630x 169x 1760

Масса полуавтомата, кг 1700

Несущим элементом полуавтомата является станина 5 сварной конструкции, на которой смонтированы основные узлы: механизм подачи магнитопровода 2 в зону резания, механизм для охлаждения 3 разрезаемого магнитопровода и механизм резания магнитопровода 4.

Механизм подачи магнитопровода в зону резания состоит из двух барабанов. Барабаны служат для загрузки магнитопроводов (на каждом барабане по 10 загрузочных позиций), их транспортировки в зону резания и рабочей подачи заготовки относительно круга. Механизм резания магнитопровода состоит из двух разрезных головок, на которые закрепляются абразивные круги, вращающиеся с частотой 1440 об/мин. Механизм для охлаждения магнитопровода в зоне резания состоит из двух насосов для подачи эмульсии, магнитного сепаратора для улавливания частиц и бака для эмульсии.

Перед включением полуавтомата неразрезанный витой магнитопровод размещается на откидные полуоправки в зоне загрузки 7. После включения полуавтомата зона барабана с загруженными ячейками перемещается в зону резания, где происходит разрезание магнитопровода. Одновременно с процессом резания вручную загружают магнитопроводы на полуоправки. Зона резания охлаждается эмульсией, которая подается через систему’ трубопроводов. При износе абразивного круга происходит автоматическое отключение полуавтомата. Разрезанный магнитопровод снимается вручную, складывается в специальную тару и подается к станку для снятия заусенцев.

Станок для снятия заусенцев с магнитопровода предназначен для снятия заусенцев с заготовок ленточных магнитопроводов после операции разрезки.

Технические данные станка

Габаритные размеры (длина х ширина х х высота), мм 1120x620x1000

Частота вращения шлифовального круга, об/мин780

Установленная мощность, кВт0,8

Станок состоит из следующих основных узлов: станины и электропривода. Станина имеет сварную конструкцию коробчатой формы, внутри которой размещены электропривод и вентиляционная система. С помощью абразивного круга, установленного на вращающемся вертикальном валу, происходит доведение поверхности места разреза витого магнитопровода до чистоты, определяемой требованиями технической документации. Затем витая часть магнитопровода поступает на линию первой сборки ПРА.

Если магнитопровод балластного дросселя ленточно-пластинчатый, то пластинчатая часть магнитопровода изготовляется на прессах-автоматах типов ИМ-98, А-624 и им подобных. Основание и крышка корпуса балластного дросселя выполняются на листоштамповочных автоматах типа АВ-6232.

Изготовление магнитопроводов балластных дросселей, как и вообще электрических аппаратов, может включать различные виды операций: роспуск ленты на полосы заданной ширины, штамповку, изгиб, навивку магнитопроводов из ленты, резку навитых магнитопроводов абразивными кругами, шлифовку и т. д. Все эти операции вызывают внутреннее изменение структуры магнитного материала и в большинстве случаев ухудшают его магнитные свойства—расширяется петля гистерезиса и возрастают магнитные потери, уменьшается магнитная прони- 188

цаемость и увеличивается коэрцитивная сила. Степень изменения магнитных и электрических свойств зависит от размеров обрабатываемого образца и видов механической обработки. Так, например, резка стали марки 3413 толщиной 0,35 мм на полосы шириной 2,5 и 30 мм вызывает увеличение удельных потерь на 7,5 и 12% соответственно. Существенное ухудшение магнитных свойств стали происходит при штамповке пластин магнитопровода. При этом свойства стали особенно резко ухудшаются в зоне наибольшей деформации — на расстоянии 0,5—3 мм от края листа. Размер этой зоны зависит от качества штампа, толщины и сорта стали. При использовании затупленного инструмента для штамповки образуются заусенцы пластин, которые приводят к замыканиям и, как следствие, к повышению потерь в стали и снижению коэффициента заполнения пакета сталью.

Стягивание пластин стали в пакеты также ухудшает магнитные и электрические свойства стали. При этом электрическое сопротивление уменьшается, а потери возрастают. Например, при сжимающем усилии, равном 10 мПа, потери в стали марки 3413 возрастают примерно на 200%. Поэтому при сборке ленточных магнитопроводов трансформаторов и отдельных конструкций дросселей усилие стяжки, с одной стороны, должно быть достаточным для получения минимального зазора в стыке и, с другой, не превышать 1 —1,5 мПа для поперечного сечения стержня магнитопровода, иначе наблюдается рост потерь в сердечнике.

При изгибе пластин (ленты) электротехнической стали толщиной 0,35 мм при радиусе г=80 мм поверхностные слои ленты уже будут испытывать пластическую деформацию, а внутренние— упругую. Отличительная особенность такого вида деформации состоит в деформации всего объема металла, что, как правило, приводит к более существенному ухудшению магнитных свойств, чем при штамповке. Так, магнитная индукция в сильных полях в стали марки 3414 снижается очень значиельно: при г, м, составляющем оо, 0,07 и 0,03 магнитная индукция S25oo- Тл, равна соответственно 1,90; 1,26 и 1,10.

Как указывалось выше, для изготовления магнитопроводов дросселей преимущественно используются холоднокатаная, электротехнические стали—изотропная марки 2212 и анизотропная с ребровой структурой марок 3413 и 3414.

Особенностью холоднокатаной текстурованной стали (с ребровой или кубической структурой) является наличие ярко выраженной кристаллической структуры. Это обусловливает анизотропию магнитных и электрических свойств. Поэтому магнитопроводы, изготовляемые из такой стали, должны быть такой конфигурации, чтобы магнитный поток в основном совпадал с направлением проката стали. В полной мере это удается осуществить для ленточных магнитопроводов. При использовании пластинчатых магнитопроводов в любом случае

будут участки магнитопровода, в которых магнитный поток ориентирован под разными углами к направлению проката.

При таких операциях с готовым магнитопроводом, как резка, опиловка, обточка, шлифовка, нарушается изоляция между пластинами и увеличиваются вихревые токи и потери в стали. Резка навитого магнитопровода осуществляется, как правило, на две симметричные равные части, что приводит к образованию воздушного зазора при стыковке после резки. На основании практических данных установлено, что воздушный зазор между точно обработанными поверхностями, соединенными без давления, равен /в = 0,035 мм (на практике зазор стыка принимают равным 0,05 мм), при давлении порядка 20 мПа зазор становится практически равным нулю.

Кроме образования воздушного зазора резка магнитопровода вызывает деформацию материала по поверхности разреза, разрушение . межвитковой изоляции и замыкание соседних витков. Воздушный зазор и деформация материала увеличивают намагничивающий ток, а межвитковое замыкание на торцах, разрушение изоляции и замыкание на торцах, разрушение изоляции и замыкание соседних витков ленты заусенцами приводит к росту потерь на перемагничивание. Таким образом, операция разрезки увеличивает общие потери на перемагничивание в ленточном магнитопроводе.

