CC BY
74
Яруллин Р.Б. УагиШп R.B.
доктор технических наук, доцент, профессор Уфимского государственного университета экономики и сервиса, Россия, г. Уфа
УДК 631.3-83:631.362
АСИНХРОННЫИ ЭЛЕКТРОПРИВОД МНОГОРЕШЕТНОИ ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНОЙ МАШИНЫ С РЕГУЛИРУЕМЫМИ ПАРАМЕТРАМИ
Основными параметрами вибросепарации семенных смесей считаются частота и амплитуда колебаний рабочего органа, которые взаимосвязаны по гиперболической зависимости и должны плавно регулироваться. Для асинхронного электропривода многорешетной зарезонансной виброзерноочистительной машины при регулировании частоты колебаний изменением частоты напряжения двигателя, амплитуды - саморегулируемым вибратором в установленных пределах, с одновременным устранением резонанса, оценено на выбор мощности двигателя влияние упругости промежуточной передачи, электромагнитной и механической инерций.
Ключевые слова: вибросепарация, амплитуда, частота, асинхронный двигатель, момент, мощность.
ASYNCHRONOUS ELECTRIC DRIVE MULTITRELLISED THE VIBRATION MACHINE FOR PURIFICATION OF GRAINS WITH ADJUSTABLE PARAMETERS
The main are considered as parameters of vibroseparation of seed mixes frequency and amplitude of fluctuations of working body which are interconnected on hyperbolic dependence and have to be regulated smoothly. For an asynchronous electric drive multitrellised after resonance the vibration machine for purification of grains at regulation of frequency of fluctuations by change of frequency of tension of the engine, amplitude - the self-regulating vibrator in the set limits, with simultaneous elimination of a resonance, estimated on an engine capacity choice influence of elasticity of intermediate transfer, electromagnetic and mechanical inertia.
Key words: vibroseparation, amplitude, frequency, asynchronous engine, moment, capacity.
Многочисленные исследования процессов сепарации семенных смесей, засоренных трудноотделимыми примесями и семенами сорняков, на виброзерноочистительных машинах (ВЗМ) [1, 2] показывают, что семена 1-2-го класса можно получить за 1-2 пропуска исходного материала с минимальными повреждениями и потерями в отход основного материала. При этом исследователями предпочтение отдается зарезонансным ВЗМ, у которых амплитуда колебаний рабочего органа (РО) стабильна и не зависит от подачи материала. Установлено, что основным источником вибрации являются инерционные вибраторы, получающие привод в преобладающем случае от асинхронных двигателей (АД). Анализом результатов исследований выявлено, что основными кинематическими параме-
трами вибрации, определяющими эффективность виброобработки, являются частота ю2 и амплитуда А колебаний РО, которые должны регулироваться плавно и согласованно между собой по гиперболической зависимости А/ю2 = const [1, 2]. Поэтому разработка асинхронного электропривода, где регулирование частоты колебаний РО осуществляется перспективным способом за счет изменения частоты напряжения двигателя, амплитуды колебаний -инерционным саморегулируемым вибратором [3], с одновременным устранением резонанса при пуске и выбеге, является актуальной [2]. Среди известных нам 10 специализированных ВЗМ [1] наиболее перспективным, на наш взгляд, можно считать многорешетную ВЗМ (МВЗМ) с винтовым колебанием РО. Разработанные два варианта МВЗМ [3] эффек-
тивно разделяют семена 11 сельхозкультур, производительность 7 плоских решет составляет 1400 кг/ч, полнее отвечают требованиям очистительных машин вторичной очистки, все решета работают в одинаковых условиях. У МВЗМ колебания РО могут быть от простых вертикальных и поворотных вокруг вертикальной оси, до сложных винтовых с
углом направленности колебаний от 0 до 900. Анализом результатов исследований сепарации трудноотделимых семенных смесей 27 сельхозкультур на различных ВЗМ с плоскими решетами [3] (рис. 1), куда относится и МВЗМ, установлены основные показатели регулирования параметров вибрации
РО [1].
