У зв'язку з сказаним виникла необхідність в розробці нової методики діагностування, яка має малогабаритну переносну апаратну реалізацію і дозволяє проводити діагностику на місці експлуатації. Можливості даної методики повинні включати виявлення часткового пробою на корпус, пробоїв між витками, погіршення поперечної ізоляції.

При розробці методики діагностування враховувалася можливість її технічної реалізації. При побудові методики використовувалися конструктивні особливості тристрижневих трансформаторів. Один з підходів для визначення реального стану трансформатора -- це випробування, що полягає в створенні зондуючої ударної дії і в отриманні відгуку від трансформатора.

У основу контролю стану були покладені імпульсні випробування з подальшою тривалою дією, тобто з підтримкою амплітуди напруги у високовольтній обмотці не нижче номінального для вимірювання

струмів витоку на корпус при робочій напрузі.

Для випробувань використовуються одиночні імпульси, форма яких представлена на рис. 2.3. Передбачається, що перед випробуваннями трансформатор відключається від мережі живлення і від випрямного агрегату. В процесі випробувань конденсатор генератора, заряджений до напруги від 150 до 900В, розряджається на низьковольтну обмотку трансформатора. Основні вимоги до параметрів імпульсу продиктовані необхідністю забезпечення:

0,000 002 0,004 0,006 t, з

Рис. 2.3.

1) стійкої передачі імпульсної напруги з обмотки нижчої напруги в обмотку вищої напруги; 2) значної амплітуди в обмотці вищої напруги (близькою до номінальної); 3) проходження високочастотних коливань на "полиці" імпульсу; 4) безпеці випробувань для трансформаторів.

Процес можна розділити на три етапи: передача імпульсу по фронту і високочастотні коливання (рис. 2.3.), пов'язані з наявністю індуктивності розсіяння і ємностей конструкції; "полиця" імпульсу; нелінійна частина -- намагнічування сердечника, падіння вхідної індуктивності і розряд конденсатора генератора. Для цілей діагностики використовується проміжок часу [0, Тк], де Тк -- тривалість високочастотних коливань. При випробуваннях використовувався імпульс тривалістю 4 мс, при цьому тривалість високочастотних коливань для різних типів трансформаторів 300--700 мкс. Як "відгук" на імпульсну дію, а також для визначення втрат використовується струм на "землю". Під струмом на "землю" розуміється струм, що протікає через вимірювальний шунт, що з'єднує кінець високовольтної обмотки із заземленим сердечником трансформатора. Схема експерименту представлена на рис. 2.4.

В даному випадку імпульс подається на обмотку НН фази і, тестована обмотка -- обмотка ВН фази В. Для вимірювання струму на "землю" знімається напруга з вимірювального опору -- шунта Rш.

Інтегральне значення струму на "землю" умовно містить три складових: постійну складову, пов'язану із струмами витоку;

складову, пов'язану з активними втратами в обмотках; складову, пов'язану з втратами в діелектриці ізоляції і магнітопроводі при високочастотних коливаннях.

Наявність замикання між витками в обмотці ВН фази В приводить до різкого зменшення магнітної індукції в стрижні В із-за часткового перерозподілу магнітного потоку на стрижень З, до зниження амплітуди напруги і, як наслідок, до зменшення втрат в сталі магнітопроводу, в ізоляції, а також до зменшення постійної складової струму на "землю". Крім того, короткозамкнутий виток приводить до зміни частотних характеристик обмотки, що виявляється в стискуванні кривої струму. Така зміна форми

кривої підтверджується моделюванням імпульсних процесів з використанням схем заміщення з розподіленими параметрами. Стискування кривої також знижує інтегральне значення струму.

Наявність пробою на корпус, навпаки, приводить до різкого збільшення постійної складової струму на "землю".

Проведений теоретичний аналіз дозволяє ввести критерій (системну функцію), який характеризує ізоляцію як систему, яка

Рис. 2.4

може знаходитися в різних станах: справному, з частковим (починаючи з деякої напруги) пробоєм на корпус, з пробоями між витками:

(2.1.)

де як змінна виступає амплітуда що подається на обмотку НН фази р імпульсної напруги; Uтр -- амплітуда напруги в обмотці НН фази р; Q -- фаза, з обмотки ВН якою заміряється струм на землю i(Q).

Тк -- тривалість коливань. При пробої між витками Rp(Q) зростає, при пробої на корпус, починаючи з деякого рівня напруги -- убуває, спрямовуючись до нуля при подальшому підвищенні напруги. Використовуючи повний набір системних функцій можна будувати різні алгоритми діагностування стану ізоляції.

Так, з припущення наявності не більш за один дефект в ізоляції і за відсутності тестових таблиць, достатнім і мінімальним набором є: Rb(А), Rb(С), Ra(В). Алгоритм у вигляді схеми представлений на рис. 5.4.

З теоретичного розгляду відношення », « означають більше в 1,5 разу, менше в 1,5 разу відповідно, 1с = 1,33 -- коефіцієнт приведення, що враховує не однаковий розподіл магнітного потоку при подачі імпульсу на низьковольтну обмотку середнього і крайнього стрижня.

Для інженерної реалізації запропонованої методики був розроблений і виготовлений пристрій діагностування ізоляції трансформаторів[2].



Рис. 2.5.

Пристрій складається з генератора одиночних імпульсів струму і вимірювального блоку. Випробування проводяться на різних ступенях, відповідних різному рівню напруги від 150 до 900В до якого заряджений конденсатор генератора. Значення системної функції для кожного значення напруги висвічується на індикаторі.

Стрибкоподібна поведінка системної функції з падінням в нуль свідчить про наявність часткового пробою на корпус, який може не виявлятися при низькому значенні напруги, що подається. Таким чином, відстеження характеру поведінки системної функції дає додаткову інформацію про стан ізоляції.

Були проведені експериментальні дослідження на різних трансформаторах. Спочатку імпульс подається на низьковольтну обмотку середнього стрижня, по черзі тестуються високовольтні обмотки крайніх стрижнів, для кожного ступеня (рівня напруги) записується значення системної функції. Далі імпульс подається на низьковольтну обмотку крайнього стрижня, тестується високовольтна обмотка середнього стрижня.

У табл. 2.1. приведені дані для трансформатора ТСЗП-2500/10.

З табл. 2.1. видно, що при пробої між витками значення системної функції збільшується більш, ніж в 1,5 разу в порівнянні з нормальним станом.

