Раздел: Документация
0 ... 16 17 18 19 20 21 22 ... 34 ЗД/мм2Сст/г 6, кг  0,5*- 0,14,05} 1,6 1,8 2,0 2,2 Kj 15 2,5\ Г 0,5 0,7 V0,3S\ 0,251 0,5h0,15 0Д1- 0,4,05--
3 1,t к Рис. 5.14. Зависимости J, G, GCT от уровня допустимой кратности пускового тока Ки, Рис. 5.15. Зависимости J, G, GCT от уровня допустимой кратности аварийного напряжения Kv масса дросселя остается постоянной, так как более жестким является ограничение по температурному режиму. При изменении температуры в аварийном режиме в пределах Л7ав = 55ч-230о и фиксированном значении всех остальных параметров с ростом ДГаа 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 / до АГав = 230° определяется допустимыми превышениями температуры в аварийном режиме и кратностью пускового тока, а при А7ав>230о С более жестким становится ограничение по допустимым превышению температуры в рабочем режиме и кратности пускового тока, так как ДГаа/ К}Яв>АТр3б/ К}рЛб. 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 / уменьшалась примерно в 1,5 раза, а индукция Вт несколько возрастала. Ограничение Вт и / 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 К1ав = 1ав/1 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 KVaB от 1,2 до 1,5 происходит увеличение Unp ав, 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 ПРА (рис. 5.15). При больших значениях KVaB ограничение Вт и J определяется допустимыми превышением температуры в аварийном режиме и кратностью пускового тока. Экономические показатели дросселя при изменении К1ав и KVaB качественно близки. При увеличении U„ и фиксированном напряжении цитания Un (увеличении отношения Un/U„) падает напряжение ГУдр, возрастает коэффициент кратности аварийного напряжения KVaB. Поэтому зависимости в этом случае аналогичны рассмотренным выше при изменении KVaB. 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 UapI/f, 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—10000 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 тк = 0,4ч-0,5; «к = 4-г-10; гк= 1,2-г-1,4 форма дросселя приближается к кубической и потери минимальны. Такие дроссели удобны для установки вне светильника. Конструкции 115 Ограничение ПО UT-dLL Кт п г-.У1, Ограни. 0,8 0,6, о,* 0,2\ О" О  Рис. 5.16. Зависимости J, G, Gc, от изменения частоты / 30 100 200 Ш 800 3200f, Гц. 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 тк = 0,4н-0,6; ик = 4-н 10; ек= 1,05-н 1,1 для случая широкой катушки с коротким витком или при тк = 0,1 н-0,2; «к = 4н-10; ек = 1,2 н- 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. 5.3. 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 Lpa6 (средняя достаточность), т. е. математическое ожидание времени работы изделия до первого отказа. Как всякое математическое ожидание, Lpa6 определяется следующей зависимостью: 0000 Lpa6=J tf{i)dt=\P{t)dt,(5.1) оо где t—время, в течение которого определяется надежность; f(t) — частота отказов, или плотность вероятности случайной величины г; P{t)— вероятность безотказной эксплуатации изделия за промежуток времени от 0 до t. Статистическая оценка среднего времени безотказной работы определяется по формуле LU=Y! Ul(5.2) ;= i где /J; — время работы /-го ПРА до отказа; N0 — число испытываемых ПРА. Важным показателем надежности является интенсивность отказов ПРА Цг), которая определяется по формуле X(t)=f(t)/P(t).(5.3) При любом распределении /(г) имеет место уравнение Р(г) = ехр t -\X{t)dt L о (5.4) Тогда, зная можно из (5.4) найти вероятность безотказной работы P(t), а затем из (5.3) определить плотность вероятности f{t) и функцию распределения F(i) = \f{t)dt. 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(t) выражения для показателей надежности ПРА принимают вид -\\{t)dt P(t) = e ° =е~и;(5.5) f{t) = X{t)P{t) = Xe-u;(5.6) 00 £раб=1 edt=l/X.(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 Lpa6 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 tpa6 в следующих пределах: tpa6 = Atpa6 + 50° С—для встраиваемых и tpa6 = Atpa6 + A5° С—для независимых аппаратов, где Atpa6— 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 tpa6 не должно быть больше максимальной нормируемой рабочей температуры обмотки tw, °С, которая выбирается из следующего ряда: 90, 95, 100, 105, ПО, 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
Рис. 5.17. Зависимость продолжительности испытаний ПРА на срок службы от температуры обмотки при максимально допустимой температуре, ° С: /—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 исиытательиой температуры te для ПРА с различной tw
 -г10 ;Л5 20SO JM 50 Продолжительность испытаний, сут *В числителе — при продолжительности испытаний 30 сут, продолжительности 60 сут. в знаменателе—при 0 ... 16 17 18 19 20 21 22 ... 34
|
|||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