10'3м 40
30
20
10
V,10'2 м/с,
20
□ J ff 10
д jm
\ ^ ЯЗЕ 0
Vx f 8/v
и/Ж'
м/с2 40
30
20
10
20 40 60
80
\Гц
Рис. 1. Амплитудно-частотная характеристика оптимальных параметров вибрации вибрационных машин с плоскими решетами: ххх - опытные точки; ДДД - V=Av; □ □ □ - W=Av2; — кривая регрессии А=0,0548/у
Диапазон регулирования частоты колебаний составляет Дш= 335-61 рад/с = 5,5:1, регулирование плавное (коэффициент плавности Кщ = 1,085). Диапазон регулирования амплитуды колебаний - ДА = 5,61-1,03 мм = 5,44:1, регулирование плавное (коэффициент плавности КА = 0,988), скоростной фактор гиперболической зависимости V равен А/ю2 = 0,344 м/с. На основании изложенного, предполагая, что на одной МВЗМ обрабатываются все указанные семенные смеси, проанализируем влияние на асинхронный электропривод ВЗМ изменения кинематических параметров вибрации в приведенных выше пределах. Механическая модель асинхронного электропривода МВЗМ с регулируемыми параметрами приведена на рис. 2. Вращающееся магнитное поле статора показано физически в виде большой массы Jо. Вращающий момент со статора на ротор с моментом инерции J1 передается через связь с жесткостью Кд —-— и коэф-
уа)0Тэ
фициентом линейного демпфирования Сд =
1
уы0
Здесь у - условный коэффициент крутизны рабочей ветви статической механической характеристики, равной ^^ , ТЭ - электромагнитная постоянная
времени. Вращательное движение ротора через упругую одноярусную лепестковую муфту (контрпривод) и клиноременную передачу с жесткостью КП2, приведенным зазором 50 и коэффициентом сопротивления передачи СП2 передается на вал вибратора моментом инерции J2. Вибратор инерционный с двумя горизонтально расположенными валами, установленными в конических роликовых подшипниках (^=0,008). Валы зацеплены между собой парой одинаковых косозубых шестерен и синхронно вращаются в противоположные стороны. На расстоянии а от оси Ъ на противоположных концах вала установлены диаметрально противоположно друг другу, с углом первоначальной установки а, по два дебаланса массами т1 и т2 с радиусом центра масс в состоянии покоя соответственно г1 и г Динамика подвижного дебаланса т применяемого для ограничения резонанса, подробно рассмотрена рядом исследователей. Поэтому первый дебаланс для упрощения анализа принимаем установленным неподвижно, а второй выдвигающимся за счет центробежной силы, преодолевая упругость нелинейной пружины.
/
1\
Рис. 2. Механическая модель асинхронного электропривода и многорешетной виброзерноочистительной машины с саморегулируемым вибратором
Пружина имеет нелинейную характеристику жесткости К(р), обеспечивающую гиперболическую зависимость изменения амплитуды от частоты колебания РО. Выдвижение дебаланса начинается при минимальной частоте рабочего диапазона сепарации семян. Для этого пружина имеет предварительную деформацию 8. При вращении дебалан-сов скоростью ю2 составляющие их центробежных сил создают одновременно колебательное движение РО, совместно с вибратором массой т* и моментом инерции J вдоль и относительно вертикальной оси соответственно с амплитудой Z и с углом поворота ф. Колебание РО происходит на пружинах, имеющих жесткости и коэффициенты сопротивления перемещению соответственно в направлениях продольном К и С , поперечном К и С .
г и' ^ ф ф
Базовый I вариант МВЗМ [3] получает привод от АД мощностью Рн = 4,5 кВт, частота колебаний РО
„ _т11
регулируется клиноременным вариатором скорости (КВС), амплитуда - сменой массы m1 дебалансов, при неподвижном с постоянной массой дебалансе m2, угол первоначальной установки а - поворотом в пределах 9-690. Проектный вариант МВЗМ отличается тем, что имеет сферические шариковые подшипники (ц = 0,002), саморегулируемый вибратор и получает движение от частотно-регулируемого асинхронного электропривода (двигатель 2,2 кВт, преобразователь частоты Е2 - MINI - 003H).