Ухудшение магнитных свойств, связанное с технологическими операциями, может быть в одних случаях почти полностью, а в других частично устранено повторным отжигом. Однако отжиг повышает стоимость ПРА. Многочисленные эксперименты показали, что повторный (восстановительный) отжиг повышает магнитную проницаемость на 50—70% и более по сравнению с первоначальной. При этом качество отжига в значительной степени зависит от режима термической обработки: скорости нагревания; температуры, при которой производится выдержка; времени выдержки и скорости охлаждения.

Выбор режима повторного отжига пластин и ленточных магнитопроводов зависит от характера и степени деформации, марки стали, ее состава (легирующих элементов) и тех магнитных

Рис. 8.12. Изменение температуры по длине проходной печи (L—длина печи; /—расстояние от начала печи)

11Рис. 8.13. Сборочные элементы ПРА на пластинчатом магнитопроводе:/ — П-образные пластины магнитопровода; 2—изоляционная прокладка для настройки воздушного зазора; 3—каркасы; 4—монтажная крышка; 5—набор зажимов; 6—Т-образ- ные пластины магнитопровода; 7—основание; 8—прокладка; 9—обмотка; 10—крышкаРис. 8.13. Сборочные элементы ПРА на пластинчатом магнитопроводе:/ — П-образные пластины магнитопровода; 2—изоляционная прокладка для настройки воздушного зазора; 3—каркасы; 4—монтажная крышка; 5—набор зажимов; 6—Т-образ- ные пластины магнитопровода; 7—основание; 8—прокладка; 9—обмотка; 10—крышка

1

1

Рис. 8.13. Сборочные элементы ПРА на пластинчатом магнитопроводе:

/ — П-образные пластины магнитопровода; 2—изоляционная прокладка для настройки воздушного зазора; 3—каркасы; 4—монтажная крышка; 5—набор зажимов; 6—Т-образ- ные пластины магнитопровода; 7—основание; 8—прокладка; 9—обмотка; 10—крышка

Рис. 8.13. Сборочные элементы ПРА на пластинчатом магнитопроводе:

/ — П-образные пластины магнитопровода; 2—изоляционная прокладка для настройки воздушного зазора; 3—каркасы; 4—монтажная крышка; 5—набор зажимов; 6—Т-образ- ные пластины магнитопровода; 7—основание; 8—прокладка; 9—обмотка; 10—крышка

характеристик, которые имеют, основное значение для данного вида изделий. Для холоднокатаной текстурированной стали для повторного отжига широко используются проходные печи. Изменение температуры по длине печи показано на рис. 8.12.

Экспериментальные исследования, проведенные на ПО «Ват- ра», показали, что скорость охлаждения должна быть не более 200—300° С/ч. Это обусловлено тем, что при резком охлаждении магнитопровод расслаивается, в нем увеличиваются удельные- потери и снижается индукция насыщения.

Максимальная температура повторного отжига электротехнической стали ограничивается, как правило, температурой разрушения электроизоляционного покрытия, всегда имеющегося на одной или обеих поверхностях стали. Для холоднокатаной текстурованной стали с электроизоляционным покрытием по ГОСТ 21427.0-75 максимальная температура повторного отжига составляет 790—820° С. Экспериментально установлено, что при температуре отжига 800° С удельные потери снижаются более существенно (в среднем на 3—4%), чем при отжиге при температуре 660—680° С.

Характер повышения температуры не оказывает существен-

191

Рис. 8.14. Автомат типа ЛПА-1 для изготовления настроечных прокладок

ного влияния на качество отжига. Время выдержки при максимальной температуре имеет оптимальное значение, отклонение от которого вызывает ухудшение магнитных свойств.

Существенно отличной является технология изготовления магнитопроводов из ферритов, пресс-порошковых материалов и аморфного железа. Эти материалы позволяют изготовлять магнитопроводы методом прессования, не накладывая жестких ограничений на форму магнитопровода. Производство магнитопроводов из порошковых материалов позволяет снизить трудоемкость изготовления, однако большие удельные потери и размеры получаемых балластных дросселей сделали неэкономичным внедрение их в серийное производство.

СБОРКА

Сборка ПРА иа пластинчатом магнитопроводе. Сборочные элементы одного из типов ПРА на пластинчатом магнитопроводе показаны на рис. 8.13.

Сборка является важнейшей операцией технологического цикла, от качества выполнения которой зависят электрические параметры ПРА. Нарушение технологического процесса является также основной причиной повышения шума ПРА.

Дроссель поступает на монтаж крышки основания, которая

закрепляется завальцовкой на пневматическом прессе. После завальцовки осуществляется контрольная операция — проверка тока настройки дросселя. Затем монтируются боковые крышки, и дроссель поступает на пропитку.

Регулировка рабочего тока ПРА выполняется с помощью настроечных прокладок из различных материалов (латуни, алюминия, электроизоляционного картона и т. д.). Так, прокладки из картона изготовляются на автоматах типа ЛПА-1.

Технические данные автомата ЛПА-1: ■

Мощность приводного двигателя,Вт 35

Мощность двигателя отсоса, Вт150

Скорость подачи ленты, мм/мин.. . 1260

Ширина ленты, мм, не более16

Гаоаритные размеры автомата (ддина х ширина х высота), ММ 1030x430x650

Масса автомата, кг16

Автомат (рис. 8.14) служит для вырезки и шлифовки прокладочного электроизоляционного картона заданных длины и толщины, обеспечивающих требуемый воздушный зазор. Автомат состоит из следующих основных частей: лентодержателя, шлифовального станка, подающего устройства и механизма для резки ленты, который управляется с помощью электронных приборов. Станок шлифует картонную ленту с точностью до 0,01 мм. Отходы шлифования отсасываются. После шлифовки лента необходимой длины, установленной с помощью электронного устройства, подается в штамп, находящийся на магнитном прессе. Электронное реле времени обеспечивает резку ленты заданной длины. Необходимый воздушный зазор устанавливается микрорегулятором на шлифовальном станке.

Рис. 8.15. Линия автоматизированной сборки ленточно-пластинчатого ПРА

193

Унифицированная конструкция ПР А и универсальное оборудование позволяют с небольшими переналадками изготовлять всю номенклатуру ПР А в диапазоне мощностей от 4 до 80 Вт.

Сборка ПРА на ленточном или комбинированном (ленточнопластинчатом) магнитопроводе производится на линии автоматизированной сборки. Общий вид линии показан на рис. 8.15. Ленточная и пластинчатая части магнитопровода ПР А, катушка, крышки и основание корпуса поступают на линию сборки.

