close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

3030.Динамика виброзерноочистительных машин с регулируемыми параметрами (проблемы электропривода)

код для вставкиСкачать
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ
ГОУ ВПО
УФИМСКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ АКАДЕМИЯ
ЭКОНОМИКИ И СЕРВИСА
ЯРУЛЛИН Р.Б.
ДИНАМИКА ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНЫХ МАШИН
С РЕГУЛИРУЕМЫМИ ПАРАМЕТРАМИ
(ПРОБЛЕМЫ ЭЛЕКТРОПРИВОДА)
Научное издание
Рекомендовано учебно-методическим советом УГАЭС
Уфа-2007
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
УДК 631.3-83:631.362
ББК 40.728.5
Я 78
Рецензенты:
Кафедра «Применение электрической энергии в сельском хозяйстве»
Челябинского государственного агроинженерного университета,
зав. кафедрой – заслуженный работник высшей школы РФ, академик ААО
РФ, д-р техн. наук, профессор А.Г. Возмилов;
профессор Челябинского государственного агроинженерного университета,
д-р техн. наук И.М. Кирпичникова;
научный редактор, профессор Уфимской государственной академии
экономики и сервиса, д-р техн. наук Ураксеев М.А.
Яруллин, Р.Б.
Динамика вибрационных зерноочистительных машин с регулируемыми
параметрами. Проблемы электропривода / Р.Б. Яруллин. – Уфа: Уфимск. гос.
академия экономики и сервиса, 2007. – 232 с.
ISBN 5-88469-314-1
В этой книге рассмотрены результаты исследований асинхронного
электропривода вибрационных зерноочистительных машин с регулируемыми
параметрами. Показано, что при вибросепарации на одной машине семян
различных сельскохозяйственных культур от трудноотделимых примесей и
семян сорняков требуется регулировать параметры кинематического режима
сепарации. Определены показатели регулирования и установлена связь между
ними. Предложен саморегулируемый вибратор для зарезонансной
многорешетной виброзерноочистительной машины. Разработаны методики
расчета этого вибратора и инженерного расчета мощности приводного
асинхронного двигателя. Рассмотрены вопросы ограничения резонанса при
пуске и остановке асинхронного электропривода виброзерноочистительной
машины. Оценена экономическая эффективность принятых решений.
Предложены саморегулируемый вибратор с широкими технологическими
возможностями и вибросепаратор с вертикальной осью вращения дебалансов.
Книга может быть полезна для конструкторов и разработчиков
электропривода вибрационных машин, инженеров электромеханических
служб, занятых послеуборочной обработкой зерна, а также студентов
аграрных, агроинженерных учебных заведений и аспирантов технических и
электротехнических специальностей.
ISBN 5-88469-314-1
 Яруллин Р.Б., 2007
 Уфимская государственная академия
экономики и сервиса, 2007
2
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ПРЕДИСЛОВИЕ
Развитие теории динамики электропривода вибрационных машин нашло
отражение в работах В.О. Кононенко, П.М. Заики, И.И. Блехмана,
А.О. Спиваковского, И.Ф. Гончаревича,В.И. Потураева, А.Г. Червоненко,
Е.Н. Плохотнюка, Э.А. Аграновской, С.Н. Любайкина, А.П. Субача и др.
Вопросами методики расчета мощности приводного двигателя
вибрационных машин и механизмов с периодической нагрузкой занимались
также В.С. Шевченко, В.М. Циценовский, Г.Е. Листопад, А.М. Мусин,
В.В. Громак, В.К. Пресняков, З.Е. Филер, И.С. Пинчук, И.И. Мартыненко,
Н.А. Корчемный, Е.Ф. Морозов, Б.В. Квартальнов, А.Е. Кобринский,
Е.И. Ривлин, В.П. Шишкин, И.А. Гаврилюк, А.М. Басов, И.М. Тетельбаум,
Ф.М. Шлыков, А.П. Фоменков и др.
Динамика инерционных вибраторов с изменяющимся радиусом центра
масс дебалансов с целью снижения резонансных колебаний рассмотрена в
работах В.Д. Земскова, Э.А. Аграновской и др. Разновидности конструкций
аналогичных вибраторов, которые обеспечивают одновременно и плавное
автоматическое регулирование амплитуды колебаний рабочего органа
вибрационных машин, освещены в работах Я.И. Лейкина, А.О. Спиваковского,
И.Ф. Гончаревича, П.М. Заики, Г.М. Малахова, С.А. Цаплина,
Н.Г. Емельяненко, П.Д. Денисова, В.И. Щербиной, В.П. Фомичева и др.
Автор выражает сердечную признательность своим руководителям в
разные годы И.Г. Баженову, канд. техн. наук, проф.; Г.Д. Шумилину, канд.
техн. наук, доценту; И.М. Кирпичниковой, д-р техн. наук, проф.; коллегам по
работе И.Н. Латыпову, канд. техн. наук, проф.; А.А. Тюр, канд. техн. наук,
доценту; Ю.Г. Байрамгулову, д-р техн. наук, проф.; всем, кто ему помогал при
проведении исследований, оформлении работы и подготовки материалов
рукописи к печати.
Автор весьма признателен рецензентам за ряд полезных замечаний по
улучшению рукописи: кафедре «Применение электрической энергии в
сельском хозяйстве» Челябинского государственного агроинженерного
университета во главе с заведующим кафедрой, заслуженным работником
высшей школы РФ, академиком ААО РФ, доктором техн. наук, проф.
А.Г. Возмиловым; И.М. Кирпичниковой, доктору техн. наук, проф.
Челябинского государственного агроинженерного университета.
Автор будет признателен за все замечания и пожелания читателей.
3
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ВВЕДЕНИЕ
Тщательная очистка семенного материала от примесей является не
только способом борьбы с сорняками, но и способствует повышению
урожайности сельхозкультур, что связано с увеличением производства зерна.
Одной из перспективных технологий для очистки семян является
использование вибрационной техники, где семена I-II класса можно получить
за 1-2 пропуска исходного материала.
Исследователями отмечается, что для качественного разделения семян
как с изменением вида сельхозкультуры, технологической операции, так и
параметров исходного материала требуется изменять не только частоту
колебаний  рабочего органа вибромашины, но и амплитуду А
[124,159,167,158,115]. При этом частота и амплитуда колебаний,
соответствующие эффективному режиму сепарации, согласованы между собой
по данным одних исследований через скоростной фактор V = A, по данным
других
–
через
динамический
Анализ
динамики
W  А 2 [97].
виброзерноочистительных машин зарезонансного режима работы с
асинхронным приводом, которые нашли наибольшее применение, показывает,
что в переходных процессах требуется ограничение резонансных амплитуд
рабочего органа. В связи с этим определение показателей регулирования
частоты и амплитуды, установление взаимосвязи их значений и ограничение
резонансных амплитуд являются актуальными задачами.
Актуальность направления исследований подтверждается соответствием
данной темы разделу федеральной программы 1996–2001 гг. по научному
обеспечению АПК России «Разработать научные основы развития системы
технологического обеспечения сельскохозяйственного производства, создание
машин и энергетики нового поколения, формирование эффективного
инженерно-технического сервиса в условиях рыночной экономики»,
федеральной программе «Создание техники и энергетики нового поколения,
формирование
эффективной
инженерно-технической
инфраструктуры
агропромышленного комплекса» на 2001–2005 гг., а также федеральной
целевой программе «Сохранение и восстановление плодородия почв земель
сельскохозяйственного назначения и агроландшафтов как национального
достояния России на 2006-2010 гг.».
В соответствии с задачами национальной программы повышение
эффективности сепарации семян зерноочистительными машинами с
использованием относительного простого и дешевого асинхронного
электровибропривода с регулируемыми параметрами является одним из
реальных направлений для увеличения производства зерна в стране.
В первой главе установлена роль вибрации в процессе подготовки семян,
рассмотрены
конструкции,
режимы
работ
существующих
виброзерноочистительных машин (ВЗМ), систематизированы результаты
исследований по разделению семенных смесей, разбив их для удобства на
основе общих признаков на 3 группы машин. Составлена подробная
4
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
классификационная схема этих машин по основным признакам. На основе
анализа результатов исследований по сепарации семян установлено, что для
обеспечения режима качественного разделения семян различных культур
требуется плавное регулирование как частоты, так и амплитуды колебаний.
Установлена между ними гиперболическая взаимосвязь, определены для
каждой группы ВЗМ параметры этой связи и показатели регулирования.
Обоснована целесообразность зарезонансных ВЗМ с инерционными
вибраторами с асинхронным электроприводом (АЭП). Рассмотрены способы
регулирования амплитуды колебаний инерционными вибраторами и
составлена их классификационная схема. Проведен анализ динамики
зарезонансных ВЗМ с АЭП. Проанализированы существующие методики
расчета мощности приводного двигателя. Установлена целесообразность
применения с целью ограничения резонанса и регулирования амплитуды
колебания саморегулируемых вибраторов. Обоснована необходимость
разработки метода расчета асинхронного двигателя с учетом указанных
факторов, оценки влияния электромагнитной инерции и упругих элементов
передачи.
Во второй главе проведены теоретические исследования динамики
наиболее универсальной многорешетной ВЗМ (МВЗМ). Составлены
механическая и математическая модели МВЗМ-АЭП с саморегулируемым
вибратором с учетом упругости и зазора промежуточной передачи,
динамической характеристики асинхронного двигателя (АД) на основе
каталожных данных. Получены аналитические выражения механической,
нагрузочной,
амплитудно-частотной
характеристик
МВЗМ
с
саморегулируемым
вибратором.
Разработана
методика
расчета
саморегулируемого вибратора.
Анализом слагаемых механической характеристики МВЗМ обоснована
возможность уменьшения в 2-2,5 раза мощности приводного двигателя. По
сравнению с механической инерцией оценено влияние электромагнитной
инерции и упругости промежуточной передачи. Разработана методика
инженерного расчета мощности приводного АД МВЗМ с регулируемыми
параметрами, в которой влияние рассмотренных факторов предложено учесть
коэффициентом 1,022.
Третья глава посвящена методике экспериментальных исследований.
Рассмотрена лабораторная экспериментальная установка МВЗМ. Описывается
методика измерений основных параметров АЭП МВЗМ: момента вращения на
валу двигателя и его угловой скорости, фазных значений тока и напряжения
двигателя, перемещения вдоль и вокруг вертикальной оси рабочего органа
(РО), фиксации нижнего положения дебалансов. Измерения момента и
перемещения РО осуществлялись тензометрированием чувствительных
элементов и регистрировались на фотобумаге светолучевого осциллографа Н700.
Экспериментально
определены
конструктивно-кинематические
параметры АЭП МВЗМ. Для определения в первом приближении
5
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
механической и энергетической характеристик ряда ВЗМ с асинхронным
приводом обоснован и предложен метод тарированного АД.
В четвертой главе рассматриваются результаты экспериментальных
исследований установившихся и динамических режимов АЭП МВЗМ.
Получены амплитудно-частотные характеристики колебаний РО вдоль и
вокруг вертикальной оси, механическая характеристика МВЗМ, нагрузочная
характеристика АЭП МВЗМ. Они приводятся в сравнении с аналитическими
зависимостями, расхождение которых составляет не более 5-10 %. Оценено
влияние на мощность двигателя технологической нагрузки, которое
предлагается учесть коэффициентом 1,31. Установлена энергонасыщенность
клиноременного вариатора скорости (КВС), на привод которого идет от 30 до
51 % мощности ВЗМ в режиме холостого хода. Приводятся механические
характеристики различных ВЗМ, и дается их сравнительный анализ по ряду
показателей.
Исследованы переходные процессы пуска, выбега и электрического
торможения двигателем (динамическое и противовключением) при остановке
МВЗМ. Обоснована эффективность предлагаемого динамического торможения
взамен применяемого торможения противовключением, обеспечивающего
ограничение резонансных амплитуд колебания РО в пределах
эксплуатационных требований. Сформулированы задачи ограничения
амплитуд при пуске. Задачи ограничения резонанса при пуске, наряду с
саморегулируемыми вибраторами, предлагается решать серийным АД с
механической характеристикой без провала в пусковой ветви, что
обеспечивается
соответствующей
механической
обработкой
короткозамкнутого ротора. Приводятся результаты опытов холостого хода и
короткого замыкания для различных вариантов обработки короткозамкнутого
ротора.
Пятая глава посвящена оценке экономической эффективности
предлагаемого варианта МВЗМ по сравнению с базовым вариантом. Замена
КВС на частотный преобразователь, уменьшение мощности двигателя с 4,5 до
2,2 кВт и применение саморегулируемого вибратора позволяют увеличить
сменную производительность машины и тем самым получить прибыль на одну
установку более 78 тыс. рублей в год (в масштабе 2-х районов РБ более
1150 тыс. руб.) и окупить расходы за 0,265 года.
В шестой главе рассмотрены зарезонансные ВЗМ с регулируемыми
вибраторами. Проанализированы существующие вибраторы с точки зрения
обеспечения требований зарезонансных ВЗМ. В результате анализа
разработан, признанный изобретением, вибратор, обеспечивающий все
требования ВЗМ и устанавливающий на ходу опытные параметры
качественной сепарации семян сельхозкультур. Также предложен
вибросепаратор с вертикальной осью вращения дебалансов, признанный
изобретением, который ограничивает резонанс в пределах эксплуатационных
требований. Обоснована возможность регулирования амплитуды колебаний
этим вибросепаратором по гиперболическому закону.
6
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 1. ПРИВОДНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВИБРАЦИОННЫХ
ЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНЫХ МАШИН
1.1. Роль вибрации в подготовке семян
Ключевой проблемой развития сельского хозяйства страны является
увеличение производства зерна. Основным путем наращивания производства
зерна считается повышение урожайности зерновых культур, которое в
значительной степени зависит от качества посевного материала. Опыт
показывает, что хорошие семена обеспечивают рост урожайности на два-три и
более центнеров с гектара. Одной из проблем возделывания зерновых культур
является очистка от семян трудноотделимых сорняков, размеры которых
близки по морфологическим признакам с семенами зерновых культур. Борьба
с сорняками на поле очень трудоемка и малоэффективна, поэтому в настоящее
время тщательная очистка семенного материала считается основным
способом, позволяющим успешно бороться с ними.
Известно [82, 171], что в сельском хозяйстве остается чуть более 60 %
зерна от валового сбора, причем 30 % от него приходится на семенной фонд.
Если иметь в виду, что затраты на послеуборочную обработку составляют от
40 до 60 % общих затрат на его производство, а на семенной материал –
20-25 %, то очевидна огромная значимость послеуборочной качественной
обработки семян.
Практика показывает, что эффективность подготовки качественного
семенного материала по существующим технологическим схемам с
использованием известных очистительных машин не всегда полностью
удовлетворяет существующим требованиям [171, 64, 73, 97, 91, 82]. Получение
семян I класса является операцией дорогостоящей, длительной и допускающей
значительные потери основного материала. Особенно это имеет место при
разделении от примесей и семян трудноотделимых сорняков, имеющих такие
же или близкие физико-механические свойства семян зерновых культур. Так,
для получения семян риса I класса исходный материал пропускается по 10-13
раз через существующие ветрорешетные машины при паспортной их
производительности или 3-4 раза при уменьшении производительности
машины в 2-3 раза [125]. Столь малый процент выхода связан не только
низким качеством исходного материала, но и значительными утечками
основного материала в отход при многократном пропуске через
зерноочистители. Снижение производительности очистительных машин
увеличивает срок подготовки семенного материала со смещением его на
холодное время года. Практика показывает [168, 160], что многократный
пропуск семян в зимнее время (температура воздуха – -15… -30 0С) резко
увеличивает микроповреждения зародышей (например, для семян ржи до
76 %) и снижает полевую всхожесть семян I класса до 14 %. Данный факт еще
более усугубляет создавшееся положение с подготовкой семенного фонда в
стране.
7
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таким образом, существующее состояние вопроса подготовки семенного
материала требует создание новых, более совершенных технологий и средств
очистки. Анализ литературных источников [125, 124, 64, 73, 97, 98, 12, 19, 49,
51, 63, 92, 102, 107, 126, 159, 161, 71, 167, 95, 58, 113, 67, 123, 68, 70, 69, 52,
158, 101, 187, 194, 96, 65] показывает, что одной из перспективных технологий
для подготовки семян является технология, использующая вибрационную
технику.
Возможности данной технологии весьма широки и область их
применения еще далеко полностью не выявлена. Следует заметить, что
внедрение вибрационной техники в сельскохозяйственных технологических
процессах неоправданно сдерживается. Это объясняется как недооценкой
перспектив указанной техники, так отсутствием глубоких исследований [122]
и сложностью реализации технологических процессов в сельском хозяйстве,
связанных с воздействием вибрации на «живые» материалы (растения, семена,
корнеклубнеплоды и т.д.) [58].
Многочисленные исследования, касающиеся сепарации зерновых
смесей, засоренных семенами трудноотделимых сорняков, на вибрационных
зерноочистительных машинах (ВЗМ) различных типов показывают, что
семена I класса можно получить за 1-2 пропуска исходного материала с
минимальными микроповреждениями. Кроме того, вибрация оказывает
стимулирующее действие на семена [73, 79]. Исследованиями технологии
ВЗМ установлено, что основными параметрами кинематического режима
сепарации семян являются частота и амплитуда колебаний рабочего органа
(РО).
Известные ВЗМ действуют при колебаниях РО с небольшой амплитудой
(1,0…5,0) 10-3 м и высокой частотой 13…54 Гц [124] колебаний, что в
5…10 раз [64] отличает их от качающихся решет обычных существующих
очистительных машин, у которых амплитуда колебаний находится в пределах
(5,0…15)10-3 м, а частота – 2…10 Гц.
Исследователями отмечается, что для качественного разделения семян в
зависимости как от вида сельхозкультуры, так и параметров исходного
материала (подачи, крупности семян, состава, влажности и т.д.) требуется
изменять не только частоту, но и амплитуду колебаний РО ВЗМ.
ВЗМ от обычных зерноочистительных машин отличаются также по
режиму работы. ВЗМ бывают дорезонансными, резонансными и
зарезонансными.
Преобладающее
большинство
ВЗМ
работают в
зарезонансном режиме [64].
ВЗМ
имеют
существенные
достоинства
перед
обычными
зерноочистительными машинами в виду того, что, во-первых, вибрация
[73, 95, 64]:
 уменьшает силу трения и сцепления между частицами в сепарируемом
материале. Это повышает их подвижность (сепарируемый материал
ведет себя как жидкость) и увеличивает удельную просеваемость решет.
8
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Например, производительность калибровки семян гречихи вырастает в
шесть раз;
 повышает качество сортирования и сепарирования семян за счет
эффективного перераспределения частиц сепарируемого материала;
 позволяет
с
высокой
технологической
и
экономической
эффективностью очищать семена основной культуры от семян
трудноотделимых сорняков по комплексу физико-механических свойств;
 позволяет осуществлять сложные пространственные движения решет с
малой амплитудой и высокой частотой;
во-вторых, ВЗМ [125, 64, 73, 152]:
 имеют значительно меньшую площадь решет, менее металло- и
энергоемки. Так, машина вибрационного типа ВВМ-П по сравнению с
машиной обычного типа ОС - 4,5 имеет металлоемкость меньшую в
7, энергоемкость – в 13 и эксплуатационные расходы – в 3 раза;
 имеют упрощенную конструкцию, так как в большинстве случаев не
требуют устройств для очистки решет;
 позволяют относительно легкий запуск в работу под нагрузкой;
 не передают на фундамент и сооружения динамические нагрузки
вибрирующих РО вследствие демфирования их в упругой подвеске.
Большой вклад в исследование технологии, механики и динамики ВЗМ
внесли ученые: Чл.корр. ВАСХНИЛ Г.Е. Листопад, профессора А.Ф. Ульянов,
В.М. Циценовский, А.Н. Петрусов, В.О. Кононенко и др. Особо здесь
необходимо отметить фундаментальные работы, выполненные под
руководством профессора П.М. Заики. Одна из разработанных ими ВЗМ для
разборки образцов семян в селекции (сепаратор семян виброфрикционный РС1-72) была принята к производству машиностроительным заводом опытных
конструкций ВИМа [71]. Также разработан УНИИМЭСХом и изготовлен
Житомирским механическим заводом комплект оборудования Р8-УЗК-50 на
базе вибрационного сепаратора для зерноочистительных агрегатов ЗАВ-40,
который обеспечивает очистку зерна и семян зерновых, крупяных и бобовых
культур до базисных кондиций. При этом по сравнению с ЗАВ-40
увеличивается эксплуатационная производительность на 75 %, снижаются
затраты на 57 % [91].
Таким образом, ВЗМ представляют заметный интерес для использования
их в технологиях подготовки семян. Однако для широкого их применения в
сельскохозяйственной практике необходимо дальнейшее совершенствование
технологии подготовки семян на основе вибрации, конструкции ВЗМ и
электропривода ВЗМ, что позволит существенно улучшить технологический
процесс, повысить эффективность и увеличить долговечность машин.
9
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1.2. Классификация виброзерноочистительных машин
За более чем столетнее развитие вибрационных грохотов [67]
разработано, создано и исследовано множество самых различных конструкций
ВЗМ с разнообразными формами РО, совершающих от простых до сложных
пространственных колебаний и работающих как в дорезонансном,
резонансном, так и зарезонансном режимах. В связи с этим напрашивается
систематизация ВЗМ по основным признакам. Несмотря на многообразие
конструкций ВЗМ все они состоят из следующих основных частей: РО,
источника колебаний (вибратора), рамы, упругих подвесок, электропривода, а
некоторые из них имеют контрпривод и промежуточную передачу. Кроме
этого как вспомогательное средство – очистители решет [124, 64, 97, 58, 67,
123, 152, 129, 96, 65, 46, 47, 48, 143].
Колеблющаяся часть машины, состоящая из РО и вибратора, связана с
рамой при помощи упругих подвесок. Под действием возмущающих сил,
создаваемых вибратором, колеблющаяся часть машины совершает вибрацию в
различных направлениях. По виду привода в ВЗМ применяются вибраторы
следующих типов: механические (инерционные и эксцентриковые),
электромагнитные, пневматические и гидравлические. В случае использования
привода вибратора стоящего отдельно от колеблющейся части ВЗМ
электродвигателя применяются контрпривод и промежуточная передача.
Контрпривод включает упругий элемент в виде гибкого вала или муфты. В
промежуточную передачу, как правило, входит клиноременной или другого
типа вариатор оборотов, если привод осуществляется от электрического
двигателя, наиболее широко из которых применяется асинхронный двигатель.
Подробная классификация вибрационных просеивающих машин дана
Я.И. Лейкиным [96]. При классификации автором учтены такие признаки, как
форма РО, вид движения сит, способ очистки решет, приводные механизмы
просеивающих машин, используемых в основном для разделения продуктов
переработки зерна. Однако в работе не рассмотрены ВЗМ, разработанные
после 60-х годов, но довольно поверхностно только их электропривод, в
особенности, с точки зрения регулирования кинематических параметров
колебания (амплитуды и частоты). В связи с вышеизложенным появилась
необходимость разработки уточненной классификационной схемы ВЗМ и их
электропривода [187]. В основу классификации ВЗМ (приложение 1)
положены такие основные характеристики, как режим и вид движения, форма
и количество РО, вид покрытия рабочих поверхностей и признаки разделения
семян. Как известно, колебательная система на упругих связях обладает
собственной частотой, определяемой массой колебательной системы и
жесткостью упругих связей. В зависимости от соотношения между
вынужденной (рабочей) и собственной частотами, как отмечалось ранее,
вибрационные очистители подразделяются на дорезонансные, резонансные и
зарезонансные [64, 67, 152, 134]. Дорезонансные машины работают при
вынужденной частоте меньшей чем собственная частота колебаний [12, 95, 49,
10
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
92, 126, 161, 19]. При этом помимо сил сопротивления нагрузки привод
преодолевает и восстанавливающие силы упругих связей.
Резонансному режиму работы машин соответствует равенство этих
частот
колебаний,
при
котором
происходит
уравновешивание
восстанавливающей силы и силы инерции. Привод преодолевает только силы
сопротивления ВЗМ и в энергетическом отношении этот режим является
наиболее благоприятным [167, 97, 98, 106, 63].
Зарезонансный режим машин наступает при превышении вынужденной
частоты колебаний над собственной частотой. Для этого режима характерно
преодоление приводом сил сопротивления и инерции системы в
установившемся режиме, а также переход резонансной зоны в процессе пуска
и остановки вибромашины. Проход резонансной зоны сопровождается
многократным возрастанием амплитуды колебаний РО.
Наибольшее распространение получили ВЗМ зарезонансного и
резонансного режимов работы. Причем предпочтение исследователями
отдается зарезонансным ВЗМ [64, 65, 67, 166], у которых закон движения и
амплитуда колебаний РО не зависят от нагрузки сепарируемого материала, и в
то же время на раму машины передается только небольшая динамическая
нагрузка.
Рабочие органы ВЗМ различаются между собой по форме,
расположению их в пространстве, виду их покрытия и характеру движения
(приложение 1).
По основным конструктивным особенностям РО и характеру их
движения, по нашему мнению, можно сгруппировать все известные ВЗМ в
следующие три группы:
 центробежно-вибрационные зерноочистительные машины (ЦВЗМ) [12,
19, 49, 51, 102, 126, 95];
 с плоскими решетами [124, 97, 98, 159, 167, 158, 123, 67, 122, 70, 68, 69,
52, 63];
 с фрикционными или неперфорированными рабочими органами
(ФВЗМ) [73, 67, 71, 101, 65].
У ЦВЗМ РО представляет собой полое тело, которое образовано
поверхностями 2-го порядка (приложение 1). Сепарация семян в таких
машинах производится за счет одновременного воздействия на семян
центробежных сил от вращения РО и вибрации направленного действия.
Так, у некоторых ЦВЗМ РО выполнены в виде ситового параболоида с
вертикальной осью вращения [12, 95], образованного тремя усеченными
конусами, цилиндрических решет с осью вращения, расположенных наклонно
[51], вертикально [49] или горизонтально [102, 65]. У других ЦВЗМ [92, 126,
161, 19] РО гладкие или на внутренней поверхности имеются шипы
(штифтованные), предназначенные для разрыхления слоя смеси. Они
конструктивно
представляют
собой
вертикально
расположенные
цилиндрическое сито [19], гладкий [92, 161] или штифтованный [126]
усеченный конус. Вибрация, создаваемая инерционным [95, 19, 102, 65],
11
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
эксцентриковым [12, 49, 161] и электромагнитным [51] вибраторами,
действует на вращающиеся РО как вдоль [95, 12, 51, 49, 19, 161, 126] под
углом [102] так и вокруг оси вращения [65].
По режиму работы эти ВЗМ преимущественно дорезонансного режима,
только некоторые ЦВЗМ [51, 102, 65] работают в зарезонансном режиме.
Рабочим органом ВЗМ с плоскими решетами являются решета
прямоугольной [167, 124, 97, 98, 106, 52, 63, 88] или круглой [122, 123, 125,
124, 64, 159, 107, 70, 68, 69, 158, 40, 34] формы, которые в пространстве
расположены горизонтально, под определенным углом [106, 97, 98, 52, 88] или
по винтовой поверхности [52, 28]. Для интенсификации процесса сепарации в
некоторых ВЗМ [97, 98, 106, 88] отечественной и зарубежной конструкций
используется и воздушный поток. По режиму работы ВЗМ с плоскими
решетами резонансные [167, 97, 98, 106, 63] и преимущественно
зарезонансные [122, 123, 125, 124, 64, 159, 107, 68, 69, 158, 65], получающие
привод от инерционного [167, 97, 98, 97, 106, 122, 123, 125, 124, 64, 159, 107,
68, 69, 158, 65, 28, 40, 34] или электромагнитного [167, 63] вибраторов.
По характеру движения решета этих ВЗМ совершают колебания по
овальной траектории в вертикальной плоскости [167, 106], возвратно-поступательные – под углом вдоль продольной оси [167, 97, 98, 65, 88],
вертикальная ось симметрии решета движется по прямолинейной образующей
однополостного гиперболоида [122, 68, 69, 158, 123, 64, 34, 40, 26], возвратнопоступательно по винтовой поверхности [63, 107, 64, 67, 65, 28].
Вибрирующие неперфорированные фрикционные РО позволяют
производить сепарацию семян основной культуры от трудноотделимых
примесей по комплексу их физико-механических свойств [65, 67, 73, 101]. РО
таких ВЗМ выполнены преимущественно в виде прямоугольной поверхности и
установлены наклонно в продольном направлении [39], с продольнопоперечным наклоном [73, 67, 65], а также в виде горизонтально круглого
диска [148] и поверхностей 2-го порядка. Поверхности 2-го порядка
представляют собой: конус, расположенный с вершиной вниз или вверх [149,
73], параболоид вращения [146], наружная поверхность гиперболоида
вращения [147], винтовой или цилиндрический поверхности [73]. РО с
наклонной в продольном направлении поверхностью для интенсификации
сепарации семян по отдельным свойствам могут иметь отражательные рабочие
поверхности, ступенчатые поверхности, с подвижным питателем и
дополнительными поверхностями рассредоточения и предварительного
разделения [73].
Все ВЗМ с фрикционными РО работают в зарезонансном режиме. В
качестве источника вибрации для них применяются инерционные вибраторы.
РО
вибросепараторов
с
наклонными
поверхностями
совершают
прямолинейные колебания под углом к этой поверхности [73, 65]. У ВЗМ с
поверхностями 2-го порядка [73, 67, 101] вертикальная ось симметрии РО
движется по прямолинейной образующей однополостного гиперболоида, а с
12
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
винтовой и цилиндрической поверхностями – круговые колебания вокруг
вертикальной оси симметрии [73, 63].
По количеству рабочих поверхностей ВЗМ различают одноярусные,
многоярусные и секционные.
По виду покрытия РО (приложение 1) разработаны ВЗМ: решетчатые
[125, 124, 64, 12, 19, 49, 51, 63, 107, 159, 95, 67, 123, 69, 158, 96, 65], гладкие
[161], штифтованные [126] и фрикционные (бельтенг, брезент, фланель,
фанера техническая или шлифованная) [73, 65, 71].
По признаку разделения семян из приложения 1 видно, что в ВЗМ
используется большой набор признаков разделения, чем в обычных
очистителях: по крупности (ширине и толщине) – на решетных машинах; по
центробежной силе – в вибрационно-центробежных машинах; по комплексу
физико-механических свойств (коэффициенты восстановления скорости при
ударе и мгновенного трения, форме и способности к перекатыванию), а также
по фрикционным свойствам и упругости – в машинах с фрикционными
(неперфорированными) РО.
1.3. Обоснование регулирования параметров
кинематического режима сепарации семян
Многочисленные исследования на ВЗМ показали, что основными
параметрами кинематического режима, определяющими эффективность
сепарации семян, являются частота и амплитуда колебаний [124, 97, 98, 19,
159, 161, 69, 158, 195, 196], а на ЦВЗМ также и угловая скорость вращения РО
[12, 49, 126]. Выяснено, что частота колебаний оказывает большее влияние,
чем амплитуда [64, 73, 97, 98, 123, 69]. Причем процесс сепарации протекает
лучше при большей частоте, но с малой амплитудой [19, 161]. Также
установлена необходимость увеличения частоты колебаний как при
повышении влажности, так и увеличении подачи сепарируемого материала
[124, 73, 97, 12, 49, 107, 159, 195, 115, 196]. В то же самое время отмечается,
что оптимальный кинематический режим сепарации семян конкретной
зерновой культуры имеет свое определенное сочетание частоты и амплитуды
колебаний. Эти параметры в зависимости от конструкции ВЗМ, вида
движения, формы РО для семян одной и той же зерновой культуры имеют
различные значения. Поэтому исследователями подчеркивается, что для
качественного разделения семян различных культур от примеси на одной ВЗМ
она должна иметь возможность регулировать частоту колебаний в пределах
(20-54)с-1, а амплитуды – (0,5-3,5)10-3 м [98, 159, 194]. Следует отметить, что
приведенные диапазоны регулирования параметров установлены по данным
исследований на различных конструкциях ВЗМ [194].
Более того, ряд исследователей [124, 97, 159, 167, 158, 115] указывают о
согласованности друг с другом оптимальных значений частоты и амплитуды
колебаний. Некоторые авторы [97] для определения одного параметра через
другой рекомендуют применять «динамический фактор» W = А2, связанный с
13
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ускорением W РО, а другие [124, 159, 167, 158, 115] – «кинематический
(скоростной) фактор» А = V = 0,05, связанный со скоростью V. Такое
различное толкование создает большие трудности при установлении
параметров качественного режима сепарации семян какой-либо культуры на
ВЗМ определенной конструкции. Нет ясности, каким именно фактором нужно
пользоваться в том или ином случае. Если это «динамический фактор», то что
собой представляет его правая часть? Если это «скоростной фактор», то для
всех ли конструкций ВЗМ его постоянная V будет равна 0,05? Для выяснения
какой же из этих факторов является реальным, рассмотрим результаты
исследований сепарации семян в разрезе ранее сделанного нами разделения
ВЗМ на три группы: ЦВЗМ; с плоскими решетами; с фрикционными
неперфорированными РО (ФВЗМ).
1.3.1. Центробежные машины
Анализ результатов исследований сепарации семян на ЦВЗМ [19, 49, 12,
51, 161, 126, 92, 95, 102], сведенных в таблицу (приложение 2) по мере
возрастания частоты колебаний РО, после их обработки показывает
следующее (рис. 1). С возрастанием частоты колебаний  РО однозначно
прослеживается нелинейный характер уменьшения амплитуды колебаний А,
т.е. эти два параметра четко связаны между собой.
Рис. 1. Зависимость амплитуды колебаний А, скоростного V и динамического
W факторов от частоты колебаний РО ЦВЗМ: 1 – Δ – Δ - Δ W  A 2 ;
2 – х – х - х A  f ( ) ; 3 – + - + - + V  A
Для скоростного фактора А (рис. 1) стандарт σ (табл. 1), определяющий
меру рассеяния этого параметра от своего среднего значения Аν = 7,33·10-2 м/с,
составляет 2,41·10-2 м/с и отличается на 32,9 %. Тогда как для динамического
фактора Аν2 стандарт равен 1,538 м/с2 и отличается от своего среднего
значения Аν = 2,046 м/с2 на 75,16 %. Это в том случае, если принять, что
14
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Аν2 = const. Но как видно из рис. 1 это линия возрастающая с увеличением
частоты колебаний ν, т.е. это уравнение предположительно вида Аν2 = κν, где κ
– эмпирический коэффициент пропорциональности. То есть скоростной
фактор Аν = 7,33·10-2 м/с является более практичным, чем динамический
фактор Аν2. Для установления окончательного вывода по динамическому
фактору рассмотрим результаты исследований по остальным группам ВЗМ.
Установленный скоростной фактор Аν = 7,33·10-2 м/с в 1,47 раза
отличается от предложенного Аν = 5,0·10-2 м/с другими авторами [167]. Это
подтверждает наши предположения о необходимости уточнения этого фактора
для каждой группы ВЗМ. Для этого обработаем результаты расчетов по
скоростному фактору методом наименьших квадратов с целью уточнения вида
гиперболической функции у  ах  b или у  ах . Из данных обработки получим