Нами [2, 5] получены амплитудно-частотные A(^2), р(^2), механические Mcm(rn2) характеристики МВЗМ с саморегулируемым вибратором и нагрузочные диаграммы M(a2t) асинхронного электропривода с учетом электромагнитной и механической инерций, упругости промежуточной передачи.
Закон изменения радиуса центра массы m2 подвижного дебаланса в рабочем диапозоне скоростей:
Vm.
1
Щ 4т2 д/sin2 а + (mtaRJz 1 cos а)2 Щ
где R - радиус решета РО.
Механическая характеристика МВЗМ с саморегулируемым вибратором:
r 2/^ sin2 a 11-2—2
Mo» =Kmlrl-m2p)2a}f
2h2a cos а
т,[(< -0)2У + Щю\] Jz[(k¿2 -co2y+ 4h2co2]
> +
+ 2/J {mxrv - m2p)a>2D (sin a+ 2eos a) + Сша>2 + M0,
где 2Н} и 2Н2 - коэффициенты демпфирования вдоль кальной оси, равные к12= Кг / т,, к2 = Кф //; и вокруг вертикальной оси, равные 2Н= Сг / т,, В - внутренний диаметр подшипников;
Мд - момент трогания.
к} и к2 - собственные угловые частоты коле- Коэффициент формы нагрузочной диаграммы
баний упругой подвески РО вдоль и вокруг верти- АД МВЗМ с учетом механической инерции:
2h==С / J;
2 ф ф
КфМ ~
1+-
2 Mí
М?
м2+м*
1 + (со2ТмУ 1 + (2со2ТмУ
+
М2МЪ cos(A-A)
MIII+V^tj2]'
где электромеханические постоянные времени базового и проектного вариантов привода соответственно равны:
1 МБ
J1 +
J2 +4(mr)l
<
ох,
и т _
И 1 МП -
2Мг
J1 +
J2+4(mxrx-m2p)2 2
ш,
io)2SK
M¿ - амплитуда момента сопротивления сил тяжести дебалансов, равная:
М = 4(m1r1 - m2p) gsina;
М2 - амплитуда момента сопротивления сил инерции вибрирующей части ВЗМ вдоль оси Z:
_S(mlrl-m2p)2smzaa)¡ _
2 — !- '
тгЛ](к2 - col)2 + 4h?ü)¡
sin/?2 =
2MK(\-SH) 2h2a>2
л/(K2 ~ )2 + 4h^Ú)2 '
ю]н и Sн - номинальные угловая скорость и скольжение двигателя;
М и S - критические момент и скольжение
к к г
двигателя;
1 - передаточное отношение промежуточной
М - амплитуда момента сил инерции относи- передачи
тельно оси Z: М3 =
sin Д =
- щр)2 a2 cos2 а <а2
jJ(K22-(0¡)2+4%(0¡ ' 2hxco2
Коэффициент формы нагрузочной диаграммы АД МВЗМ с учетом электромагнитной инерции:
д/(к2 - со2)2 + 4h?a>l
К,
ФЭ
1 +
0,5 М2
Ml
( Y
СО*
\<°Д)
с \ <а,
\°>MJ
т
м
X
+
0,5(М2 + Мз2 ) + М2М3 cos(y0j - Р2 )
м2
/ \ 2 ¿ / \
1- 2ia2 + 2(O2
1®Д J 1ад J
т
■М
т
где и = ^
(0ns„ iSK(o2
электромагнитные
1
юг
- собственная циклическая часто-
. _ _ Д ^э
постоянные времени базового и проектного вари- та колебаний электропривода.
Коэффициент формы нагрузочной диаграммы АД МВЗМ с учетом упругости промежуточной передачи:
антов;
ю0 - синхронная угловая частота поля статора;
КФУ
1 ■
0,5М^М
2луг-2 ст
■ +
ЛрОДМ2 + М2) + М2М3 С08(Д -Д)]
4я2
4^2(1-4г2)2+(1-—)2
где коэффициенты распределения моментов инерции базового и проектного вариантов соответственно равны:
Яб=-11/
а
и дп = А/
А +
У2+4 {щ^-щр)1
собственные циклические частоты упругих колебаний базового и проектного вариантов соответственно равны:
У2Б=К/{дБи2+4(тг)1]} и ^ +4^-т,^)2]};
¥ = Тм(о2; £ = (О2/У.