Технические данные линии:

Напряжение питания, В380

Такт работы, с3и 4

Габаритные размеры линии (длина х ширина х высота), мм . . 1276x2860x 1120

Линия состоит из сборочного автоматизированного конвейера 4 (рис. 8.15,а), ленточного конвейера 20 (рис. 8.15,6), приемного лотка 19, установленного на нем, и пульта управления 1.

Автоматизированный конвейер выполнен по типу пластинчатого конвейера, пластинами которого служат тележки 3. Каркас конвейера изготовлен из профильного проката и состоит из приводной станции 7, секций 8, 10, 13 и 16, натяжной станции 18. На секции и приводную станции крепятся автооператоры и узлы, выполняющие автоматические операции сборки ПРА: узел фиксации 2, автооператор перегрузки 6, узел фиксации корпуса 5, автооператор установки дросселя 9, автооператор установки скобы 11, узел фиксации магнитопровода 12, автооператор сборки катушек с магнитопроводом 14, узел контроля установки катушек 15, автооператор установки магнитопровода 17.

Линия работает следующим образом. На сборочном автоматизированном конвейере собирается ПРА, затем он перегружается на ленточный конвейер и транспортируется к установке настройки и завальцовки, где устанавливается крышка и происходит настройка и завальцовка. Завальцованные и настроенные ПРА укладываются в тару. После этого они поступают на операцию пропитки, осуществляемую на автоматической установке.

Автоматическая установка для вакуумной пропитки все шире применяется в технологии пропитки.

Вместо пропитки методом окунания при атмосферном давлении все шире начинают применяться процессы насыщения в вакууме и насыщения при использовании вакуума и избыточного давления, т. е. вакуумная пропитка.

Несмотря на разнообразие способов и широкую область применения вакуумной пропитки, осуществляемой в жидкой среде (в пропиточном лаке), ее основные технологические операции и их последовательность состоят в следующем:

подача пропитываемого изделия в пропиточное пространство;

создание вакуума, способствующего уменьшению влажности и удалению газов из пропитываемого изделия;

затопление изделия, находящегося в вакууме, жидким пропиточным материалом;

создание избыточного давления в пропиточном пространстве;

изъятие изделия после удаления пропиточного материала и восстановления в пропиточном пространстве атмосферного давления;

последующая обработка пропитанного изделия (сушка лака).

Технические данные установки:

Напряжение питания, В380

Потребляемая мощность, кВт420

Расход пара, кг/чЮ

Расход сжатого воздуха, м3/ч14

Длина контейнерного пути, 87,6

Число подвесок для изделий, шт73

Скорость перемещения конвейера, м/мин3

Габаритные размеры установки (длина х ширина х х высота), мм 25000х 7000 х 6000

Масса установки, кг 40000

Сначала балластные дроссели, размещенные на подвеске, попадают в проходную камеру предварительного нагрева до температуры 80° С. Затем подвеска устанавливается посредине между двумя полушарами автоклава. Обе половины автоклава смыкаются, и начинается процесс пропитки. Он состоит в следующем:

вакуумирование (остаточное давление 5 кПа);

насыщение в холодном лаке (20° С) в вакууме;

после затопления лаком в автоклав подается сжатый воздух (давление около 200 кПа), что способствует проникновению лака во все пазы изделия.

После окончания пропиточных операций давление в автоклаве уравновешивается атмосферным, полушары автоклава разводятся, подвеска с изделиями перемещается дальше.

Процесс пропитки полностью автоматизирован. Управление осуществляется от конвейера на подвесном устройстве. Таким образом, в случае, если на подвеске нет изделий, то полушары автоклава не соединяются и процесс пропитки не совершается.

После пропитки изделия попадают в проходную камеру сушки. После выхода из нее они снимаются вручную, укладываются в тару и поступают на операцию окончательной сборки на конвейер проверки и маркировки ПРА.

Рис. 8.16. Конвейер проверки и маркировки ПРА

ИСПЫТАНИЕ И УПАКОВКА ГОТОВЫХ ПРА

Контроль качества ПРА является заключительной операцией.

Конвейер проверки и маркировки предназначен для автоматической проверки ПРА при приемо-сдаточных испытаниях и нанесения надписи способом трафаретной печати. Установка набора зажимов производится вручную при поступлении ПРА на конвейер. Общий вид конвейера показан на рис. 8.16.

Технические данные конвейера:

Такт работы конвейера, с6

Загрузка конвейераРучная

Подключение тележек к измерительному стенду на позициях

проверки электрических параметров ."Автоматическое

Напряжение при проверке электрической цепи ПРА, В, ие

более24

Напряжение питания, В380

Наиесеиие маркировки иаПРААвтоматическое

Габаритные размеры конвейера (длина х ширина х высота), мм 5365x 1800x 1690

Масса конвейера, кг1500

Конвейер состоит из приводной станции 1, тележек 2, узла маркировки 3, иатяжйой станции 4, пульта управления 5, узла ввода контактов 6, узла контроля электрической цепи 7, кожухов 8,11 и 14, секций 9 и 15, узлов подачи напряжений 10, механизмов сброса 12 и 16, счетчика-табло 13, а также шкафов управления.

Аппараты с набором зажимов вручную вставляются в тележки в начале конвейера. Продвигаясь совместно с тележкой, ПРА поочередно автоматически подключается к измерительным цепям. При этом происходит проверка коммутации цепи и следующих параметров: электрического сопротивления изоляции, электрической прочности изоляции, токов пускового и рабочего режимов. Если ПРА не годен по какому-либо из перечисленных параметров, то ои автоматически сбрасывается в специальные, ииши. Общее число отбракованных ПРА по любому параметру в любой момент времени можно получить иа счетчике-табло, нажав соответствующую кнопку. На выходе с конвейера годные ПРА маркируются с помощью механизма трафаретной печати. При отсутствии ПРА иа тележке этот механизм отключается.

На линию упаковки ПРА поступают готовые изделия, где их формируют в блоки и упаковывают в термоусадочную полиэтиленовую пленку.

Технические данные линии:

Напряжение питания, В380

Производительность линии, шт 120—400

Температура в камере усадки пленки, °C40—50

Объем горячего воздуха,. подаваемого вентилятором в камеру усадки пленки, м3/ч(3—10) ■ 10э

Габаритные размеры линии (длина х ширина х х высота), мм 4900 x 2800 x 2000

Вручную заворачиваются два блока аппаратов в полиэтиленовую пленку, после чего при включении конвейера открываются дверцы камеры усадки, происходит движение конвейерной ленты на один шаг и осуществляется подача сформированных блоков в камеру усадки. Дверцы камеры закрываются, и в течение 1—3 мни происходит усадка полиэтиленовой пленки. После усадки пленки дверцы открываются и происходит движение конвейера на один шаг. Упакованные блоки поступают в камеру охлаждения, а в камеру усадки попадают вновь сформированные блоки. Из камеры охлаждения упакованные блоки поступают на позицию разгрузки и оттуда на склад готовой продукции.

РОБОТОТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ КОМПЛЕКС ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПРА

Полностью автоматизированные процессы штамповки, сборки, настройки и проверки пластинчатых балластных дросселей осуществляются на робототехнологическом комплексе (РТК).

Робототехнологический комплекс, первый в Советском Союзе, был разработан ВПКТИсвет производственного объединения «Ватра». Из-за недостаточного опыта разработчиков он не был лишен некоторых недостатков, связанных прежде всего с невысокой надежностью работы. К сожалению, РТК был лишь опробован, но не был внедрен в технологию массового производства ПРА. Однако даже в таком виде, на наш взгляд, РТК представляет интерес, и поэтому мы сочли целесообразным привести его описание как пример перспективного оборудования для массового производства ПРА.

РТК предназначен для производства ПРА на штампованном магнитопроводе (рис. 8.17). Магнитопровод состоит из двух пакетов I-образных пластин 2, двух пакетов С-образ- ных пластин 7, крышки 3 и катушки 4, заключенной в металлические обоймы 5. После намотки катушки обжимаются до заданных размеров на специальной установке. Металлические обоймы предотвращают возможность повреждения катушек в процессе их автоматизированной сборки с магнитопроводом на РТК.

Основные узлы и механизмы РТК изображены на рис. 8.18. В состав РТК входит следующее оборудование:

стойка размоточная (на ней устанавливаются рулоны электротехнической стали, предназначенной для штамповки магнитопровода);

правйльно-разматывающее устройство, осуществляющее разматывание ленты из рулона, правку и снятие заусенцев с кромок ленты;

пресс-автомат типа ИМ-98;

лотки для транспортировки пластин магнитопровода;

механизм отсекания пакетов пластин магнитопровода и механизм отсекания пакетов пластин заданной длины от непрерывного потока, движущегося по лоткам;

Рис. 8.17. Конструкция ПРА серии 01 исполнения 015Рис. 8.17. Конструкция ПРА серии 01 исполнения 015Рис. 8.18. Робототехнологический комплекс изготовления ПРАРис. 8.18. Робототехнологический комплекс изготовления ПРА

Рис. 8.17. Конструкция ПРА серии 01 исполнения 015

Рис. 8.17. Конструкция ПРА серии 01 исполнения 015

Рис. 8.18. Робототехнологический комплекс изготовления ПРА

Рис. 8.18. Робототехнологический комплекс изготовления ПРА

механизм выдачи, отрезки и укладки двух немагнитных прокладок в зазор магнитопровода;

трехрукий робот-сборщик;

руки робота-сборщика с захватами для С-образных пакетов пластин магнитопровода (см. рис. 8.17);

рука робота-сборщика с захватом для I-образных пластин магнитопровода (см. рис. 8.17);

механизм сборки катушки с магнитопроводом;

транспортная магистраль для крышек;

накопитель для крышек;

механизм выдачи катушек;

накопитель катушек;

микро-ЭВМ типа «Электроника К1-20», управляющая работой механизмов РТК;

двухрукий транспортный робот;

рука транспортного робота с захватом для катушек;

рука транспортного робота с захватом для собранного дросселя;

механизм сборки дросселя с крышкой и основанием;

транспортная магистраль для оснований;

накопитель для оснований;

механизм контроля тока дросселей;

механизм для перемещения годных дросселей;

лоток для бракованных дросселей;

толкатель для перемещения накопленного ряда годных дросселей на шибер;

шибер для накопления годных дросселей;

транспортная тара для годных дросселей.

Технические данные комплекса:

Производительность, шт./ч120

Грузоподъемность захватов робота-сборщика, кг 2

Грузоподъемность исполнительных устройств транспортного робота, кг 5

Вместимость накопителей механизма выдачи катушек, шт50

Вместимость накопителей крышек и оснований, шт100

Вместимость транспортной тары, шт■. . . 900

Занимаемая площадь, м228

Потребляемая мощность (включая пресс-автомат типа ИМ-98), кВт 25

Расход воздуха при давлении в пневмосеги 0,5 МПа, м3/мин 8

Количество типов ПРА, проверяемых механизмом контроля тока дросселей, шт 9

Масса комплекса (без пресса-автомата типа ИМ-98), кг 5700

Лента электротехнической стали 29 с размоточной стойки 1 через правйль- но-разматывающее устройство 2 подается валково-секторной подачей пресс- автомата 3 в зону вырубки деталей магнитопровода. Вырубленные штампы детали по лоткам 4 продвигаются при каждом ходе пресса на толщину материала, из которого вырубаются пластины, в зону отсечки механизма 5. Этот механизм состоит из двух формирователей и упора. Потоки пластин сопровождаются подпружиненными вилками с фланцами. Отсечка происходит при заданном размере пакета пластин с погрешностью, равной толщине материала, из которого вырубаются пластины. Длина набора магнитопровода регулируется установкой бесконтактного датчика с регулировочным винтом. Отсекание и перепрессовка пакетов пластин в захваты рук робота-сборщика 7 осуществляются пуансоном через окно матрицы.