0,0726
 0,0643  10 3 и  
0,0738 . Для сравнения оценим значения амплитуд

при граничных значениях частот колебаний ν равной 12 и 100 Гц. При
ν = 12 Гц расчетные амплитуды отличаются от табличного значения А=6 мм
по 1-й зависимости на 1,9 %, по 2-й – на 2,5 %. При ν = 100 Гц они
соответственно равны 0,79 и 0,738 мм и не выходят за допустимые пределы
(приложение 5 п.16 А = 0,4-0,8 мм). В то же самое время по второй
зависимости оно более близко к среднему значению Аср = 0,6 мм. Поэтому
учитывая вышеизложенное для инженерных расчетов, целесообразно
пользоваться упрощенной зависимостью вида А = 0,0738/ν. В приложении 5
также приведены, определенные расчетным путем коэффициенты плавности
регулирования частоты Кν и амплитуды КА колебаний. Как известно [194],
коэффициент плавности определяется отношением значений соседних
регулировочных характеристик, например, для частоты колебаний К пл=νi+1/νi и
чем он ближе к единице, тем плавность регулирования выше.

Таблица 1
Обобщенные данные обработки параметров кинематического режима
сепарации семян на ЦВЗМ
Параметры
кинематического
режима сепарации
скорости Аν, м/с
ускорения Аν2,
м/с2
Среднее
значение
7,33 10-2
20,462*10-
Дисперсия
среднего
значения, σ2
5,83 10-4
2,365
Стандарт, σ
2,41 10-2
15,379*10-1
Отклонени
е стандарта
Е
0,585*10-2
3,13*10-1
1
Коэффициенты плавности частоты и амплитуды колебаний
соответственно составили Кν = 1,0-1,35, среднее значение Кν = 1,17(σ = 0,263) и
КА = 0,4-1,73, среднее значение КА =0,867 (σ = 0,347). Коэффициенты
плавности Кν = 1,17 и КА = 0,867 близки к единице, что свидетельствует о
15
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
необходимости плавного регулирования как по частоте, так и по амплитуде
колебаний внутри рассмотренного предела регулирования.
Диапазоны регулирования частоты Дν и амплитуды колебаний ДА,
определяемые отношением максимальной и минимальной значений
параметров (без учета данных исследования п.16 [51] с электромагнитным
вибратором, работающим при частоте 100 Гц), соответственно равны Дν =
(48,3-11,7) Гц = 4,1 : 1 и ДА = (6-1,4) 10-3 м = 4,3 : 1.
1.3.2. Машины с плоскими решетами
Анализ результатов сепарации семян на ВЗМ с плоскими решетами [97,
98, 125, 124, 64, 107, 159, 123, 122, 52, 158, 68, 70, 167, 67, 65, 63] показал
следую-щее (сводные оптимальные параметры приведены в приложении 3).
Для указанных сепараторов семян с увеличением частоты колебаний
также четко прослеживается нелинейный характер уменьшения амплитуды
(рис. 2). Значения кинематических факторов варьируют в пределах Аν = (2,512,5)10-2 мс-1 и Аν2 = (4,75-62,5)10-1 мс-2. Причем, если предельные значения их
через скорость отличаются в 5 раз, то через ускорение – в 13,2 раза.
Рис. 2. Зависимость амплитуды колебаний А, скоростного V и динамического
W факторов от частоты колебаний ν РО ВЗМ с плоскими решетами:
1 – - -  A  f ( ) ; 2 – Δ – Δ – Δ W  f ( ) ; 3 – х – х – х V  f ( )
Из обобщенных данных обработки кинематических факторов (табл. 2)
видно, что среднеарифметическое значение скоростного фактора Аν равно
0,0531 мс-1 с среднеквадратичным отклонением σ = 0,0167, которое отличается
от среднего значения на 31,45 %. Численное значение Аν также несколько
отличается от рекомендуемой для подобных ВЗМ Аν = 0,05 мс -1 [167]. Это
16
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
объясняется тем, что нами было использовано большее число данных
исследований. Из рис. 2 видно, что расположение точек динамического
фактора w показывает на прямо пропорциональную зависимость его от
частоты колебаний ν. В самом деле W = Аν2 = Аν ν. Учитывая, что А = V =
const является скоростным фактором и величиной постоянной, получаем W =
V . Это уравнение вида у = αх является уравнением прямой с постоянным
коэффициентом α = V = 0,53. Из данных рассуждений следует, что
динамический фактор Аν2 = 0,053ν является следствием скоростного фактора,
практически пользоваться которым не совсем удобно и в то же самое время,
как видно из рис. 2, точки относительно прямой W = 0,053 имеют большой
разброс, что приводит к снижению точности определения параметров.
Коэффициенты плавности составили: по частоте колебаний внутри диапазонов
регулирования Дν = (9,75-53,3) Гц = 1:5,5, Кν = 1,0-1,67 (Кνср = 1,085; σ = 0,138);
по амплитуде при ДА = (5:0,5)∙10-3м = 1:10, КА = 0,66-1,7 (КАср = 0,988; σ =
0,476).
Таблица 2
Обобщенные данные обработки параметров кинематического режима
сепарации семян на ВЗМ с плоскими решетами
Параметры
кинематического
режима сепарации
Скорости Аν, мс-1
Среднее
значения
5,313 10-2
Дисперсия
среднего
значения, σ2
2,8 10-4
Стандарт,
σ
1,673 10-
Отклонение
стандарта,
Е
0,342
2
Ускорения Аν2, 10-1
мс-2
18,316
104,09
10,2
2,08
Полученные результаты подтверждают целесообразность плавного
регулирования внутри указанных диапазонов как по частоте, так и по
амплитуде колебаний РО. При этом из условия эффективности сепарации
семян (приведена в 1-ой строчке приложения 3) допустимое отклонение
частоты колебаний составляет ±3,2-18,5 % и в среднем равна ±7,8 % для
известных 13 данных. В результате обработки расчетных значений
скоростного фактора Аν методом наименьших квадратов окончательно имеем
0,053
4
функции вида   0,0533
  0,3333  10 и    . Расхождение расчетных
амплитуд от табличных для граничных значений частот ν=10 и 50 Гц
составляет соответственно по 1-й зависимости 6,6 и 5,8 % и по 2-й – 6 и 1,9 %
(см. пп.1, 5, 8, 21, 23 приложения 3). Поэтому считаем целесообразным
пользоваться 2-й функцией   0,053 .
17
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1.3.3. Машины с фрикционными (непорфированными)
рабочими органами
На неперфорированных фрикционных РО виброзерноочистительных
машин (ФВЗМ) производится сепарация семян основной культуры от
трудноотделимых примесей в зависимости от физико-механических свойств
компонентов смеси (коэффициентов восстановления скорости и мгновенного
трения при ударе, форме и способности к перекатыванию, а также по
фрикционным свойствам и упругости) [73, 101, 65, 71]. На ФВЗМ с
конической поверхностью [101, 73] и с поперечно-продольным наклоном
рабочих органов [71, 65], покрытых различными фрикционными материалами,
очищались до кондиций первого класса семена технических, зерновых,
овощных, лекарственных, цветочных культур и трав (рекомендуемые
параметры сепарации сведены в приложение 4). Из анализа приложения
следует, что диапазоны регулирования по частоте и амплитуде колебаний для
ФВЗМ соответственно равны Дν = (21-36) Гц = 1,7:1 и ДА = (2,3-1,0)10-3 м =
2,3:1. Из рис. 3 видно, что и для ФВЗМ также прослеживается нелинейный
характер уменьшения амплитуды с увеличением частоты колебаний. Однако
степень уменьшения амплитуды меньше, чем для ранее рассмотренных ВЗМ.
Это, очевидно, связано с сравнительно небольшим отличием масс семян
между собой у мелькосеменных культур и, как следствие, незначительным
уменьшением амплитуды колебаний. Наши расчеты кинематических факторов
показывают, что они изменяются в пределах Аν = (3-7,1)10-3 мс-1 и Аν2 =
= (0,65-2,43)мс-2.
Рис. 3. Зависимость амплитуды колебаний А, скоростного V и динамического
W факторов от частоты колебаний ν РО на ФЗМ: 1 – х – х – х A  0,0427 / v ;
18
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2 – Δ – Δ – Δ W  f ( ) ; 3 – + - + - + V  f ( )
Значения стандарта σ = 0,00918 (табл. 3) для кинематического фактора
скорости составляют 21 % от своего среднеарифметического значения
Аν=0,0437 мс-1. Из рис. 3 также следует, что и для ФВЗМ удобнее и точнее
пользоваться кинематическим фактором скорости, чем ускорения. Для этой
группы ВЗМ его постоянная Аν = 0,0437 мс-1 также отличается от
предложенного авторами [167] Аν = 0,05 в 1,14 раза. Проведенная обработка