У табл. 2.2. приведені дані для іншого трансформатора ТСЗП-2500/10, у якого є частковий пробій на корпус. Це добре видно по значеннях Rb(С) стрибкоподібна поведінка, різке падіння значень (більш ніж в 1,5 разу в порівнянні з нормальним станом) при збільшенні напруги, що подається.

Наявність виявлених дефектів підтверджувалася стандартною програмою випробувань на стаціонарному стенді.

З допомогою пристрою можна виявити погіршення ізоляції в поперечному напрямі: збільшення втрат, що виявляється в зменшенні значень системної функції.

Таблиця 2.1.

Ступінь	Rb(А)	Rb(С)	Ra(В)
	Б.д.*	Пр.**А	Б.д	Пр.С	Б.д	Пр.В
1 2 3 4 5 6	12.1 10.2 9.1 7.0 7.0 6.3	25.1 24.3 21.2 17.3 15.3 14.3	9.2 8.1 7.1 6.2 5.2 5.1	25.1 17.2 15.1 13.1 11.1 10.0	9.2 7.3 6.3 5.1 4.1 4.0	25.1 19.1 16.3 14.3 12.2 11.1
* Б.д. -- обмотка без дефектів; ** Ін. -- пробій в ізоляції

Таблиця 2.2.

Ступінь	Rb(А)	Rb(С)	Ra(В)
	Б.д.	Пр.А	Б.д.	Ін. З	Б.д.	Пр.В
1	12,0	25,1	9,2	7,1	9,2	25,1
2	9,1	24,3	8,3	6,3	7,4	19,2
3	8,1	16,3	7,1	0,1	6,3	16,2
4	7,1	15,1	6,3	3,4	5,3	14,4
5	7,0	13,1	5,2	0	4,3	13,0
6	6,3	12,1	5,0	0	4,0	11,1

Рис. 2.6

На рис. 2.6. представлені графіки значень системної функції для обмотки однієї і тієї ж фази, відповідні різному стану ізоляції: крива 7 --е замикання між витками, крива 2 -- нормальний стан, крива 3 -- збільшення втрат в поперечній ізоляції (ізоляція між обмоткою і сердечником), крива 4 -- пробій на корпус. Крива 3 представляє випадок початку погіршення ізоляції, реєстрація погіршення ізоляції проводиться, коли значення залежності 3 менше відповідних значень залежності 2 в 1,5 разу.

Дана методика, що має малогабаритну переносну апаратну реалізацію, підходить для всіх типів 3х стрижньових силових трансформаторів, а введення системної функції дає можливість уникнути візуальних спостережень за зміною форм кривих, а також складної математичної обробки сигналів. В цьому випадку краще використати інші методи випробувань.

2.5 Випробування індукованою напругою

При випробуванні ізоляції прикладеною напругою залишається невипробуваній так звана «подовжня ізоляція обмотки», тобто ізоляція обмотки між витками, шарами, окремими секціями і фазами. Випробувальну напругу між витками можна отримати тільки індукованою напругою. Ця ізоляція залежно від конструкції обмотки, розташування витків і величини напруги на виток піддається дії напругою різної величини.

Припустимо, що до обмотки підведена напругу на кожний виток 10 В. Напруга між двома сусідніми витками в обох обмотках буде рівна напрузі двох витків, тобто 20 В. Напруга між витками різних шарів в шаровій обмотці 5 і 6, 4 і 7, 3 і 8. 2 і 9, 1 і 10 буде рівна 20, 40, 60, 80 і 100 В.

Такий же розподіл напруги буде і між витками інших шарів. Отже, найбільша напруга між шарами в обмотці рівна 100 В.

В безперервній обмотці найбільша напруга буде в каналі між секціями, причому так само, як і в першому випадку, вона неоднакова у всіх випадках. Так, між витками 7 і 8, 6 і 9, 5 і 10, 4 і 11, 3 і 12, 2 і 13, 1 і 14 напруга буде рівна 20, 40, 60, 80, 100, 120 і 140 В.

Число витків, шарів і напруга на виток в даному випадку прийняті довільно тільки для того, щоб принципово розглянути розподіл напруг.

Насправді ж напруга між шарами і секціями буває значно більша і може досягати декількох кіловольтів. Як правило, величина випробувальної напруги не повинна перевершувати подвійної номінальної через небезпеку перекриття між фазами.

При цьому випробуванні до однієї з обмоток підводять подвійну номінальну напругу цієї обмотки, а друга обмотка залишається розімкненою. Обидві обмотки в цьому випадку знаходяться під напругою, пропорційною числу їх витків. Звичайно зручніше підводити напругу до обмотки НН.

Проводити випробування подвійною індукованою напругою при частоті 50 Гц практично неможливо.

Привести трансформатор до подвійної номінальної напруги при частоті 50 Гц практично неможливо, оскільки струм холостого ходу через велику індукцію в магнітопроводі перевищуватиме у багато разів номінальний струм трансформатора, що може привести до його пошкодження.

Тому треба мати нагоду привести трансформатор до подвійної напруги без незначного збільшення індукції.

Відомо, що

(2. 2)

де Е -- діюче значення е. р. с.; К -- коефіцієнт пропорційності, рівний добутку числа витків обмотки, перетину сердечника (см2) і числа 4,44; f частота; В -- індукція.

Оскільки

(2. 3)

то для того, щоб зберегти індукцію при подвійній напрузі трансформатора, необхідно збільшити частоту в 2 рази.

Зважаючи на це випробування індукованою напругою проводяться при частоті, підвищеній не менше ніж в 2 раз, тобто не менше 100 Гц протягом 1 мин. Випробування може проводитися при частоті, перевищуючій 100 Гц, тривалість випробування зменшується в цьому випадку обернено пропорційно до частоти

;

де f ' -- частота (більше 100 Гц), при якій проводилося випробування; t--тривалість випробування, с.

Таким чином, тривалість випробування при частоті:

100 Гц..... 60 c

150 Гц..... 40 с

200 Гц..... 30 с

250 Гц..... 24 с

При збільшенні частоти до 400 Гц тривалість випробування не повинна бути менше 20 с. Випробування при частоті вище 400 Гц не проводиться у зв'язку з різким збільшенням втрат в сталі магнітопроводу.

Через можливість пробою ізоляції неприпустимо в процесі збірки випробовувати подвійною індукованою напругою активну частину трансформатора, який повинен бути заповнений маслом після збірки. Виткову і між секційну ізоляцію до запаювання схеми випробовують номінальною або підвищеною на 20-30 % напругою при частоті 50 Гц. При цьому обмотка ВН повинна бути розділена на частини щоб уникнути виникнення на кінцях обмотки дуже високої напруги і можливих перекриттів і пошкоджень ізоляції. Кінці роз'єднаних котушок повинні бути достатньо віддалені один від одного, щоб між ними не виникло перекриття.