Сначала с помощью механизма 5 осуществляется отсекание одного пакета I-образных пластин в захват руки 10 и одного пакета С-образных пластин в захват руки 9 робота-сборщика 7. Затем робот-сборщик убирает свои руки из зоны отсекания пакетов пластин. При этом захват руки 10 робота-сборщика 7 устанавливается под механизмом б выдачи, отрезки и укладки немагнитных прокладок. К этому моменту времени выдача двух немагнитных прокладок механизмом б заканчивается, и он осуществляет их отрезку и укладку в кассету руки 70 на поверхность пакета I-образных пластин. Длина одной прокладки неизменна и равна длине пакета магнитопровода, отсекаемого в кассету, длина другой изменяется в зависимости от типа ПРА, характеристик стали н степени износа штампа. После этого робот-сборщик 7 снова вводит захваты рук 8, 9 и 10 в механизм 5. Происходит отсечка I-образного пакета пластин в захват руки 10 и С-образного—в захват руки 8 робота-сборщика 7. После этого робот-сборщик 7 убирает свои руки из механизма отсекания 5, поворачивается на 90°, останавливается напротив механизма 11 сборки катушки с магнитопроводом и вводит захваты рук 8, 9 и 10 с пакетами пластин в механизм 11, где к этому времени установлена . и зафиксирована катушка дросселя. Сборка дросселя осуществляется в два перехода. При первом два пакета I-образных пластин с немагнитными прокладками между ними переталкиваются в катушку сверху вниз, а пакеты С-ббразных пластин предварительно выдвигаются из кассет справа и слева до фиксирующих катушку упоров. При втором переходе фиксирующие упоры -убираются и пакеты пластин досылаются в катушку. После этого робот-сборщик 7 убирает свои руки из механизма 11, поворачивается на 90°, останавливаясь напротив механизма 5, и вводит в механизм отсекания пакетов пластин захваты рук 8, 9 и 10. Подача катушки в механизм сборки 11 осуществляется транспортным роботом 17 из механизма выдачи катушек 14. Этот механизм содержит два накопителя 15. Загрузка катушек в накопители осуществляется из тары специальным приспособлением. Включение робототехнологического комплекса осуществляется с пульта 16. Транспортный робот 17 имеет две руки, расположенные под углом 90°, со специальными захватами. На руке 18 установлен захват для катушки, на руке 19—захват для дросселя. Транспортный робот 17 одновременно выдвигает руки 18 и 19 с захватами. Захват руки 18 оказывается над катушкой в зоне механизма 14 выдачи катушек. Захват руки 19 входит в механизм И сборки катушки с магнитопроводом дросселя, забирает собранный дроссель и возвращается с ним в исходное положение. Захват с дросселем оказывается над механизмом сборки 20 дросселя с крышкой и основанием. При наличии крышки и основания захват руки 19 поворачивается на 90° вокруг горизонтальной оси, и дроссель оказывается повернутым замками А (см. рис. 8.17) к горизонтальному столу механизма 20. После этого руки 18 и 19 транспортного робота 17 одновременно опускаются. При этом дроссель, удерживаемый захватами руки 19, по ходу движения захватывает в замки А крышку и основание и опускается с ними до крайнего нижнего положения. В нем происходит защелкивание крышки и основания в замки Б дросселя (см. рис. 8.17) и захват катушки рукой 18 в зоне механизма 14. После этого руки 18 и 19 одновременно поднимаются до крайнего верхнего положения. Рука 18 втягивает захват с катушкой, а рука 19 поворачивает захват с собранным дросселем на 90° вокруг горизонтальной оси. В результате дроссель оказывается расположенным 200

основанием вниз параллельно горизонтальному столу механизма 20. Этот стол имеет возможность перемещаться с помощью полуосей 12 и 21, закрепленных в механизмах 13 и 22. Обе руки транспортного робота 17 поворачиваются на 90° вокруг вертикальной оси и выдвигаются вперед. В результате захват с катушкой руки 18 оказывается в зоне механизма сборки 11, где захват руки 19 с дросселем попадает в зону механизма 23 контроля тока дросселя, где последний и остается для контроля. Руки 18 и 19 втягиваются и поворачиваются вокруг вертикальной оси на 90°. В результате захват руки 18 оказывается напротив механизма 15, а захват руки 19—над зоной сборки механизма 20. Механизм 23 осуществляет контроль тока дросселей, бракованные изделия сталкиваются на лоток 25. В случае попадания подряд двух бракованных дросселей на лоток 25 РТК останавливается для выяснения причин брака, это же имеет место и при накоплении в лотке 12 бракованных дросселей. Годные дроссели перемещаются возвратно-поступательным движением механизма 24 вперед. При накоплении в ряду пяти годных дросселей толкатель 26 перемещает ряд на шибер 27. При заполнении шибера 27, т. е. наполнении 12 рядов, осуществляется укладка дросселей с шибера в тару 28. Все движения на РТК синхронизированы. Микро-ЭВМ осуществляет постоянный контроль выполнения всех операций, наличия немагнитных прокладок в механизме б, катушек в накопителях 15, крышек и оснований на позиции сборки механизма 20.

Разработанный РТК может явиться основой гибкого автоматизированного производства ПРА с широким применением современного программно-управляемого технологического оборудования и микропроцессорных управляющих вычислительных средств. Гибкие автоматизированные производства—это качественно более совершенный этап комплексной автоматизации. Они создают возможность комплексной автоматизации всего производства—от проектирования изделий и технологии до изготовления продукции и ее доставки потребителю. Эта тенденция ведет к созданию высокоавтоматизированных цехов и заводов-автоматов, главными особенностями которых являются широкое применение вычислительной техники практически во всех звеньях производства, высокий уровень автоматизации технологического оборудования на базе числового программного управления, устранение ручного труда за счет применения робототехники.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Справочная книга по светотехнике / Под ред. Ю. Б. Айзенберга. М.: Энергоатомиздат, 1983.

Скобелев В. М. Афанасьева Е. И. Источники света и пускорегулирующая аппаратура. М.: Энергоатомиздат, 1986.

Вассерман А. Л., Васильев В. И. Электрические характеристики контура с газоразрядной лампой и емкостным балластом на переменном токе // Светотехника. 1964. № 9. С. 15—19.

Караев Р. И. Методика расчетов симметричных режимов работы дуговых печей // Электричество. 1952. № 10. С. 12—18.

Краснонольский А. Е. Некоторые вопросы работы газоразрядных ламп с индуктивными балластами // Светотехника. 1961. № 12. С. 12—17.

Краснонольский А. Е. Разработка методов расчета, оценки и выбора элементов и схем пускорегулирующих аппаратов для газоразрядных ламп: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1963.

Бурак В. И. Исследование режимов работы люминесцентных ламп и схем их включения в установках регулирования светового потока: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1979.

Волченко В. А., Краснопольский А. Е. Работа линейного индуктивного балласта с люминесцентной лампой в режиме односторонней проводимости // ЭПСИ. 1973. № 4. С. 14—17.

Волченко В. А., Краснонольский А. Е. Работа индуктивно-емкостных ПРА при дезактивированном катоде люминесцентной лампы // Светотехника. 1974. № 6. С. 8—11.

Троицкий А. М. Метод расчета контура газоразрядная лампа—линейный балласт // Тр. МЭИ. 1971. Вып. 123. С. 152—159.

Троицкий А. М., Спирин А. А. Метод расчета контура газоразрядная лампа—линейный индуктивный балласт // Тр. МЭИ. 1975. Вып. 210. С. 143— 149.

Троицкий А. М. Метод расчета контура линейный емкостно-индуктивный балласт—газоразрядная лампа // Светотехника. 1973. № 9. С. 4—7.

Троицкий А. М. Методы исследования и расчета схем включения люминесцентных ламп, питаемых от полупроводниковых преобразователей частоты: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1965.

Спирин А. А. Методы расчета и исследования контура газоразрядная, лампа — индуктивный балласт с потерями и определение оптимальных параметров дросселей: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1975.