гиперболических функций вида   
  b и    методом наименьших
квадратов позволила определить постоянные этих функций. С учетом этих
0,0427
постоянных функции имеют следующий вид   0,0434
  0,242  10 и    .
Для ФВЗМ в диапазоне изменения частоты ν = 28-35 Гц амплитуды
отличаются от табличных значений соответственно на 2 и 10,6 % по 1-й
зависимости, на 4,4 и 13,5 % по 2-й зависимости. Расхождение между собой
составляет не более 3,3 %. Во всех проведенных расчетах для рассмотренных
групп ВЗМ значения амплитуды по зависимости А = V/ν отличаются от
значений по 1-й зависимости не более, чем на 7 %, что вполне допустимо для
инженерных расчетов, поэтому окончательно выбираем функцию более
простого вида А = V/ν.
4
Таблица 3
Обобщенные данные обработки для ФВЗМ
Параметры
кинематического режима
Скорости Аν, мс-1
Аνср, мс-1
4,37*10-2
σ2
σ
0,851*10-4 0,918*10-2
Е
0,224
Коэффициенты плавности по частоте и амплитуде колебаний варьируют
в диапазоне Кν = 1,00-1,32 (Кνср = 1,04; σ = 0,77) и КА = 0,6-1,6 (КАср = 1,036; σ =
=0,257). Средние значения Кν и КА близки к единице, подтверждающие
необходимость плавного регулирования этих параметров. Отклонение
оптимальной частоты колебаний от своего среднего значения находится в
пределах ± 1,6-7,8 %, среднее значение которых равно ± 5,84 %. Причем из 17
результатов исследований, что составляет 29,4 %, (приложение 4) 5
результатов имеют значения несколько меньше ± 2,0 % (1,8; 1,8; 1,8; 1,7; 1,6) и
отличаются от последнего на 10-20 %.
Проведенный нами анализ для всех известных разновидностей ВЗМ
показал следующее:
 При проектировании и эксплуатации ВЗМ предпочтительно
использовать кинематический фактор скорости, определяемый по
гиперболе вида Аν = V.
 Несоответствие значений постоянной кинематического фактора
скорости всех рассмотренных групп ВЗМ, редложенной [167] Аν = 0,05
19
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
мс-1. Так, для ВЗМ с плоскими решетами этот параметр составил Аν =
0,0530 мс-1, для ФВЗМ – Аν = 0,0427 мс-1, для ЦВЗМ – ν = 0,0738 мс-1.
Из анализа следует, что универсальная ВЗМ, в полном смысле этого
слова, сепарирующая семена различных культур, должна иметь
регулируемость частоты колебаний в пределах 12–53 Гц = 1 : 4,4, амплитуды
колебаний – (0,5-6,0)10-3 м = 1:12 с плавным регулированием частоты и
амплитуды колебаний РО внутри диапазонов регулирования. Причем
закономерность изменения амплитуды от частоты гиперболическая.
Как в различных типах вибромашин, так и на ВЗМ в качестве средств
побуждения механических колебаний РО на упругих связях, с
соответствующей частотой и амплитудой применяются следующие типы
вибраторов:
инерционные,
эксцентриковые,
электромагнитные,
пневматические и гидравлические. В ВЗМ наибольшее применение нашли
вибраторы инерционного и несколько меньше эксцентрикового и
электромагнитного типов [30, 6].
Анализ данных на графиках (рис. 1, 2 и 3) позволил окончательно
выделить следующие три группы ВЗМ с кинематическими факторами
скорости, выраженными через угловую скорость вибратора ω [196]: первая
группа – ЦВЗМ Аω = 0,463 м/с-1; вторая группа – с пневмовибрационными и
вибрационными решетами,
совершающими
возвратно-поступательное
колебание и плоскими круглыми решетами, вертикальная ось которых
совершает движение образующей однополостного гиперболоида (ВЗМ типа
ВВМ-П), Аω = 0,333 мс-1; третья группа – ФВЗМ, Аω = 0,268 мс-1.
3) Допустимое отклонение частоты колебаний от установленного
среднего оптимального значения не более ±2,0 %.
В то же время необходимо отметить, что на практике ВЗМ различных
типов используются для сепарации семян только определенные группы
культур, сходные между собой по физико-механическим свойствам. Поэтому в
дальнейшем при разработке регулируемого электропривода необходимо
исходить из диапазонов регулирования этих специализированных ВЗМ
(приложение 5), учитывая при этом полученные нами уточненные результаты
кинематических факторов. Из приложения 5 видно, что диапазоны
регулирования частоты колебаний специализированных ВЗМ находятся в
пределах 1,33:1 – 2,4:1, амплитуды – 3,85:1, причем наиболее универсальные
ВЗМ (см. п. 1-3, 6, 7, 10), а также большинство сепараторов (60 %) имеют
диапазон регулирования частоты колебаний РО менее 2:1.
1.4. Регулирование амплитуды колебаний рабочих органов
Среди различных типов вибраторов на вибрационных машинах
наибольшее применение нашли эксцентриковые, электромагнитные и
инерционные вибраторы.
Эксцентриковые
вибраторы
целесообразно
использовать
в
низкочастотных вибромашинах дорезонансного и резонансного режимов
20
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
работы, для которых характерны большие амплитуды колебаний РО [64, 152,
100, 12, 49, 161]. При этом амплитуда колебаний остается постоянной во всем
рабочем диапазоне частот для эксцентриковых вибраторов с жестким
шатуном. Однако такой привод требует специальных дорогостоящих мер для
обеспечения пуска. Несколько облегчается пуск у вибраторов с упругим
шатуном. В этом случае уже амплитуда колебаний РО зависит от
действующих сопротивлений и нагрузок на машину. В рассматриваемых
вибраторах амплитуда колебаний регулируется в основном вручную за счет
смены роликов, перекатывающихся по волнистой поверхности эксцентрика
(копира), или длиной толкателя (шатуна) в период остановок машины. Как
видно, эксцентриковые вибраторы как побудители колебаний ВЗМ с
регулируемыми параметрами особого интереса не представляют.
Наиболее
предпочтительными,
на
первый
взгляд,
кажутся
электромагнитные вибраторы. В самом деле, у них колебательное движение
осуществляется без преобразования вращательного движения в возвратнопоступательное, что обеспечивает конструктивно-технологическую простоту,
способствует увеличению долговечности машин и значительно сокращает
эксплуатационные расходы. Легко осуществляются пуск даже под нагрузкой и
плавное регулирование амплитуды колебаний РО путем изменения питающего
напряжения [152, 63, 51, 112, 60, 76, 83, 62]. Они бывают однотактные и
двухтактные. В однотактных (реактивных) возврат в исходное состояние
осуществляется упругим элементом, в двухтактных – дополнительным
электромагнитом [112]. Однако электромагнитным вибраторам присуще
следующие недостатки [112, 45, 76, 60, 120, 184, 63, 35], во первых:
 для однотактных вибраторов для регулирования величины амплитуды
колебаний необходимо воздействовать на всю мощность, потребляемую
электромагнитом, в результате чего требуется дополнительная
громоздкая аппаратура;
 для двухтактных вибраторов имеет место существенное усложнение
конструкции и, как следствие, большой вес и габариты. Так,
маятниковые инерционные вибраторы при той же мощности имеют по
сравнению с электромагнитными в 4 раза меньше габариты и вес,
надежнее в эксплуатации и проще в обслуживании;
 без специальной аппаратуры могут работать только при частотах,
равных 50 и 100 Гц (при частоте 50 Гц требуются выпрямительные
устройства), что должно быть учтено при конструировании ВЗМ
резонансного режима работы;
 при работе производят сильный шум;
 во вторых:
 неустойчивы в работе (склонны к нежелательной боковой или
продольной качке) и требуют тщательную настройку. Для чего
необходимо останавливать машину и тратить дополнительное время. В
противном случае с уменьшением зазора происходят соударения
движущихся частей, сопровождающиеся усилением шума и опасностью
21
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
возникновения поломок. Часто имеет место залипание якоря или
появление его крутильных колебаний и тем самым искажение зазора, что
в свою очередь ведет к изменению закона движения и амплитуды
колебаний РО. При увеличении зазора значительно возрастает
потребляемая мощность вибратором. Сверх того, выбор режима
вибратора влияет на энергетические показатели, так как затраты
мощности на привод возрастают при удалении коэффициента настройки
вибросистемы от его резонансного состояния. Что имеет место у
далекозарезонансных ВЗМ, у которых соотношение рабочих и
резонансных частот составляет 7…8 [65];
 изменение технологической нагрузки на РО ведет к изменению
собственной частоты колебаний и тем самым нарушению
околорезонансного режима работы ВЗМ, что в свою очередь изменяет
установленную оптимальную амплитуду колебаний;
 происходит значительное снижение производительности при падении
напряжения. Так, при снижении напряжения с 220 до 180 В (на 18 %)
происходит уменьшение производительности до 0 [60]. Поэтому здесь
имеет место парадоксальная ситуация. С одной стороны, для ВЗМ
требуется регулирование амплитуды колебаний РО, что осуществляется
изменением питающего напряжения электромагнитного вибратора. С
другой стороны, изменение напряжения, как видно, может привести к
полному сбою технологического процесса.
В связи с этим, в силу вышеуказанных существенных недостатков они
применяются только при фиксированных околорезонансных частотах ВЗМ с
регулированием амплитуды колебаний в небольших пределах. Причем для
поддержания сепарации на требуемом уровне требуется стабилизация как
напряжения, так и подачи материала. Устранение некоторых указанных
недостатков в этих вибраторах предлагается рядом исследователей
следующим образом. Так, снижение соударений предлагается заполнением
зазора между магнитопроводом и якорем, эластичным магнитомягким
материалом или магнитной жидкостью, помещенной в дополнительных
эластичных элементах 183; повышение устойчивости в работе – введением
дополнительных упругих элементов (рессор), поджимаемых ярмо к корпусу
185, а также значительными усложнениями конструкции вибраторов за счет
установки дополнительных электромагнитов и применением сложной
аппаратуры [37]. Все это принципиально не позволяет применять
электромагнитные вибраторы в ВЗМ зарезонансного режима работы,
нашедшие
наибольшее
распространение
на
практике.
Поэтому
«…центробежные возбудители колебаний занимают господствующее
положение среди остальных видов вибраторов» [20].
Инерционные вибраторы считаются наиболее универсальными [197]: на
них просто задаются амплитуда, частота и различные законы колебаний.
Целесообразным рабочим диапазоном инерционных вибраторов являются
средние частоты (до 50 с-1) [45], которые, как мы видим, совпадают с рабочими
22
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
частотами для универсальной ВЗМ, равными 12-53 Гц. Существенное
достоинство этих вибраторов заключается в возможности получения больших
возмущающих сил при небольших габаритах и массе, легкости регулирования
оборотов. Во время работы они создают относительно небольшой шум по
сравнению с остальными вибраторами. Инерционные вибраторы находят
преимущественное применение в вибромашинах зарезонансного типа [152, 20,
64, 67]. К недостаткам инерционных вибраторов относятся возникновение
значительных динамических нагрузок при переходе через область резонанса и
увеличенное время пуска и остановки. Последний из недостатков не имеет
существенного значения для ВЗМ, которым присущ длительный режим
работы. Динамические нагрузки при переходе через область резонанса
ограничиваются применением саморегулирующихся вибраторов или путем
прохождения резонансной зоны на повышенных скоростях [17, 18, 45].
Возмущающая сила в этих вибраторах создается при вращении
неуравновешанной массы (дебаланса). Инерционные вибраторы различаются
между собой по количеству дебалансов, по углу их первоначальной установки,
по расположению оси вращения в пространстве, по способу регулирования
амплитуды колебаний РО. Сочетание этих параметров позволяет создать как
простые, так и сложные пространственные движения РО ВЗМ. Разновидности
инерционных вибраторов подробно освещены в работах [124, 58, 67, 152, 129,
46, 47, 197], однако в известной нам литературе недостаточно полно
рассмотрен вопрос регулирования амплитуды колебаний.
Амплитуда колебаний РО ВЗМ с инерционными вибраторами
определяется по выражению (например, для ВЗМ, имеющей одну степень
свободы [65]):
m0r 2

m



k 2  2 


2
4h2 2
,
(1)
где mо – масса дебаланса; r – радиус центра масс дебаланса; ω – угловая
скорость дебаланса; m* – масса колеблющейся части, включая массу
дебаланса; k – собственная частота колебаний равная
k1
m*
; к1 – жесткость
упругих связей; 2h – приведенный коэффициент демпфирования, равный mc ;

C – коэффициент вязкого трения.
Зарезонансные ВЗМ проектируются и работают при рабочих угловых
скоростях ωр в 7-8 раз, превышающих собственную частоту колебаний [65],
т.е. ωр>>р. Также учитывая, что 4h2<<ωр, окончательно имеем с погрешностью
не более 1,6 % [58]
А≈ mоr/ m*=const.
(2)
Из полученного выражения следует, что амплитуда колебаний РО ВЗМ
не зависит от частоты колебаний и регулируется изменением как массы
дебаланса m0, так и радиуса центра масс r или изменением этих параметров
23
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
одновременно, т.е. статического момента m0r и могут изменяться с
изменением колеблющейся массы m*.
Изменение колеблющейся массы m* может происходить только с
изменением нагрузки сепарируемого материала. Исследованиями [64]
установлено, что основным эксплуатационным требованиям, предъявляемым к
ВЗМ, заключающиеся в стабильности закона движения РО от изменения
нагрузки и уменьшения динамических нагрузок, полнее отвечают машины
зарезонансного режима работы. Проведенные автором [64] опыты для
выявления загрузки, которая изменялась в пределах 0,5-1,6 от паспортной на
закон движения решета, показали незначительное влияние загрузки
сепарируемого материала, которое за счет их малости количественно оценить
не удалось. На ВЗМ подача материала осуществляется так, чтобы на РО
происходило однослойное движение компонентов смеси [65], находящееся в
пределах паспортной загрузки. Откуда следует, что колеблющаяся масса m* не
оказывает заметного влияния на амплитуду колебаний РО и им можно
пренебречь.
Рассмотрим регулирование амплитуды колебаний РО ВЗМ с изменением
массы m0, радиуса центра масс r и статического момента m0r дебалансов.
Инерционные вибраторы, у которых амплитуда колебаний регулируется
изменением массы дебалансов, имеют небольшое разнообразие конструкций.
Самым простым можно считать вибратор со ступенчатой регулировкой
статического момента, съемными грузами [65, 123, 64, 124, 141, 27]. Они на
практике находят самое широкое распространение. Однако съемные грузы
устанавливаются вручную и только в неподвижном состоянии машины. Такие
же особенности присущи стержневому вибратору. Массу дебаланса изменяют,
вставляя один или несколько стрежней в отверстия отбалансированного
цилиндрического ротора или диска. Плавную регулировку амплитуды
колебаний во время остановки машины можно осуществить в дебалансном
вибровозбудителе [55]. Для этой цели дебалансная масса выполнена в виде
эксцентрично установленного пальца с намотанной на него металлической
лентой. Статический момент дебаланса регулируется изменением длины
намотанной на палец ленты или соответственно его массы.
Широкое применение в вибромашинах находит регулирование
амплитуды колебаний РО путем изменения радиуса центра массы дебалансов.
Изменение радиуса позволяет осуществить плавное, ручное или
автоматическое и без остановки машины регулирование амплитуды
колебаний. Поэтому такой способ регулирования имеет большое разнообразие
конструктивных решений. Одни из них решают задачи только регулирования
амплитуды колебаний [95, 152, 33, 23, 29, 22, 36, 40], а другие, в основном
автоматические, ограничения резонансных амплитуд, [33, 74, 1, 64, 47, 46, 45,
124], третьи выполняют обе задачи [31, 22, 42, 25]. Самыми простыми по
конструктивному исполнению являются вибраторы с раздвижными
дебалансами со ступенчатой или плавной регулировкой статического момента
[152, 95, 97, 98]. Эти вибраторы состоят из двух дебалансов, один из которых
24
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
неподвижно посажен на валу, а другие имеют возможность поворачиваться
относительно неподвижного дебаланса ступенчато или плавно [97, 98]. Такие
конструкции вибраторов позволяют регулировать амплитуду колебаний
только вручную и чаще всего в неподвижном состоянии вибромашины.
Плавное автоматическое регулирование на ходу в зависимости от частоты
колебаний обеспечивается в вибраторах более сложных конструкций.
Известен вибратор [29], имеющий дебаланс формы упругого кольца, который
эксцентрично насажен на вал. С противоположной стороны в упругое кольцо
помещены тяжелые шарики-дроби. При вращении вала упругое кольцо с
шариками в зависимости от центробежных сил шариков и упругих свойств
кольца растягивается, увеличивая тем самым радиус центра масс и
соответственно амплитуду. Такой вибратор только частично ограничивает
возникновение резонансных амплитуд, а амплитуду колебаний регулируют с
возрастанием частоты только в сторону увеличения. Более менее полное
ограничение резонансных амплитуд колебаний РО обеспечивается в
вибраторах [46, 54, 78, 162], запускаемых с отбалансированными в исходном
состоянии дебалансами. После прохождения резонанса они за счет
центробежной силы выдвигаются [46, 54], откидываются [78, 162] или
поворачиваются относительно друг друга, увеличивая амплитуду колебаний
РО. Скорость и путь перемещения дебалансов ограничиваются пружинами [46,
54, 162], цепью [78], пружиной и гидравлическим демпфиром, поршень
которого имеет калиброванное отверстие [54].
Разработаны также инерционные вибраторы с более расширенной
возможностью регулирования параметров колебания [31], которое достигается
движением шара-дебаланса по изогнутой определенным образом трубчатой
камере – направляющей. Закон изменения статического момента достигается
подбором трубчатых камер с соответствующим изменением их кривизны. Для
ограничения
резонансных
амплитуд
предусмотрен
второй
шар,
выдвигающийся по такой же трубчатой камере в противоположную сторону. В
неподвижном состоянии, за счет кривизны камер оба шара прижаты на
одинаковом радиусе к валу и тем самым вибратор отбалансирован. После
прохода резонанса второй шар, двигаясь совместно с первым, достигает упора.
По мере возрастания угловой скорости первый шар продолжает движение и
тем самым происходит увеличение амплитуды колебаний РО. В вибраторе [24]
такой же эффект достигается поворотными дебалансами. Они в состоянии
покоя расположены под углом 1800 между собой. В рабочей зоне под
действием давления через гибкие шланги дебалансы сдвигаются плавно,
регулируя на дистанции амплитуду колебаний в сторону увеличения.
Автоматизация регулирования статического момента может быть
достигнута специальными механизмами изменения радиуса центра тяжести,
например в виде центробежного регулятора [32], синхронизатора перемещения
[36] или винтовой передачи. Однако такие вибраторы сложны по устройству и
громоздки, хотя и позволяют на ходу регулировать амплитуду колебаний РО.
Аналогичное регулирование амплитуды достигается в вибраторе круговых
25
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
колебаний [42]. Изменение статического момента дебаланса достигается
сближением или удалением расстояния между двумя полуосями, которые
связаны трехзвеньевыми шарнирами. Центральное звено выполняет роль
дебаланса. Такой же эффект достигается в вибраторе [22] с дебалансом
грушевидной формы, который шарнирно закреплен на конце вала и находится
в конусообразной чаше. Перемещая подвижную чашу вдоль вала дебаланса
увеличивается радиус центра массы дебаланса.
В дебалансном вибраторе [56] статический момент регулируется
изменением как массы, так и радиуса центра массы. Для этого в дебалансе,
представляющем собой аэродинамическое крыло, имеется гидроцилиндр,
позволяющий изменять по ходу с помощью управляющего электромеханизма
подвижной пласт крыла. При этом за счет увеличения массы жидкости в
гидроцилиндре, увеличивается также и масса дебаланса. Рассмотренному
вибратору присущи такие недостатки, как сложность конструкции, отсутствие
возможности ограничения резонансных амплитуд, регулирование амплитуды
колебаний с возрастанием частоты только в сторону увеличения.
В других конструкциях вибраторов обеспечивается устранение
резонансных амплитуд, а также возможно увеличение или уменьшение
амплитуды колебаний по мере возрастания угловой скорости [25, 23].
Вибратор [25] имеет две диаметрально расположенные относительно вала
полые колонки. Внутри колонок помещены два шара, каждая из которых
прижата к валу цилиндрической пружиной различной жесткости. В
неподвижном состоянии вибратор отбалансирован, что устраняет
возникновение резонансных амплитуд колебаний. После прохождения
резонансной области, сжимая пружину меньшей жесткости, выдвигается
первый шар. При этом амплитуда колебаний возрастает. Затем перемещается
второй шар, сжимая пружину большей жесткости. В результате уменьшается
амплитуда. У другого вибратора [23] в отличие от первого второй дебаланс
прижат конической пружиной. Эти рассмотренные вибраторы наиболее полно
отвечают технологическим требованиям универсальных ВЗМ зарезонансного
режима работы, хотя и обладают небольшим спектром амплитудно-частотных
характеристик. В случае использования этих вибраторов необходимо
определить закон изменения характеристики жесткости пружины второго
дебаланса исходя из гиперболического характера изменения амплитуды от
частоты колебаний РО для соответствующей группы ВЗМ.
На
основе
обзора
инерционных
вибраторов
составлена
классификационная схема способов регулирования амплитуды колебания РО
ВЗМ [197] (приложение 6).
1.5. Электропривод вибрационных машин
Электропривод является одной из основных частей машин. Правильный
выбор типа привода в значительной степени определяет техникоэкономические показатели и эксплуатационные характеристики ВЗМ.
26
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рассмотрим электропривод известных ВЗМ по его составным элементам [187]:
электромеханический преобразователь, передаточный механизм и аппаратура
управления (управляемые параметры). Под управляемыми параметрами будем
подразумевать в основном параметры кинематического режима: частота и
амплитуда колебаний РО, а также целенаправленное воздействие на
переходные процессы пуска и останова. В качестве электромеханического
преобразователя в ВЗМ используются как двигатели постоянного тока [187,
102, 98, 124, 123, 64, 73] и асинхронные двигатели с короткозамкнутым
ротором [95, 167, 107, 49, 12, 19, 92, 97, 124, 123, 64, 107, 101, 158, 71, 73, 102,
65, 143], так и электромагниты [167, 63, 51]. Из известных 42 случаев
вибросепарации семян 14 % ВЗМ получают привод от двигателей постоянного
тока, 76 % – АД и 10 % от электромагнитов. Предпочтительным является
использование АД как самых простых, дешевых и надежных. И только в
лабораторных условиях возможно применение двигателей постоянного тока. А
ВЗМ с электромагнитным приводом работают с постоянной околорезонансной
частотой 50 или 100 Гц, осуществляя плавное регулирование напряжением
только амплитуды колебаний РО. В случае привода от АД частота колебаний
или постоянная (резонансный режим работы) или регулируется механическим
способом, изменением передаточного отношения [187, 194] сменой шкивов
[19, 92, 97] или клиноременными вариаторами скорости (КВС) [12, 49, 123,
125, 124, 64, 73, 69, 158, 107, 65, 143]. Опыт эксплуатации показывает, что
одним из узких мест ВЗМ является наличие КВС, которым присущи такие
недостатки, как нестабильность и неточность [145] установленных оборотов
(до 5–8 %) [118], а требуется поддерживать обороты с отклонениями не более
 2 %. Они относительно сложны и имеют недостаточно надежную
конструкцию [120]. Потери в КВС при неблагоприятных условиях могут
достигать до 18 % [118]. Они обладают неудобством регулирования,
заключающееся в значительной мощности для регулирования [145] и в
необходимости периодической остановки машины для обеспечения
нормального натяжения ремней. Практически в них нельзя осуществить
плавное регулирование частоты вращения, узкий диапазон регулирования
Д = 1,3…1,7 [118, 139]. Исключается возможность дистанционного
управления.
Асинхронные
двигатели
ВЗМ,
работающих
с
постоянной
околорезонансной частотой колебаний, представляют собой электровибраторы
двухдебалансные типа самобаланс [167, 152, 131], двигатель с насаженными с
обеих концов вала ротора дебалансами (мотор-вибратор) [64, 152], а также
двигатель с неуравновешенным ротором [167]. Электровибратор типа
самобаланс конструкции ВНИИЗ состоит из двух обращенных АД. Оси
статоров закреплены неподвижно, а на валы роторов надеты текстолитовые
цилиндрические шестерни, что обеспечивает их синхронное противоположное
вращение роторов. К роторам закрепляются дебалансы. Эксплуатация этого
электровибратора показала, что подшипники двигателя не выдерживают срок
службы. Поэтому электродвигатели были вынесены из электровибратора и
27
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
установлены на фундамент. ЦВЗМ имеют многодвигательный привод, а
остальные ВЗМ – одиночный. Среди них встречается и особый
индивидуальный электропривод (электровибратор самобаланс) [167].
В качестве передаточного механизма ВЗМ применяются редуктор [95],
гибкий валик или контрпривод (упругая лепестковая муфта), включая
клиноременную передачу [92, 97, 63, 73, 125, 124, 64, 107, 159, 123, 122, 69, 65]
или без нее [95, 102, 167, 65], фрикционная передача, а также прямая связь,
осуществляемая установкой дебалансов непосредственно на вал двигателя
(мотор-вибраторы) [124,64,73,152]. Очевидно, более прогрессивным следует
считать мотор-вибраторы, электровибраторы типа самобаланс, а также
маятниковые вибраторы, в которых отсутствует промежуточная передача, т.к.
они движутся совместно с вибрирующими РО ВЗМ. Единственным
недостатком для них являются тяжелые условия работы подшипников
двигателя, которые, наряду с другими мерами, могут быть решены, например
[11], уменьшением давления на подшипники от центробежных сил дебалансов,
позволяющее сильно увеличить срок службы и достичь рабочих частот до
200 Гц, использованием воздушной подушки между дебалансом и корпусом.
На известных вибромашинах с асинхронным электроприводом
аппаратура управления используется в основном только для управления
процессами пуска, остановки и торможения противовключением при выбеге с
целью ограничения резонансных амплитуд колебаний РО [18]. Частота
колебаний и угловая скорость вращающихся РО машин, в случае привода от
двигателей постоянного тока, регулируются изменением напряжения или тока
возбуждения [124, 64, 73, 97, 102, 65]. На ВЗМ с электромагнитным
вибратором [167, 63, 51] частота колебаний остается постоянной, равной
50 или 100 Гц. Эти частоты колебаний достигаются питанием обмоток
электромагнитов, соответственно однополупериодным постоянным током или
переменным током промышленной частоты. Для регулирования и
стабилизации
амплитуды
колебаний
используются
соответственно
автотрансформаторы и стабилизаторы напряжения.
1.6. Динамика электропривода
Исследование динамики электропривода ВЗМ имеет важное значение.
Это объясняется двумя обстоятельствами: с одной стороны, ВЗМ
зарезонансного режима работы, о преимуществах которых отмечалось выше,
неизбежно при пуске и остановке проходят через резонансные состояния
колебательной системы, с другой – колебательное движение РО постоянно
оказывает ответное отрицательное воздействие на приводной двигатель
[86, 67].
Так, в некоторых случаях при пуске ВЗМ в момент достижения значений
угловой скорости двигателя до значений частоты собственных колебаний,
вследствие увеличения резонансных амплитуд колебаний, возрастает момент
сопротивления машины до такой степени, что может быть соизмеримым и
28
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
даже большим, чем момент пусковой ветви механической характеристики
двигателя. В связи с этим дальнейший разгон системы затягивается или может
прекратиться совсем, т.е. наступает «застревание» двигателя [64, 153, 152].
Это может происходить в тех случаях, когда, с одной стороны, собственные
частоты колебаний ВЗМ с двумя степенями свободы имеют большие значения
или близки по значениям друг другу. С другой стороны, приводный двигатель
выбран по пусковым свойствам без учета особенностей резонансов. Даже при
учете упомянутых обстоятельств переход резонансного состояния происходит
с увеличением амплитуды колебаний РО в десятки раз. Причем наиболее
интенсивно они проявляются в процессе выбега. При этом происходит
быстрое разбалтывание затянутых стыков и повышенный износ соединений,
что служит причиной частых поломки упругих связей и ряда других элементов
конструкций [64]. Если перегрузки не вызывают непосредственно поломки
деталей ВЗМ, то они сказываются на их усталостной прочности, снижая тем
самым надежность и срок службы машины. По эксплуатационным
требованиям превышение резонансной амплитуды колебаний в переходном
процессе не должно быть больше 2…4 раз от рабочей [2]. Поэтому
ограничение резонансных амплитуд является очень важной задачей.
Исследованию переходных процессов вибромашин с целью уменьшения
резонансных амплитуд колебаний посвящено достаточно много работ [64, 67,
152, 2, 46, 47, 86, 153, 17, 74, 1, 170, 87, 144, 48].
В результате фундаментальных исследований В.О. Кононенко [87]
установил следующее:
1. Амплитуда достигает максимума не в момент совпадения частот
собственных и вынужденных колебаний, а несколько позже.
2. Максимальная амплитуда меньше, чем резонансная установившихся
колебаний.
3. Смещение и снижение максимума амплитуды тем больше, чем
быстрее изменяется частота возмущающей силы.
4. Если силы сопротивления в системе невелики и переход через
резонанс происходит достаточно быстро, то амплитуда колебаний после
первого максимума не убывает монотонно, а имеет несколько максимумов
меньшей величины так, что колебания носят характер биений.
Задача динамического взаимодействия вибромашины и источника
энергии рассмотрена В.О. Кононенко [86], а П.М. Заикой [67] развита для
ВЗМ. Установлено, что под действием динамических нагрузок проявляются
свойства машины и двигателя как колебательной системы. Возникающие
колебания создают дополнительную нагрузку и изменяют характер движения.
В то же время существование и устойчивость самих колебаний зависят от
свойств двигателя как источника энергии.
Выявлено [67] взаимное влияние основных резонансов ВЗМ с двумя
степенями свободы на процесс пуска, которые проявляются, когда значения их
совпадают или находятся рядом. Аналитическими исследованиями
установлено, что с повышением мощности двигателя уменьшается
29
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
резонансная амплитуда как при пуске [67, 2, 170, 87], так и при выбеге с
торможением [2, 170]. С увеличением постоянного момента при торможении
механическим устройством резонансная амплитуда также уменьшается [2,
170], которая однако остается больше, чем при торможении
противовключением [2]. С возрастанием момента инерции привода [2, 170],
или собственной частоты колебаний [2, 67] резонансная амплитуда
увеличивается как при пуске, так и при выбеге машины. В работах [152, 170,
144, 128, 130] аналитически исследовалась динамика тяжелых вибрационных
транспортирующих машин под нагрузкой. При этом выявлена закономерность
движения РО и качественная картина переходных процессов самой
вибромашины под влиянием технологической нагрузки, которая изменялась в
пределах 0,33…1,5 (0,33-0,5 паспортное значение [170]) от массы
колеблющейся части. Установлено, что такая большая нагрузка в
транспортирующих вибромашинах в сильной степени влияет на характер
амплитудно-частотных и энергетических характеристик. Отмечается, что
транспортирующие вибромашины выгоднее эксплуатировать под большой
нагрузкой [152], которая облегчает переходной процесс за счет уменьшения
собственной частоты от большей присоединенной массы. Следует
подчеркнуть, что у ВЗМ [64, 100], в силу технологических особенностей,
отношение массы материала нагрузки к массе колеблющейся части составляет
0,05-0,15, что во много раз меньше, чем у рассмотренных выше тяжелых
машин. Для зарезонансных ВЗМ [70] изменение загрузки в пределах 0,5 до 1,6
паспортной не оказало заметного влияния на закон движения РО, а
потребляемая мощность при этом изменялась в пределах от 0,75 до 1,25
относительно паспортной. В то же самое время во всех проведенных выше
аналитических исследованиях динамики вибромашины двигатель учитывался
по статической характеристике, а у вибромашины – передаточный механизм
как совокупность жестких звеньев без учета их упругости и зазоров. Тогда как
результаты ряда исследований [121, 151, 144, 21] показывают, что при
определенных условиях пренебрежение вышеуказанными факторами может
оказывать существенное влияние на динамические явления в машинном
агрегате. Например, асинхронный двигатель в переходных процессах
развивает значительные по величине динамические моменты в несколько раз
превышающие номинальный и даже критический [121, 151]. Наличие упругого
элемента и зазоров в передаче может приводить к возникновению
колебательного явления как в переходных режимах, так и в установившихся,
увеличивая нагрузку в передаточном механизме и время переходного режима.
В.О. Коненко [86] сформулировал группу задач ограничения
динамического взаимодействия машины и источника энергии. Первая задача
заключается в синтезе динамической модели агрегата с целью ограничения
динамического явления в допустимых пределах путем включения
дополнительных корректирующих элементов. Вторая задача состоит в
рациональном подборе структуры и параметров корректирующей цепи,
обеспечивающих реализацию переходных режимов, включая пуск и
30
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
прохождение через области резонансов. Третьей, очень важной задачей
синтеза являются поиски и реализация путей взаимной или принудительной
нейтрализации механизмов динамического взаимодействия.
Известен ряд методов ограничения амплитуд вибрационных машин при
прохождении резонансной зоны:
а) введение затухания в колебательную систему [152, 46];
б) использование ударного гашения колебаний [46];
в) повышение скорости прохождения через резонанс [46, 47, 18, 152, 67,
87, 153];
г) применение саморегулируемых вибраторов [46, 47, 1, 74, 54, 78, 162,
25, 24];
д) кратковременное выключение при пуске двигателя на время
прохождения через резонанс [153].
Пуск и выбег вибромашины под нагрузкой с некоторой степенью
точности можно отнести к методу с введением «ударного» затухания в
колебательную систему. При этом, как известно из практики [152, 64, 65, 87],
вибромашина, которая не пускалась на холостом ходу, запускалась под
нагрузкой. При пуске и выбеге под нагрузкой резонансная амплитуда
уменьшается в несколько раз [170, 152].
Наиболее перспективными следует считать последние три метода.
Наибольшее распространение получают саморегулируемые вибраторы. За счет
саморегулируемого изменения статического момента дебаланса они позволяют
сочетать их с источником колебаний и несколько уменьшить мощность
приводного двигателя [46]. Однако даже такие вибраторы не обеспечивают
полное ограничение резонансных амплитуд при выбеге, превышение которых
составляет 2,5…4,2 раза, которые несколько превышают допустимые
значения. Метод ограничения амплитуды путем прохождения через резонанс
на повышенных скоростях осуществляется как механическим, так и
электрическим торможением противовключением асинхронного двигателя при
выбеге и пуске двигателем большей мощности или повышенным пусковым
моментом [67]. Этот метод используется для зарезонансных вибромашин с
дебалансными вибраторами. При выбеге предпочтительным является
электрическое торможение [18, 2], которое эффективнее и надежнее
механического, так как последнее в большей степени зависит от случайных
обстоятельств, например, от состояния тормозных колодок, и может быть
использовано на любых действующих или вновь устанавливаемых
вибрационных машинах без изменения их конструкции. Метод, связанный с
кратковременным выключением при пуске, можно использовать только при
разгоне вибромашины, тогда как наибольшая резонансная амплитуда
достигает именно при выбеге. На наш взгляд, эффективность ограничения
резонансных амплитуд можно повысить, применяя саморегулируемые
вибраторы (с регулированием амплитуды колебаний в рабочем диапазоне
частот колебаний) совместно с электрическим торможением при выбеге,
осуществляя более ускоренный пуск и все это выполняя под технологической
31
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
нагрузкой РО. Земсковым В.Д. [47] установлены особенности процесса
торможения вибромашины. Торможение действует эффективно, если оно
начинается при угловой скорости  0  3 p , когда начинается переход энергии
вращательного движения в колебательное. Минимальную амплитуду, которую
можно достичь, мгновенно останавливая дебалансы при ωо, можно определить
из выражения
mr
 min  2,6 m0  2,6 раб .
*
Однако из этого выражения следует, что меньше чем в 2,6 раз от рабочей
амплитуды колебаний Араб теоретически нельзя снизить резонансную
амплитуду. Автором, наряду с другими исследователями [64,67],
рекомендуется собственную частоту колебаний выбирать по возможности
настолько малой, насколько позволяет динамическая прочность элементов
упругих подвесок. Рабочую частоту рекомендуется выбирать в 7…8 раз
больше собственной [65], что также обеспечивает стабильность амплитуды
при изменении частоты вынужденных колебаний в пределах, требуемых
технологическим процессом, выполняемым машиной.
И.И. Блехман [18] предлагает применять при выбеге торможение
противовключением приводного АД. Однако торможение противовключением
имеет ряд существенных недостатков [121, 151]: увеличенные потери в
двигателе; не может контролироваться по времени и требует установки
специальных устройств для контроля скорости, что во многих случаях
ограничивает, а иногда и исключает область применения этого способа;
сопровождается большими бросками тока (до 10-15 раз от номинального) и
вращающего момента двигателя (до 8,5…17 раз от номинального), что
приводит к появлению опасных механических напряжений в элементах
кинематики привода и снижает надежность работы ВЗМ. В то же самое время
механическая характеристика двигателя в тормозном режиме почти
параллельна оси угловой скорости ротора во всем диапазоне торможения и
поэтому не обладает демпфирующими свойствами, что может способствовать
возникновению нежелательных автоколебаний момента под действием
колеблющегося РО. В этом плане определенный интерес представляет
динамическое торможение АД постоянным током, который в тормозном
режиме имеет, по нашему мнению, благоприятную характеристику. При
динамическом торможении двигатель останавливается автоматически при
достижении нулевой угловой скорости ротора. Момент, возрастая по мере
уменьшения угловой скорости, достигает максимального значения при
значениях угловой скорости, которая может совпасть с оптимальной угловой
скоростью торможения ωо или быть близкой к ней. Это, на наш взгляд,
обеспечит более эффективное торможение. В то же время динамическое
торможение проходит более стабильно и при меньших энергозатратах, так как
обычно тормозной ток обеспечивают в пределах номинального тока двигателя
или с небольшим его превышением. Тогда как при торможении
32
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
противовключением тормозной ток равен пусковому току двигателя, что в 5-7
раз больше номинального.
1.7. Методы расчета мощности приводного двигателя
В процессах исследования, проектирования и эксплуатации ВЗМ
возникает необходимость в правильном выборе электропривода и расчете
мощности двигателя. Рациональный привод создается на базе оптимального
сочетания свойств технологического процесса и рабочих машин, с одной
стороны, и всех элементов привода, включая и управление – с другой [173,
140, 165, 14, 180, 116, 105, 111, 110]. Свойства и особенности
технологического процесса, условия работы производственных машин
определяются
приводными
характеристиками:
технологическими,
кинематическими,
механическими,
энергетическими
(распределение
мощности по отдельным механизмам), нагрузочными и инерционными.
В то же время при создании рационального электропривода ВЗМ
должны учитываться условия энергоснабжения и окружающей среды, а также
конструктивная особенность рабочей машины и режим ее работы.
Необходимо отметить, что расчет мощности приводного двигателя
вибрационных машин, используемых в различных отраслях народного
хозяйства, по известным нам работам производится попутно с решением
комплекса задач по проектированию, расчету самих машин. При этом во
многих работах не учитывается специфичность самих двигателей, которые в
то же время являются колебательной системой, особенности передаточных
устройств. А также отсутствует вообще учет регулирования кинематических
параметров ВЗМ при сепарации семян различных сельхозкультур. Тогда как к
решению этого вопроса необходим глубокий и всесторонний подход, исходя
из передовых положений науки об электроприводе.
Механическая характеристика рабочей машины, иначе говоря, момент
статического сопротивления наиболее полно определяет механические и
энергетические свойства агрегата. Поэтому она должна достоверно отображать
все основные слагаемые момента сопротивлений при работе машины в
холостую. При этом, как известно, основную долю момента сопротивления
вибромашин имеет составляющая на трение в подшипниковых опорах
вибратора, которая пропорциональна давлению центробежных сил дебалансов.
Тогда как в работах [176, 175, 66, 64] момент сопротивления вращательного
движения принимается пропорциональной угловой скорости дебалансов.
В большинстве исследований [167, 97, 109] определение мощности
приводного двигателя выполнено для резонансного режима работы
вибромашин, в то время как в преобладающем большинстве применяются
зарезонансные ВЗМ, у которых в зарезонансном режиме преобладают потери
мощности на вращательное движение вибратора.
Наиболее полно учтены основные потери при определении мощности
двигателя для ВЗМ [67, 72, 53] и виброконвейеров [170, 134]. Однако в
33
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
преобладающем большинстве этих работ выражение мощности справедливо
только для режимов отличных от резонансных [67, 72, 170]. В некоторых из
них не учитывается обратное воздействие колеблющегося РО на двигатель [67,
72] и не оценены другие слагаемые потери мощности в механических
передачах, технологическая нагрузка, трение о воздух и др. И самое главное,
все предлагаемые методики расчета мощности разработаны без учета
регулирования кинематических параметров режима сепарации семян. В то
время как при обработке семян различных сельхозкультур на одной ВЗМ, как
было установлено выше, для создания качественного режима обработки семян
каждой культуры требуется установка своей амплитуды и частоты колебаний
РО, связанных между собой по гиперболическому закону.
Как известно, определяющим окончательную мощность двигателя
является его нагрузочная диаграмма. Работа вибрационных машин даже в
установившемся режиме имеет знакопеременный характер. Отсюда следует,
что нагрузка на электродвигатель в течение периода также переменна.
Последнее, в свою очередь, вызывает колебательный характер изменения
токов и моментов, что связано с проявлением в электроприводе как
механических, так и электромагнитных переходных процессов. Все это может
усугубляться влиянием упругости и зазора в механической передаче
электропривода ВЗМ. Однако в большинстве известных методик расчета
мощности эти особенности для ВЗМ не учтены вообще [67, 72], или ими
пренебрегаются без тщательного анализа и обоснования, рассматривая только
отдельно механическую инерцию [170, 128, 134, 75, 176, 175, 105, 108] или ее
совместно с упругостью в передаче [108, 80, 81]. Тогда как ряд исследований
[156, 177, 13, 165] показывает важность учета электромагнитных явлений при
расчете мощности двигателя в механизмах с переменной нагрузкой.
Также следует отметить тот факт, что все рассмотренные зависимости по
расчету нагрузочных диаграмм получены без учета регулирования амплитуды
и частоты колебаний РО ВЗМ.
34
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 2. ДИНАМИКА ЭЛЕКТРОПРИВОДА
ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНОЙ МАШИНЫ С ВИНТОВЫМ
КОЛЕБАНИЕМ РАБОЧЕГО ОРГАНА
Установлено, что наиболее благоприятными для вибросепарации семян
и их транспортирования по горизонтальному решету являются наклонные
колебания, близкие к вертикальным [107, 65, 67]. Этим требованиям отвечает
Таблица 4
Технические характеристики ВЗМ с винтовым колебанием РО
Наименование показателей
1. Электропривод, асинхронный
двигатель
2. Номинальная мощность, кВт
3. Общая масса (с полным комплектом
рабочих органов), кг
4. В том числе масса колеблющейся
части машины, кг
5. Тип вибровозбудителя
6. Число колебаний РО, кол/мин
7. Амплитуда колебаний РО, мм
8. Направленность колебаний РО, град.
9. Производительность машины, кг/ч
(при установке решет количеством)
Значение показателей
I вариант
II вариант
А051–4
4А80А4
4,5
600
2,2
400
372
240
Дебалансный двухвальный
направленного действия
2290–2480
1,2–1,5
63–69
800–1400 (7)
1200–1700
1,5–2,0
9–45
400–450
(5) – семян
овощных
культур
800–900
(5) –семян трав
многорешетная вибрационная зерноочистительная машина с винтовым
колебанием решета (МВЗМ), у которой все решета работают в одинаковом
режиме. С другой стороны, она по своим показателям в большей степени
соответствует машинам вторичной очистки семян. Эта МВЗМ успешно
прошла испытания сепарации семян от трудноотделимых сорных растений
семян риса (I вариант) [17], семян трав и овощных культур (II вариант) [65]:
тимофеевки луговой, эспарцета, томатов, физалиса, моркови, лука, редиса,
льна–долгунца, проса, щавеля. Основные показатели технической
характеристики этих МВЗМ приведены в табл. 4.
35
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2.1. Уравнение движения системы «Асинхронный электропривод –
многорешетная виброзерноочистительная машина»
2.1.1. Математическая модель системы
Механическая модель системы МВЗМ – АД приведена на рис. 4. Модель
двигателя представлена с учетом динамической характеристики [21, 94, 90,
199]. Вращающееся магнитное поле статора показано физически в виде
большой массы Jо. Вращающий момент со статора на ротор с моментом
1
инерции J1 передается через связь с жесткостью  =
и коэффициентом
Д
линейного демпфирования C Д =
1
 