По приведенным аналитическим зависимостям в программе Mathcad 14 были проведены расчеты для базового и проектного вариантов асинхронного электропривода по следующим параметрам МВЗМ: т = 372 кг; 3 = 48,68 кгм2; т, = 2,7 кг; т„ = 2,4 кг; а = 690; £> = 0,045 м; а = 0,175 м; г, = 0,221 м; г0 = 0,0212 м; к ,2 = 1095,6 с"2; к „2 = 1538,8 с"2; 2Л, = 3,46 с"1;
1
1
2А, = 3,55 с"1; р = 0,20721 м; 3 = 0,142 кгм2; К =
2 ' ' г мах ^ ' 2 ' ' □
5 Нм/рад.
Результаты расчетов показаны на рис. 3-5 для базового варианта, на рис. 3, 6 и 7 для проектного варианта привода МВЗМ. На рис. 1 приведена АЧХ рационального режима вибрации для группы ВЗМ с плоскими виброрешетами по зависимости А = 0,344/ ю2 (заштрихованная зона), на которой выделены области кинематического режима работы для I и II вариантов МВЗМ, находящиеся в пределах: у I варианта МВЗМ [3]: ю2= 240,5 - 260,4 рад/с, А = 1,2 - 1,5 мм, а = 63-690; у II варианта: ю2 = 126-178,5 рад/с, А = 1,5-2,0 мм, а = 9-450. Для обеспечения нелинейно уменьшающейся амплитуды А(ю,), начиная с минимальной рабочей скорости ю2мин = 61 рад/с, 4 подвижных де-баланса т2, сжимая противодействующие нелинейные пружины, выдвигаются с радиуса покоя р =
Г0 д° Рмакс при Ю2 мах= 335 Ш ^^ Р(Ю2) (Т««5.
3). Как видно, механическая характеристика МВЗМ имеет 2 характерные зоны. В первой зоне ю2 < ю2мин момент сопротивления определяется положениями четырех неподвижных дебалансов т1 на радиусе г, и четырех подвижных - на радиусе покоя г В этой зоне механическая характеристика Мст(ю) имеет резонанс (М = 60 Нм) вертикальных колебаний
А 4 ст.р ' А
при ю = К1 = 33,1 рад/с, определяемый максимальной амплитудой Амах = 5,64 мм при минимальной скорости ю2мин рабочего диапазона. Как было уста-
новлено ранее [3], резонансный момент Мстр> целиком определяется слагаемым момента сопротивления на колебательное движение М
кол.
Вторая зона механической характеристики от ю2мин= 61 рад/с до ю2макс= 335 рад/с является рабочей, где подвижные дебалансы т2 по мере возрастания скорости выдвигаются от рмин = г0 = 0,0212 м до рмакс= 0,20721 м, уменьшая амплитуду по гиперболе А = 0,344/ю0 с А = 5,64 мм до А = 1,03 мм. Механиче-
2 макс ' мин '
ские характеристики базового варианта МВЗМ в рабочей зоне как с саморегулируемым вибратором, так и с обычным (только с одними неподвижными деба-лансами т), почти линейно возрастая с МстБ = 4,9 Нм до 13,5 Нм, имеют одну и ту же кривую МстБ(ю). Так, как и в случае с обычным вибратором, для каждого режима сепарации, исходя из рациональных параметров по кривой А(ю,), устанавливается вручную соответствующий эквивалентный статический момент дебалансов (4т1г1)эке, что обеспечивается автоматически саморегулируемым вибратором. Механическая характеристика МВЗМ с саморегулируемым вибратором в рабочей зоне МстБ(ю2) определяется семейством механических характеристик МВЗМ с обычным вибратором, крайние из которых М1стБ и М11стБ приведены для граничных параметров диапазона регулирования А и ю2. При этом максимальная мощность сопротивления (кривая РСБ(ю2)) достигает при ю. 4,5 кВт.