Якщо трансформатор на номінальну напругу 35 кВ виготовлений з циліндровими обмотками, то випробовувати його без масла можна напругою не більше 40 % від номінальної.

Принципова схема випробування індукованою напругою приведена на рис. 2.7



Рис. 2.7 Схема випробування індукованою напругою

Виміряти напруги і струми можна і через вимірювальні трансформатори.

Тут слід зазначити дві основні особливості, відрізняючи схему випробування індукованою напругою від схеми досліду холостого ходу:

1. Оскільки при випробуванні індукованою напругою величина струму не вимірюється, а контролюється лише відсутність виткових замикань або грубих помилок в схемі, то амперметри можуть застосовуватися класу точності 1,5?2,5.

2.Амперметри повинні бути постійно включені в три фази. Перемикання одного амперметра на три фази, як це робиться при досліді холостого ходу, при випробуванні індукованою напругою неприпустимо, оскільки окремі поштовхи струму в одній фазі можуть залишитися непоміченими, якщо в цей час амперметр буде включений в іншу фазу.

При випробуванні ізоляції індукованою напругою трансформатор вважається тим, що витримав випробування, якщо не спостерігалося:

а) поштовхів струму;

б) порушення симетрії напруги по фазах (у трифазних трансформаторів);

в) виділення диму з отвору розширювача або кришки (якщо немає розширювача, які при випробуванні повинні бути відкриті);

г) перекриття на кулях (якщо трансформатор під час випробування був захищений кульовим розрядником).

Навіть в тих випадках, коли спостерігається миттєвий поштовх струму при випробуванні, а надалі трансформатор витримує випробування, він підлягає обов'язковому розбиранню, огляду і усуненню дефекту. Слід врахувати, що виткові замикання можуть «самоусунутися» в результаті часткового або повного вигоряння заусениць на обмотувальній міді, заповнення пробитого проміжку маслом і т.д. Подальшими випробуваннями такий дефект (замикання між витками , що «самоусунулося») не завжди може бути знайдений, але в експлуатації трансформатор може дуже швидко вийти з ладу. Тому, навіть в тих випадках, коли при повторних випробуваннях замикання між витками замикання не повторюється, трансформатор повинен бути обов'язково розібраний для визначення місця пошкодження і усунення дефекту.

Основним дефектом, який виявляється при такому випробуванні, є замикання між витками або між шарами обмотки, а також між відведеннями. Дуже важливо до розбирання трансформатора вимірюваннями струмів і напруг по фазах встановити, в якій саме фазі дефект або в якій фазі відбувся поштовх струму. Потім ця фаза піддається ретельному огляду. Дефектне місце обмотки може бути визначено методом «шукача».

Замикання між витками і шарами можуть бути викликані конструктивними недоліками, неправильним вибором ізоляції і дефектами виконання.

Найчастішими дефектами складання є: пошкодження ізоляції на обмотувальній міді; неправильне укладання витків в обмотці і неправильне виконання переходів між секціями; заусенці на обмотувальній міді; пошкодження ізоляції між витками унаслідок надмірного тиску при пресуванні обмотки. Якщо спостерігається дуже великий струм відразу при включенні трансформатора при дуже малій напрузі, то це може бути результатом неправильного з'єднання обмоток трансформатора. В подібних випадках необхідно до повного розбирання перевірити правильність схеми обмоток.

Апаратурний контроль залишкового ресурсу трансформатора

В даний час велику увагу при роботі пристроїв залізничного транспорту надається надійності. В сучасних умовах кожна відмова викликає збиток у багато разів більший, ніж раніше. Тому питанню поточного контролю за станом устаткування, зокрема трансформатора тягових підстанцій, надається велике значення.

Хоча трансформатор є одним з найнадійніших апаратів пристроїв системи електропостачання, його ефективна і надійна робота залежить від правильного вибору номінальної трансформаторної потужності і правильної його експлуатації.

Вибір потужності трансформатора вище і нижче необхідної веде до економічних втрат. В першому випадку не повністю використовується трансформатор по енергетичних параметрах, а це значить, що омертвлена деяка частина дефіцитних матеріалів. В іншому випадку відбувається прискорений знос ізоляції, що веде до швидкого виходу трансформатора з ладу.

По своїх енергетичних параметрах трансформатор повинен бути вибраний так, щоб він прослужив 25 років. Цьому відповідає середня відносна швидкість зносу ізоляції рівна 1.

В реальних же умовах, режим роботи трансформатора міняється, виникають вимушені режими, пов'язані з прискореним зносом ізоляції. У зв'язку з цим надзвичайно важливо контролювати використовування ресурсу трансформатора і визначати ресурс, що залишився.

Це дозволить оперативно вибирати ефективні способи підвищення пропускної спроможності за системою електропостачання у вимушених режимах. Крім того, такий контроль дозволить планувати терміни посилення трансформаторної потужності тягових підстанцій.

Математична модель процесу зносу ізоляції представлена наступними виразами:

Швидкість відносного зносу ізоляції трансформатора

Х = A.eб и ( 2.4 )

Відносний знос за час Т визначається з виразу

( 2.5)

де:

А? коефіцієнт пропорційності;

б ? коефіцієнт, залежний від типу ізоляції;

и ? температура самої нагрітої точки обмотки.

Як видно з виразів (І) і (2) швидкість відносного зносу і відповідно відносний знос залежить від температури обмотки, яка визначається

и = им + имо

де:

им ? температура масла;

имо ? перевищення температури обмотки відносно масла.

Основна задача, це визначити перегрів обмотки над маслом, оскільки температура масла може бути зміряна безпосередньо з перетворенням в електричний сигнал.

Вихідним рівнянням за визначенням имо є диференціальне

рівняння нагрівання обмотки

ф · dи/dt + и = иу ( 2.6)

де:

ф ? постійна часу теплового процесу;

иу ? стале значення перевищення температури обмотки над маслом.

При переході від диференціального рівняння до рівняння в кінцевих різницях маємо:

ф · Димоі / Дt + имоіср = имоу ( 2.7)

Значення имоіср, як видно з мал.1, рівно:

имоіср = имоі-1 + Димоі / 2 ( 2.8)

имоіср имоі Димоі

имоі-1

і-1 Дt і

Рис. 2.8 Визначення середнього перевищення температури обмотки над маслом на і-том кроці

При цьому вважаємо, що величина и в діапазоні Дt змінюється лінійно.