Симонян А. С., Троицкий А. М. Компенсированные трансформаторные и автотрансформаторные схемы включения газоразрядных ламп // Тр. МЭИ. 1977. Вып. 327. С. 73—78.

Симонин А. С. Метод конструктивного расчета компенсированного ПРА, содержащего трансформатор с большим внутренним сопротивлением // Тр. МЭИ. 1977. Вып. 316. С. 63—66.

Лазаревич С. Б. Методы исследования и расчета бесстартерных индуктивных схем включения люминесцентных ламп с подогревными электродами: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1975.

Свирчук Ю. С. Теория электрической дуги переменного тока // Теория электрической дуги в условиях вынужденного теплообмена. Новосибирск: Наука, 1977. С. 87 —114.

Masumi К., Во Н. Method of calculating of hight pressure discharge lamps circuits // J. III. Eng. Inst. Jap. 1975. Vol. 59. № 5. P. 194—209.

Штурм Г. К. Пускорегулирующая аппаратура и схемы включения люминесцентных ламп: Пер. с нем. М.: Изд-во иностр, лит., 1961.

Грановский В. Л. Электрический ток в газе. М.: Гостехиздат, 1952.

Уэймаус Д. Газоразрядные лампы: Пер. с англ. / Под ред. Г. Н. Рохлина. М.: Энергия, 1977.

Литвинов В. С., Троицкий А. М., Холопов Г. К. Характеристики отечественных люминесцентных ламп при работе на повышенных частотах // Светотехника. 1964. № 1. С. 6—8.

Афанасьева Е. И., Зельдов М. Ю., Краснопольский А. Е. Анализ причин выхода из строя светильников с бесстартерными пускорегулирующими аппаратами // ЭПСИ. 1971. Вып. 5. С. 23—24.

Фугенфнров М. И. Электрические схемы с газоразрядными лампами. М.: Энергия, 1974.

Рохлин Г. Н. Газоразрядные источники света. М.: Энергия, 1966.

Красиопольский А. Е. О дифференциальном уравнении газоразрядной лампы // Светотехника. 1977. № 12. С. 13.

Краснопольский А. Е. Дифференциальная аппроксимация динамических вольт-амперных характеристик люминесцентных ламп // Светотехника. 1978. № 12. С. 10—11.

Krasnopolskiy А. Е. Polovodieove predradniky // Svetelna Technika. 1981. Rocnik XIV. C. 27—32.

Тарасенко H. Г. Разработка и использование математических моделей газоразрядных ламп для расчета электрических цепей приборов включения». Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1980.

Красиопольский А. Е. Теорема об активном нелинейном двухполюснике // Тр. МЭИ. 1964. Вып. 57. С. 5—10.

Краснопольский А. Е. Преобразование характеристик нелинейных двухполюсников // Тр. МЭИ. 1964. Вып. 57. С. 11—26.

Краснопольский А. Е. Некоторые вопросы работы газоразрядных ламп с индуктивными балластами // Светотехника. 1961. № 12. С. 12—17.

Красиопольский А. Е. Газоразрядная лампа с нелинейным индуктивным балластом // Светотехника. 1963. № 3. С. 22—28.

Волченко В. А., Краснопольский А. Е. К вопросу об аппроксимации кривых намагничивания магнитных материалов // Тр. МЭИ. 1972. Вып. 152. С. 149—155.

Коризиа Й. Ю., Троицкий А. М. Метод расчета контура с люминесцентными лампами при высокочастотном питании // Светотехника. 1984. № 4. С. 11 —12.

Дьяков Е. Д. Разработка и исследование трехфазных пускорегулирующих аппаратов для включения газоразрядных ламп высокого давления: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1983.

Торосии Г. М. Разработка методов расчета и трехфазных пускорегулирующих аппаратов для люминесцентных ламп холодного зажигания: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1984.

Троицкий А. М., Елисеев Н. П. Методы электротехнического расчета симметричных схем включения газоразрядных ламп в трехфазную сеть // Тр. МЭИ. 1980. Вып. 488. С. 76—79.

Краснопольский А. Е., Олейникоа В. Н. О расчете коэффициентов нестабильности в электрических цепях с газоразрядными лампами // Светотехника. 1977. № 5. С. 6—8.

Олейников В. Н. Исследование чувствительности цепей с газоразрядными лампами: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1977.

Краснопольский А. Е., Олейников В. Н., Соколов В. Б. Применение метода диакоптики к анализу стабильности работы многоэлементных схем с газоразрядными лампами // Тезисы докладов на Всесоюзн. научн. конф, по современным проблемам энергетики и электротехники. М.: МЭИ. 1977. С. 48.

Волченко В. А. Исследование электрических режимов схем с газоразрядными лампами: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1975.

Краснопольский А. Е., Тарасенко Н. Г., Шкуро Н. Н. Методы расчета схем ПР А для газоразрядных лаМп // ЭСИ. 1980. № 2. С. 7—8.

Краснопольский А. Е., Соколов В. Б., Шкуро Н. Н. Полупроводнико-

203

вне балластные устройства для газоразрядных ламп // Тр. МЭИ. 1979. Вып. 226. С. 134—139.

А. с. 738199 СССР, МКИ 05 В 41/39. Устройство для стабилизации режима горения газоразрядной лампы / М. Е. Клыков, А. Е. Краснопольский, Н. Н. Шкуро // Открытия. Изобретения. 1980. № 20.

Новиков О. Я. Устойчивость электрической дуги. М.: Энергия, 1977.

Заруда М. Е. Критерии существования и устойчивости стационарных режимов в индуктивной цепи переменного тока с дугой // Электричество. 1977. № 4. С. 53—57.

Крижанский С. М. Теоретическая модель дуги переменного тока в продольном потоке газа // Электричество. 1975. №6. С. 1 — 5.

Masnmi К., Во Н. Application of the lamp model equation to HID lamps with various voltage // J. Light and Vis. Eng. 1977. Vol. 1. № 1. P. 18—23.

Клыкова M. H., Красиопольский A. E., Лебедев Л. Ф. Расчет индуктивного и индуктивно-емкостного балластов с помощью дифференциального уравнения люминесцентной лампы // Тр. МЭИ. 1978. Вып. 387. С. 83—87.

А. с. 169692 СССР, МКИ Н 05 В 41/392. Устройство для регулирования светового потока нескольких параллельно включенных люминесцентных ламп / В. И. Бурак, А. Е. Краснопольский // Открытия. Изобретения. 1965. № 20.

А. с. 185412 СССР, МКИ И 05 В 41/392. Устройство для регулирования светового потока люминесцентных ламп / В. И. Бурак, А. Е. Краснопольский // Открытия. Изобретения. 1966. № 17.