 э
. Здесь γ – условный коэффициент
крутизны рабочей ветви статической механической характеристики, равной
sк
, и Тэ – электромагнитная постоянная времени. Вращательное движение
2M к
ротора через упругую одноярусную лепестковую муфту (контрпривод) и
клиноременную передачу с жесткостью КΩ2, приведенным зазором δ0 и
коэффициентом сопротивления передачи СΩ2 передается на вал вибратора
моментом инерции J2. Вибратор инерционный с двумя горизонтально
расположенными валами, которые зацеплены между собой парой одинаковых
косозубых шестерен и синхронно вращаются в противоположные стороны. На
расстоянии а от оси Z на противоположных концах вала установлены с углом
первоначальной установки α по два дебаланса массами m1 и m2 с центрами
масс r1 и r0. Первый дебаланс установлен неподвижно, а второй имеет
возможность выдвигаться за счет центробежной силы, преодолевая упругость
пружины.
Пружина имеет нелинейную характеристику жесткости  (  ) ,
обеспечивающую гиперболическую зависимость изменения амплитуды от
частоты колебания РО. Выдвижение дебаланса начинается при минимальной
частоте рабочего диапазона сепарации семян. Для этого пружина имеет
предварительную деформацию  . При вращении дебалансов составляющие их
центробежных сил создают одновременно колебательное движение РО
совместно с вибратором, массой m* и моментом инерции Jz, относительно оси
Z на пружинах, имеющих соответственно жесткости в продольном Kz и
поперечном Кυ направлениях и коэффициенты сопротивления перемещению
решетного стана Сz и Сυ.
Используя уравнение Лагранжа II рода, запишем уравнение движения
вибратора:
d L
L

 Qi ,
.
dt  q
q i
i
36
(3)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 4. Модель АЭП МВЗМ с саморегулируемым вибратором
где L = T – П − агранжева функция, определяемая разностью кинетической Т и
потенциальной П энергией дебалансов вибратора; qi – обобщенные
координаты вибратора (Ω2 – угол поворота дебалансов и  – полярный
радиус); Qi i – обобщенные силы.
Кинетическая энергия движения дебалансов [74] применительно для
саморегулируемого вибратора с учетом конструктивных особенностей МВЗМ
равна:
T
1
4m r  J   1 4m r  4m  p  r
2
2
2
2
0
2
2
2
2
1
1
2
2
0
2

2
2

1
4m p ,
2
2
2
где J2 – момент инерции ротора вибратора без моментов инерции дебалансов.
Потенциальная энергия определяется энергией деформации пружины и
положения дебалансов [74]:
1
  4 (  )[  (  r0 )]2 .
2
37
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Обобщенные силы представляют собой: QΩ 2 – сумма моментов
двигателя и сопротивления, а Q  – сумма сил сопротивления трения
подвижной массы за счет силы инерции Кориолиса и тангенсальной силы
инерции переносного движения. Тогда после дифференцирования выражения
(3) получаем уравнение моментов относительно вала вибратора:
d L
L
  4(m r 2  m  2 )
  8m 
  
(4)

 J 2
2
11
2
2
2
2
Д
с
.
dt   2 2
и уравнение сил вдоль радиуса  :
K (  )
d L L
 2 2

 4m2   4m2 
[   (  r0 )] 2  4 (  )[   (  r0 )] 
2
.
dt   

(5)
 m  2m 
 ).
 4 f ( 
2 2
2
2
Однако динамическая характеристика двигателя в рассмотренном выше
виде достоверна только для установившегося режима работы и не пригодна
для исследования переходных процессов пуска и торможения. Исследования
различных электромагнитных переходных процессов АД с исчерпывающей
полнотой осуществлены в работах [151, 89, 90, 150, 121]. При этом системы
дифференциальных уравнений двигателя получены через потокосцепления
или токи для идеализированной двухфазной машины, которые решаются
методом моделирования. Однако они состоят в лучшем случае не менее чем из
5 уравнений, осложняющих набор на вычислительной машине. При этом
требуется определение всех сопротивлений обмоток статора и ротора, что
зачастую затруднительно или недоступно. В то же время результаты
моделирования не всегда совпадают с экспериментом [121]. Для получения
достоверных результатов интересуемых участков переходного процесса
приходится выбирать расчетные параметры начальных условий для этого
режима. Однако при этом остальные участки переходного процесса как
количественного, так и качественного могут отличаться от действительной
[151]. Кроме того, и это особенно важно, по виду получающихся уравнений
невозможно судить о характере протекающих процессов [121]. Поэтому более
приемлемым, на наш взгляд, следует считать динамическую характеристику
асинхронного двигателя, воспроизводящую его нелинейную статическую
характеристику и динамические моменты при пуске и торможении
противовключением, полученные преобразованием формулы Клосса в
следующих видах [94]:

 1   1 М Д ,
M д  0  

Тэ

(6)

2
1
  М к    0  
 М Д 


э
э
где  0 – угловая частота переменного тока, рад/с; р – число пар полюсов;
 1 – угловая скорость ротора; Ψ – вспомогательная переменная, имеющая

38
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
размерность момента, Нм; Тэ – электромагнитная постоянная времени,
1
Тэ =
; sк и Мк – критические скольжение и момент двигателя.
 0 sк
В этом случае коэффициенты при переменных определяются просто на
основе доступной информации, которая дается в каталогах. Однако результаты
расчетов механической характеристики по формуле Клосса дают явно
заниженные до 30 % значения пускового и номинального моментов двигателя
4А по статической характеристике и не учитывают вогнутость в неустойчивой
части. А расчетами по скорректированной механической характеристике по
пусковому моменту [121] получаются уже завышенные значения для
номинального (на 60 %) и минимального (на 25 %) моментов. Поэтому
механическую характеристику, проходящую через 5 характерных точек,
полученных на основе данных из каталога (при s = 0; sн; sк; sм; 1), предлагается
[140] определять по аппроксимирующей функции:
Мд =
(7)
М к (2  qm )
,
q q

где qm = qmn  mн mп (1  s) . s / sк  sк / s  qm
(8)
1
1
(1  sн )
Значения qm, соответствующие характерным точкам, рассчитываются по
выражению:
(9)
[s( н,п, м) / sк  sк / s( н,п, м) ]( н,п, м)  2к
q m ( н ,п , м ) 
 к  ( н , п , м )
,
где  к ,  п ,  м ,  н – критический, пусковой, минимальный и номинальный
моменты в относительных единицах.
При монотонном возрастании или убывании ряда значений qmn , qmn , qmn
показатель степени  необходимо определять по формуле:
1 
lg[( qmм  qmп ) /(qmн  qmп )]
lg[(1  s м ) /(1  sн )]
(10)
Если же в этом ряду величина qmм одновременно больше или меньше
двух других, то
2
q q
q m  q mм  mм mн (s м  s)
2
( s м  sн )
при изменении скольжения 0≤s≤sм и
q m  q mм 
qmм qmп
2
(
s

s
)
м

(1  s м ) 2
при sм≤s≤1.
В этом случае рекомендуется  2 = 1…1,5 [140]. Причем следует принимать
 2 ≥1 при qmн < qmп и  2 ≤1,5 при qmн > qmп [140].
39
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Тогда с учетом последнего динамическая характеристика асинхронного
двигателя будет иметь вид:

 1 )  1 М Д
М Д  (0  р
ТЭ
  2  qm М к  1   0  р
 М Д 1  qm 

 Т 
Э
Э

Э 
(11)
На основании изложенного, учитывая упругость и зазор передачи [59,
50, 199], окончательно получаем уточненную математическую модель всей
системы, описываемой девятью уравнениями (12–20):
 1  М Д  М упр
J 1
1
,
i
(12)
 2  4[m1r12  m2 (  2  r02 )]
 2  8m2 
 2  М упр  М с ,
(m2 r02  J 2 )
К (  )
2m2 
[   (  r0 )]2  2 К (  )[  (  r0 )] 

(13)
(14)
 2  2 
 2 )  2m2 
 22 ,
 2 fm2 ( 
 1 ) 
М Д (0  р
(15)
1
,
ТЭМ Д
  2  qm M к  1   (0  р
 1 ) М Д (1  qm ),

Э
Э
ТЭ
К  (1 / i   2   0 / 2) при 1 / i   2   0 / 2
Мупр =

2
при  
0
0
2
К  (1 / i   2   0 / 2) при
2
Mc =
(16)
 2  4(m1r1–m2
С 
 1 / i   2 
0
(17)
2
1 / i   2   0 / 2 ,
 ) [ zsin   a cos  g sin  ]sin , 2
(18)
 22 cos  2  
 2 sin  2 ),
m*z  С z z  К z z  4(m1r1  m2  ) sin  (
(19)
 22 cos  2  
 2 sin  2 ),
J z  С  К  4а(m1r1  m2  ) cos (
(20)
где i,  – передаточное отношение и КПД промежуточной передачи.
Выражения (12–20) представляют собой нелинейные дифференциальные
уравнения, описывающие движение автономной системы, точное
аналитическое решение которых встречает значительные трудности. Отсюда
возникает необходимость интегрирования дифференциальных уравнений с
помощью вычислительных машин [189, 200]. Однако в выражении момента
 2 принята
сопротивления (18) составляющая на вращательное движение С 
 2 , что не подтверждается
пропорциональной угловой скорости 
40
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
экспериментами. В то же время не ясна закономерность изменения
характеристики жесткости (  ) и ее производной нелинейной пружины в
уравнении (14). В связи с этим получим их, исходя из установившегося
режима.
2.1.2. Решение системы уравнений
Решение системы уравнений движения (12-20) будем искать в виде
амплитудно-частотной и временной характеристик момента сопротивления
ВЗМ в установившемся режиме работы.
Известен метод улучшенного решения дифференциальных уравнений
введением малого положительного параметра [67, 170]. Однако авторами
указывается, что вторая и тем более третья гармоники перемещений РО не
оказывают практического влияния на параметры колебания системы. В то же
время для момента и угловой скорости наиболее существенными являются
первая и вторая гармоники.
В соответствии с нашими данными и других авторов [175] полуразмахи
колебаний переменной составляющей угловой скорости дебалансов и момента
сопротивления ВЗМ не превышают в установившемся режиме соответственно
1-2 % и 5-6 % своих средних значений за период.
Поэтому более простое и экономичное решение может быть найдено
способом линеаризации этих уравнений [175, 67, 131]. Тогда в первом

