CC BY
131
ш
ленные данные теплового расчета при моделировании сложного напряженно-деформированного состояния термообработанной заготовки в пакете MSC Marc в нелинейной постановке задачи.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Лившиц А.В. Прогнозирование локальных остаточных деформаций при проектировании технологического процесса изготовления маложестких деталей : дисс. ... канд. техн. наук / А. В. Лившиц. Иркутск, 1999. 185 с.
2. Кузнецов Г.В., Шеремет М.А. Разностные методы решения задач теплопроводности. Томск : Изд-во ТПУ, 2007. 172 с.
3. Теплообмен при кипении [Электронный ресурс] // Солодов А.П. Тепломассообмен в энергетических установках. - Режим доступа: http://twt.mpei.ac.ru/solodov/HMT-
eBook 2009/HMT E-Book/E-
book/Chapt_18_Pool _Boiling.pdf. (Дата обращения 14.03.2014).
4. Напряженно-деформированное состояние металла корпусов фонтанной арматуры до и после наплавки / В.В. Настека и др. // Вестник ОГУ. 2013. № 1. С. 212-218.
5. Трещев А.А., Петров А.А., Теличенко В.Г. Напряженно-деформированное состояние тонких прямоугольных пластин из разносопротив-ляющихся материалов в условиях термосилового нагружения // Известия ТулГУ. 2008. Вып. 1. С.110-117.
6. Бюлер Г. Полное определение остаточных напряжений в сплошных и полых металлических цилиндрах // Остаточные напряжения / под ред. В.П. Осгуда. М. : ИЛ, 1957. С. 48-61.
7. Иванов С.И. Зона включения остаточных напряжений в полоске // Вопросы прочности элементов авиационных конструкций. Куйбышев. 1968. Вып. 39. С. 158-170.
УДК 621.311: 621.331 Закарюкин Василий Пантелеймонович,
д. т. н., профессор, Иркутский государственный университет путей сообщения, e-mail: zakaryukin@gmail.com
Крюков Андрей Васильевич,
д. т. н., профессор, Иркутский государственный университет путей сообщения, e-mail: and_kryukov@mail.ru
Кодолов Николай Геннадьевич,
соискатель ИрГУПС, ОАО «Енисейская ТГК», филиал Красноярская ТЭЦ-3, начальник смены электроцеха,
e-mail: k_kng@mail.ru
МОДЕЛИРОВАНИЕ ИЗМЕРИТЕЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
ТОКА И НАПРЯЖЕНИЯ
V. P. Zakaryukin, A. V. Kryukov, N. G. Kodolov
MODELLING OF CURRENT AND VOLTAGE MEASURING TRANSFORMERS
Аннотация. Предлагается новый подход к настройке устройств релейной защиты и автоматики электроэнергетических систем, основанный на создании комплексной модели системы, включающей в свой состав модели первичных измерительных преобразователей: трансформаторов тока и напряжения. Основные отличия предлагаемого подхода состоят в следующем: моделирование режимов осуществляется в фазных координатах, что позволяет проводить расчеты несимметричных режимов любой сложности; выполняется комплексное моделирование, дающее возможность учитывать реальные погрешности измерений.
Работа выполнена в рамках плана научных исследований по направлению «Интеллектуальные сети (Smart Grid) для эффективной энергетической системы будущего». Договор № 11.G34.31.0044 от 27.10.2011.
Ключевые слова: электроэнергетические системы, измерительные трансформаторы, моделирование в фазных координатах.
Abstract. New approach to regulation of relay protection and automatic equipment devices of the electric power systems based on creation of complex system model including primary measuring converters, current and voltage transformers, is offered. The offered approach main differences consist of the following: modeling in phase coordinates that allows calculating of complex asymmetrical modes; the complex modeling giving the chance to consider real errors of measurements is carried out. The paper is done on grant 11.G34.31.0044 27.10.2011 «Future Smart Grid Electric Systems».
Keywords: electrical power systems, measuring transformers, modeling in phase coordinates.
