книги из ГПНТБ / Бесконтактный контроль потока жидких металлов

Рис. 5.28. Температурная зависимость фазы э. д. с. дебалаиса датчика.

декомпенсации для различных высокотемпературных датчиков приблизительно одинаков и определяется типом применяемых электроизоляционных материалов.

На рис. 5.27 и 5.28 приведена температурная зависимость амплитуды и фазы э.д. с. декомпенсации датчика при различных значениях тока возбуждения частотой 630 гц.

Возбуждающая обмотка получала питание от «изолирую­ щего» трансформатора подобно тому, как это делается в целях защиты мостов переменного тока от токов утечки [18]. Примене­ ние такого трансформатора в значительной степени исключает гальванические связи обмоток.

Верхняя кривая на рис. 5.27 построена по данным, получен­ ным при питании датчика без трансформатора с общей точкой заземления обмоток. Из результатов, приведенных на этом ри­ сунке, следует, что э.д. с. декомпенсации нелинейно зависит от амплитуды тока возбуждения при высоких температурах, тогда как при низких температурах эта зависимость близка к линейной.

Для того чтобы проверить степень связи этого явления с из­ менением магнитных свойств материала индуктора, в обмотку возбуждения через развязывающий дроссель подавался постоян­ ный ток подмагничивания с целью изменения проницаемости магнитопровода. Температурные характеристики э.д. с. декомпенса­ ции и ее фазы приведены также на рис. 5.27 и 5.28 пунктирной линией. Амплитуда и фаза сигнала декомпенсации количественно менялись при неизменном качественном характере этих зависи-

2Б0

мог

• 1

Из рисунков видно, что имеются два интервала нестабильно­ сти, расположенные в области 50—150 и 400—500° С.

В процессе эксперимента катушки каждого из индукторов включались встречно-последовательно, образуя возбуждающую и приемную обмотки датчика. Возбуждающие обмотки индукторов соединялись таким образом, чтобы индукция в зазоре была мак­ симальной. При этом использовались все катушки обмотки воз­ буждения.

Приемные обмотки индукторов включались всегда последова­ тельно, причем использовались все катушки или три центральные на каждом индукторе. Варианты включения индукторов, а также количество приемных катушек приведены в табл. 5.2.

Варианты 5 и 6 соответствуют включению датчиков по схеме с раздельными возбуждающими и приемными индукторами.

Все предыдущие тепловые испытания проводились при вклю­ чении индукторов по третьему варианту. Коэффициент нестабиль­

Рис. 5.32. Частотная зависимость чувствительности высокотем­ пературного датчика (/) и коэффициента нестабильности (2) э. д. с. дебаланса в интервале температур 400—600° С. (Литий, ДУ-40.)

ператур 400—600° С, что соответствует приведенной погрешности измерения в 5>%.

Результаты испытаний показывают, что наибольшая темпера­ турная погрешность наблюдается в вариантах 5 и 6, при этом значительно уменьшается влияние токов утечки ввиду наличия отдельных возбуждающих и приемного индукторов; взаимное смещение индукторов вследствие теплового воздействия приво­ дит к существенному увеличению погрешности измерения. Из табл. 5.2 видно, что варианты 2 и 4 уменьшают влияние крайних катушек возбуждения на стабильность э.д.с. декомпенсации.

На рис. 5.32 приведена частотная характеристика (1) и зави­ симость коэффициента нестабильности (2) в интервале темпера­ тур 400—600° С от частоты. Как видно из графика, представлен­ ного на рис. 5.32, коэффициент нестабильности нелинейно зави­ сит от частоты и резко возрастает с ее увеличением вследствие увеличения напряжения, на обмотке возбуждения при неизменном токе, а также вследствие уменьшения емкостного сопротивления утечки. Такой характер зависимости определяет условия выбора рабочей частоты. Частота тока возбуждения при заданной гео­ метрии датчика выбирается такой, чтобы обеспечить заданную точность измерения в интервале температур. С другой стороны, выбором геометрии датчика можно получить такую оптимальную частоту, при которой температурный коэффициент нестабильно­ сти не превысит допустимую величину. В данном случае рабочую частоту целесообразно выбирать на 10—15% ниже оптимальной, но следует иметь в виду, что нижний предел рабочей частоты

ограничен условием получения линейной метрологической харак­ теристики при максимальном расходе.