Підставивши имоіср з (2.5) в (2.4), маємо:

ф · Димоі / Дt + имоі-1 + Димоі / 2 = иу

Вирішуючи це рівняння відносно Димоі

Димоі = с(иу ? имоі-1),

де

с = 1 / (2ф/Дt + 1)

тоді

имоі = имоі-1 + Димоі

чи

имоі = с иу + имоі-1(1? с)

але

иу = а · К2 + в,

де

К=Іоб/ Ін ? відношення струмів обмотки і номінального

а і в ? коефіцієнти рівняння, а = 22,5; в = 0,5.

Температура обмотки буде дорівнювати

иоі = имоі + им = имоі-1 + Димоі + им

Температура масла им ? вимірюється датчиком.

При чисельній інтеграції рівняння зносу ізоляції можна записати у вигляді

? Дt

де

? середня швидкість зносу на і ? му кроці за Дt ;

= = =

Розкладемо в ряд

?

Розглянемо точність вимірювання залежно від кількості членів ряду.

Для обмотки: при Дt = 0,5 мин.; при ф = 5 мин.

; ;

Згідно виразу иу = 22,5 · К2 + 0,5 при номінальному навантаженні иу = 23 С.

Тому із запасом приймемо иуі = 23 С; иі-1 = 0;

Тоді ;

Отже третім членом розкладання можна нехтувати.

Тоді середню швидкість зносу на і ? му кроці можна визначити по формулі:

;

Виходячи з викладеного, пропонується наступний алгоритм розрахунку швидкості зносу і відносного зносу ізоляції трансформаторів, рахуючи б, с, Ін відомими величинами.

Функціональна схема пристрою, реалізовуючого запропонований алгоритм представлена на рис.2.9, в блоках якої виконуються наступні етапи алгоритму:

имі

Iоб

Рис. 2.9 Функціональна схема

3. Методи визначення місця короткого замикання тягового трансформатора

Дослідження методів короткого замикання є іншим граничним режимом роботи трансформатора, який поряд з дослідженням ходу дозволяє визначити параметри трансформатора при будь-якому навантаженні. При дослідженні короткого замикання вторинну обмотку трансформатора замикають накоротко, а до первинної обмотки підводять таку знижену напругу при якій в обмотках протікають номінальні струми. Цю напругу називають напругою короткого замикання і виражають у відсотках від номінальної:

.

Відповідно до стандарту напруга короткого замикання має знаходитись в межах від 5,5 до 10,5%. При такій малій напрузі магнітний потік настільки незначний, що намагнічуючий струм близький до 0. Тому можна вважати, що намагнічуюча сила первинної обмотки трансформатора йде тільки на компенсацію намагнічуючої сили вторинної обмотки. Нехтуючи намагнічуючим струмом при дослідженні короткого замикання можна записати рівність тобто струм первинної обмотки дорівнює приведеному струму вторинної обмотки з оберненим знайомий.

При дослідженні короткого замикання для зниження напруги використовують індукційні регулятори, автотрансформатори і т.з. У коло первинної обмотки вмикають амперметри А, вольтметри V і ватметри W. Для більшої точності виміру як первинну використовують обмотку вищої напруги. Напруга короткого замикання складає всього декілька процентів від номінального значення, тому на обмотці вищої напруги вона може вимірюватися з більш високою точністю, ніж на обмотці нижчої напруги. Крім того, для підвищення точності виміру вторинну обмотку замикають накоротко шиною з малим опором. Підключення амперметрів та інших приладів у коло вторинної обмотки недопустиме, оскільки це знижує точність вимірів.

Визначення короткого замикання трансформатора дозволяє встановити напругу короткого замикання втрати в обмотках і опори короткого замикання

Напругу короткого замикання визначають за показаннями вольтметра при номінальному струмі трансформатора. За величину напруги короткого замикання беруть середнє арифметичне значення трьох напруг:

.

Втрати в обмотках визначають за показаннями ватметра. При дослідженні короткого замикання корисна потужність трансформатора дорівнює нулю, а втрати потужності в сталі дуже малі, оскільки малий магнітний потік у магнітопроводі. Таким чином, споживана трансформатором потужність при дослідженні короткого замикання витрачається переважно на нагрів обмоток (втрати в міді ):

,

де номінальний струм первинної обмотки.

Активній опір короткого замикання

 ,

повний опір

,

індуктивний опір

.

Якщо визначення короткого замикання проводять на «холодному» (непрацюючому) трансформаторі, то параметри короткого замикання треба привести до робочої температури (75°С), бо при зміні температури змінюються активний опір і втрати в обмотках. Приведення активного опору і потужності втрат в обмотках до температури 75°С проводять за формулами

; ,

де температура обмотки при дослідженні короткого замикання.

Оскільки реактивний опір обмоток не залежить від температури, то повний опір при температурі 75°С

Напруга короткого замикання, його активна і реактивна складові у відсотках при температурі 75°С дорівнюють:

;

,

.

При випробуванні трифазного трансформатора у всі вирази підставляють фазні значення струму, напруги і потужності для однієї фази.

Співвідношення активних і реактивних складових опору та складових напруги короткого замикання залежать від номінальної потужності трансформатора. У трансформаторів малої потужності (до декількох кіловольт-ампер) активний опір більше реактивного і активна складова напруги короткого замикання більше реактивної складової . Для трансформаторів великих потужностей (сотні й тисячі кіловольт-ампер) співвідношення обернене, тобто і . Із зростанням номінальної потужності збільшуються площа перерізу обмоток, тому що збільшуються їх номінальні струми. Оскільки активний опір, який обернено, пропорційний площі перерізу обмотки, зменшується, то і активна складова напруги короткого замикання також зменшується.

Реактивна складова напруги короткого замикання із зростанням потужності трансформатора збільшується. Чим вище номінальна потужність, тим більша площа перерізу його обмоток а також простір, який займають. Тому при цьому збільшуються як потоки розсіювання, так і реактивна складова напруги короткого замикання трансформатора.

Реактивна складова напруги короткого замикання залежить також від робочих напруг обмоток, збільшуючись із зростанням напруги. Так, для трансформаторів з номінальною потужністю 180 кВА при напрузі первинної і вторинної обмоток 35 і 3,15 кВ реактивна складова напруги короткого замикання = 3,8%, а при напрузі обмоток 35 і 10,5 = 6%. Це пояснюється тим, що при збільшенні робочих напруг обмоток зростають ізоляційні проміжки, що збільшує потоки розсіювання і реактивні опори обмоток.