Введение
Основной тенденцией развития современной электроэнергетики является интеллектуализация управления, заключающаяся в широкомасштабном использовании устройств искусственного интел-
лекта. Предполагается, что этот процесс придаст электроэнергетическим системам (ЭЭС) свойства рационального поведения, заключающиеся в способности к адаптации и реконфигурации в зависимости от изменений в окружающей среде [1]. Ос-
новой для реализации этой тенденции могут служить технологии интеллектуальных электрических сетей (Smart Grid), позволяющие построить высоконадежные, автоматически балансирующиеся, самоконтролирующиеся ЭЭС, способные принимать энергию из разных источников и преобразовывать ее в конечный продукт для потребителей при минимальном участии людей. Системы, построенные с использованием Smart Grid, включают передовые сенсорные, коммуникационные и управляющие технологии для повышения эффективности производства, передачи, распределения и измерения электрической энергии. Это позволит обеспечить высокий уровень надежности, экономичности и безопасности электроэнергетической системы России.
С этой целью создается принципиально новая технологическая платформа ЭЭС - интеллектуальная электрическая сеть с активно-адаптивными элементами. Она характеризуется следующими факторами [1]:
• наличием активных элементов, изменяющих параметры сети;
• достаточным количеством датчиков текущих параметров для оценки состояния в различных режимных ситуациях;
• быстродействующей системой сбора, передачи и обработки информации;
• средствами адаптивного управления в реальном масштабе времени с воздействием на активные элементы сети, генераторы и потребителей;
• быстродействующей информационно-управляющей системой с циклическим контролем состояния ЭЭС;
• комплексом автоматической оценки текущей ситуации в ЭЭС с воздействием на элементы системы для предотвращения аварий, их локализации и послеаварийного восстановления;
• всережимной системой управления в реальном масштабе времени.
При реализации концепции Smart Grid особую актуальность приобретает задача повышения адекватности функционирования устройств релейной защиты и автоматики (РЗА). Современные устройства РЗА выполняются на основе микропроцессорных устройств и позволяют реализовать сложные алгоритмы ликвидации аварийных режимов [2-4]. Однако настройка этих устройств осуществляется традиционными методами с помощью определения аварийных токов и последующего пересчета результатов на вторичные цепи с использованием номинальных коэффициентов измерительных трансформаторов тока (ТТ) и напряжения (ТН). Такой способ не отличается эффек-
тивностью и, кроме того, может приводить к неточностям вследствие неучета погрешностей измерительных трансформаторов и режимных особенностей ЭЭС.
В статье предлагается новый подход к настройке устройств РЗА, основанный на создании комплексной модели ЭЭС, включающей в свой состав модели первичных измерительных преобразователей: трансформаторов тока (ТТ) и напряжения (ТН). Основные отличия предлагаемого подхода состоят в следующем:
• моделирование режимов ЭЭС осуществляется в фазных координатах, что позволяет осуществлять расчеты несимметричных режимов любой сложности [6-20];
• выполняется комплексное моделирование, дающее возможность учитывать реальные погрешности измерений [21, 22].
Ниже приведены результаты исследований, направленные на создание моделей ТТ и ТН в фазных координатах.
Моделирование трансформаторов напряжения
Фазные координаты являются наиболее естественным описанием трехфазных ЭЭС. На их основе могут быть составлены уравнения установившегося режима, обеспечивающие адекватное описание реальных режимов ЭЭС, характеризующихся значительной продольной и поперечной несимметрией. В работах [5, 6] показано, что адекватные модели ЛЭП и трансформаторов могут быть получены на основе решетчатых схем замещения (РСЗ) из Л£С-элементов, соединенных по схеме полного графа.