 1  
 2  М д = ψ =0.
приближении можно считать, что   К (  )  
Математическим моделированием [14] найдено граничное условие,
обеспечивающее (с запасом) отсутствие автоколебаний в системе с зазором,
Мс
равное
 0,1. Для МВЗМ имеется на валу вибратора зазор
K Ωδ0
δ 0  20  50  0,035  0,087 рад , М с  2 нм (при ω2  90 рад/c , μ1  0,008 ) и
К Ω  (4,99  18,2) Нм/рад . Тогда для самых неблагоприятных сочетаний этих
2
параметров, даже при замене на подшипник с μ 2  0,0015 имеем
М сμ 2
2  0,0015

 0,237  0,1. Как видно, такой зазор не вызывает
μ1К Ω δ 0 0,008  18,2  0,087
автоколебаний и им можно пренебречь. Для случая отсутствия зазора в
передаче  0  0 и большой жесткости   (влияние упругого звена рассмотрим
2
2


позже) имеет место равенство 1   2 (колебания Ω 1 относительно Ω ср 1–2 %).
Тогда дифференциальные уравнения движения (12–20) получаем в следующем
виде:
 1
Mд – Mc = J  
(21)
 22 ,
 (  )[  (  r0 )]  m2 
41
(22)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
МД 
M к (2  q m )
,
 к  0  р
1
 0  р

к
 0  р1  0  р
(23)
 2  4(m1r1  m2  )[zsin   а cos  g sin  ]sin 2 ,
М с  С 
 22 cos 
m z  C z z  К z z  4(m1r1  m2  ) sin  
, 2,
 2 cos  .
J z  С  К  4а(m1r1  m2  ) cos  
2
2
(24)
(25)
(26)
Решения линеаризованных однородных уравнений (25) и (26) при
 i   i , получаем в виде [8]:
установившихся колебаниях, положив 
z   cos( t   ),
2

где
(27)
1
4 sin  (m r  m  )
;
;
m ( к   )  4h 
(28)
2h 
( к   )  4h 
(29)
2
1 1

sin  
2
2
2
1
2
2
2
2
1
2
2
2
1
1
1
2
2
2
2
2
1
2
2
   cos( t   ),
2
(30)
2
4(m r  m  )а cos 

;
J ( к   )  4h 
2
1 1
где
z
sin  
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2
(31)
2h 
.
( к   )  4h 
2
2
2
2
2
(32)
2
2
2
2
2
2
В выражениях (27–32) введены следующие обозначения:
к12 
Kz
m
к 22 
K
Jz
и
Сz
m
C
; 2h1 =
Jz
и 2h2 =
.
Подставляя полученные решения (27–32) в уравнение (24), после
интегрирования момент сопротивления ВЗМ имеет вид:
Мс=Мст–М1sinω2t–M2 sin (2 ω2t –β1) – M3 sin (2 ω2t – β2),
(33)
где Мст – характеристика момента статического сопротивления, равная

2h1 sin 2 
2h2 а 2 cos2 
 2  8(m1r1  m2  ) 2 25 
М ст  С 2

;

2
2 2
2
2
2
2 2
2
2  (34)
m
[(
к


)

4
h

]
J
[(
к


)

4
h

]
  1
2
1
1
z
2
2
2
2 
оси Z
М1 – амплитуда значения момента от сил тяжести дебалансов, равная
М1 = 4(m1r1 – m2ρ)g sinα;
(35)
М2 – амплитуда момента от сил инерции вибрирующей части ВЗМ вдоль
8(m1r1  m2  ) 2 sin 2  24
2 
;
m (к12  22 ) 2  4h1222
42
(36)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
М3 – амплитуда момента от сил инерции относительно оси Z
8(m1r1  m2  ) 2 а 2 cos2  24
3 
.
J z (к22  22 ) 2  4h2222
(37)
2.2. Приводные характеристики машины
с саморегулируемым вибратором
2.2.1. Амплитудно-частотные и силовые характеристики вибратора
Согласно технологических требований сепарации (см. рис. 1, 2, 3) семян
различных сельскохозяйственных культур на одной ВЗМ в оптимальных
режимах необходимо поддерживать амплитуду колебаний в рабочем
диапазоне по гиперболическому закону:
А = V/2,
(38)
где V – скоростной фактор, имеющий свое значение для каждой группы ВЗМ.
Амплитуда колебаний на определенном радиусе решета R для ВЗМ с
винтовым колебанием РО с обычным инерционным вибратором определяется
выражением [67,186], который для МВЗМ с саморегулируемым вибратором
принимает вид:
4(m1r1  m2  )

sin 2   m2 а 2 R 2 J z2 cos2  .
(39)
m

Решая совместно (38) и (39), можно получить закон изменения радиуса
центра масс подвижного дебаланса:
(40)
m1r1
Vm
1

.
m2 4m2 sin 2   (mаRJ z1 cos ) 2 2
Подставляя (39) и (40) в равенство (22) и выразив их через  2 , получаем
характеристику жесткости фасонной пружины саморегулируемого вибратора:
1 
( ) 
m2 m2 J z2V 2


.
2
2
2 2
2
2
16( J z sin   m а R cos  ) [   (  r0 )](m1r1  m2  ) 2
(41)
Как известно, главной характеристикой упругих элементов служит
функциональная зависимость между приложенной силой и деформацией.
Учитывая, что F = к∆ℓ и ∆ℓ–  =  –r0 (рис. 4), упругая сила определяется из
выражения:
m2 m2 J z2V 2

F1 

.
(42)
2
2
2 2 2
2
16( J sin   m  R cos  ) (m r  m  ) 2
z

1 1
2
Аналогично можно определить параметры саморегулируемого
вибратора для каждой конструкции ВЗМ. Расчеты по
полученным
выражениям были проведены для ВЗМ параметрами:
43
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
m  372 кг; J z  48, 68 кгм 2 ; m 1  2,8 кг; m 2  2,2 кг; r0  0,005 м;
r 1  0,11047 м; V  0,268 м / с;   68 0 ; R  0,475 м; а  0,175 м;   0,005 м.
Рис. 5. Амплитудно–частотная и силовая характеристики саморегулируемого
вибратора МВЗМ: 1 – зависимость упругой силы фасонной пружины F  f () ;
2 – зависимость радиуса центра масс подвижного дебаланса   f ( 2 ) ;
3 – зависимость амплитуды колебаний РО A  f ( 2 )
Крайние значения рабочих угловых скоростей для ВЗМ с плоскими решетами
равны  2 =90…300 рад/с. Характер изменения радиуса центра масс 
подвижного дебаланса m2 и упругой силы F нелинейной пружины при
регулировании амплитуды колебаний А, в зависимости от угловой скорости
вращения дебалансов  2 по гиперболическому закону видно из рис. 5. До
достижения угловой скорости дебалансов
значения соответствующего
низшему  р1 диапазона регулирования Д =  р1 :  р 2 подвижный дебаланс m2
под действием предварительно сжатой, усилием F0 на длину  , пружины
находится на радиусе покоя r0. Если требуется обработка семенной смеси с
оптимальными параметрами колебаний РО  копт и  01 , то с увеличением
угловой скорости с  р1 до  01 подвижный дебаланс m2 под действием
центробежной силы 2  m2  к 012 выдвигается на радиус центра масс  к по
кривой   f (2 ) , сжимая пружину на длину ∆  к , создавая тем самым упругую
силу Fк пружины по нелинейному закону F = f(∆ℓк). Следует заметить, что если
выражение  1 (40) справедливо только в рабочем диапазоне угловых
скоростей, то F1 (40) – во всем диапазоне возможной деформации пружины.
Для выявления влияния конструктивно–кинематических параметров ВЗМ на
максимальные значения  мак и Fмак при  2 = 300 рад/с (рис. 5), от которых
44
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 6. Зависимость радиуса центра массы ρмах от конструктивнокинематических параметров ВЗМ в относительных единицах, при
2 = 300 рад/с: 1 – радиуса центра масс r1 неподвижного дебаланса;
2 – массы m и момента инерции J z РО; 3 – массы m2 подвижного дебаланса; 4
– скоростного фактора V; 5 – угла установки  дебалансов;
6 – массы m1 неподвижного дебаланса
зависят массо–габаритные характеристики саморегулируемого вибратора, был
проведен расчет на ЭЦВМ по пяти значениям каждого из параметров,
входящих в эти зависимости. Предел изменения параметров принимался,
исходя из возможной их вариации на существующих ВЗМ. По сравнению с
предыдущим
случаем
отличными
были
следующие
параметры:
r1  0,15 м; r0  0,015 м;   0,01 м. Зависимости  мак и Fмак в относительных
единицах от конструктивно–кинематических параметров ВЗМ приведены на
рисунках 6 и 7. За базу были приняты параметры, соответствующие
исходному варианту ВЗМ. Из рис. 6 видно, что в наибольшей степени  мак
зависит от массы m1 и радиуса центра масс r1 неподвижного дебаланса и в
меньшей степени от m2, V и α. Изменение массы m и момента инерции Jz РО
не оказывает заметного влияния на  мак . Максимальная упругая сила пружины
Fмак (рис. 7) как и  мак увеличивается линейно с возрастанием m1, r1 и
нелинейно от первоначального эксцентриситета r0 подвижного дебаланса. Угол
первоначальной установки дебалансов α и тем более Jz, m и m2 особого
влияния на значения Fмак не оказывает. Fмак с увеличением предварительной
45
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1
*
Fmax
3
1.6
2
5
4
1.2
8
7
0.8
6
0.4
0.4
0.8
1.2
*
*
1.6 r 0 ; r 1 ;
*
*
*
*
e
; a; mi ; J2
Рис. 7. Влияние конструктивно-кинематических параметров ВЗМ
на упругую силу пружины Fмах в относительных единицах при  2 = 310 рад/с:
1 радиуса центра тяжести r1 неподвижного дебаланса; 2 – радиуса r0 установки
центра тяжести подвижного – дебаланса; 3 – предварительной деформации Ɛ
пружины; 4,5 – соответственно массы m* и момента инерции JzРО; 6 –
скоростного фактора V; 7 – массы m2 подвижного дебаланса;
8 – угла поворота α первоначальной установки дебалансов
деформации пружины  и скоростного фактора V соотвественно линейно и
нелинейно
уменьшается.
Указанные
выше
особенности
влияния
конструктивно–кинематических параметров на  мак и Fмак должны быть
учтены при расчете параметров саморегулируемого вибратора.
2.2.2. Механическая характеристика машины
Механическая характеристика – это зависимость момента сопротивления
от угловой скорости, которую часто называют характеристикой момента
статического сопротивления, соответствующей установившемуся режиму.
Характеристика момента статического сопротивления (34) состоит из
моментов сопротивления вращательному C 2 2 и колебательному движениям.
При строгом подходе, согласно механической модели ВЗМ, момент
сопротивления имеет более сложный вид [10, 190] и состоит из нескольких
слагаемых, значимость которых требуется оценить.
Кроме составляющей на колебательное движение имеют место
сопротивления трения в подшипниках вибратора от развиваемых им
46
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
возмущающих сил и моментов (M тр ) , от сил тяжести вращающихся деталей
вибратора и реакции сил, действующих в косозубой передаче вибратора,
потерь в самой зубчатой передаче, аэродинамических потерь и наконец от
конструкции подшипника, частоты вращения и вязкости смазки [16]. Учет
всех этих факторов связан с большими трудностями, а полученные
зависимости громоздки и не удобны в расчетах. В то же самое время влияние
некоторых из них на величину суммарного момента сопротивления
незначительное (менее 1 %). Поэтому все остальные составляющие момента
трения, кроме M тр , выражены линейно возрастающей функцией вида
1
1
 тр   0  С  2 , параметры постоянных которой определим в дальнейшем из
2
2
экспериментальных данных.
Работа, затрачиваемая за один оборот на преодоление сил трения в
подшипниках вибратора, от возмущающих сил и моментов, будет равна [10]:

Wтр1  2  [Q(t )  2
0
(t ) D
] d ( 2 t ),
а 2
где  – приведенный коэффициент трения подшипников вибратора;
D – диаметр вала вибратора в местах посадки подшипников.
После интегрирования, учитывая зависимость между работой и моментом
при вращательном движении   W , получим:
2
 тр1  
2 ср
D
[Qср 
]
2
а
(43)
Уравнения (25) и (26) с учетом того, что сила трения вызывается
инерционными и возмущающими силами вращающихся дебалансов, а также
особенности работы саморегулируемого вибратора, принимают вид:
mz  Cz z   z z  4(m1  m2 )z  4(m1r1  m2  ) 22 sin  cos 2t1 ;
J z  C     4[(m1  m2 )а 2  m1r12  m2  2 ] 
 4(m1r1  m2  ) 22 cos  cos  2t.
Первые части этих уравнений являются текущей проекцией сил в
вертикальной и моментов в горизонтальной плоскостях. Подставляя в правые
части вторые производные z (27) и  (30), имеем:
Qz  4(m1  m2 )22 Z cos(2t  1 )  4(m1r1  m2  ) sin  22 cos 2t;
 z  4[(m1  m2 )а 2  m1r12  m2  2 ] 22 cos( 2t   2 ) 
 4(m1r1  m2  )а cos   22 cos  2t.
Эти выражения представляют собой сумму двух синусоидальных
величин с одной и той же частотой. Тогда амплитуда суммы этих
синусоидальных величин получится в виде:
47
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2(m1  m2 )22  m (к12  22 )
1  8(m1  m2 )
;
m2 [(к12  22 )2  4h1222 ]
Qср  4(m1r1  m2  ) sin  
2
2
2
2
(44)
 ср  4(m1 r1  m2  )а cos  22 
2[(m1  m2 )а 2  m1 r12  m2  2 ] 22  J z (к 22   22 ) 2
 1  8[(m1  m2 )а  m r  m2  ]
2
J z2 [(к 22   22 ) 2  4h22 22 ]
2
2
1 1
(45)
2
Подставив (44) и (45) в (43), имеем:
 тр 1
16 (m1  m 2 ) 2  24  8m (m1  m 2 ) 22 (к12   22 )
D 
 4 (m1 r1  m 2  )  sin  1 
 2 cos  
2 
m2 [(к12   22 ) 2  4h12 22 ]
 1
16 [(m1  m 2 )а  m r  m 2  ]   8 J z [(m1  m 2 )а  m r  m 2  ] (к   )
.
J z2 [(к 22   22 ) 2  4h22 22 ]
2
2
2
2
1 1
2 2
4
2
2
2
1 1
2
2
2
2
2
(46)
2
2
4[(m1  m2 )а 2  m1r12  m2  2 ]
4(m1  m2 )
Обозначив  1 
и 2 
,
Jz
m
окончательно получим:
 ст   кол   тр   0  C  2  8(m1 r1  m2  ) 2  25 
1


2h1 sin 
2h2 а 2 cos2 


 2 (m1 r1  m2  ) 22 D 
2
2 2
2
2
2
2 2
2
2 
 m [(к1   2 )  4h1  2 ] J z [(к 2   2 )  4h2  2 ] 

 [  4  2 2 (к 2   2 )]
 [  4  2 2 (к 2   2 ) 
 sin  1  1 12 2 2 2 2 1 2 2 2  2 cos 1  2 22 2 2 2 2 22 2 2  
(к1   2 )  4h1  2
(к 2   2 )  4h2  2 

  0  C  2 .
2
(47)
Полученная зависимость механической характеристики ВЗМ имеет
довольно сложный и громоздкий вид, что затрудняет расчеты. Поэтому с
целью упрощения был проведен анализ безразмерных подкоренных
выражений составляющей Мтр1 (46) и (47). В этих расчетах конструктивные
параметры МВЗМ были следующие [202]:
m  372 кг ; J z  48, 68 кгм 2 ; m э  2 , 2 кг ; rэ  0,068 м ;  z  407606 H / м ;
С z  1288 кг / с ; к12  1095 , 6 c 2 ; 2h1  3,46 с 1 ;    74909 Hм / рад ; С  173 кгм 2 / с ;
к 22  1538 , 8 рад / с 2 ; 2h2  3,55 c 1 ;   68 0 ;   0,008 ;  2 рмин   2 рмах  90  300 рад / c .
Диапазон изменения параметров выбирался с учетом возможной их
вариации на МВЗМ. На рис. 8,9 и 10 приведены графики безразмерных
параметров:
4
2
2
2
 1[ 1 24  2 22 (к12   22 )] и   1   2 [ 2 2  2 2 (к 2   2 )].
2
1  1 
(к 22   22 ) 2  4h22 22
(к12   22 ) 2  4h12 22
Из анализа графиков следует, что характеристики i  f ( 2 ) (см. рис. 8)
имеют
экстремальные
значения
в
области
резонансов
(ω рез1  33,1 рад/c и рез2  39,23 рад/c ). Эти
значения
соответственно
48
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
составляют Β1 мах  1,003(0,3 %), В2мах = 1,0146(+1,46 %), В1мин = 0,99(–1,0 %)
и В2мин = =0,984(–1,6 %). Начиная с  2  125 рад/с, они принимают
установившиеся значения соответственно В1 = 0,995(−0,5 %) и В2 =
0,9936(−0,64 %). Влияние частоты собственных колебаний К i на параметр Bi
(см. рис. 9) рассмотрено при наименьшей рабочей угловой скорости
2 рмин  90 рад / c рабочего диапазона скоростей ω2р мин  ω2р мах (см. рис. 8), где
Bi в наибольшей степени отличается от остальных своих значений. С
возрастанием собственной частоты К i с 0 до 60 с–1 параметр Bi уменьшается
от 1,0 не более чем на 1,13 %. С увеличением собственных частот до
K i  80 c 1 и 100 с–1 параметр Bi достигает своих экстремальных значений,
соответственно
и
В1 мин  0,9754(2,46 %) ,
В2 мин  0,971(2,9 %)
В1 мак  1,0222(2,22 %) В2 мах  1,0262(2,62 %) . Необходимо отметить, что на
практике собственные частоты К выбирают в 7–8 раз менее рабочих [58] и у
реальных ВЗМ они находятся, по данным наших исследований, в пределах Ki 
40рад/с ( K1 факт  33,1 рад/c и K 2 факт  39,23 рад/c ), для которых В  0,992(0,8 %),
т.е. менее чем 1 %. С увеличением коэффициентов демпфирования 2hi c 2,5 до
7 (см. рис. 10) рассматриваемые многочлены остаются без изменения,
принимая значения В1 = 0,9945(–0,55 %) и В2 = 0,9936(–0,64 %). С
возрастанием  i с 3 до 8, связанных с увеличением массы дебалансов m1, m2,
эксцентриситета r1 или уменьшением как массы m , так и момента инерции
JzРО, многочлены В1 и В2 относительно 1,0 (100 %) уменьшаются с
0,997(−0,3%) до 0,9915(− 0,85 %).
В связи с этим, пренебрегая параметрами В1 и В2 вследствие их малости
(с ошибкой не более 1,6 %), имеем [190]:
 ст  8(m1r1  m2  )
2
 25


2h1 sin 2 
2h2 а 2 cos2 



2
2 2
2 2
2
2 2
2 2 
m
[(
к


)

4
h

]
J
[(
к


)

4
h

]
  1
2
1 2
z
2
2
2 2 
(48)
 2 (m1r1  m2  ) 22 D (sin   2 cos )  C  2  M 0 .
Следует заметить, что характеристика момента статического
сопротивления (48) справедлива только для угловых скоростей,
соответствующих режиму сепарации семян (  1    2 ). При угловых
скоростях  1    2 в этом выражении необходимо принять  = r0.
49
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 8. Зависимость параметров Вi от угловой скорости
Рис. 9. Зависимость параметров Вi от частоты собственных
колебаний Кi при ω2 = 90рад/с
50
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вi о.е.
1
0.996
2
0.995
0.994
3
0.993
4
3
4
5
6
7

i , о.е.
2hi , с
-1
Рис. 10. Зависимость параметра Вi от коэффициента демпфирирования 2hi и
относительной массы σ1 и моментов инерции дебалансов к колеблющейся части
σ2 (при ω2  300 рад/c ): 1 и 2 – от  1 и  2 ; 3 и 4 – от 2h1 и 2h2
Подставляя зависимость (40) в (48) после несложных преобразований,
можно получить механическую характеристику МВЗМ с саморегулируемым
вибратором в рабочем диапазоне угловых скоростей:
 ст 