А. с. 318185 СССР, МКИ М 05 В 41/392. Устройство для регулирования яркости люминесцентных ламп / В. И. Бурак, М. Е. Клыков, А. Е. Краснопольский // Открытия. Изобретения. 1972. №31.

Бальсис Р. Н., Ваткис А. А, Масёкас С. Ю. Особенности нового способа питания газоразрядных ламп // Светотехника. 1978. №12. С. 8—9.

краснопольский А. Е., Шкуро Н. Н. Обзор схем полупроводниковых балластных устройств для газоразрядных ламп II ЭПСИ. 1975. № 1. С. 13—23.

Клыков М. Е., Красиопольский А. Е., Шкуро Н. Н. Электронное регулирующее устройство для стабилизации тока газоразрядных ламп // Тез. докл. на Всесоюзн. научн. конф, по современным проблемам энергетики и электротехники. М.: МЭИ.: 1977. С. 47.

Миленкни В. М., Тимофеев Н. А. О возможности повышения световой отдачи газоразрядных источников света низкого давления // Светотехника. 1981. № 4. С. 6—8.

Ломов А. А., Миленин В. М., Тимофеев И. А. Исследование положительного столба разряда в смеси ртуть—аргон в условиях импульсной модуляции тока // ЖТФ. 1978. Т. 48. №10. С. 2054—2060.

Краснопольский А. Е., Лебедев Л. Ф., Хлебников В. Г. Исследование оптимальных трансформаторов для газоразрядных ламп / Тр. МЭИ. 1974. Вып. 171. Ч. I. С. 181—193.

Скобелев В. М., Афанасьева Е. И. Источники света и пускорегулирующая аппаратура. М.: Энергоатомиздат, 1986.

Афанасьева Е. И. Пускорегулирующая аппаратура и системы управления освещением // Светотехника. 1986. № 2. С. 20.

Дружинин В. В. Магнитные свойства электротехнической стали. М.: Энергия, 1974.

■6.1. Бальни Р. X. Трансформаторы для радиоэлектроники. М.: Сов. радио, 1971.

Бамдас А. М., Савиновский Ю. А. Дроссели переменного тока радиоэлектронной аппаратуры. М.: Сов. радио, 1969.

Белопольский И. И., Пикалова Л. П. Расчет трансформаторов и дросселей малой мощности. М.: Энергия, 1973.

Бородулин К). Б., Самонин В. И. К выбору оптимальных геометрических соотношений в силовых трансформаторах с использованием ЭЦВМ // . Электротехника. 1972. № 12. С. 35—38.

Штерн Г.' М. Параметрический метод проектирования трансформаторов // Электротехника. 1975. № 11. С. 34—37.

Краснопольский А. Е., Соколов В. Б. Определение оптимальных размеров однофазных дросселей // Электротехника. 1975. № 11. С. 37—39.

Публикация МЭК. № 82, 1984.

Лебедев Л. Ф., Краснопольский А. Е,, Соколов В. Б. Методика расчета балластов-дросселей для газоразрядных ламп. ЭПСИ, 1974. № 5. С. 16—17.

Соколов В. Б. Определение коэффициента теплоотдачи балласта для газоразрядных ламп // Светотехника. 1968. №7. С. 11 —13.

Кулаков И. А., Рожкова Н. В. Компактные люминесцентные лампы и светильники с ними. Обзор. // Светотехника. 1984. № 3. С. 18—26.

Электротехнический справочник. Т. 1. 7-е изд. М.: Энергия, 1985.

Соколов В. Б., Хлебников В. Г., Шатуновский В. Л. К расчету на ЭЦВМ относительных геометрических параметров сердечников и обмоток трансформатора с магнитным рассеянием ХП Тр. МЭИ. 1972, Вып. 162. С. 23—26.

Краснопольский А. Е., Лебедев Л. Ф., Хлебников В. Н. Исследование оптимальных трансформаторов для газоразрядных ламп // Тр. МЭИ. 1974. Вып. 171. С. 181—193.

Краснопольский А. Е., Лебедев Л. Ф., Хлебников В. Г. К расчету величины воздушного зазора магнитного шунта балластных трансформаторов // Тр. МЭИ. 1975. Вып. 226. С. 124—128.

Соколов В. Б., Хлебников В. Г. Метод конструктивного расчета оптимального трансформатора для схем включения газоразрядных ламп // ЭПСИ. 1973. Вып. 4. С. 12—14.

Хлебников В. Г., Лебедев Л. Ф., Соколов В. Б. Особенности учета ограничений, предъявляемых к автотрансформаторам для газоразрядных ламп // Тр. МЭИ. 1975. Вып. 226. С. 119—123.

Хлебвиков В. Г. Особенности метода расчета автотрансформатора с магнитным шунтом // Тр. МЭИ. 1974. Вып. 169. С. 123—128.

Краснопольский А. Е., Соколов В. Б. Расчет оптимальных балластов для газоразрядных ламп с применением ЭЦВМ // Светотехника. 1968. № 10. С. 16—20.

Метод проектирования унифицированных размерно-параметрических рядов ПРА для газоразрядных ламп / В. В. Домайн, А. Е. Краснопольский, Л. Ф. Лебедев и др. // Светотехника. 1978. №4. С. 13—14.

Краснопольский А. Е., Соколов В. Б. Программы для конструктивного расчета пускорегулирующих аппаратов на ЭВМ «Минск-32» // Светотехника. 1978. № 2. С. 27.

Краснопольский А. Е., Снирин А. А., Троицкий А. М. Электрическое моделирование в расчетно-экспериментальном исследовании контура газоразрядная лампа—линейный индуктивный балласт с потерями // Тр. МЭИ. 1975. Вып. 253. С. 109—114.

Краснопольский А. Е., Князьков О. М., Мальцев Е. Г. Применение интервального метода для исследования и контроля параметров плазмы газового разряда / Межвуз. сб. трудов. М.: МЭИ, 1983. №18. С. 76—83.

Клыкова М. Н., Краснопольский А. Е., Тврасеико Н. Г. Установки для исследования импульсных характеристик плазмы газоразрядных источников света // ЭПСИ. 1978. № 6. С. 1—3.

Краснопольский А. Е., Тарасенко Н. Г., Трифонов Я. Н. Генератор импульсов тока для исследования динамической проводимости газоразрядных ламп высокого давления // Тр. МЭИ. 1978. Вып. 387. С. 80—82.

Волченко В. А., Краснопольский А. Е., Сорока К. А. Акустические характеристики пускорегулирующих аппаратов // ЭПСИ. 1978. № 1. С. 5—6.

Адлер К). П. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. М.: Наука, 1976.

Планирование эксперимента в исследовании технологических процессов / К. Хартман, Э. Д. Лецкий, В. Шефер и др. М.: Мир, 1977.