4. Методика розрахунку частоти генератора, що підключається до обмотки трансформатора, що тестується

4.1 Визначення наявності короткозамкнених витків в обмотці трансформатора без відключення напруги живлення

Діагностування обмотки трансформатора на наявність короткозамкнених витків можливо шляхом подачі напруги синусоїдальної форми, через високовольтний конденсатор, на цю обмотку (рис.4.3). Змінюючи частоту генератора до виникнення резонансу, вимірюється добротність контуру на цій частоті. Це значення записується в паспорт трансформатора. Надалі, вимірюючи добротність контуру, у складі якого включена обмотка трансформатора, можна робити висновки про наявність чи відсутність пошкоджень трансформатора. Для визначення в якій з обмоток є ушкодження, необхідно провести вимірювання добротності всіх обмоток трансформатора.

4.1.1 Застосування послідовного коливального контуру

Як відомо, найпростішими резонансними (або коливальними) ланцюгами є послідовний і паралельний коливальні контури. Розглянемо ланцюг, що складається з, послідовно включених, котушки індуктивності та конденсатора (рис.4.1). При впливі на такий ланцюг змінної (у найпростішому випадку гармонійного) напруги, через котушку і конденсатор буде протікати змінний струм, величина (амплітуда) якого може бути обчислена відповідно до закону Ома: I = U / | ХУ |, де | ХУ | - модуль суми реактивних опорів послідовно включених котушки і конденсатора. На рис.4.2 наведено залежності реактивних опорів котушки XL та конденсатора ХC від кругової частоти щ, а також графік залежності від частоти щ їх алгебраїчної суми ХУ. Останній графік, по суті, показує залежність від частоти загального реактивного опору кола, зображеної на рис. 1. З цього графіка видно, що на деякій частоті щ = щр, на якій реактивні опори котушки і конденсатора рівні по модулю, загальний опір кола

звертається в нуль. На цій частоті в ланцюзі спостерігається максимум струму, який обмежений тільки омічними втратами в котушці індуктивності (тобто опором проводу обмотки котушки) і внутрішнім опором джерела струму (генератора). Таку частоту, при якій спостерігається розглянуте явище, так зване в фізиці резонансом, називають резонансною частотою або власною частотою коливань ланцюга, а сам ланцюг, зображений на рис.4.1, прийнято називати послідовним коливальним контуром. Також, з рис.4.2 видно, що на частотах нижче частоти резонансу реактивний опір послідовного коливального контуру носить ємнісний характер, а на більш високих частотах - індуктивний. Що стосується самої резонансної частоти, то вона може бути обчислена за допомогою відомої формули Томсона: щр = 1/v(LC).

Рис. 4.1 Послідовний коливальний контур



Рис.4.2 Залежність реактивних опорів котушки XL та конденсатора ХC від кругової частоти щ

На рис.4.3 зображена еквівалентна схема послідовного резонансного контуру з урахуванням омічних втрат r, підключеного до ідеального

генератора гармонійної напруги з амплітудою U. Модуль повного опору (імпедансу) такого ланцюга визначається наступним чином:

| z | = ? (r2 + | XУ | 2), де | XУ | = щL-1/щC.

Очевидно, що на резонансній частоті, коли величини реактивних опорів котушки XL = jщL і конденсатора ХC = -j/щС рівні по модулю, величина | XУ | звертається в нуль (отже, опір ланцюга чисто активне), а струм у ланцюзі визначаться відношенням амплітуди напруги генератора до опору омічних втрат: I = U / r. При цьому на котушці і на конденсаторі, в яких запасена реактивна електрична енергія, падає однакова напруга

UL = UC = I | XL | = I | XC |

На будь-якій іншій частоті, відмінною від резонансної, напруги на котушці і конденсаторі неоднакові - вони визначаються амплітудою струму в ланцюзі і величинами модулів реактивних опорів | XL | і | XC |. Тож резонанс у послідовному коливальному контурі прийнято називати резонансом напруг. З урахуванням наведеного запису для імпедансу ланцюга можна навести часто визначення резонансної частоти яке часто зустрічається: резонансною частотою контуру називають таку частоту, на якій опір контуру має чисто активний (резистивний) характер.

Рис.4.3 Еквівалентна схема послідовного резонансного контуру

Одними з найбільш важливих параметрів коливального контуру (крім, зрозуміло, резонансної частоти) є його характеристичний опір с і добротність Q. Характеристичним опором контуру с називається величина модуля реактивного опору ємності й індуктивності контуру на резонансній частоті:

с = | ХL | = | ХC | при щ = щр.

У загальному випадку характеристичний опір може бути обчислено таким чином: с = ? (LC).

Характеристичний опір с є кількісною мірою оцінки енергії, запасеної реактивними елементами контуру - котушкою (енергія магнітного поля) WL = (LI2) / 2 і конденсатором (енергія електричного поля) WC = (CU2) / 2. Відношення енергії, запасеної реактивними елементами контуру, до енергії омічних (резистивних) втрат за період прийнято називати добротністю Q контуру, що в буквальному перекладі з англійської мови означає "якість". Величину, зворотну добротності d = 1 / Q називають загасанням контуру. Для визначення добротності зазвичай користуються формулою Q = с / r, де r-опір омічних втрат контуру, що характеризує потужність резистивних (активних втрат) контуру Р = I2r. Добротність реальних коливальних контурів, виконаних на дискретних котушках індуктивності і конденсаторах, складає від декількох одиниць до сотні і більше. Добротність різних коливальних систем, побудованих на принципі п'єзоелектричних та інших ефектів (наприклад, кварцові резонатори) може досягати декількох тисяч і більше.