(Vm ) 2 23
2h1 sin 2 
2h2 а 2 cos2 



2
2 2 2 2
2
2
2 2
2 2
2
2 2
2 2 
2(sin   а R m J z cos  )  m[(к1  2 )  4h1 2 ] J z [(к2  2 )  4h2 2 ] 
(49)
Vm D(sin   2 cos )
2  C2  M 0 .
2 sin 2   а 2 R 2 m2 cos2 J z2
Таким же образом можно получить характеристики упругой силы
пружины
саморегулируемого
вибратора
и
момента
статического
сопротивления для любого типа ВЗМ, уточнив выражение полной амплитуды
РО для этой машины по работе [67].
Полученное выражение позволяет определить характер изменения
момента сопротивления ВЗМ при регулировании частоты и амплитуды
колебаний РО, согласно технологических требований сепарации семян на ВЗМ
с винтовым колебанием решет.
Проведены расчеты по полученным уравнениям механических
характеристик МВЗМ для рабочего диапазона, равного ω2= 90…300 рад/с на
ЭЦВМ при следующих параметрах вибратора:
51
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
m1  3 кг ; m2  2 ,4 кг ; r1  0 ,1 м ; r0  0,005 м ; V  0,268 м / c ;   0,008..
Характеристика Мст1 (рис. 11) рассчитана для обычного способа
регулирования. Для этого в выражении (48) во всем диапазоне изменения 2
принималось  = r0. Характеристика Мст2 (рис. 12) соответствует МВЗМ с
саморегулируемым вибратором и была определена в рабочем диапазоне
 ≥ 2 рмин по формуле (49). Расчеты были проведены без учета двух последних
членов в уравнениях (48) и (49). Из рисунков видно, что механическая
характеристика МВЗМ имеет в рабочем диапазоне не линейно возрастающий
характер, а при меньших угловых скоростях обладает двумя участками
неустойчивого резонансного состояния. Первый из резонансов обусловлен
вертикальными колебаниями (z  к12  33,102 рад / с), а второй – поворотными
(  к22  39,23 рад / с) РО.
Как видно, резонансные участки целиком зависят только от
колебательного составляющего момента сопротивления Мк, тогда как в
рабочем диапазоне угловых скоростей момент сопротивления определяется в
основном от составляющего Мтр1.
Рис. 11. Механическая характеристика МВЗМ без регулирования амплитуды
колебаний: 1 – момент колебательного движения РО;
2 – момент трения М тр ; 3 – суммарный момент
52
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 12. Механическая характеристика МВЗМ при регулировании амплитуды
колебаний с ω2Рмин по гиперболическому закону (V = 0.268м/с): 1 – суммарный
момент сопротивления Мст1 без регулирования; 2 – момент трения М тр1 без
регулирования; 3 – суммарный момент Мст2 при регулировании; 4 – момент
трения M тр1 при регулировании; 5 – момент колебательного движения РО
Рис. 13. Зависимости амплитуды колебаний и моментов сопротивления от
угловой скорости МВЗМ с саморегулируемым вибратором: 1 – амплитуды
колебаний при регулировании по гиперболическому закону
А = 0,268/2; моментов статического сопротивления: 2 – при фиксированном
положении подвижного дебаланса, соотвествующих амплитуде при
 рмин
2 = 90 рад/с; 3 – при фиксированном положении подвижного дебаланса,
соответствующих амплитуде при 2мак
= 300 рад/с; 4 – при регулировании
р
амплитуды колебаний по закону А = 0,268/2 в рабочей зоне
мак
 рмин
2  2   р 2
53
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В свою очередь Мтр1 в значительной степени зависит от коэффициента
трения  подшипников. Применение сферического шарикового подшипника
(   0,0015 )
[6]
вместо
конического
роликового
подшипника
(  0,008) позволяет в несколько раз (до 5,3 раз) уменьшить это слагаемое
момента сопротивления Мст. Тогда в рабочем диапазоне  p 2 мин   p 2 маx моменты
Мкол и Мтр2 (см. рис. 12) становятся соизмеримыми за счет значительного
уменьшения Мст2. Рассмотренные участки характеристики оказывают
значительное влияние на выбор двигателя. Если мощность приводного
двигателя следует выбирать по максимальной угловой скорости рабочего
диапазона, то затем должна быть обязательно проведена проверка пусковых
свойств, исходя из условия Мдмин > Мст.рез.
На рис. 13 показаны совмещенные зависимости амплитуды колебаний
(кривая 1) при регулировании его по гиперболической зависимости
А =0,268/2 и моменты статического сопротивления МВЗМ (кривые 2, 3 и 4).
Моменты статического сопротивления (кривые 2 и 3) получены для МВЗМ с
саморегулируемым вибратором в предположении, когда подвижные
дебалансы зафиксированы неподвижно в положениях, соотвествующих
мин
амплитудам колебаний границ рабочего диапазона при  р2
= 90 рад/с (кривая
мак
2) и  2 р = 300 рад/с (кривая 3). Кривая 4 соответствует моменту статического
сопротивления МВЗМ при работе саморегулируемого вибратора в этом
рабочем диапазоне, когда амплитуда колебаний изменяется по зависимости
А = 0,268/2. Из рис. 11–13 можно сделать следующий вывод:
1. Моменты статического сопротивления Мст1 и Мст2 при угловых
скоростях 2 > 60 рад/с возрастают (причем Мст1 не линейно, а Мст2 линейно).
Они целиком определяются слагаемым от трения Мтр и поэтому выбор типа
подшипника вибратора должен быть строго обоснованным.
2. Значения Мст2 ВЗМ с саморегулируемым вибратором в рабочем
диапазоне угловых скоростей соответствуют допустимым значениям
вращающегося момента регулируемого двигателя по условиям нагрева на его
искусственных механических характеристиках при работе ВЗМ без
технологической нагрузки. Это обстоятельство увеличивает наглядность и
вносит ясность при выборе двигателя.
3. Значение резонансного момента Мст.рез.z в 1,74–4,6 раза больше
моментов сопротивления Мст2 соответствующих крайним значениям рабочего
диапазона угловых скоростей. У АД серии 4А, R5, АИР в диапазоне
мощностей 0,37–5,5 кВт с синхронной частотой вращения 3000, 1500 и 1000
об/мин кратности моментов находятся в пределах: пускового 1,7–2,2,
минимального 1,2–1,6 [4], что создает тяжелые условия пуска двигателя,
приводящие к принятию специальных мер (увеличение мощности двигателя,
применение
двигателя
с
массивным
ротором,
использование
саморегулируемых вибраторов).
54
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2.2.3. Нагрузочная характеристика
Момент сопротивления, согласно выражения (33), зависит от времени t
и, следовательно, представляет собой нагрузочную характеристику МВЗМ.
После подстановки выражения (40) в зависимости (35–37) получаем
выражения амплитудных значений моментов внутри рабочего диапазона
МВЗМ с саморегулируемым вибратором:
Vm g
М1 
;
(50)
2
2 1  m2 аV2 R2 m2 JJz22ctg

2
 z 2
M2 
(51)
2( J z2  m2 а 2 R 2ctg 2 ) (к12  22 ) 2  (2h12;) 2
2
2 2
2
V m а J z  2
.
(52)
M3 
2( J z2 tg 2  m2 а 2 R 2 ) (к 22   22 ) 2  (2h2 2 ) 2
Как видно, из полученных зависимостей значение М1 с возрастанием
 2 уменьшается, тогда как М2 и М3 изменяются пропорционально множителю
 22
.
(кi2   22 ) 2  (2hi 2 ) 2
Из уравнения (33) следует, что Мс является величиной переменной и
может быть в несколько раз больше Мст. Такое обстоятельство соответственно
скажется и на нагрузочных диаграммах двигателя. Для удобства проверки
соответствия двигателя по механической и тепловой перегрузке известен
метод коэффициента формы нагрузочной диаграммы, которым и
воспользуемся.
Определим коэффициент формы нагрузочной диаграммы ВЗМ
К ф. м  М ср.кв / М ст ,
где Мср.кв – среднеквадратичное значение нагрузочной диаграммы, равное:
. Т
(53)
 ср .кв 
1
Т
После подстановки (33) в
преобразований можно получить:
М
2
с
dt
0
(53),
интегрирования
и
1
2
 ср.кв  М ст
 ( М 12  М 22  М 32 )  М 2 М 3 cos(1 .  2 )
2
некоторых
(54)
Откуда
К ф. м
М 12  М 22  М 32 М 2 М 3
 1

cos(1   2 )
2М ст2
М ст2
.
(55)
Из этой зависимости можно установить, во сколько раз отличается
среднеквадратичный момент сопротивления от статического момента.
55
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Полученные выражения (54) и (55) отличаются по последнему
слагаемому от приведенного нами ранее [8], где с погрешностью не более 9 %
этим членом пренебрегали. В дальнейших наших рассуждениях для
увеличения точности расчетов указанный член будет учитываться. Характер
изменения составляющих момента сопротивления М1, М2, М3 и коэффициента
формы нагрузочной диаграммы МВЗМ Кфм были исследованы на ЭЦВМ
внутри рабочего диапазона сепарации семян (  2 = 90…300 рад/с) (см. рис. 14)
в зависимости от изменения наиболее существенных параметров машины:
угла первоначальной установки дебалансов (α = 0…900) (рис. 15),
приведенного коэффициента трения подшипников (μ = 0,002…0,008),
скоростного фактора (V = 0,268; 0,333; 0,464 м/с) (см. рис. 16).
Из графиков (см. рис. 14) следует, что по мере возрастания угловой
скорости момент статического сопротивления Мст2 (кривая 3) увеличивается с
5 до 10 Нм, слагаемые нагрузочной диаграммы М1 (кривая 2) и М2 нелинейно
уменьшаются соответственно с 10,2 до 3,2 Нм и с 14,4 до 12,0 Нм. Момент М 2,
начиная с  2 =170 рад/с, и М3 (кривая 4) во всем диапазоне изменения угловых
скоростей остаются постоянными, соответственно равными М2 = 12 Hм, а
М3 ≈ 0. Наибольшее влияние на характер нагрузочной диаграммы оказывают
Рис. 14. Зависимость составляющих М1, М2, М3, МСТ2 нагрузочной диаграммы
МВЗМ с саморегулируемым вибратором от угловой скорости ω2 при μ = 0.008 и
V = 0.268 м/с и α = 680: 1 и 4 – амплитуды моментов от сил инерции
колеблющейся части соответственно вдоль М2 и вокруг вертикальной оси М3;
2 – амплитуда момента от сил тяжести дебалансов М1; 3 – момент статического
сопротивления Мст2
56
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
моменты М2, которые больше всех остальных слагаемых и совместно с М1
имеют максимум при  2 = 90 рад/с, где, кстати, Мст2 имеет минимальное
значение. С изменением угла первоначальной установки дебалансов α от 0 до
900 (см. рис. 15), что связано регулированием направленности винтовых
колебаний РО и, тем самым, изменением закона колебаний от вертикальных до
поворотных, слагаемые нагрузочной характеристики М1 и М2 резко снижаются
с 10,2 и 14,2 Нм соответственно и достигают минимума, равного 0,3 и 0,4 Нм.
Моменты М3 и Мст2 в этом диапазоне α остаются постоянными и
равными соответственно 15,8 и 9,7 Нм. При увеличении α > 20 0 моменты М1 и
М2 возрастают и достигают максимальных значений М2 = 14,1 Нм при α = 800,
М1 = 10,2 Нм при α = 650. При этом Мст2 плавно снижается до 5 Нм (α = 680), а
М3, резко уменьшаясь, принимает, начиная с α ≥ 680, нулевое значение. Значит,
относительно угла установки дебалансов α наиболее важной является зона при
α = 65-800, а по угловой скорости  2 = 90 рад/с.
Рис. 15. Зависимость составляющих М1, М2, М3, МСТ2 нагрузочной диаграммы
МВЗМ с саморегулируемым вибратором от угла установки α при
μ = 0.008 и v = 0.268 м/с и ω = 90 рад/с: 1, 2 – амплитуда моментов от сил
инерции колеблющейся части соответственно вокруг М3 и вдоль вертикальной
оси М2; 3 – амплитуда момента от сил тяжести дебалансов М1; 4 – момент
статического сопротивления Мст2.
57
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 16. Зависимость слагаемых момента сопротивления нагрузочной
характеристики МВЗМ от скоростного фактора
Из графика (см. рис. 16) видно, что все слагаемые момента
сопротивления с возрастанием скоростного фактора с 0,2 до 0,45 м/с
увеличиваются. При этом моменты М1 и Мст увеличиваются линейно в 2,25
раза соответственно с 7,66 до 17,23 Нм и с 2,49 до 5,6 Нм, а моменты М 2 и М3
– квадратично в 5,06 раза соответственно с 7,66 до 38,8 Нм и с 0,627 до 3,17
Нм.
2.3. Влияние основных параметров электропривода на его работу
2.3.1. Нагрузочная диаграмма двигателя с учетом механической инерции
Нагрузочная диаграмма и коэффициент формы нагрузочной диаграммы
электродвигателя вследствие наличия механической инерционности будут
отличаться от тех же характеристик ВЗМ. Подставим в уравнение движения
электропривода (21) выражение Мс (33). При этом механическую
характеристику двигателя на рабочей ветви принимаем линейной:
MД
s
 .
2 M к sк
Учитывая последнее, преобразуем выражение динамического момента в
виде:
J пр
d1
 ds
 s dM Д
  J пр 0
  J пр 0 к
,
dt
р dt
2M кр dt
(56)
где J пр  0 sк  Т м − электромеханическая постоянная времени всего привода;
2M к
Jпр – приведенный к валу двигателя момент инерции вращающихся деталей
привода, равный Jпр=J1+J2/i2 .
58
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Тогда уравнение движения получим в виде:
м
dM Д
dt
1
  Д  [ M ст  M 1 sin 2t  M 2 sin( 22t  1 )  M 3 sin( 22t   2 )],
i
(57)
i  где
/ 2
– передаточное отношение привода.
1
После интегрирования линейного уравнения (57) вида y /  P( х) y  Q( х) и
несложных преобразований можно получить нагрузочную диаграмму
двигателя в виде:
М

1
  [М 
sin( t   ) 
sin( 2 t     ) 
i
1  ( T )
1  (2 T )
1
Д
2
ст
2
2
2
м
2
2
2
1
м
(58)
M

sin( 2 t     )],
1  (2 T )
3
2
2
2
2
м
где   arctg ( 2Tм ) и   arctg (2 2Tм ) .
Из выражения (58) видно, что переменные составляющие нагрузочной
диаграммы двигателя вследствие механической инерции отстают по фазе и
меньше по значению от соответствующих слагаемых нагрузочной диаграммы
МВЗМ. Причем с возрастанием как угловой скорости вибратора, так и
электромеханической постоянной привода  2 м фазовый сдвиг увеличивается,
а амплитуда этих моментов уменьшается.
Среднеквадратичное значение момента двигателя равно:
М Дср .кв . 
1
1
12
 22   32  M 2 M 3 cos(1   2 )
2
 ст
 


.
i
2 1  (2м ) 2 1  (22м ) 2 
1  (22Tм ) 2
Тогда коэффициент
определяется выражением:
К ф.д.  1 
формы
нагрузочной
диаграммы
1 
12
 22   32  M 2 M 3 cos(.1   2 ) .


2 
2
2
2
2
2M cт
1  (2м ) 1  (22м )  M ст [1  (22Tм ) ]
(59)
двигателя
(60)
Коэффициент формы нагрузочной диаграммы двигателя Кф.д c
возрастанием параметра  2 м уменьшается, что объясняется наличием
механической инерционности, выраженной через электромеханическую
постоянную времени Тм. При выборе двигателя достаточно руководствоваться
соотношением Мдср.кв.= Кф.д 1 M cт  M н. р  М н .
i
2.3.2. Влияние электромагнитной инерции двигателя
В некоторых случаях на механическую инерцию электропривода может
быть наложена и электромагнитная инерция двигателя. Это связано с
соизмеримостью длительности электромагнитных и электромеханических
переходных процессов, что может иметь место в электроприводах
59
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
вибрационных машин [109, 100]. В связи с отмеченным требуется уточнение
влияния электромагнитной инерции на работу электропривода, а,
следовательно, на выбор мощности приводного двигателя. Для определения
нагрузочной диаграммы двигателя с учетом электромагнитных переходных
процессов необходимо решить уравнение движения электропривода совместно
с динамической механической характеристикой двигателя [144]:
s
sк
1 dM Д
MД 
.
2M к
20 M к dt
Продифференцировав это выражение, подставив вместе с зависимостью
момента сопротивления МВЗМ (33) в уравнение движения электропривода и
выполнив несложные преобразования, получим [8]:
d 2 M Д 1 dM Д
1
1


MД 
[ M ст  M 1 sin 2t  M 2 sin(22t  1 ) 
2
dt
Tэ dt
TмTэ
iTмTэ
  3 sin(22t   2 )],
(61)
1
где Тэ – электромагнитная постоянная времени, равная Тэ 
;
0 sк
 0 – угловая частота поля статора.
Полученное уравнение (61) представляет собой линейное неоднородное
дифференциальное уравнение 2-го порядка с постоянными коэффициентами.
Решая его по известной методике, получаем нагрузочную диаграмму
двигателя:

 sin( 2 2 t     )   3 sin( 2 2 t   2   ) , (62)
 1 sin( 2 t   1 )
М  ст 
 2
Д
i
 
i 1   2
   Д





2
2
2
   2 
  2  м
   Д  Э

  2  2   2  2 Т
i 1   2     2  м
   Д     Д  Т Э


где  д – круговая частота собственных колебаний электропривода, равная
1
 д
;
Т мТ э
γ и χ – фазовый сдвиг составляющих моментов М1 и М2, М3 – равны
  arctg
2Tм

1   2
 Д




и   arctg
2
2 2Т м
 2 
1  2 
 
 Д 
2
.
Среднеквадратичное значение момента двигателя имеет вид:
0,5( 22   32 )  M 2 M 3 cos( 1   2 ) .
0,5M 12
2
Мд экв = 1  ст


i
 
1   2
   Д





2
2
   T
  2  м
   Д  Т э

2
  2 
1   2 
   Д 

2
2
  2  
  2  м
   Д  э

2
Тогда коэффициент формы нагрузочной диаграммы:
60
(63)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Кф.д. =
1
0,5 M


2 
M cт 1   2
   Д





2
2
1
2
2


  2  м 


 
   

 Д э



0,5 ( M
M
 M 32 )  M 2 M 3 cos (  1   2 )
2
2
2
ст
2 2

  2 2  
 1 
 
   Д  

2

 2 2  м 


   
 Д  э

.
(64)
Из анализа выражения Кф.д.(64) следует, что амплитудные значения
моментов М1, M2, М3 имеют явно выраженную резонансную зависимость при
 2 =  д и 2  2 =  д. Для устранения резонансов необходимо увеличить
электромеханическую
постоянную
времени
Тм
или
уменьшить
электромагнитную постоянную Тэ. Это возможно, применив АД на большие
синхронные скорости, а также при повышении Sк применением двигателей с
массивными или модернизированными роторами.
2.3.3. Влияние упругого звена промежуточной передачи
Как видно из нагрузочной диаграммы МВЗМ (33), момент нагрузки
изменяется по гармоническому закону. Колебания момента сопротивления
рабочей машины, в свою очередь, вызывают колебания момента двигателя,
которые могут быть намного больше под влиянием упругого элемента. В
предыдущих рассуждениях упругий элемент нами был принебрежен (К Ω = ∞).
Однако в реальной установке этот элемент всегда присутствует. В МВЗМ
прежде всего это четырехлепестковая муфта контрпривода. Поэтому в
зависимости от параметров системы (моменты инерции, жесткость упругого
звена) в самом передаточном механизме возникают собственные механические
колебания. Они совместно с колебаниями нагрузок будут оказывать
отрицательное влияние на работу двигателя и РО [81, 80, 108, 75]. При этом
двигатель за счет колебания момента и тока может перегреться, а на РО
возможно уменьшение точности перемещений, которое ухудшит качество
сортирования семян.
Как известно, уравнение движения двухмассовой системы с упругим
звеном (δ0=0) имеет вид [80]:
2
J 1 J 21 d 31
d1
J 21 d M Д
 ( J 1  J 21 )
Д 
 M c1 ,
К 21 dt 3
dt
К 21 dt 2
(65)
где J21, К21, Mс1 – соответственно приведенные к валу двигателя момент
инерции вибратора, жесткость упругого звена и момент сопротивления ВЗМ.
После подстановки в уравнение (65) выражений момента АД на рабочей
ветви и момента сопротивления МВЗМ имеем
3
2
J1 J 21 0 sк d M Д J 21 d  Д
0 sк dM Д


(
J

J
)
MД 
(66)
1
21
К 21 2M к dt 3
К 21 dt 2
2M к dt
1
 [ M ст  M 1 sin 2t  M 2 sin( 22t  1 )   3 sin( 22t   2 )].
i
61
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
J1
 q как коэффициент распределения
J 1  J 21
К 21
инерционных масс, а выражение
  2 как собственная частота упругих
qJ 21
Обозначив
выражение
колебаний, получим:
3
2
d Д
Tм d  Д
1 d Д

 м
 Д 
2
3
2
2
 dt
q dt
dt
1
 [ ст   sin1 2t   2 sin(22t  1 )   3 sin(22t   2 )].
i
(67)
Частное решение линейного однородного дифференциального уравнения
3–го порядка имеет вид:
Д 
1 sin(2t   )
M ст

i
i (
м

где tg 
2
23  м2 ) 2  (1 
м
м 2 

 23
2
1   22 / q 2
 2
)
q
2
2
2

 2 sin(22t  1   )   3 sin(22t   2   )
i (
8м

2
3
2
 2м2 ) 2  (1 
4 2
)
q
2
2
2
,
(68)
2м 2  8м 23 / 2
.
tq 
1  4 22 / q 2
,
Среднеквадратичное значение момента двигателя с учетом механической
инерции и упругого звена:
Мд эк = 1  2 
ст
i
0,5M 12
(
м

2
 23  м 2 ) 2  (1 
 2
)
q
2
2
2

0,5( 22   32 )   2  3 cos( 1   2 )
.
8м 3
4 22 2
2
( 2  2  2м 2 )  (1 
)

q 2
(69)
Тогда коэффициент формы нагрузочной диаграммы АД:
Кф.д. =
2
0,5 12  ст
1
(
м

2
 23  Tм 2 ) 2  (1 
 2
)
q
2
2
2
Если обозначить   Tm 2
Кф.д. =
2
0,512 ст
1
 (1   )  (1 
2
2 2
2
q

M ст2 [0,5( M 22  M 32 )  M 2 M 3 cos( 1   2 ) .
8T
4 22 2
( 2м  23  2Tм 2 ) 2  (1 
)

q 2
(70)
и    2 / , то Кф.дв. имеет вид:

)
2
2
M ст
[0,5( M 22  M 32 )  M 2 M 3 cos(1   2 ) .
4 2 2
(4 2 (1  4 2 )2  (1 
)
q
(71)
Из уравнения (71) видно, что Кф.д. при учете упругого элемента в передаче имеет
явно выраженные резонансные зоны. Резонанс Кф.д. может иметь место
при
.
q
 01  1;  02  2;  03  q;  04 
2
2.3.4. Анализ влияния параметров электропривода на его работу
Для указанных параметров МВЗМ с винтовым колебанием РО был
произведен расчет коэффициентов форм нагрузочных диаграмм с учетом
62
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
механической инерции привода Кф1, электромагнитной инерции АД Кф2 и
упругости промежуточной передачи Кф3. В качестве примера анализ параметров
электропривода МВЗМ с винтовым колебанием РО был проведен на двигателе
серии АО–51–4, от которого машина получала привод со следующими данными:
sк = 0,2647; J1 = 0,034 кгм2; i = 0,521; Тэ = 0,02406 с;
Тм = 0,18 с; q = 0,061; ν2 = 2101 рад/с2; K Ω = 18,2 Нм; J2 = 0,142 кгм2.
2
Анализ полученных расчетов показывает, что с увеличением внутри
рабочего диапазона угловой скорости  2 с 90 до 300 рад/с (рис. 17)
коэффициенты Кф1, Кф2 и Кф3 нелинейно уменьшаются. При этом наибольшие
значения коэффициентов при  2 = 90 рад/с составляют Кф1 = 1,00475,
Кф2 = =1,0025, Кф3 = 1,0003. Замена конического роликового подшипника (μ =
0,008) на шариковый сферический или двухрядный, а также роликовый с
короткими цилиндрическими роликами (μ ≤ 0,002) (рис. 18) вызывает
увеличение коэффициентов Кф1 с 1,00475 до 1,01, Кф2 с 1,0025 до 1,0031 и Кф3 с
1,0001 до 1,0003.
Возрастание скоростного фактора V (рис. 19) с 0,268 до 0,463 м/с
приводит к увеличению коэффициентов формы Кф1 с 1,01 до 1,022, Кф2 с 1,003
до 1,0188 и Кф3 с 1,0004 до 1,001. В зависимости от угла первоначальной
установки дебалансов α = 0–900 (рис. 20) Кф1 возрастает с 1,0002 до 1,011 и Кф3
с 1,0001 до 1,0005.
При этом Кф2 сначала уменьшается с 1,0052 до 1,0021 при α = 450 и затем
возрастает, принимая значение Кф3 = 1,0035 при α = 900. Как видно, во всех
случаях коэффициент Кф1 с учетом механической инерции преобладает над
другими, оставаясь в то же самое время менее 1,022, т.е. среднеквадратичный
момент сопротивления превышает момент статического сопротивления не
более чем на 2,2 %. Откуда следует, что при выборе мощности приводного
двигателя МВЗМ с винтовым колебанием РО в рабочем диапазоне можно не
учитывать нагрузочную диаграмму и пользоваться простым соотношением
Рд = 1,1Ррасч.
63
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Кф
1.003
1.002
1.001
1
1.001
2
3
1.00
90
130
170
240 w
2 , рад/ с
210
Рис. 17. Зависимость коэффициентов форм нагрузочной диаграммы двигателя с
учетом механической Кф1, электромагнитной Кф2 инерций, упругого звена Кф3
от изменения угловой скорости ω2
Кф
1.008
1
1.006
2
1.004
1.002
3
2
4
6
-3
m
* 10
Рис. 18. Зависимость коэффициентов форм нагрузочной диаграммы АД К ф1 ,
К ф 2 и К ф3 от коэффициента трения подшипников μ:
1 – К ф1 ; 2 – К ф 2 ; 3 – К ф3
64
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Кф
1
1.016
2
1.012
1.008
3
1.004
0.29
0.33
0.37
0.41
v, м/ с
Рис. 19. Зависимость коэффициентов формы нагрузочной диаграммы АД Кф1,
Кф2, Кф3, от скоростного фактора V
Кф
1
1.008
1.006
2
1.004
1.002
3
20
40
60
a
, град
80
Рис. 20. Зависимость коэффициентов формы нагрузочной диаграммы АД Кф1,
Кф2, Кф3, от угла первоначальной установки дебалансов α при ω2 = 90 рад/с, μ =
0.002: 1 – К ф1 ; 2 – К ф 2 ; 3 – К ф3
65
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2.4. Методика расчета саморегулируемого вибратора
С учетом выполненных нами исследований предлагается расчет
саморегулируемого вибратора ВЗМ проводить по предлагаемой методике [10,
192] в следующей последовательности:
1) В зависимости от принадлежности к той или иной группе ВЗМ
устанавливается кинематический фактор V = А  2 , который равен:
V = 0,464 м/с – для центробежно–вибрационных сепараторов;
V = 0,333 м/с – для пневмовибрационных решет, совершающих
возвратно–поступательное колебание и плоских круглых решет, вертикальная
ось которых совершает движение образующей однополостного гиперболоида;
V = 0,268 м/с – для сепараторов с фрикционными неперфорированными
РО плоскопараллельным их наклоном и поверхностями 2–го порядка, ось
которых движется по образующей однополостного гиперболоида.
Из оптимальных параметров сепарации семян сельхозкультур на
рассматриваемой ВЗМ выявляются диапазоны регулирования по частоте и
амплитуде колебаний РО.
2) По граничным значениям диапазона изменения амплитуды
колебаний, исходя из известных конструктивных параметров ВЗМ,
рассчитываются эквивалентные значения статических моментов масс
дебалансов вибратора для крайних положений дебаланса.
мак
(72)
1 m V , кгм,
мин
(mr ) экв  Амак m  мин
мин
c c мак
2
где
Амак – граничные значения диапазона регулирования амплитуды
мин
колебаний РО, м;
с – безразмерный коэффициент, учитывающий конструктивно–
кинематическую особенность ВЗМ, определяемый по работе [67]. Для МВЗМ
он равен с  sin 2   m2 а 2 R 2 J z2 cos2  ;