2 макс
В отличие от базового варианта в проектном варианте электропривода МВЗМ (рис. 3) механическая характеристикаМстП(ю.) в рабочем диапазоне, за счет снижения потерь на трение от центробежных сил дебалансов Мтр>р остается примерно на одном уровне, равном МстП ~ 3,0 Нм. При этом момент М П и соответственно мощность сопротив-
ления (кривая (РС1/ю)) при ш2 макс= 335 рад/с равна 1,18 кВт, что в 3,8 раза меньше, чем в базовом варианте. Из рис. 3 также следует, что в базовом варианте МВЗМ, с постоянным радиусом г неподвижного дебаланса тр при регулировании параметров кинематического режима сепарации кратность резонансного момента к соответствующему стати-
М' 59
ческому моменту рабочей зоны с —= — = 12
М 49
1У1 ст.мин
при ш2 мин = 61 рад/с (Амакс = 5,64 мм) с возрастанием
М" 2 07 ш, снижается до-== —i— == 0,15 при т
13.48
2 макс
335 рад/с (Амин= 1,03 мм). При этом для проектного варианта кратность резонансного момента во всем рабочем диапазоне остается постоянно равной
М.
М.
58,3 3,07
= 19.
Рис. 3. Амплитудно-частотные А(ю2), р(&>2) , механические Мст(а>2) и мощностные Рс(ю) характеристики базового и проектного вариантов МВЗМ с регулируемыми параметрами (при а = 690 ): I - первый вариант МВЗМ, II - второй вариант МВЗМ
Известно, что у асинхронных двигателей серии 4А, АИР, R5, в диапазоне мощностей 0,37-5,5 кВт, кратности пускового и минимального моментов соответственно находятся в пределах 1,7-2,2 и 1,2-1,6. Откуда видно, что они по пусковым требованиям МВЗМ соответствуют только для режимов работы с малой амплитудой и высокой частотой, т. е. при ю> о>2мин. Если ориентироваться на среднее значение кратности минимального момента этих АД, равное 1,4, то это режимы ((рис. 3 и 4) кривая Мстр (А)) с частотой выше 160 рад/с и А < 2,3 мм, что составляет около 65 % рабочего диапазона. Для двигателей серии 5А, у которых отсутствует провал в пусковой ветви и доля пускового момента относительно критического составляет 0,8-0,91, а их кратность относительно начального момента не менее 2,0, это режимы с частотой выше 100 рад/сек и
амплитудой менее 3,75 мм (85%). Изложенное показывает на преимущество двигателей серии 5А относительно двигателей остальных серий. Сложнее обстоит проход резонанса при работе базового варианта МВЗМ в диапазоне частот а>2 = 61-100 рад/с, а для проектного варианта МВЗМ с рассмотренной конструкцией саморегулируемого вибратора с первым неподвижным дебалансом во всем рабочем диапазоне работы. Очевидно, надежный проход резонанса в пределах пуска и выбега возможен только в сбалансированном состоянии дебалансов. Для этого вместо неподвижного дебаланса т1 применяют подвижный [4], выдвижение которого до радиуса центра масс г1 происходит в процессе пуска, сжимая противодействующую линейную пружину, в диапазоне скоростей К,-а>. = 33,1 - 61 рад/с.
Рис. 4. Резонансный момент базового варианта МВЗМ от угла установки дебалансов М/стр(а) (при А мах= 5,5 мм) от амплитуды колебаний М//стр(А) (при а = 690), статический момент от угла установки дебалансов Мтт(а) (при ю, _335 рад/с) и коэффициенты форм нагрузочных диаграмм К (а), К (а) и К^(а) от угла
установки дебалансов (при ю2 мин= 61 рад/с)
Рис. 5. Резонансный момент проектного варианта МВЗМ Мстр(а) (при Амах= 5,5 мм) и Мстр(А) (при а = 690), статических моментов М/ст(а) (при ю2мах= 335 рад/с), коэффициенты форм нагрузочных диаграмм
Кф.м(а), Кфм(а) и Кф./а) (при Юмин = 61 рад/с)
Влияние на резонансный момент М измене* ст.р
ния амплитуды колебаний в рабочем диапазоне А = 1,0-5,5 мм (кривая Мстр(А)) при а = 690 и угла первоначальной установки дебалансов а = 9.. .69° (кривая Мстр(а)) показано для базового варианта на рис. 4, проектного варианта - на рис. 5. На рисунках также приведены кривые изменения момента Мст(а) при максимальной рабочей скорости ю = 335 рад/с.