Моделирование трансформаторов напряжения осуществляется на основе схемы, представленной на рис. 1. При моделировании используются следующие положения:
• трансформатор считается линейной системой;
• два крайних стержня характеризуются комплексной относительной магнитной проницаемостью у ' - 7 у "; для трансформаторов
напряжения типа НТМИ она принимается такой же, как у средних стержней; площади сечения этих стержней одинаковы и равны 5Ь длины, сечения и магнитные проницаемости крайних стержней равны между собой;
• три средних стержня магнитопровода характеризуются постоянной величиной комплексной магнитной проницаемости у ' — ] у ",
определяемой из паспортных значений тока и потерь холостого хода; площади сечения этих стержней одинаковы и равны 52;
Информатика, вычислительная техника и управление. Моделирование. Приборостроение. Метрология. Информационно-измерительные приборы и системы
• каждая катушка обладает активным и реактивным сопротивлениями Я1к+]юЬк (/ - номер обмотки; к - номер стержня минус единица), которые определяются параметрами короткого замыкания;
• числа витков определяются по значению рабочей индукции в сердечнике и номинальному напряжению катушки ик (именно катушки, а не обмотки в целом, последнее может быть
, лт. и^Л 4,502 ц, больше первого на у/3 ), ^ = —--=-—,
шетчатой схемы замещения которой начинается с полносвязной схемы без учета соединения обмоток (рис. 3).
.© о® о®
А |В 10
и
• 1 • 1 •
Ц13
. " ) ■ 1 у
ь Мх /12Гу /13\т
® В2т^2
В2т^2
и \ 8 л о!
ь* .Я П .Ц ш
/21 |д /22 г ь /23 гс А® А® А©
Рис. 2. Схема трансформатора с соединением обмоток
У / У
7
если Ь^ - в киловольтах, амплитуда индукции В2т - в тесла, 52 - в м2; числа витков для разных катушек одной обмотки могут быть разными, что расширяет возможности модели.
Предполагается симметрия конструкции трансформатора, то есть равны длины = /5,
/6 = /7 = ^ = ^, 12 = 14 ; кроме того, очевидно, равны магнитные потоки Ф6 = Ф8, Ф7 = Ф9.
Для трансформаторов матрица РСЗ формируется на основе следующего соотношения:
У =
у РС
—Ъ Е
Z—
Ъ Е — Ъ Е
где Ъ Е = Ъ — RJJW2; Ъ - матрица элек-
трических сопротивлений обмоток трансформатора; Км - матрица магнитных сопротивлений;
, - матрицы, составленные из чисел витков обмоток трансформатора в соответствии с выражениями, приведенными в работе [5].
На рис. 2 показана схема трансформатора с соединением обмоток У0 / У0, формирование ре-
Рис. 3. Исходная решетчатая схема двухобмоточного трансформатора На основе схемы соединений обмоток выполняется преобразование матрицы УРС путем объединения соответствующих узлов и сложения
3
4
образующихся при этом параллельных ветвей решетчатой схемы. Указанное преобразование можно провести следующим образом. Предположив без потери общности, что объединяемые узлы имеют последние номера, можно разделить матрицу Xрс на блоки:
Y =
Y PC
PC
Yi YT
Y12 Y 2
где X2 - блок размерностью k х k, отвечающий объединяемым узлам.
Тогда преобразованную матрицу X5 можно представить в виде
Х1
Y s =
eT YT
ek Y12
Y12ek eT Y2ek
8
Рис. 4. Объединение отдельных узлов РСЗ О А ОБ 9 0
luJ
о a о ¿л о b О c
Рис. 5. Схема ТН с первичным напряжением 110-200 кВ
О G> О
где = [1 1 ... 1]7 - k-мерный вектор,
состоящий из единиц. Граф преобразованной РСЗ трансформатора с учетом соединений обмоток показан на рис. 4.
Особенности моделирования трехобмоточ-ных трансформаторов описаны в работах [5, 6]. На этой основе могут быть реализованы модели измерительных трансформаторов типа НТМИ, применяемых в установках с напряжением 6-10 кВ. При более высоких напряжениях применяются группы из однофазных трансформаторов, как показано на рис. 5. Методика моделирования таких трансформаторов (рис. 6) описана ниже.