мин
мак
2
– граничные значения диапазона регулирования угловой частоты
колебаний РО, рад/с; α – угол первоначальной установки дебалансов, град.; а –
расстояние от вертикальной оси Z до плоскости вращения дебалансов, м; R –
радиус решета РО, м; Jz – момент инерции колеблющейся части относительно
оси Z, кгм2.
3) Определяются параметры дебалансов. При этом из конструктивных
соображений необходимо выполнение условия  мак ≤ r1, а значения r0, r1,m1 и
m2 следует принять по возможности минимальными (рис. 6 и 7).
Радиус центра массы r1 неподвижного дебаланса m1
(73)
мак
r1  [(mr ) экв  m2 r0 ] / m1 ,
м
где r0 – радиус центра массы подвижного дебаланса в прижатом к валу
состоянии, м;
66
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
а)
б)
Рис. 21. Кусочно-линейная аппроксимация фасонной пружины четырьмя
линейными пружинами F1, F2, F3, F4
m2 – масса подвижного дебаланса, кг.
Максимальный радиус  подвижного дебаланса m2
 мак 
мин
m1r1  (mr ) экв
 r1 ,
m2
м.
(74)
4) Рассчитывается характеристика упругой силы F нелинейной пружины
по выражению (42):
m2 m2 J z2V 2

F

, H.
2
2
2 2
2
2
16( J z sin   m а R cos  ) (m1 r1  m2  ) 2
67
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Для технологической простоты изготовления предлагается путем
кусочно–линейной аппроксимации характеристики упругой силы заменить
фасонную пружину несколькими линейными пружинами, установленными с
определенными первоначальными зазорами ∆к, которые вытекают в результате
аппроксимации (рис. 21).
2.5. Методика расчета мощности приводного асинхронного двигателя
машины с саморегулируемым вибратором
Наши исследования позволяют предложить следующую методику
расчета мощности электродвигателя МВЗМ с саморегулируемым вибратором
[194, 191, 192, 201]:
1) По известным конструктивно-кинематическим параметрам МВЗМ
рассчитывается момент статического сопротивления внутри диапазона
регулирования  2мин   2   2мак по формуле (49):


V 2 m2 23
2h1 sin 2 
2h2 а 2 cos2 
 ст 



2(sin 2   а 2 R 2 m2 J z 2 cos2  )  m [(к12   22 ) 2  4h12 22 ] J z [(к 22   22 ) 2  4h22 22 ] 

Vm D(sin   2 cos )
2 sin 2   а 2 R 2 m2 J z 2 cos2 
 2  C  2  M 0 ,
где 2h1 и 2h2 – коэффициенты демпфирования вдоль и вокруг оси Z, с–1;
к1 и к2 – собственные частоты колебания вдоль и вокруг оси Z, с–1;
μ – приведенный коэффициент трения подшипника;
D – внутренний диаметр подшипника, м;
C – опытный коэффициент трения, Hмс; М0 – момент трогания, Hм.
2) Определяется расчетная мощность двигателя при максимальной
угловой скорости  2мак диапазона регулирования Pp  1,1 ст 2 2мак  Pном .
Предварительно выбирается двигатель по каталогу.
По каталожным данным строится механическая характеристика
асинхронного двигателя, проходящая через 5 характерных точек (при s = 0; sн;
sк; sмин и 1) по формуле (7):
MД 
где qm  qmп 
M к (2  qm )
,
s / sк  sк / s  qm
qmн  qmп
(1  s) при qmн > qm мин > qmп или qmн< qm мин< qmп,

(1  sн )
1
1
qm ( н ,п , мин ) 
[ s( н ,п , мин ) / sк  sк / sн ,п , мин ) ] ( н ,п , мин )  2 к
 к   ( н ,п , мин )
Mк и sк – критические моменты и скольжение двигателя;
68
;
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
μк, μп, μмин, μн – критический, пусковой, минимальный и номинальный
моменты в относительных единицах;
lg[( qm мин  qmп ) /(q мн  q мп )]
1 
.
lg[(1  s мин ) /(1  sн )]
Если qm мин одновременно больше или меньше qmн и qmп, то
qm мин  qmн
qm  qm мин 
( s мин  s)

( s мин  sн )
при 0≤s≤sмин и
q
q
qm  qm мин  m мин mп ( s  s мин )
(1  s мин )
 2  1...1,5 при sмин≤s≤1; при qmн<qmп  2  1 ; при qmн>qmп   1,5 .
3) Рассчитывается момент статического сопротивления при угловых
частотах 0   2   2мин , приняв  = r0 по выражению (48):
2
2
2
2


2h1 sin 2 
2h2 а 2 cos2 
 ст  8(m1 r1  m2 r0 ) 


2
2 2
2
2
2
2 2
2
2 
 m [(к1   2 )  4h1  2 ] J z [(к 2   2 )  4h2  2 ] 
 2 (m1 r1  m2 r0 ) 22 D(sin   2 cos )  C  2  M 0 .
4) По построенным совмещенным механическим характеристикам
двигателя и приведенной к валу двигателя характеристики МВЗМ проверяется
возможность разбега системы по условию  дмин   ст. рез. при  2 = к1 и  2 = к2
для пусковой ветви двигателя.
5) Производится проверка возможности пуска (трогания с места),
учитывающего характер переходного процесса. Для МВЗМ с винтовым
колебанием РО с саморегулируемым вибратором, учитывая рекомендации
[131], должно выполняться следующее условие:
(75)
 пуск  2,9(m1 r1  m2 r0 ) g sin    0 ,
где g – ускорение свободного падения; M0 – момент трогания.
Если одно из указанных условий не выполняется, то мощность двигателя
выбирается на ступень выше или принимается двигатель с повышенным
пусковым моментом.
5
2
69
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 3. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
3.1. Общие задачи исследования
Экспериментальные исследования электропривода МВЗМ с винтовым
колебанием РО можно разделить на следующие основные части [193]:
1. Определение конструктивно-кинематических параметров МВЗМ.
2. Определение момента статического сопротивления МВЗМ на
холостом ходу, с технологической нагрузкой и неучтенных потерь на
трение вращательного движения.
3. Снятие нагрузочной диаграммы МВЗМ и АЭП МВЗМ.
4. Получение энергетической характеристики МВЗМ.
5. Определение инерционной характеристики МВЗМ.
6. Исследование переходных режимов АЭП МВЗМ при пуске, выбеге и
торможении противовключением и динамическом торможении
приводного двигателя.
7. Получение механических и энергетических характеристик АД с
разработанными и модернизированными роторами.
Исследования проводились в лабораториях кафедр «Применение
электрической энергии в сельском хозяйстве» Харьковского института
механизации и электрификации сельского хозяйства (ХИМЭСХ) и
«Электрификация сельского хозяйства» Башкирского сельскохозяйственного
института (БСХИ).
3.2. Описание экспериментальной установки
В качестве экспериментальной установки была использована
многорешетная ВЗМ с винтовым колебанием РО (рис. 22 и 23), разработанная
в научно-исследовательской лаборатории ВЗМ ХИМЭСХ. Эта машина
является более универсальной среди остальных типов специализированных
ВЗМ, так как на ней эффективно можно разделять от семян трудноотделимых
сорняков и примесей семян 11 культур (табл. 4). На этой машине, по
сравнению с другими ВЗМ, можно установить наибольшее количество решет
вследствие работы их в одинаковом режиме. Тем самым по своим
агротехническим показателям она соответствует зерноочистительным
машинам вторичной очистки. В силу этих причин она представляет
наибольший интерес.
Основными частями МВЗМ являются (см. рис. 22 и 23): решетный стан,
вибростол, вибратор, станина, контрпривод, КВС и приводной АД.
Вибратор у МВЗМ инерционного типа двухвальный (рис. 24), на концах
которых установлены под углом первоначальной установки четыре дебаланса.
По режиму работы многорешетная ВЗМ является машиной
зарезонансного режима работы.
70
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1
1
2
5
71
6
3
3
2
5
4
4
Рис. 22. Общий вид МВЗМ: 1 и 3 – Рис
акселерометры; 2 – решетный стан;
4 – преобразователь крутящего момента;
5 – двигатель постоянного тока
Рис. 23. МВЗМ с поднятой колеблющейся
частью
ю
71
идк
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Для проведения опытов при установившихся оборотах, но в широком
диапазоне его изменения, вместо приводного асинхронного двигателя и КВС
использовался двигатель постоянного тока (см. рис. 22). Кроме
установившихся процессов, согласно поставленных задач, требовалось
исследование переходных процессов пуска, выбега и торможения двигателя.
Поэтому
с
помощью
соответствующей
измерительной
техники
регистрировались крутящий момент двигателя, частота его вращения, фазные
ток и напряжение асинхронного двигателя, амплитуды вертикальных и
поворотных колебаний РО, положение нижнего равновесия дебалансов. Для
записи быстропротекающих процессов использовался светолучевой
осциллограф типа Н-700 (рис. 25), который позволяет на одной ленте
одновременно записывать в достаточно широком диапазоне частот (от 0 до
10 кГц), целый ряд исследуемых параметров (для Н-700 до 14 параметров), что
дает возможность наглядно их изучать и сопоставлять во времени.
Погрешность осциллографирования лежит в пределах 1-5 % [103].
Светолучевые осциллографы в настоящее время имеют наибольшее
применение в технике исследования динамических характеристик.
На фотоленте осциллографа шириной 120 мм регистрировались
одновременно все интересуемые параметры.
Таблица 5
Техническая характеристика многорешетной ВЗМ
Наименование показателей
Значение
1. Электропривод (асинхронный двигатель)
А051-4
2. Номинальная мощность, кВт
3. Диапазон изменения амплитуды колебаний РО, мм
3.1. В т.ч. оптимальная амплитуда сепарации семян риса, мм
4. Диапазон регулирования частоты колебаний РО, кол/мин
4.1. В т.ч. оптимальная частота колебаний РО при сепарации
семян риса, кол/мин
5. Производительность при подготовке семян риса I класса на 7
решетах, кг/ч
6. Масса машины, кг
7. Направленность колебаний при сепарации семян риса, град
4,5
0,7-1,5
1,2-1,5
2160-3240
2285-2480
72
800-1400
600
63-69
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4
1
3
73
5
2
6
а)
б)
Рис. 24. Инерционный двухвальный четырехдебалансный вибратор: а) Вид спереди с ремнями упругой
четырехлепестковой муфты и датчиком; б) Вид с обратной стороны: 1 – четырехлепестковая упругая муфта; 2 – плоский
ремень упругой муфты; 3 – датчик нижнего положения дебалансов;
4 – дебаланс; 5 – вибратор; 6 – цилиндрическая пружина
73
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2
3
1
Рис. 25. Тензоусилительная (8АHЧ) и регистрирующая (H-700) аппаратура: 1 –
тензоусилитель 8АНЧ; 2 – светолучевой асцилограф
Н-700; 3 – магазин сопротивлений
Рис. 26. Датчик угловой скорости двигателя (тахогенератор постоянного тока
типа ТГП-1)
Угловая скорость вала двигателя измерялась с помощью тахогенератора
постоянного тока с постоянными магнитами типа ТГП-1 (рис. 26).
74
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В качестве преобразователя постоянного и переменного токов
использовался медный шунт в виде полоски, включенный последовательно в
фазу (рис. 27). Ток, который протекал через гальванометр G осциллографа,
был прямо пропорциональным падению напряжения ΔUш на шунте Rш, а оно
соответственно  измеряемому фазному току АД.
а)
б)
Рис. 27. Схема измерения тока (а) и напряжения (б)
В качестве преобразователя фазного напряжения использовался
потенциометр, полное сопротивление которого включалось на фазное
напряжение, т.е. между фазным и нулевым проводами. С помощью ползунка
потенциометра Rп подавалась необходимая величина напряжения на
гальванометр G (рис. 27).
Крутящий момент определялся специальным тензометрическим
преобразователем крутящего момента, установленным (рис. 22, 28 и 29) между
двигателем и вибратором. Определение величины крутящего момента в
приводе установки производилось способом измерения деформации
закручивания упругого вала с помощью тензометрических резисторов.
Рис. 28. Тензометрический преобразователь крутящего момента
с ртутным токосъемником
75
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Тензорезисторы располагали как можно ближе друг к другу [103].
Сигнал с тензорезисторов снимался с помощью концевого ртутного
токосъемника. Применение ртутных токосъемников обеспечивает высокое
качество контакта, практически не влияющее на регистрацию момента.
Перемещение РО в двух плоскостях определялось тензометрированием
чувствительного элемента в виде упругой полоски, выполненной из
пружинной стали (рис. 30 и 31). При необходимости использовались
акселерометры (см. рис. 22).
Регистрация каждого оборота дебалансов в момент прохождения ими
нижнего состояния покоя проводилась индукционным преобразователем
оборотов (см. рис. 24), а регистрация осциллографом момента, перемещений,
получаемых тензометрированием – после усиления на восьмиканальном
тензометрическом усилителе типа 8 АНЧ-7М (см. рис. 25).
Визуальный контроль за установившимися оборотами вала вибратора
(частота колебаний РО) проводился с помощью преобразователя угловой
скорости вала вибратора (рис. 32), на базе синхронного трехфазного
тахогенератора типа Д-3М.
Наклейка тензорезисторов производился по следующей схеме:
Рис. 29. Схема наклейки тензорезисторов
Рис. 30. Тензометрический преобразователь вертикальных перемещений PО
76
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Взаимосвязь между рассмотренными измерительными приборами при
проведении опытов в структурном виде показана в приложении 7.
3.3. Тарировка преобразователей
Для целей количественного анализа исследуемых параметров была
проведена тарировка чувствительных элементов преобразователей и датчиков.
После обработки осциллограммы были построены тарировочные графики
(приложения 8-14). Для расширения возможностей аппаратуры и увеличения
точности измерений тарировка проводилась на нескольких диапазонах
усиления тензометрического усилителя 8АНЧ-7М.
При тарировке преобразователей перемещений использовался
штангенциркуль (рис. 33). По измерительной шкале делалась отметка
(положение I). Затем с помощью подвижной губки пластинка изгибалась и
занимала промежуточные положения (например, положение II), при которых
определялось соответствующее перемещение. Все эти положения
фиксировались на фотоленте осциллографа. После их обработки были
получены тарировочные графики соответственно для вертикального z и для
поворотного  перемещений РО вокруг вертикальной оси (см. приложения 12,
13).
Рис. 31. Тензометрический преобразователь перемещений РО вокруг
вертикальной оси
77
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 32. Преобразователь угловой скорости вала вибратора
I
II
Рис. 33. Тарировка преобразователей перемещения
Для
тарировки
преобразователя
напряжения
использовался
автотрансформатор. С помощью автотрансформатора изменялось напряжение
в пределах 0…260 В, которое фиксировалось на фотобумаге осциллографа и
регистрировалось по вольтметру класса точности 0,2. Затем строился
тарировочный график (см. приложение 14).
К измерительной обмотке трансформатора тока УТТ-5 был подключен
5-амперный амперметр кл. точности 0,2. Изменяя автотрансформатором ток
через преобразователь в диапазоне 5…80,4 А, одновременно проводилась
регистрация по амперметру и на осциллографе. Тарировочный график
приведен в приложении 16.
78
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3.4. Определение конструктивно-кинематических параметров
При исследовании и проектировании электропривода ВЗМ необходимо
знать его конструктивно-кинематические параметры, входящие в систему
уравнений движения машины или математическую модель МВЗМ – АД (см.
главу 2). Это такие параметры, как масса m* и момент инерции Jz
колеблющейся части относительно вертикальной оси Z; коэффициенты
демпфирования вдоль Сz и поворотного Сυ вокруг вертикальной оси;
жесткости пружин вдоль Кz и поворотные Кυ вокруг вертикальной оси;
момент инерции системы, приведенный к валу вибратора Jпр; коэффициент
жесткости К упругой лепестковой муфты и масса дебалансов m.
Масса колеблющейся части ВЗМ определялась [203] подвешиванием на
пружинном указывающем динамометре типа ДПУ-0,5. Он предназначен для
измерения растягивающих усилий при статических испытаниях машин и
имеет предел измерения 50-500 кг II класса точности (±2 %). Масса m*,
определенная трехкратным измерением, составила 372 кг.
Момент инерции Jz колеблющейся части ВЗМ вокруг вертикальной оси
определялся [203] с помощью бифилярного подвеса [44] с трехкратной
повторностью. Для этого колеблющаяся часть машины подвешивалась на двух
растяжках из стальной проволоки длиной ℓ = 1,52 м, расположенных от
вертикальной оси на расстоянии a = 0,11 см. Колеблющаяся часть
раскручивалась относительно вертикальной оси на угол 5-60 и затем совершала
свободные колебания. При этом фиксировались число полных колебаний и
время, затраченное на эти колебания. Затем по этим параметрам определялся
период полного колебания Т и рассчитывался момент инерции по выражению
2 2
[44] J z  Pa T
, которая по трем измерениям составила Jz = 48,68 кг м2.
2
4 l
Коэффициент жесткости Кz вдоль вертикальной оси упругой подвески
определялся замерами прилагаемых грузов и соответствующих перемещений
вибростола в четырех диаметрально противоположных точках, составив
407 606 Н/м.
Коэффициент жесткости Кυ колебаний РО вокруг вертикальной оси был
определен непосредственными замерами прилагаемых крутящих моментов к
вибростолу и углов поворота РО на упругой подвеске и составил Кυ = 74909
Нм/рад.
Для определения коэффициентов демпфирования Сz вдоль и Сυ вокруг
вертикальной оси z были записаны [203] с помощью акселерометров (см. рис.
21) переходные процессы свободных колебаний (рис. 34 и 35). Для этого РО,
например, при определении Сz подвешивался на металлическом проводе вдоль
вертикальной оси на такую высоту, чтобы пружины упругой подвески по всей
окружности вибростола были равномерно несколько ослаблены, после этого
включался осциллограф и откусывался провод, подвешивающий РО. После
окончания свободных колебаний запись на фотобумаге прекращалась.
Уравнения свободных колебаний колеблющейся части получим из уравнений
79
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
математической модели системы (19) и (20) после приравнивания к нулю их
правых частей:
m*z  cz z  к z z  0
(76)
J z  С   К   0
(77)
Для определения искомых коэффициентов перепишем уравнения (76,77)
в обозначениях, принятых в теории автоматического регулирования
 +2ξT  +  =0,
T2 
2
T  +2ξT  +  =0,
m
J
где  2   и  2  z – соответственно постоянная времени при второй
z

c
c
производной; 2  z и 2 
– соответственно постоянная времени при
K
Kz
первой производной.
Проводим кривые, соединяющие минимум графиков переходных
процессов (см. рис. 33 и 34), касательные к которым в точке t = 0 отсекает от
прямых z = 1 и υ = 1 отрезок времени Т1. По отношениям Т1/τ1, используя
специальный график [7], определяем отношение 2ξТ/τ1 и затем значение самой
постоянной времени 2ξТ. Постоянная времени при второй производной
 2
находится по формуле:  2  1
, числовые значения постоянных времени
2
приведены в таблице 6.
Таблица 6
Временные параметры свободных колебаний
z
υ
Т1, с
τ1, с
Т1/ τ1
2ξТ/τ1
2 ξТ,с
0,625
0,575
0,1
0,083
6,25
7,05
0,0316
0,0278
0,00316
0,00231
Т2, 10-4
с2
9,86
6,75
Т, с
0,0314
0,026
Найденные величины постоянных времени Т2 и 2 ξТ дают возможность
построить расчетные графики переходных процессов (см. рис. 34 и 35
пунктирные линии) по уравнениям:

 t 
 1  e  cos
1 2
t




1  2


 t 
1 2
1 2


  1  e  cos
t
sin



1  2

z
80

1 2 
sin
t ,





t .


Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»

Т1
 
1
1
1
- 0,1
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7 t ,c
Рис. 34. Определение коэффициента демпфирования Сz