Необходимо отметить качественно различный характер кри­ вых 1 и 2 (рис. 5.32): если частотная характеристика выражает суть физических процессов, то зависимость температурного коэф­ фициента нестабильности от частоты характеризует качество при­ меняемых изоляционных материалов и конструкцию датчика.

Приведенные в данном параграфе характеристики являются наиболее показательными из большого числа подобных характе­ ристик для различных датчиков.

Таким образом, при конструировании датчиков и эксплуата­ ции бесконтактных индукционных расходомеров необходимо учи­ тывать следующее:

1. При выборе частоты тока питания следует учитывать зави­ симость коэффициента нестабильности от частоты.

2. Исключение гальванических и емкостных связей обмоток возбуждения с цепями сигнала существенно увеличивает стабиль­ ность э. д. с. декомпенсации.

3. Необходимо проводить температурное старение датчика.

4.Поскольку крайние зубцы индуктора оказывают большее влияние на температурный коэффициент нестабильности, чем внутренние, приемные катушки на первых не размещают.

5.При сплошной заливке индукторов датчика жестким ком­ паундом необходимо оставлять воздушные зазоры между сосед­ ними катушками.

6.Поскольку величина тока утечки практически не зависит от количества витков приемных катушек, а определяется в основном потенциалом намагничивающей обмотки, то, уменьшая число витков намагничивающих обмоток, можно уменьшить токи утечки.

ЛИ Т Е Р А Т У Р А

1. Т о л м а ч И. М., Д р о н н и к Л. М. Течение электропроводящей жидкости в бегущем магнитном поле при степенном законе распределения ско­ рости по сечению канала. — Изв. АН СССР, ОТН, Энергетика и транспорт,

кости в бегущем поле в канале с металлическими стенками при степенном ха­ рактере распределения скорости по зазору. — Изв. АН СССР, Энергетика и транспорт, 1965, 1.

3. К и р ш т е й н Г. X., Ц и р к у н о в В. Э. Влияние распределения скоростей по сечению канала на измерение расхода датчиком с пульсирующим полем. —• Магнитная гидродинамика, 1967, 1.

индукционных насосов для жидких металлов. М., Атомиздат, 1968.

прямоугольного сечения, помещенном между двумя бесконечными индукторами с синусоидальным бегущим магнитным полем. — Изв. АН ЛатвССР, сер. физ. и техн. наук, 1965, 2.

сред. Авт. свид. № 214121. — Открытия, изобретения, промышл. образцы и то­ варные знаки, 1969, 11.

сред. Авт. свид. № 218464. — Открытия, изобретения, промышл. образцы и то­ варные знаки, 1969, 9.

10. Ц и р к у н о в В. Э., Р ы б а к о в Э. К., С о р о к и н а Э. С. Влия­ ние профиля скорости на погрешность индукционных расходомеров. — Маг­

свид. № 300765, — Открытия, изобретения, промышл. образцы и товарные

Шестое Рижское совещание по магнитной гидродинамике. Рига, «Зинатне», 1968.

18. Р ы б а к о в Э. К- Измерение скорости электропроводящих сред дат­ чиками пульсирующего магнитного поля. Канд. дисс. Рига, 1971.

ГЛАВА VI

И ЗМЕР ЕНИЕ НЕСТАЦИОНАРНЫ Х ПОТОКО В Ж И Д К О Г О МЕТАЛЛА . Д О З И Р О В А Н И Е

§ 1. ПРИМЕНИМОСТЬ БЕСКОНТАКТНЫХ РАСХОДОМЕРОВ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ НЕСТАЦИОНАРНЫХ ПОТОКОВ Ж И Д К О Г О МЕТАЛЛА

При создании систем автоматического регулирования техно­ логических процессов возникает необходимость измерения с пос­ ледующей выдачей управляющих сигналов скорости нестационар­ ных потоков электропроводящих сред.