©
Q)x су i 6
Рис. 6. Схема модели однофазного трансформатора
Уравнения, описывающие электромагнитное состояние трансформатора, могут быть записаны так:
(R + j©L) h + j © Wiói = ü{,
(-Rn + j®Ln) I n + j awnéi = ün h wi +12 W2 +.. + ínwn - Rjbi = 0; ü,V2 4.5 02ü,
w =■
(1)
© B2mS1 B2mS1
H1 =-B1^ = R Ф,;
Mo Mr
Rm =
l
M -=
l1(Rm ]-jRm ")
Mo(Rm'2 + Rm M2) Si
где Ят = ^'+" - магнитное сопротивление
магнитопровода.
Матрица коэффициентов системы (1) может
Il I2 In Ф1
R1+jrnL1 0 0 jrnw1
0 R2+/WL2 0 jrnw2
0 0 Rn+jvLn jrnwn
w1 w2 wn Rm
Для режима холостого хода можно записать следующее:
Ф1
ü
j © w1
; I 1Х W1 = Rm Ф1 = Rm
ü
j © w1
7
3
4
ш
При умножении на сопряженный комплекс тока получаются следующие выражения:
7 ю
Ч ^ У ^2 иI
= Кт Р + 7бх);
& =J(JJJ-P: ; А = ,х^
Кт = Кт ' + 7Кт " =
А&х
и
7А
Рх + 7 К 8 И
АР„
К1'+К41 = V ; К1'+К5' = К
14
К2'+Кз' = К2з';
15 '
К=К
ц2
ц2
К/ =
,2
откуда следует
К1' = 0,5(^2'+ К1з'—К2з' ); К2'=К12 '—К;
Кз'=К1з'—К1'; К4'=К14' К1'; К=К15—К1'
К = к
и
X,'+X 4'= б,
х1^+X5'=&15'; X2'+Xз'
X' = X,
ц:
07=
и1 М,.
100 8
&з'=
и1 М2з
100 8
или &2з'=
]«
М2з
2н
100 8
зн
X/ = 0.5(012'+&1з'—&2з' ); X2' = 612'—X1'; ^ = 01з'— ; ' = 014' X1' ; ^^5 ' = 015'—;
X, = X
ц
и
Рх 2 +(х8н У + ГРХ 2 +(,х8н )2. Для однолинейной схемы короткого замыкания при пяти обмотках выполняются соотношения следующего вида:
К1'+К2' = К12'; К1'+Кз' = ;
Вычисления по этим формулам приводят к заметным погрешностям (порядка 5 % в токе и мощности короткого замыкания при задании напряжения короткого замыкания) из-за пренебрежения падением напряжения на активном сопротивлении. Снизить эти погрешности до величин порядка 1 % можно корректировкой напряжения короткого замыкания на падение напряжения на активном сопротивлении после вычисления активных сопротивлений следующим образом:
ии =■
V
М, —
V У
г
Л2
V
V °2(з)« у
При моделировании ТН, характеризующихся значительным отличием напряжений первичной и вторичной обмоток, лучше использовать альтернативный вариант моделирования, учитывающий падение напряжения на сопротивлениях Х1 при холостом ходе. Для режима холостого хода можно записать следующие уравнения:
(Л + 7 X1) 4 + 7 ю "161 = и1; Ф1 =
1 1х
Л
Лх =
1х8н
и1
К + 7X1 + 7
. ю Ж
2Л
Кт у
4 = и1.
и12
Если номинальные мощности отдельных обмоток меньше номинальной мощности первичной обмотки, то в опыте короткого замыкания соответственно уменьшаются токи первичной обмотки и в формулах вместо мощности первичной обмотки в уравнения подставлены соответствующие мощности вторичных обмоток. Для последнего уравнения выбирается меньшая из двух величин Б2н или 53н. Аналогичны уравнения и для реактивных сопротивлений:
Xl'+X2' = 612' ; Xl'+Xз' = 01з' ;
&2з'
При умножении на сопряженный комплекс тока получается следующее:
(
К + 7 х 1 + 7
ю "
2\
К
Ьх = Рх + 7бх;
14 5
& ; К + х = рх+&;
Лх
2
^ = 7ю "1 "т К — К + 7 (Xх — X)'
с расчетом магнитного сопротивления после вычисления параметров короткого замыкания. Моделирование трансформаторов тока
Использование фазных координат и решетчатых схем замещения позволяет адекватно моделировать и трансформаторы тока [5-22]. На основе этой методологии может быть решена сформулированная выше задача создания комплексной модели ЭЭС, учитывающей вторичные цепи измерительных преобразователей.