Рис.4.4 а

Рис.4.4 б

Рис.4.5 а Рис.4.5 б

Частотні властивості різних ланцюгів в техніці прийнято оцінювати за допомогою амплітудно-частотних характеристик (АЧХ). На рис.4.4а та рис.4.4б представлені два найпростіших чотириполюсника, що містять послідовний коливальний контур. АЧХ цих ланцюгів наведені (показані суцільними лініями) на рис.4.5а і рис.4.5б відповідно. По вертикальній осі відкладена величина коефіцієнта передачі ланцюга за напругою К, що показує відношення вихідної напруги ланцюга до вхідної. Для пасивних ланцюгів (не тобто містять підсилювальних елементів і джерел енергії), величина К ніколи не перевищує одиницю. Очевидно, що опір ланцюга на рис.4.4а змінному струму буде мінімально при частоті впливу, рівній резонансній частоті контуру. У цьому випадку коефіцієнт передачі ланцюга близький до одиниці (визначається омічними втратами в контурі). На частотах, що сильно відрізняються від резонансної, опір контуру змінному струму досить великий, а отже, і коефіцієнт передачі ланцюга буде падати практично до нуля. При резонансі в ланцюзі, зображеному на рис.4.4б, джерело вхідного сигналу виявляється фактично замкнутим накоротко малим опором контуру, завдяки чому коефіцієнт передачі такого ланцюга на резонансній частоті падає практично до нуля (знову-таки в силу наявності кінцевого опору втрат). Навпаки, при частотах вхідного впливу, значно віддалених від резонансної, коефіцієнт передачі ланцюга виявляється близьким до одиниці. Властивість коливального контуру в значній мірі змінювати коефіцієнт передачі на частотах, близьких до резонансної,

широко використовується на практиці, коли потрібно виділити сигнал з конкретною частотою з безліч непотрібних сигналів, розташованих на інших частотах. Так, у будь-якому радіоприймачі за допомогою коливальних ланцюгів забезпечується настроювання на частоту потрібної радіостанції. Властивість коливального контуру виділяти з безліч частот одну прийнято називати селективністю або вибірковістю. При цьому інтенсивність зміни коефіцієнта передачі ланцюга при відбудові частоти впливу від резонансу прийнято оцінювати за допомогою параметра, званого смугою пропускання. Найчастіше за смугу пропускання приймається діапазон частот, у межах якого зменшення (або збільшення - в ??залежності від виду ланцюга) коефіцієнта передачі відносного його значення на резонансній частоті, не перевищує величини 0,707 (3дБ).

Пунктирними лініями на рис.4.5а і рис.4.5б показані АЧХ точно таких же ланцюгів, як на рис.4.4а та рис.4.4б відповідно, коливальні контури яких мають такі ж резонансні частоти, як і для випадку розглянутого вище, але володіють меншою добротністю (наприклад, котушка індуктивності намотана дротом, володіє великим опором постійному струму). Як видно з рис.4.5а і рис.4.5б, при цьому розширюється смуга пропускання ланцюга і погіршуються її селективні (виборчі) властивості. Виходячи з цього, при розрахунку і конструюванні коливальних контурів потрібно прагнути до підвищення їх добротності. Однак, в ряді випадків, добротність контуру, навпаки, доводиться занижувати (наприклад, включаючи послідовно з котушкою індуктивності резистор невеликої величини опору), що дозволяє уникнути спотворень широкосмугових сигналів. Хоча, якщо на практиці потрібно виділити достатньо широкосмуговий сигнал, селективні ланцюга, як правило, будуються не на одиночних коливальних контурах, а на більш складних пов'язаних (багатоконтурних) коливальних системах, в т.ч. багатоланкових фільтрах.

Для вимірювання добротності обмотки трансформатора можливе використання і схеми коли обмотка трансформатора включається в паралельний коливальний контур.

4.1.2 Застосування паралельного коливального контуру

У різних радіотехнічних пристроях поряд з послідовними коливальними контурами часто (навіть частіше, ніж послідовні) застосовують паралельні коливальні контури. На рис. 6 наведена принципова схема паралельного коливального контуру. Тут паралельно включені два реактивних елемента з різним характером реактивності. Як відомо, при паралельному включенні елементів складати їх опори не можна - можна лише складати провідності. На рис.4.7 наведено графічні залежності реактивних провідностей котушки індуктивності BL = j / щL, конденсатора ВС =-jщC, а також сумарної провідності ВУ, цих двох елементів, що є реактивною провідністю паралельного коливального контуру. Аналогічно, як і для послідовного коливального контуру, є деяка частота, звана резонансною, на якій реактивні опору (а значить і провідності) котушки і конденсатора однакові. На цій частоті сумарна провідність паралельного коливального контуру без втрат звертається в нуль. Це означає, що на цій частоті коливальний контур володіє нескінченно великим опором змінному струму. Дійсно, якщо побудувати залежність реактивного опору контуру від частоти XУ = 1/BУ, ця крива (рис.4.8) в точці щ = щр буде мати розрив другого роду. Опір реального паралельного коливального контуру (з втратами), зрозуміло, не дорівнює нескінченності - воно тим менше, чим більше омічний опір втрат в контурі, зменшується прямо пропорційно зменшенню добротності контуру. В цілому, фізичний зміст понять добротності, характеристичного опору і резонансної частоти коливального контуру, а також їх розрахункові формули, справедливі як для послідовного, так і для паралельного коливального контуру.

Рис.4.6 Паралельний коливальний контур



Рис.4.7 Залежність реактивних провідностей котушки і конденсатора і сумарна провідність цих двох елементів

Рис.4.8 Залежність реактивного опору контуру від частоти

Розглянемо ланцюг, що складається з генератора гармонічних коливань та паралельного коливального контуру. У випадку, коли частота коливань генератора збігається з резонансною частотою контуру його індуктивна і ємнісна гілки надають рівний опір змінному струму, в наслідок чого струми в гілках контуру будуть однаковими. У цьому випадку говорять, що в ланцюзі має місце резонанс струмів. Як і у випадку послідовного коливального контуру, реактивності котушки і конденсатора компенсують один одного, і опір контуру протікаючого через нього струму стає чисто активним (резистивним). Величина цього опору визначається добутком добротності контуру на його характеристичний опір Rекв = Q * с. На частотах, відмінних від резонансної, опір контуру зменшується і набуває реактивний характер (рис4.8). На більш низьких частотах - індуктивний (оскільки реактивний опір індуктивності падає при зменшенні частоти), а на більш високих - навпаки, ємнісний (оскільки реактивний опір ємності падає з ростом частоти). У процесі роботи контуру, двічі за період коливань, відбувається енергетичний обмін між котушкою і конденсатором (рис.4.9). Енергія по черзі накопичується то у вигляді енергії електричного поля зарядженого конденсатора, то у вигляді енергії магнітного поля котушки індуктивності. При цьому в контурі протікає власний контурний струм Ік, що перевершує за величиною струм у зовнішньому ланцюзі I в Q раз. У разі ідеального контуру (без втрат), добротність якого теоретично нескінченна, величина контурного струму також буде нескінченно великою.