Быстродействие бесконтактных электромагнитных расходоме­ ров, линейность их метрологических характеристик, постоянство проходного сечения, отсутствие силового воздействия со стороны датчика, искажающего спектр пульсаций потока, указывают на перспективность применения упомянутых устройств для опреде­ ления параметров нестационарных потоков.

Измерение нестационарных потоков жидких металлов накла­ дывает дополнительные требования на вторичную аппаратуру расходомерных устройств.

От приборов для измерения нестационарных параметров по­ тока жидких металлов требуется малая инерционность и высокая динамическая точность. Одним из основных требованийявляется линейность метрологической характеристики, поскольку при не­ линейной характеристике усредненный по времени сигнал не со­ ответствует усредненному по времени расходу, что очень сущест­ венно с практической точки зрения. Основными параметрами приборов являются их частотные характеристики, которые опре­

независимость показаний от профиля скоростей, в противном слу­ чае будет внесена дополнительная погрешность, поскольку пере­ ход одного режима течения в другой может происходить при раз­ ных скоростях течения.

потока применимы лишь расходомеры с постоянной частотой тока питания.

Рассмотрим, каким должно быть соотношение между частотой несущей со (частотой магнитного поля возбуждения) и частотой огибающей Q (частотой пульсаций потока), т. е. определим пара­ метр

Q у = — .

со В момент, когда магнитное поле меняет полярность и напря­

женность поля снижается до нуля, вторичный сигнал отсутствует и измерение мгновенной скорости пульсирующего потока факти­ чески отсутствует, причем при малых значениях напряженности магнитного поля разрешающая способность измерителя расхода мала. Таким образом, происходит как бы дискретное измерение мгновенной скорости потока жидкого металла в моменты вре­ мени, соответствующие достаточной напряженности магнитного поля возбуждения [1].

Приборы не могут реагировать на изменение скорости потока, когда напряженность магнитного поля мала. Кроме того, при уве­ личении частоты пульсаций возникает трудность отделения сиг­ нала от помех.

Таким образом, для неискаженного измерения мгновенной скорости пульсирующего потока частота питания со должна быть в несколько раз выше максимальной частоты спектра пульсации потока.

Для дифференциального измерителя расхода [4] при нестацио­ нарном течении контролируемой среды величина вторичной э. д. С-

Для выяснения основных амплитудно-фазовых характеристик, дифференциального измерителя расхода достаточно задать ско­ ростную характеристику потока в виде гармонической функции: времени v(t) =vQcosQt. В этом случае э.д. с.

туде скоростного сигнала есть отношение частоты пульсаций по­ тока к частоте магнитного поля возбуждения:

Однако следует учесть, что выбор частоты питания выше оп­ тимальной при заданной величине Q может привести к значитель­ ному снижению амплитуды скоростного сигнала [3, 4] и увеличе­ нию сигнала декомпенсации, связанного с неточностью изготов­ ления датчика, токами утечки и т. д., и тем самым ухудшитькачество датчика, а следовательно, метрологические характерис­ тики всего прибора в целом.

Поскольку оптимальная частота питания связана с проводи­ мостью и геометрией датчика условием

соопт = а th a(k~l— 1) + а 2 ,

максимальную частоту допустимых пульсаций потока. можно» определить из неравенства

n < 5 U . 5 ( * - - l ) + a » - ц-осто2

Так как в большинстве случаев с целью отстройки от помех, ис­ точником которых может являться как сам датчик, так и внеш­ ние магнитные поля, используется фазовый детектор, пред­ ставляет интерес рассмотреть вопрос о фазовой структуре сиг­ нала. Известно, что в случае работы на оптимальной частоте ско­ ростная составляющая вторичной э.д.с. синфазна с током намаг­ ничивания [3]. Это значит, что мнимая часть функции F(a, k, а) = Foi («> k, со) +iF0 2(a, k, со) обращается в нуль на оптимальной час-, тоте питания.

Поскольку <g = Re<g, в общем случае при произвольной частотепитания можем записать