Модель ТТ может быть реализована на основе схемы, показанной на рис. 6, при двух обмотках трансформатора.
2
2
' М2з =
Для приведения параметров ТТ к параметрам модели эквивалентного силового трансформатора, используемого в программном комплексе «РагопоМ-Качество» [5, 6], необходимо выполнить процедуры, детально описанные в работах [21, 22]. Пример комплексной модели ЭЭС Пример комплексного моделирования ЭЭС реализован на основе схемы сети 220 кВ, питающей тяговые подстанции железной дороги переменного тока (рис. 7). Схема подключения ТТ и ТН представлена на рис. 8. Расчетная схема, реализованная средствами программного комплекса «РагопоМ-Качество», приведена на рис. 9.
Расчетная схема включает в свой состав модели трех одноцепных ЛЭП 220 кВ с проводами АС-240, модели трех тяговых трансформаторов ТДТНЖ-40000/230/27,5, а также модели тяговой сети двухпутного участка 2*(ПБСМ-95+МФ-100+2Р65) по 50 км длиной. Питающие узлы обозначены на схеме как «Бал.узлы» с напряжениями:
кВ; йЪ1 = 132,8<Г20' кВ;
'12и кВ. Расчетная схема дополнена графиком движения, представленным на рис. 10, учитывающим движение трех нечетных грузовых поездов массой 5000 тонн.
изб= 132,8е'°
С/38 = 132.8е-'
25 кВ
^ХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХХ
Рис. 7. Исходная схема
Ь2
ТТ
Рис. 8. Схема подключения ТТ и ТН
Рис. 9. Расчетная схема ПК Fazonord
ш
Профиль пути имеет два достаточно протяженных подъема на первой межподстанционной зоне. Токовый профиль поезда показан на рис. 11.
Результаты моделирования представлены на рис. 12, 13, 15, 16, 17. На этих рисунках приведены графики погрешностей трансформаторов тока и напряжения по модулю и фазе.
Рис. 10. График движения поездов
Рис. 11. Токовый профиль
Времн? мин 140
Рис. 12. Погрешности измерения токов
<SL%
О
о о ^ ° .Л
о о О се „Л
с о О „„ 8Р h о * О < О . О
О 4 о <Ъ 0 О о о О с
о О о с о <> 6
20 30
50 /, А «0
Рис. 13. Зависимость 5 — 5 (i)
Следует отметить, что зависимость токовой погрешности 51 = 51 (I), полученная в результате
моделирования, хорошо корреспондируется с экспериментальным графиком, представленным на рис. 14.
Рис. 14. Зависимость 5I = 5I (I' ном ) для ТТ класса 0,58 по данным [23]
200 Ои -\и-кпЛ^В-г-
100 Вреян. мин 140
Рис. 15. Зависимость DU — DU (t)
Рис. 16. Зависимость от времени угловой погрешности напряжений
Рис. 17. Зависимость от времени угловой погрешности токов
Заключение
На основании изложенного можно сформулировать следующие выводы.
1. Предложен новый подход к настройке устройств релейной защиты и автоматики, основанный на создании комплексной модели электроэнергетической системы, включающей в свой состав модели первичных измерительных преобразователей: трансформаторов тока и напряжения. Основные отличия предлагаемого подхода состоят в следующем:
• моделирование режимов ЭЭС осуществляется в фазных координатах, что позволит при наличии соответствующих алгоритмов осуществлять оценивание сложных несимметричных режимов;
• выполняется комплексное моделирование, дающее возможность учитывать реальные погрешности измерений и возможные режимные ситуации.