Из рисунков следует, что наибольший резонансный момент, равный Мстр(А и а) = 59 Нм для обоих вариантов, наступает при Амах= 5,5 мм и а = 690. Максимальный статический момент М (а) при ю =
ст / г 2 макс
335 рад/с для базового варианта равен Мст = 18 Нм при а = 25-300, проектного варианта - Мст = 4,6 Нм при а = 28-320.
Из кривых мощностей РСБ и РСП следует, что максимальные значения мощности соответствуют максимальной скорости &2мах, по которой и должна выбираться мощность двигателей с проверкой на тепловой режим с учетом коэффициентов форм нагрузочных диаграмм при ю2 < 100 рад/с с последующей проверкой на пусковую способность по соотношению М > М
мин ст.р.
Характер изменения коэффициентов форм нагрузочных диаграмм с учетом механической инер-
ции Кфм, электромагнитной инерции Кфэ, упругости контрпривода Кфу, постоянных времени электромеханической ТМ и электромагнитной ТЭ и круговой собственной частоты электропривода юд для базового и проектного вариантов электропривода МВЗМ приведены соответственно на рис. 6 и 7.
мд, рад/с
1/ ^ Кф.э( w2) WA(W2)
1 t K< J.M(W2) TM(W2) _ Ю
V
T3(W2) / Кф.у№ / »2>
/
Рис. 6. Коэффициенты форм нагрузочных диаграмм Кф, постоянные времени Тм и Тэ, круговая собственная частота электропривода ад базового варианта МВЗМ в зоне рабочих угловых скоростей
Из анализа кривых (рис. 6 и 7) следует, что с уменьшением рабочей скорости коэффициент формы Кфу с учетом влияния упругости передачи как для базового, так и для проектного вариантов привода МЗВМ находится в пределах 1,0, и им можно пренебречь. Тогда как коэффициент формы с учетом механической инерции К^м в диапазоне скоростей 61 рад/с < а>2 < 150 рад/с увеличивается для базового варианта с 1,0021 до 1,5455 (больше момента статического сопротивления при на 54,5%) и
г г 2 мин ' 7
проектного - с 1,0022 до 1,047 (больше на + 4,7%). При этом коэффициент с учетом электромагнитной инерции Кфэ соответственно - с 1,001 до 2,287 (на + 128,7%) и "с 1,0005 до 1,019 (на + 1,9%). При этом коэффициенты К фм и К э для базового варианта остаются больше, чем для проектного варианта, соответственно в 1,16 и 1,37 раза. Причем для базового варианта коэффициент формы с учетом электромагнитной инерции больше коэффициента формы с учетом механической инерции, т. е. Кф э = 2,287 > К, = 1,5455. Это связано с тем, что с уменьшением
ф.м ' ' •>
рабочей скорости до ы2мин = 61 рад/с круговая соб-
ственная частота электропривода ~
1
Т
м1 э
уве-
личиваясь с 10 до 29,25 рад/с, приближается к ней, сближая постоянную времени Тм с Тэ (м = 17,9 до
м э гр
э
2,03). У проектного варианта при этом, наоборот, юд
удаляется от ю2, уменьшаясь с 11,7 до 7,13 рад/с, хотя Т
и снижая -У- с 31,5 до 4,17. Замена АД старой се-
Тэ
рии на 5А112М4 у базового варианта, к сожалению, сильно усугубляет положение, еще больше увеличивая коэффициенты Кфм с 1,546 до 2,573 и Кфэ с 2,287 до 5,197, доведя юд до 40,7 рад/с (Тм/Тэ= 2,753). Установка шарикового сферического подшипника (^ = 0,002) и тем самым двигателя меньшей мощности 5А80МА4 ненамного улучшает показатели базового варианта, доведя юд до 19,64 рад/с (Тм/Тэ= 3,98), Кфм до 1,362 и Кфэ до 1,702. Изменением угла а от 0 до 900 у МВЗМ обеспечивается переход от горизонтальных к винтовым и далее к вертикальным колебаниям РО. Для МВЗМ, у которых а регу-
лируется в пределах 9-690, увеличение а приводит к нелинейному росту коэффициентов форм (рис. 4 и 5) нагрузочных диаграмм, достигающих при а = 690 максимальных значений: для базового варианта К, до 1,545 и Кфэ до 2,287, проектного - Кф^ до
ф.м
ф.м
1,047, Кфэ до 1,019. Максимальные значения коэффициенты форм имеют при возможных вертикальных колебаниях (а = 900), соответственно равные Кфм =
1,81, К = 2,78 и К = 1,055, К = 1,022.