Дудовцев А. П. Пускорегулирующие аппараты с особо низким уровнем шума и технология их изготовления. М.: Всероссийское общество слепых, 1979.

ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие 3

Основные условные обозначения 5

Глава первая. Скемы ПРА и задачи их расчета 7

.Классификация схем ПРА 7

Классификация режимов и расчетных задач 13

Методы расчета схем ПРА 15

Глава вторая. Вольт-амперные характеристики разридных ламп , .19

Общие положения 19

Статические и динамические характеристики разрядных ламп 20

Алгебраическая аппроксимацияВАХ разрядных ламп24

Дифференциальные математические модели электрических параметров разрядных ламп 30

Глава третья. Расчет схем ПРА с использованием принципа Штрауха 37

Общие вопросы расчета цепейПРА 37

Анализ индуктивного балласта 46

Анализ индуктивно-емкостногобалласта 51

Стабильность работы разрядных ламп 57

Анализ аномальных режимов в цепях с разрядными лампами 62

Анализ нелинейных полупроводниковых и комбинированных ПРА 70

Глава четвертая. Расчет схем ПРА с использованием иринципа дифференциальной аппроксимации электрических параметров разрядных ламп 79

Анализ схем ПРА, работающих на промышленной частоте 79

Анализсхем комбинированных ПРА 86

Анализ полупроводниковых ПРА с динамической стабилизацией режима 91

Глава пятая. Магнитные системы электромагнитных и полупроводниковых ПРА 102

Типы магнитных систем и материалы магнитопроводов . . .102

Динамика конструктивных и экономических показателей ПРА 111

Показателинадежности магнитных систем ПРА 116

Глава шестая. Конструктивный расчет магнитных систем ПРА 122

Оптимальные геометрические соотношения размеров дросселей 122

Учет ограничений по нелинейности характеристики дросселя 127

Учет ограниченийпопотерямвдросселе 129

Учет ограничений по температурному режиму дрос

селя 131

Расчетдросселяпридополнительныхограничениях134

Метод конструктивного расчета трансформаторов и автотранс

форматоров с рассеянием 139

Определение коэффициентов т„ п„ е, с помощью

ЭВМ 144

Конструктивный расчетдросселей с помощью ЭВМ147

Проектирование унифицированных размерно-параметрических

рядов ПРА . . 150

Глава седьмая. Экспериментальное определение основных электрических, конструктивных и технологических коэффициентов ПРА 153

Полупроводниковая модель разрядной лампы 153

Интервальный метод измерения параметров плазмы газового разряда 157

Шум ПРА .162

Экспериментальное определение основных конструктивных и

технологических коэффициентов ПРА 168

Глава восьмая. Технология и оборудование для производства некоторых тниов электромагнитных ПРА 173

Основные технологические операции 173

Изготовлениеобмотки 174

Изготовлениемагнитопровода 177

Сборка 192

Испытание иупаковка готовыхПРА 196

Робототехнологический комплекс изготовления

ПРА 197

Список литературы 202

ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие 3

Основные условные обозначения 5

Глава первая. Скемы ПРА и задачи их расчета 7

.Классификация схем ПРА 7

Классификация режимов и расчетных задач 13

Методы расчета схем ПРА 15

Глава вторая. Вольт-амперные характеристики разридных ламп , .19

Общие положения 19

Статические и динамические характеристики разрядных ламп 20

Алгебраическая аппроксимацияВАХ разрядных ламп24

Дифференциальные математические модели электрических параметров разрядных ламп 30

Глава третья. Расчет схем ПРА с использованием принципа Штрауха 37

Общие вопросы расчета цепейПРА 37

Анализ индуктивного балласта 46

Анализ индуктивно-емкостногобалласта 51

Стабильность работы разрядных ламп 57

Анализ аномальных режимов в цепях с разрядными лампами 62

Анализ нелинейных полупроводниковых и комбинированных ПРА 70

Глава четвертая. Расчет схем ПРА с использованием иринципа дифференциальной аппроксимации электрических параметров разрядных ламп 79

Анализ схем ПРА, работающих на промышленной частоте 79

Анализсхем комбинированных ПРА 86

Анализ полупроводниковых ПРА с динамической стабилизацией режима 91

Глава пятая. Магнитные системы электромагнитных и полупроводниковых ПРА 102

Типы магнитных систем и материалы магнитопроводов . . .102

Динамика конструктивных и экономических показателей ПРА 111

Показателинадежности магнитных систем ПРА 116

Глава шестая. Конструктивный расчет магнитных систем ПРА 122

Оптимальные геометрические соотношения размеров дросселей 122

Учет ограничений по нелинейности характеристики дросселя 127

Учет ограниченийпопотерямвдросселе 129

Учет ограничений по температурному режиму дрос

селя 131

Расчетдросселяпридополнительныхограничениях134

Метод конструктивного расчета трансформаторов и автотранс

форматоров с рассеянием 139

Определение коэффициентов т„ п„ е, с помощью

ЭВМ 144

Конструктивный расчетдросселей с помощью ЭВМ147

Проектирование унифицированных размерно-параметрических

рядов ПРА . . 150

Глава седьмая. Экспериментальное определение основных электрических, конструктивных и технологических коэффициентов ПРА 153

Полупроводниковая модель разрядной лампы 153

Интервальный метод измерения параметров плазмы газового разряда 157

Шум ПРА .162

Экспериментальное определение основных конструктивных и

технологических коэффициентов ПРА 168

Глава восьмая. Технология и оборудование для производства некоторых тниов электромагнитных ПРА 173

Основные технологические операции 173

Изготовлениеобмотки 174

Изготовлениемагнитопровода 177

Сборка 192

Испытание иупаковка готовыхПРА 196

Робототехнологический комплекс изготовления

ПРА 197

Список литературы 202

ББК 31.294 К78

УДК621.327:621.316.71

Рецензент канд. техн, наук М. Е. Клыков

Краснопольский А. Е. и др.

К78 Пускорегулирующие аппараты для разрядных ламп/ • А. Е. Краснопольский, В. Б. Соколов, А. М. Троицкий; Под общ. ред. А. Е. Краснопольского.— М.: Энергоатомиздат, 1988.— 208 с.: ил.

ISBN 5-283-00511-9

Рассматриваются схемы, конструкции и вопросы электротехнического расчета различных электромагнитных и полупроводниковых пускорегулирующих аппаратов (ПРА) для массовых и специальных источников излучения.

Для инженерно-технических работников, занимающихся применением и конструированием ПРА для разрядных ламп, расчетом и конструированием осветительных установок.

2302060000-348

к 051(01^88ББК 31294

ISBN 5-283-00511-9©Энергоатомиздат, 1988