2. На основе компьютерного моделирования показано, что при использовании первичных измерительных преобразователей с классом точности 0.5S обеспечивается высокая точность идентификации режимов электроэнергетических систем.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Бударгин О.М., Мисриханов М.Ш., Рябченко В.Н. Новый метод расчета управляемости и наблюдаемости электроэнергетических систем с элементами Smart Grid проблемы [Электронный ресурс] Режим доступа: http: //gritsunov.ru/Common/Education/Publications/Co nferences/Yalta2011_Files/3_3.pdf. (Дата обращения 05.01.2014).
2. Шнеерсон Э.М. Цифровая релейная защита. М. : Энергоатомиздат, 2007. 549 с.
3. Дьяков А.Ф., Овчаренко Н.И. Микропроцессорная релейная защита и автоматика электроэнергетических систем. М. : МЭИ, 2000. 199 с.
4. Шабад М.А. Расчеты релейной защиты и автоматики распределительных сетей. СПб. : ПЭИПК, 2003. 350 с.
5. Закарюкин В.П., Крюков А.В. Сложнонесим-метричные режимы электрических систем. Иркутск, 2005. 273 с.
6. Закарюкин В.П., Крюков А.В. Методы совместного моделирования систем тягового и внешнего электроснабжения железных дорог переменного тока. Иркутск : Изд-во ИрГУПС, 2011. 160 с.
7. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Арсентьев М.О. Использование технологий распределенной генерации на железнодорожном транспорте // Со-
временные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2008. № 3. С. 81-87.
8. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Крюков Е.А. Моделирование предельных режимов электроэнергетических систем с учетом продольной и поперечной несимметрии. Иркутск, 2007. 138 с. Деп. в ВИНИТИ. 03.08.2006, № 1036-В2006.
9. Закарюкин В.П., Крюков А.В. Моделирование многообмоточных трансформаторов в фазных координатах // Электротехника. 2008. № 5. С.56-60.
10. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Буякова Н.В. Расчет электромагнитных полей, создаваемых тяговыми сетями электрофицированных железных дорог // Вестник Иркут. гос. техн. ун-та.
2011. Т. 48. № 1. С. 148-152.
11. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Абрамов Н.А.Построение упрощенных моделей электроэнергетических систем для целей оперативного управления // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2007. № 16. С. 66-71.
12.Шульгин М.С., Крюков А.В., Закарюкин В.П. Параметрическая идентификация линий электропередачи на основе фазных координат // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2011. № 1. С. 140-147.
13. Закарюкин В.П., Крюков А.В. Расчеты режимов электрических систем при сложных видах несимметрии. Иркутск, 2004. 197 с. Деп. в ВИНИТИ. 30.09.2004, № 1546-В2004.
14. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Раевский Н.В., Яковлев Д.А. Моделирование и прогнозирование процессов электропотребления на железнодорожном транспорте. Иркутск, 2007. 114 с. Деп. в ВИНИТИ. 11.01.2007, № 19-В2007.
15. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Шульгин М.С. Параметрическая идентификация линий электропередачи и трансформаторов. Иркутск,
2012. 96 с.
16. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Иванов А.Н. Моделирование электромагнитных полей, создаваемых многопроводными линиями электропередачи // Проблемы энергетики. 2007. № 7-8. С. 37.
17. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Кобычев Д.С. Определение наведенных напряжений с учетом несинусоидальности токов контактной сети железных дорог переменного тока // Научные проблемы транспорта Сибири и Дальнего Востока. 2009. № 2. С. 315-319.
18. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Соколов В.Ю. Системный подход к моделированию многоамперных шинопроводов // Современные техно-
логии. Системный анализ. Моделирование. 2008. № 4. С. 68-72.
19. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Кобычев Д.С. Моделирование электромагнитных влияний контактной сети железных дорог на смежные линии электропередачи // Электротехн. комплексы и системы управления. 2009. № 1. С. 2-7.