' ' ф.э ' ф.м ' ' ф.э '
мд. рад/с
Кф.м((л 2) Мд(1Л>2)
Тм(М~)
\кф \ / >э(«2\
Кф.у(; Тэ(И2)
Рис. 7. Коэффициенты форм нагрузочных диаграмм Кф, постоянные времени Тм и Т, круговая частота собственных колебаний электропривода проектного варианта МВЗМ в зоне рабочих угловых скоростей
Из анализа видно, что для базового варианта имеет место существенное проявление механической и, в особенности, электромагнитной инерций. Тогда как у проектного варианта МВЗМ они не столь заметны. Из изложенного следует, что проектный вариант МВЗМ с обоими подвижными де-балансами исключает резонансные явления в переходных режимах, плавно регулирует амплитуды и частоту колебаний РО по гиперболической зависимости, устанавливая на ходу рациональный режим вибрации для каждой семенной смеси.
При этом исключается проявление электромагнитной инерции электропривода, и тем самым во всем рабочем диапазоне скоростей достаточно расчет мощности двигателя вести по соотношению Рн > 1,1 Р . Для базового варианта привода при ю2 < 90
Т 0 08
рад/с Кфм и Кфч >> 1,05, и < ^^^ < 3,3 . Поэтому
ф.э
0,024
для двигателей, работающих в диапазоне угловых скоростей 61 рад/с < ю< 90 рад/с, расчет мощности необходимо проводить с учетом наложения магнитной инерции на механическую, что может приводить к увеличению мощности двигателя в пределах от 1,7 до 5,2 раза.
Список литературы: 1. Яруллин Р.Б. Амплитудно-частотные характеристики вибропроцессов в технологиях АПК
[Текст] / Р.Б. Яруллин // Научные исследования: информация, анализ, прогноз: 33-я книга коллективной монографии; гл. 17 / Воронежск. гос. пед. ун-т.
- Воронеж, 2011. - С. 267-288.
2. Яруллин Р.Б. Повышение эффективности асинхронного электровибропривода с регулируемыми параметрами в технологических процессах АПК (на примере виброзерноочистительных машин) [Текст]: автореф. дис. д-ра техн. наук / Яруллин Ринат Бариевич. - Челябинск, 2011. - 45 с.
3. Яруллин Р.Б. Динамика вибрационных зерноочистительных машин (Проблемы электропривода) [Текст] / Р.Б. Яруллин. - Уфа: Уфимск. гос. академия экономики и сервиса, 2007. - 189 с.
4. Яруллин Р.Б. К проблеме развития инерционных вибраторов зарезонансных виброзерноочистительных машин с регулируемыми параметрами [Текст] / Р.Б. Яруллин // История науки и техники.
- 2006. - № 5. - С. 117-121.
5. Яруллин Р.Б. Проектирование асинхронного электропривода вибромашин с регулируемыми параметрами [Текст] / Р.Б. Яруллин, А.И. Евстафьев // Инновации и перспективы сервиса: сб. научн. статей VI Междунар. научн.-техн. конф., 9 декабря 2009 г. - Уфа: Уфимск. гос. академия экономики и сервиса. - С. 326-330.