Рис.4.9 Процес роботи контуру

Рис. 4.10 а Рис.4.10 б

Розглянемо, як змінюються коефіцієнти передачі чотириполюсників, аналогічних наведеним на рис.4.4а та рис.4.4б, від частоти, при включенні в

них не послідовних коливальних контурів, а паралельних. Чотириполюсник, зображений на рис.4.10 а, на резонансній частоті контуру являє собою величезний опір току, тому при щ = щр його коефіцієнт передачі буде близький до нуля (з урахуванням омічних втрат). На частотах, відмінних від резонансної, опір контуру буде зменшуватись, а коефіцієнт передачі чотириполюсника - зростати. Цей випадок відповідає графіку АЧХ, наведеним на розглянутому раніше рис.4.5б. Для чотириполюсника, наведеного на рис.4.10б, ситуація буде протилежною - на резонансній частоті контур буде являти собою дуже великий опір і практично вся вхідна напруга надійде на вихідні клеми (тобто коефіцієнт передачі буде максимальний і близький до одиниці). При значній відмінності частоти вхідного впливу від резонансної частоти контуру, джерело сигналу, що підключається до вхідних клем чотириполюсника, виявиться практично закорочене накоротко, а коефіцієнт передачі буде близький до нуля. АЧХ такого чотириполюсника відповідає характеристиці, зображеної на рис.4.5а.

4.2 Розрахунок оптимальної частоти генератора

Для визначення робочої частоти генератора необхідна інформація про значення індуктивності обмоток трансформатора, ємності ізолюючого конденсатора і робочої напруги. Аналіз технічних характеристик трансформаторів, індуктивності обмоток, після відповідного розрахунку див. додаток 1, показав, що робоча частота генератора перебуває в звуковому діапазоні частот. Такі характеристики має генератор, який використовується для виявлення кабелів закопаних на глибині до 2м. Такий генератор мається на складі трасошукача SEBA KMT це SEBA Ferrolux FLG 50. Генератор має автоматичний або ручний режими зміни частоти і працює в потрібному діапазоні частот. Робоча схема наведена на рис.4.3. Визначення добротності на відповідній частоті визначається по вимірювачу струму. Порівнюючи значення, отримані при тестуванні справних обмоток, визначаємо наявність або відсутність короткого замикання, навіть якщо воно не глухе.

4.2.1 Вибір принципової схеми

Відомо багато різновидів схем транзисторних генераторів типу LC, але будь-яка з них повинна містити: коливальну систему (зазвичай коливальний контур), в якій збуджуються необхідні незгасаючі коливання; джерело електричної енергії, за рахунок якого в контурі підтримуються незатухаючі коливання; транзистор, за допомогою якого регулюється подача енергії від джерела в контур; елемент зворотного зв'язку, за допомогою якого здійснюється подача необхідної збудливої змінної напруги з вихідного ланцюга у вхідний.

Найпростіша схема транзисторного генератора типу LC наведена на рисунку 4.11. Така схема називається генератором з трансформаторним зв'язком і використовується зазвичай в діапазоні високих частот.

Елементи R1, R2, R3 і С2 призначені для забезпечення необхідного режиму по постійному струму і його термостабілізації. За допомогою конденсатора С1 ємнісний опір, якого на високій частоті незначно, заземлюється один кінець базової обмотки. У момент вмикання джерела живлення в колекторному ланцюзі транзистора з'являється струм IK, що заряджає конденсатор С3 коливального контуру. Так як до конденсатора підключена котушка L1, то після заряду він починає розряджатися на котушку. В результаті обміну енергією між конденсатором і котушкою в контурі виникають вільні затухаючі коливання, частота яких визначається параметрами контуру

(4.1)



Рис. 4.11- Транзисторний автогенератор

Змінний струм контуру, проходячи через котушку L1, створює навколо неї змінне магнітне поле. Внаслідок цього в котушці зворотного зв'язку L2, включеної в ланцюг бази транзистора, наводиться змінна напруга тієї ж частоти, з якою відбуваються коливання в контурі. Ця напруга викликає пульсацію струму колектора, в якому з'являється змінна складова.

Змінна складова колекторного струму заповнює втрати енергії в контурі, створюючи на ньому посилену транзистором змінну напругу. Це приводить до нового наростання напруги на котушці зв'язку L2, яке тягне за собою нове наростання амплітуди струму колектора і т.д.

Наростання колекторного струму спостерігається лише в межах активної ділянки вихідної характеристики транзистора. Що ж стосується амплітуди коливань в контурі, то її ріст обмежується опором втрат контуру, а також загасанням, внесеним в контур за рахунок протікання струму в базовій обмотці.

Незатухаючі коливання в контурі автогенератора встановляться лише при виконанні двох основних умов, які отримали назву умов самозбудження.

Першу з цих умов називають умовою балансу фаз. Сутність його зводиться до того, що в схемі повинен бути встановлений ??саме позитивний зворотний зв'язок між вихідним та вхідним ланцюгами транзистора. Тільки в цьому випадку створюються необхідні передумови для поповнення втрат енергії в контурі.

Оскільки резонансний опір паралельного контуру носить чисто активний характер, то при впливі на базу сигналу з частотою, рівній частоті резонансу, напруга на колекторі буде зміщено по фазі на 180о. Напруга, яка наводиться на базовій котушці за рахунок струму IK, що протікає через контурну котушку L1, дорівнює:

(4.2)

де М - коефіцієнт взаємоіндукції між котушками.

Очевидно, необхідно так вибрати напрямок намотування базової котушки, щоб . Тільки в цьому випадку загальний фазовий зсув в ланцюзі підсилювач - зворотний зв'язок буде дорівнює нулю, тобто в схемі буде встановлений ??позитивна зворотній зв'язок. Якщо ж , то зворотний зв'язок виявиться негативним і коливання в контурі припиняться.

На практиці виконання умови балансу фаз досягається відповідним включенням кінців котушок L1 і L2. При відсутності самозбудження необхідно поміняти місцями кінці котушки зв'язку L2. При цьому автогенератор повинен самозбудится, якщо в схемі немає інших несправностей. Виконання умови балансу фаз є необхідною, але недостатньою для самозбудження схемою. Друга умова самозбудження полягає в тому, що для існування автоколивального режиму ослаблення сигналу, що вноситься ланцюгом ОС, повинно компенсуватися. Іншими словами, глибина позитивної ОС повинна бути такою, щоб втрати енергії в контурі виконувались повністю.

При наявності ОС коефіцієнт підсилення дорівнює

(4.3)

де - коефіцієнт посилення підсилювача без зворотного зв'язку; - коефіцієнт передачі ланцюга зворотного зв'язку.

Для розглянутої схеми коефіцієнт , показує, яка частина змінної напруги контуру подається на базу транзистора в сталому режимі роботи, дорівнює:

(4.4)

де - амплітуда струму в контурі автогенератора.