20. Закарюкин В.П., Крюков А.В. Моделирование несинусоидальных режимов в системах электроснабжения железных дорог // Вестн. Ростов. гос. ун-та путей сообщения. 2008. № 3. С. 93-99.
ш
21. Кодолов Н.Г., Закарюкин В.П., Крюков А.В. Моделирование трансформаторов тока на основе фазных координат // Энергоэксперт. 2011. № 5(28). С. 49-52.
22. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Кодолов Н.Г. Использование моделей измерительных трансформаторов для анализа работы устройств релейной защиты // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2013. № 4 (40). С. 133-140.
23. Федотов С.П. Погрешности трансформаторов тока // Электро. 2006. № 1. С. 24-26.
УДК 621.3.082 Липнин Юрий Анатольевич,
к. т. н., доцент каф. ПЭ и ИИТ, Ангарская государственная техническая академия, тел. 8(3955)51-22-15
Мазур Владимир Геннадьевич,
ассистент каф. ПЭ и ИИТ, Ангарская государственная техническая академия, тел. 8(3955)51-22-15
Пудалов Алексей Дмитриевич, к. т. н., доцент каф. ПЭ и ИИТ, Ангарская государственная техническая академия,
тел. 8(3955)51-22-15, e-mail: puddim@rambler.ru
АНАЛИЗ СУММАРНОЙ ПОГРЕШНОСТИ СОРБЦИОННО-ЧАСТОТНОГО ИЗМЕРИТЕЛЯ ВЛАЖНОСТИ ОРГАНИЧЕСКИХ ЖИДКОСТЕЙ
U. A. Lipnin, V. G. Mazur, A. D. Poudalov
ORGANIC LIQUIDS MOISTURE METER SORPTION-FREQUENCY
TOTAL ERRORS ANALYSIS
Аннотация. В статье проводится анализ суммарной погрешности измерителя влажности органических жидкостей, информация о котором представлялась в предыдущих публикациях.
Суммарная погрешность измерителя влажности включает в себя следующие составляющие: погрешность сорбционно-частотного метода, инструментальную погрешность самого измерителя, погрешности от наличия факторов, влияющих на работу пьезо-сорбционного чувствительного элемента и автогенератора, а также составляющие, определяемые при нормальных условиях эксплуатации.
В статье подробно рассмотрено влияние температуры на работу чувствительного элемента и автогенератора. Исходя из уравнений статических характеристик применяемых сорбентов представлены модели этих погрешностей, возникающих от влияния температуры. Как следует из полученных моделей, зная параметры уравнений статических характеристик, можно определить величину погрешности при любой температуре в области ее рабочих значений. Помимо этого, в статье рассмотрено влияние температуры на образцовые средства измерений.
Также определено значение минимальной влажности, при которой обеспечивается требуемая чувствительность датчика. Показано, что эту величину можно уменьшить за счет увеличения массы пленки сорбента, а также за счет уменьшения нестабильности колебаний автогенератора.
В статье также приведен анализ составляющих суммарной погрешности, к которым относятся точность определения частоты микропроцессором и вклад за счет аппроксимации статической характеристики.
В результате проведенного анализа показано, что погрешность измерителя влажности органических жидкостей в нормальных условиях не превышает ±2,2 %. Уменьшить данную погрешность позволяют предложенные схемотехнические решения.
Ключевые слова: погрешность, сорбционно-частотный метод, пьезо-сорбционный чувствительный элемент, измерение влажности, органические жидкости, макет измерителя влажности.
Abstract. The article analyzes the overall accuracy of the organic liquids moisture meter presented in previous publications.
The total error of the moisture meter includes the following components: sorption-frequency method error, the instrumental error of the meter itself, the error on the presence offactors affecting the performance of the piezoelectric sorption sensor and oscillator, as well as components determined under normal operating conditions.
The article closely discusses the temperature effect on the sensor and oscillator. On the base of the used sorbents equations of static characteristics, models of these errors arising from the influence of temperature are represented. As follows from the above models, knowing the parameters of equations of static characteristics, we can determine the error at