Враховуючи, що підсилювач з позитивним зворотним зв'язком переходить в режим генерації за умови , отримуємо значення коефіцієнта передачі ланцюга зворотного зв'язку, необхідне для самозбудження,

. (4.5)

Умова самозбудження, виражене формулою (4.5), називають умовою балансу амплітуд.

Вибір енергетичного режиму генератора. Транзисторний автогенератор типу LC може працювати в різних режимах. Для установки відповідного режиму вибирається коефіцієнт використання колекторної напруги . Цей коефіцієнт дорівнює відношенню амплітуди змінної напруги на контурі до постійної напруги на колекторі ЕК

. (4.6)

Рис. 4.12 - Графіки залежності коефіцієнтів розкладання імпульсів струму

При встановлюється недонапружений режим роботи автогенератора. При режим роботи називають перенапруженням. Зазвичай використовується критичний режим роботи автогенератора. У цьому випадку автогенератор віддає необхідну корисну потужність при досить високому ККД. Форма струму в колекторному ланцюзі автогенератора залежить від режиму роботи. Якщо струм проходить протягом всього періоду напруга на вході, то коливання його мають синусоїдальну форму і їх називають коливаннями першого роду. Цей режим характеризується малим ККД і тому в автогенераторах використовується рідко. Більш вигідним є режим коливань другого роду з відсіченням колекторного струму. Кут відсічення колекторного струму транзистора в критичному режимі складає .

Відомо, що струм, що має форму імпульсів, можна розкласти в ряд Фур'є і представити у вигляді суми постійного струму, змінного струму тієї ж частоти, що і частота повторення імпульсів, змінного струму подвоєної частоти, а так само змінних струмів більш високих частот. Важливо відзначити, що саме перша гармоніка струму створює на контурі генератора змінну напругу необхідної частоти, амплітуда якого визначається за формулою

, (4.7)

де - резонансний опір контуру автогенератора.

Для струмів інших частот контур має малий опір і струми цих частот проходячи через контур, не створюючи на ньому помітної напруги. Таким чином, незважаючи на те, що струм колектора за формою відрізняється від синусоїдального, коливальна напруга на контурі виявляється синусоїдальною.

Амплітуду першої гармоніки, а також величину постійної складової імпульсного струму можна знайти за допомогою коефіцієнтів розкладання и , залежних від кута відсічення рисунок 4.12.

Між амплітудним значенням першої гармоніки струму , постійної складової струму і максимальним значенням імпульсного струму існують співвідношення

; ( 4.8)

(4.9)

Важливими параметрами є також крутизна характеристики струму колектора

при (4.10)

Головну особливість роботи транзистора на високих частотах складає вплив часу пробігу носіїв струму. Це час невеликий і на порівняно низьких частотах ним можна знехтувати, але з підвищенням частоти вплив значно збільшується. Дія часу проявляється, насамперед, у тому, що заряди, інжектованих емітером в один і той же момент часу, приходять до колектора в різний час. З'являється розсіювання носіїв струму, яке призводить до зменшення коефіцієнта підсилення транзистора по струму, тим більш сильному, чим вище частота генерованих коливань. Інерційність носіїв струму приводить також до виникнення між першою гармонікою колекторного струму і колекторною напруги на контурі фазового зсуву цпр, що залежить від часу руху носіїв струму.

Істотний вплив на роботу транзисторного генератора в області високих частот надають ємності емітерного і колекторного p - n переходів транзистора. З підвищенням частоти для підтримки на необхідному рівні колекторного струму і корисної потужності на виході генератора необхідно збільшити амплітуду напруги збудження на ділянці база - емітер.

4.2.2 Електричний розрахунок схеми

Порядок розрахунку LC-генератора на транзисторі. Основними технічними даними для розрахунку транзисторного LC-генератора є: вихідна потужність, що віддається автогенератором в навантаження, Рвих і частота генерованих коливань fр.

1. Вибираємо тип транзистора. При заданому значенні Рвих потужність Рк, яку повинен віддати транзистор в контур, становить

РК =Рвых/зк, (4.11)

Вт

Де зк, - КПД контуру.

При підвищених вимогах до стабільності частоти автогенератора ККД контуру зк вибирають в межах 0,1 ... 1,2. В інших випадках його можна збільшити до 0,5…0,8.

Вибираючи транзистор, необхідно виходити з умов

РК max >PK , (4.12)

fmax ?fp, (4.13)

де РК max - максимально допустима розсіює потужність колектора обраного транзистора; fmax - максимальна частота генерації біполярного транзистора; вибраного типу. Параметри РК max = 0,4Вт. и fmax = 200 МГц. високочастотних транзисторів наведені в довіднику по напівпровідниковим приладам (взяли транзистор КТ 668В, або його аналог BС393)

2. Розраховуємо енергетичний режим роботи генератора. Вибираємо імпульс колекторного струму косинусоїдальної форми. Вважаючи, що в критичному режимі кут відсічення струму колектора и = 90 °, по графіках рис.4.2 знаходимо коефіцієнти розкладу імпульсу колекторного струму б1=0,5; б0=0,318.

Знаходимо усереднений час руху фп носіїв струму між pn переходами транзистора за формулою

фп?1/2рfmax (4.14)

c

Обчислюємо кут пробігу носіїв струму

цпр=2рfрфп (4.15)

Обчислене за формулою (4.15) значення цпр висловлюємо в градусах. При цьому враховуємо, що при цпр = 2р кут цпр = 360 °. Знаходимо кут відсічення струму емітера

иэ=и-ц°пр (4.16)

;

По графікам рис. 4.2 визначаємо коефіцієнти розкладу імпульсу емітерного струму б1(Э) и б0(Э)

Напруга живлення можна визначити за формулою (4.17) при цьому Uk беремо в межах 0,8…1,2 В:

(4.17)

;

Коефіцієнт використання колекторної напруги вибираємо зі співвідношення:

о=1-2Рк/Ек2Sкрб1 (4.18)

;

де Sкр - крутизна лінії критичного режиму зворотного транзистора (при відсутності даного параметра в довіднику значення Sкр визначають графічно в сімействі ідеалізованих вихідних характеристик транзистора; із довідника візьмемо Sкр=0,03).

Визначаємо основні електричні параметри режиму:амплітуду змінної напруги контурі

Uмк=о|Ek|; (4.19)

амплітуду першої гармоніки колекторного струму

IK1m=2PK/Umk; (4.20)

;

постійну складову колекторного струму

IKпост=б0IK1m/б1 ( 4.21)

;

максимальне значення імпульсу струму колектора

IKи max= IK1m/б1 (4.22)