T1
1


2
1
- 0,1
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
t ,c
Рис. 35. Определение коэффициента демпфирования С
Из рисунков видно, что свободные колебания колеблющейся части
МВЗМ с упругой подвеской из цилиндрических пружин сжатия могут быть
достаточно точно описаны уравнениями вида (76) и (77).
По полученным значениям постоянных времени Т2 и 2 ξТ, используя
ранее принятые обозначения при известных коэффициентах жесткости К z и
Kυ, находим конструктивные параметры колеблющейся части МВЗМ с
упругим подвесом:
81
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Jz = Kυ T2 = 74 909 0,000675 = 50,563 кг м2;
m* = Kz T2 = 40 7606 0,000986 = 401 кг;
Cz = Kz 2 ξТ = 40 7606 0,00316 = 1288,03 кг с-1;
Сυ = Кυ 2 ξТ = 74 909 0,00231 = 173,04 кг м2 с-1.
Расхождение значений момента инерции Jz колеблющейся части
системы, определенных на бифилярном подвесе и с помощью переходного
процесса, составляет 3,71 %, а для значений массы m*, определенных
подвешиванием на динамометре и с помощью переходного процесса – 7,4 %.
Эти расхождения значений момента инерции и массы находятся в допустимых
пределах и являются результатом погрешностей измерений.
Приведенный момент инерции Jпр ВЗМ определялся методом
самоторможения с использованием кривой выбега и механической
характеристики ВЗМ, которая была заранее экспериментально установлена.
Для нахождения момента инерции снималась кривая выбега ω2 = ƒ(t),
записывая на осциллографе частоту вращения с нанесением отметок времени.
Используя кривые выбега ω2 = ƒ(t) и потерь холостого хода ВЗМ Р = ƒ(ω2),
строился график Р = ƒ(t). При самоторможении от скорости ω2 до 0 запас
2
кинетической энергии   J пр 2 идет на преодоление механических потерь,
2
которые определяются площадью ограниченной кривой мощности Р и осью
времени t, откуда J пр  22 . По четырем измерениям приведенный момент
2
инерции на валу вибратора без момента инерции ротора двигателя составил
Jпр = 0,142 кг м2.
Коэффициент жесткости К Ω упругой четырехлепестковой муфты (см.
рис. 24) контрпривода определялся следующим образом. Вал вибратора
застапаривался. К валу контрпривода, на место установки тахогенератора (см.
рис. 32) приделывалась стрелка большой длины. У конца стрелки на стенке
станины устанавливался лист миллиметровки. К болту флянца упругой
полумуфты, со стороны стрелки на определенном радиусе, перпендикулярно
прикладывалось усилие, измеряемое динамометром. Каждое положение конца
стрелки отмечалось на листе миллиметровки. После обработки результатов
измерений была построена кривая крутящего момента на упругой муфте в
функции от угла поворотов (приложение 17). Откуда были определены
коэффициенты жесткости для трех вариантов сочетаний ремней муфты,
которые составили: 4,99, 6,67 и 18,2 Нм/рад. Масса дебалансов определялась
взвешиванием всех 4-х дебалансов. После этого была внесена корректировка
на массы установочного болта и ступицы дебаланса. Масса одного дебаланса
составила m = 2,3 кг, радиус центра масс r = 0,068 м, расстояние от
вертикальной оси до плоскости вращения дебалансов a = 0,175 м.
2
82
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3.5. Определение амплитудно-частотных и приводных (механических,
нагрузочных, энергетических, инерционных) характеристик
К амплитудно-частотным характеристикам относятся функции
амплитуд колебаний Z вдоль и угловых (поворотных)  колебаний РО вокруг
вертикальной оси, момента сопротивления МВЗМ в зависимости от частоты
колебаний РО или угловой скорости вращения вала вибратора 2 как в
холостом режиме, так и с технологической нагрузкой, а также его слагаемые
на потери вращательного движения.
В основу методики проведения опыта по получению амплитудночастотных характеристик была принята стандартная методика.
Методика получения механической характеристики или момента
статического сопротивления других ВЗМ определялась видом привода. Когда
ВЗМ приводилась в движение двигателем постоянного тока, использовался
метод тарированной машины. Предварительно была получена кривая
зависимости магнитных и механических потерь холостого хода двигателя от
его скорости ΔРмг + Δ Рмех = f() (приложение 15).
В случае привода ВЗМ через КВС от АД для этой цели использовались
известные в справочной литературе зависимости коэффициентов мощности
cos  и полезного действия  конкретного двигателя от степени его нагрузки 
(метод тарированной машины переменного тока). С целью обоснования
метода были проведены опыты по определению энергетических характеристик
на примере АД А02-32-4.
АД был спарен с нагрузочной машиной, в качестве которой был
использован генератор постоянного тока П-32. До начала опытов у генератора
была установлена зависимость КПД от вырабатываемой мощности.
Полученные экспериментально результаты энергетических показателей
нанесены на соответствующие характеристики (рис. 36), построенные по
справочным данным  и cos для двигателя А02-32-4 при степени его загрузки
 = Р2/Рн = 0,25; 0,5; 0,75; 1,0 и 1,25. Как видно из рисунка, сравнение
результатов показывает на вполне хорошую их совместимость, особенно по
cos. Небольшие расхождения находятся в пределах ошибки измерений.
Изменяя КВС частоту вращения вибратора ВЗМ, замерялись частота вращения
вала вибратора и с помощью измерительного комплекта К-50 фазные ток,
напряжение и активная мощность АД.
Предлагаемый метод позволяет без разборки привода достаточно просто
и быстро, с наименьшими затратами определить механическую
характеристикаму и характеристику распределения мощности рабочей
машины с достаточной степенью точности [84]. По измеренным данным
подсчитывался коэффициент мощности cos =
Р
.
UI
Для приводных АД строились энергетические характеристики по
справочным данным cos  = f() и  = f() для  = 0,25:0,5; 0,75; 1,0 и 1,25. По
83
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
опытным значениям cos , с помощью построенных кривых определялись  и
искомая мощность на валу двигателя Рв = Р1 / .
Нагрузочная характеристика (диаграмма) представляет собой
зависимость моментов сопротивлении ВЗМ, электропривода от угла поворота
дебалансов или от времени. Как известно, экспериментальное определение
нагрузочной диаграммы ВЗМ в рабочих режимах не представляется
возможным. При необходимости ее определяют через нагрузочную диаграмму
приводного двигателя. Для выбора же рационального электропривода
Рис. 36. Энергетические характеристики АД А02-32-4: 1 – опытные точки КПД
двигателя; 2 – кривая КПД, построенная по справочным данным; 3 – опытные
точки cos  ; 4 – кривая cos  , построенная по справочным данным
практически достаточна нагрузочная диаграмма двигателя. Поэтому для
проверки достоверности полученных аналитических выражений нагрузочную
диаграмму МВЗМ определим в состоянии покоя. При этом в нагрузочной
характеристике МВЗМ из трех слагаемых момента два слагаемых, связанных
соответственно с вертикальным М2 и поворотным колебаниями М3 РО при
2 = 0, отсутствуют. Нагрузочная диаграмма МВЗМ определяется только
моментом от сил тяжести четырех дебалансов М1.
Нагрузочная диаграмма приводного АД была получена регистрацией
момента, отметкой каждого оборота дебалансов, временных отметок на
фотоленте осциллографа при установившейся угловой скорости двигателя
после окончания процесса пуска.
Энергетическая характеристика занимает важное место в анализе
электропривода механизмов. Она показывает, насколько энергонасыщенными
84
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
являются механизмы (узлы) машины, выполнение самого технологического
процесса. Иначе говоря, энергетическая характеристика показывает характер
распределения мощности в электроприводе машины.
Порядок определения энергетической характеристики был следующим.
В случае привода ВЗМ через преобразователь крутящего момента
проводилась запись на осциллографе, и после обработки получалась
характеристика момента сопротивления в функции от угловой скорости вала
вибратора для случаев: 1) работа ВЗМ в холостом режиме; 2) работа ВЗМ с
технологической нагрузкой; 3) привод вибратора без дебалансов, вместо
которых установлены диски с массой, равной массе снятых дебалансов, т.е.
при отсутствии колебания РО.
Для многорешетной МВЗМ, высокочастотной вибрационной машины
Петрусова (ВВМ-П), а также сепаратора семян виброфрикционного, которые
получали привод от АД через КВС, энергетические характеристики были
получены с помощью измерительного комплекта К-50 (класс точности 0,2),
регистрацией фазных токов, напряжений и активных мощностей двигателя. У
ВЗМ, где отсутствовала возможность регистрации скорости, эти измерения
проводились только для крайних значений диапазона регулирования скорости
КВС ВЗМ. По полученным данным рассчитывался коэффициент мощности
двигателя. Используя, как отмечалось выше, известные в справочной
литературе энергетические показатели (коэффициент мощности и КПД) АД в
зависимости от степени нагрузки  двигателя, строились кривые cos  = f () и
 = f (). По опытным значениям cos  с помощью кривых определялись  и
искомая мощность на валу двигателя.
Инерционная характеристика определяется моментом инерции привода
ВЗМ. Эта характеристика имеет большое значение, так как в основном
определяет длительность переходного процесса. Она проявляется только в
переходных режимах, т.е. при любом изменении угловой скорости.
Известны несколько методов экспериментального определения
приведенного момента инерции рабочих машин. По нашему мнению, наиболее
приемлемым для ВЗМ, у которой получена опытом характеристика момента
статического сопротивления, является метод с использованием кривой выбега
[165, 77, 44].
3.6. Методика исследования динамики пуска, выбега,
торможения противовключением и динамического торможения
асинхронного электропривода
Как отмечалось ранее (см. главу 1), к переходным режимам пуска и
выбега электропривода зарезонансных ВЗМ предъявляются жесткие
требования относительно ограничения резонансных амплитуд колебаний РО.
Поэтому применяется электрическое торможение приводным двигателем
ВЗМ. В связи с этим при исследовании указанных процессов одновременно
записывались момент и угловая скорость вала двигателя, перемещения РО
85
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
вдоль и вокруг вертикальной оси, момент прохождения дебалансами нижнего
положения, фазные ток и напряжение двигателя.
Общим в методике исследований динамики электропривода ВЗМ для
всех рассматриваемых процессов являлся следующий перечень мероприятий:
 подготавливалась к работе ВЗМ, проверялись крепления датчиков к
РО, исправность всех узлов;
 включалась аппаратура и прогревалась;
 производилась балансировка усилительных каналов;
 проверялось совпадение нулевых отсчетов или линий, при
необходимости регулировалось положение гальванометров;
 заряжалась кассета осциллографа фотолентой;
 после прогрева производилась окончательная балансировка
усилительных каналов момента и перемещений;
 включался осциллограф, и в течение нескольких секунд производилась
регистрация нулевых линий.
Кроме выше указанного, для каждого переходного процесса
проводились дополнительно следующие работы.
При пуске:
 после включения осциллографа запускался приводной двигатель, и
после разгона агрегата выключались осциллограф и двигатель;
 производилась контрольная запись нулевых линий.
При выбеге:
 при работающей ВЗМ с установившейся угловой скоростью включался
осциллограф;
 через несколько секунд выключался АД ВЗМ;
 после остановки вала двигателя прекращалась запись на фотоленте
осциллографа.
При торможении противовключением:
 при работающей ВЗМ включался осциллограф;
 через несколько секунд двигатель отключался от сети и реверсировался
с некоторым интервалом времени, который устанавливался с помощью
электромагнитного реле времени в пределах от 0 до 2-3 сек;
 в момент остановки вала двигателя питание отключалось;
 для выяснения влияния момента отключения торможения на
амплитуду при резонансе реверсирование прекращалось как до
остановки, в момент остановки, так и после некоторой раскрутки вала
двигателя в противоположную сторону;
 после выключения двигателя прекращалась запись на фотоленте
осциллографа.
Динамическое торможение осуществлялось при подаче на обмотки
двигателя, после отключения его с двигательного режима, постоянного
пульсирующего тока, полученного как трехфазным, так и однофазным
двухполупериодным
выпрямлением.
Схема
включения
обмоток
86
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
использовалась несимметричная, в которых токи, протекающие по обмоткам,
не равны по величине и не одинаковы по направлению. Такая схема на
практике находит наибольшее распространение.
Методически опыт проводился аналогично процессу торможения
двигателя противовключеним.
3.7. Методика исследования механических и энергетических
характеристик асинхронного двигателя с разработанными и
модернизированными роторами
Из анализа особенности работы зарезонансных ВЗМ (см. главу 1) можно
сформулировать следующие требования к АЭП:
 Плавное регулирование частоты колебаний РО в пределах 2.1: 1.
 Достаточно больший пусковой момент и отсутствие провала в
пусковой ветви механической характеристики двигателя.
 Обеспечение эффективного торможения при остановке.
Этим требованиям в наибольшей степени соответствуют АД с
массивными роторами. Однако двигатели с массивными роторами обладают
невысокими энергетическими показателями при малых скольженьях. Поэтому
целесообразно использование двигателя с увеличенным активным
сопротивлением ротора, который достигается механической обработкой
стержней беличьей клетки ротора. Для всех вариантов роторов были
проведены опыты холостого хода и короткого замыкания. Снимались
механические и энергетические характеристики. Исследовался нагрев
двигателя с целью определения границы термической устойчивости.
Опыты проводились на двух асинхронных двигателях 4А100S4 и
4А80А4. Двигатель 4А100S4 исследовался с короткозамкнутым (КЗР),
массивным зубчатым (МЗР) и массивным гладким (МГР) роторами. Двигатель
4А80А4-с КЗР, МЗР и четырьмя вариантами роторов, разработанных на базе
КЗР.
Отличительной особенностью массивного ротора (МР) является то, что
тело ротора одновременно выполняет функции магнитопровода и проводника
тока. Тогда как у КЗР, как известно, магнитопроводом является шихтованный
пакет сердечника, а проводником тока – стержни обмотки ротора (беличьей
клетки). В качестве материала МР используется отожженная сталь марки Ст.3.
МЗР от МГР отличается тем, что с целью увеличения энергетических
показателей при малых скольженьях, а также улучшения жесткости
механических характеристик, как отмечается в работах [117, 93], на
цилиндрической поверхности ротора выполняют продольные узкие пазы.
Особый интерес представляет АД с разработанными на базе серийного
КЗР роторами, который при наименьших затратах обладал бы
характеристиками максимально соответствующими требованиям ВЗМ.
87
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В работе [99] показано, что стабильными и хорошими показателями
обладает двигатель с поперечными канавками ротора. Нами исследовался ряд
модификаций роторов, получаемых механической обработкой стержней
беличьей клетки.
Наиболее интересными среди них были следующие варианты:
1-й (28  12) – с наружными продольными пазами, получаемыми
фрезерованием шириной 2-2,3 мм на глубину 11-12 мм, что составляет
0,67-0,73 высоты паза ротора h всех 28 стержней беличьей клетки;
2-й (5  12) – 5 поперечных канавок глубиной 11 мм (0,67h), шириной в
среднем 3,36 мм;
3-й (21  Ø5) – сквозными продольными отверстиями диаметром 5 мм в
нижней части паза 21 из 28 стержней беличьей клетки;
4-й (21  Ø5+5Ø5) – дополнительно к 3-му варианту по 5 поперечных
отверстий диаметром 5 мм, расположенных равномерно на 21 стержнях с
продольными отверстиями.
Опыт холостого хода позволяет определить состояние магнитопровода
ротора и проводился по общепринятой методике.
Опыт короткого замыкания позволяет определить пусковые ток и
момент двигателя, состояние беличьей клетки КЗР и МР как проводника тока
и проводился по известной методике.
Механические характеристики асинхронного двигателя с различными
вариантами роторов были получены методом тарированной машины
постоянного тока. Они снимались при работе асинхронной машины как в
двигательном режиме, так и в режиме динамического торможения. В
двигательном режиме механические характеристики были получены для
различных значений напряжения, которые находились в диапазоне 0,45-1,0 Uн.
Методика проведения опыта была аналогичной описанному выше. Различие
состояло только в том, что относительно приведенной выше методики
мощность на валу двигателя определялась выражением:
Рв= Р+[  Рм+  Рд+  Рщ+(  Рмг+  Рмех)].
Механические характеристики в режиме динамического торможения
снимались следующим образом. Обмотки статора, соединенные звездой,
отключались от сети переменного тока и включались в сеть постоянного тока.
На обмотки статора поочередно подавался ток в пределах 1,0-2,0 Iн двигателя.
Тарированным двигателем постоянного тока ротор АД раскручивался до
номинальной частоты вращения. Постепенно уменьшая частоту вращения
ротора, фиксировались данные опыта.
Энергетические характеристики (КПД и коэффициент мощности)
определялись расчетом опытных данных, полученных при снятии
механических характеристик АД.
Граница термической устойчивости на естественных и искусственных
механических характеристиках двигателя при отличных от номинального
напряжения
определялась
установлением
предельной
допустимой
температуры обмотки статора.
88
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 4. АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
4.1. Зависимость амплитуды колебаний рабочего органа машины
от частоты колебаний
Как было установлено выше (см. главу 1), основными параметрами,
определяющими качество разделения семян основной культуры от примесей,
являются амплитуда и частота колебаний РО. Амплитудно-частотные
характеристики z = f(2) и  = f(2), полученные экспериментально и расчетно
для сочетаний параметров многорешетной ВЗМ с винтовым колебанием РО
(МВЗМ) m* = 372 кг, Jz = 48,68 кгм2, 1 = 2 = 680 и m* = 323 кг, Jz = 42,66 кгм2,
1 = 2 = 680 (сняты две верхние обечайки РО), приведены соответственно на
рис. 37 и 38.
Сравнение опытных и расчетных характеристик показывает на хорошую
их сходимость. Из рисунков видно, что с возрастанием угловой скорости 2
дебалансов (частоты колебаний РО) с 0 до 30 рад/с происходит скачком
увеличение амплитуды вертикальных Z и поворотных  колебаний РО. Это
связано с наступлением резонанса вследствие совпадения возмущающей
частоты с собственной колеблющейся части МВЗМ вдоль и вокруг
вертикальной оси. Собственные частоты, определяемые соответственно через
угловые скорости zp= К Z / m* и р= К  / J z , равны zp = 33,1 рад/с,
р = 39,23 рад/с при m* = 372 кг, Jz = 48,68 кгм2 и zр = 35,5 рад/с, р = =41,9
рад/с при m* = 323 кг, Jz = 42,66 кгм2.
При этом резонансные амплитуды относительно установившихся
достигают для вертикальных до zр = (8,4–9,3)zу, для поворотных – р = (8,43–
10,1)у, с дальнейшем возрастанием угловой скорости дебалансов 2
амплитуды колебаний резко уменьшаются и, начиная со скорости
2  80 рад/с, принимают свои установившиеся значения zу и у, которые в
дальнейшем остаются без изменения. Это подтверждается аналитическими
выражениями zу = 4m1r1 sin  и У = 4m1r1а cos  , равные zу = 1,58 мм,
m*
Jz
У = 0,9410 рад при m* = 372 кг, Jz = 48,68 кгм2 и zу = 1,8 мм, у = 1,010-3 рад
при m* = 323 кг, Jz = 42,66 кгм2.
Как видно, из приведенных аналитических выражений и результатов
опыта уменьшение массы m* и тем самым момента инерции Jz РО приводит к
увеличению как резонансных, так и установившихся амплитуд колебаний и
наоборот.
-3
4.2. Момент статического сопротивления машины и его слагаемые
Характеристика момента сопротивления Мст от угловой скорости
вращения вала вибратора 2 представляет собой механическую
89
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
-3
Z, 10 м
Zp
14
12
10
8
6
1
2
4
2
Zу
0
0
40
80
120
160
200

2 , рад/ с
а)
б)
Рис. 37. Зависимость амплитуды вертикальных (а) и поворотных (б) колебаний
РО МВЗМ от угловой скорости вибратора при m*= 372 кг,
Јz = 48,68 кгм2; α1 = α2 = 68º:
1 – расчетная кривая; 2 – опытные точки
90
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
-3
Z, 10 м
14
12
10
8
1
6
2
4
Zу
2
0
0
40
80
120
160
200
240

2 , рад/ с
а)

, 10 рад
-3
8
1
6
4
2
2

у
0
0
40
80
120
160
200
240

2 , рад/ с
б)
Рис. 38. Зависимость амплитуды вертикальных (а) и поворотных (б) колебаний
РО МВЗМ от угловой скорости вибратора при m* = 323 кг,
Јz = 42,66 кгм2; α1 = α2 = 68º:
1 – расчетная кривая; 2 – опытные точки
91
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
На рис. 39 приведены экспериментальная и расчетная характеристики
МВЗМ с параметрами: m* = 372 кг, Jz = 48,68 кгм2, 1 = 2 = 680, m1 = 2,3 кг,
r1 = 0,068 м, m2 = 0, r0 = 0, µ = 0,008. Сравнительный анализ показывает на
достаточно хорошую сходимость этих кривых. В то же самое время видно, что
если в диапазоне 2 = 180-280 рад/с расчетные и опытные данные совпадают,
то при угловых скоростях 180  2 280 рад/с и при резонансных скоростях
расчетные значения заметно отличаются в меньшую сторону.
Заметим, что расчетная кривая Мст получена только из двух слагаемых,
связанных с колебательным движением Мкол и трением Мтр1 при вращательном
движении от возмущающих сил и моментов, создаваемых дебалансами.
Остальные неучтенные слагаемые момента трения в вибраторе и других
элементах промежуточной передачи определим экспериментально.
Для этого снимем с вибратора дебалансы и заменим эквивалентными по
массе дебалансам дисками. Моменты сопротивления Мтр2 вибратора от сил
тяжести вращающихся деталей и трений в ременной передачи показаны на
рис. 40. Эту зависимость момента Мтр2 можно описать эмпирическим
выражением вида М тр 2 = М0 + С22 = 2.0 + 0,0052.. Тогда с учетом последнего
слагаемого уточненная расчетная механическая характеристика имеет вид,
показанный на рис. 40. Можно считать, по нашему мнению, что полученные
результаты вполне пригодны для инженерных расчетов.
Мс т , Н 
м
М* = 372 кг; 
1 = 
2 = 68
2
= 0,008
Jz = 48,68 кгм ; 
20
m0 = 2,3 г ; r 1 = 0,068 м
15
10
1
5
2
0
0

pz
50
100
150
200
250
300

2 , рад/ с
Рис. 39. Механическая характеристика МВЗМ:
1 – экспериментальная характеристика (○ - опытные точки);
2 – расчетная характеристика
Мст = Мкол + Мтр1 (□ - расчетные точки)
92
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 40. Механическая характеристика МВЗМ:
1 – экспериментальная; 2 – расчетная уточненная
Мст = Мкол + Мтр1 + Мтр2; 3 – момент сопротивления Мтр2 от сил тяжести
вращающихся деталей
4.2.1. Влияние технологической нагрузки
Влияние технологической нагрузки видно из рис. 41 и 42.
Технологическая нагрузка оценивалась коэффициентом загрузки Кз,
представляемый собой отношение массы материала нагрузки mз к массе
колеблющейся части ВЗМ m*. Для ВЗМ в силу их технологической
особенности коэффициент загрузки находится в диапазоне КЗ = 0,05-0,15 [70],
в пределах которой и были проведены опыты.
Из кривых (см. рис. 40) видно, что с увеличением массы нагрузки mз или
коэффициента загрузки КЗ с 0,05 до 0,15 момент сопротивления возрастает
внутри рабочего диапазона работы МВЗМ 2К : 2Н = 260 : 125 рад/с
соответственно с 14,5 до 18,0 Нм и с 3,6 до 5,5 Нм. Это равно увеличению
мощности на скорости 2н нижней границы работы ВЗМ в 1,53 раза и на
наибольшей скорости 2к в 1,24 раза. В то же самое время (см. рис. 41)
заметное влияние нагрузка оказывает на самых высоких угловых скоростях
(ω2 = 260 рад/с), где момент сопротивления при наибольшей загрузке
возрастает в 1,31 раза. Для сравнения полученных результатов приведем
данные исследований на ВВМ-П [158].
Авторы указывают, что увеличение нагрузки до 1,56 раза от паспортной
привело к увеличению потребляемой мощности двигателя при скорости
199,5 рад/с в 1,25 раза, что согласовывается с нашими результатами. Отсюда
следует, что при выборе мощности двигателя влияние технологической
93
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
нагрузки достаточно учесть коэффициентом 1,31 от мощности холостого
режима ВЗМ.
Вместе с тем следует отметить, что появление нагрузки приводит к
уменьшению резонансных моментов с 5,6 Нм при резонансе вертикальных
колебаний РО рz (см. рис. 40) до 2,3-4,3Нм (см. рис. 42), т.е. в 1,3-2,4 раза, тем
самым уменьшению и резонансных амплитуд колебаний РО.
4.3. Нагрузочная диаграмма асинхронного электропривода
Характер нагрузочных диаграмм МВЗМ и АЭП показан на рис. 43 и 44.
Зависимость момента сопротивления М1 ВЗМ от угла поворота дебалансов
снята, когда дебалансы находились в покое (см. рис. 43). Расчетная
характеристика была подсчитана по выражению М1 = –2m1gr1(sin1 +
+sin2)sin2t = –2  2,3  9,81  0,065  (sin680 + sin330)sin2t = –4,52 sin 2t.
Сравнение экспериментальных и расчетных точек показывает на
хорошую их сходимость.
Как известно, большое значение при проектировании и анализе работы
электропривода
имеет
нагрузочная
диаграмма.
Она
оценивается
коэффициентом формы нагрузочной диаграммы Кфм, определяемый как
отношение среднеквадратичного момента сопротивления Мср.кв к
статическому моменту Мст
Кфм =
М ср.кв
М ст.
 1
М 21мах  М 2 2 мах
2М ст
2
,
где М1мах и М2мах – максимальные амплитуды 1-ой и 2-ой гармоник колебаний
статического момента по нагрузочной диаграмме.
Степень влияния нагрузочной диаграммы на электропривод тем выше,
чем Кфм > 1. Из анализа влияния параметров МВЗМ на работу электропривода
установлено (подраздел 2.3.4), что наибольшее значение Кфм не превышает
1,011-1,022. Экспериментальная нагрузочная диаграмма в функции от угла
поворота дебаланса для АЭП МВЗМ при угловой скорости 2 = 240 рад/с
приведена на рис. 44.
На диаграмме штриховой линией, соответствующей половине амплитуде
колебаний момента, отмечено изменение во времени момента статического
Мст и указаны наиболее характерные точки 1-5, в которых Кфм может быть
наибольшим. Значения Кфм для этих точек составили:
Кфм1 =
Кфм3 =
1
1
2,12  12
1,95 2  12

1
,
013
;
1

Кфм2 =
=1,012;
2  10,12
2  9,85 2
2,12  12
2,2 2  12
2,75 2  12
2 =1,010; К
= 1,019; Кфм5 = 1 
= 1,014.
фм4 = 1 
2  11,7
2  10,12
2  10,6 2
94
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Мс , Н 
м
16
К = 1,31

2 = 260
14
12
10

2 = 200
К = 1,07
8
К = 1,15
6
К = 1,25

2 = 150
4
2

2 = 10 0
0
0
10
0,027
20
0,054
30
0,081
40
0,108
50
0,134
mз , кг
Кз = mз / m*
Рис. 41. Момент сопротивления МВЗМ в зависимости от нагрузки РО при
постоянных угловых скоростях вибратора
(ω2 = 100; 150; 200 и 260 рад/c)
Мс , Н
м
16
14
12
10
8
0 кг
56 к г
40 кг
6
4
2
20 кг
0

2к

2н

pz
0
50
10 0
150
2 00
2 50
Рис. 42. Механические характеристики МВЗМ
при различной технологической нагрузке
95

2 , рад/ с
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Из полученных данных следует, что наибольшие Кфм находятся в
пределах 1,01-1,019. Видно, что полученные результаты вполне согласуются с
расчетными значениями Кфм = 1,011-1,022.
М1 , Н 
м
4
2
2

2 , г рад
0
0
60
12 0
180
240
30 0
360
1
-2
-4
-6
Рис. 43. Зависимость момента сопротивления М1 МВЗМ от сил тяжести
дебалансов от угла их поворота (α1 = 68º; α2 = 33º): 1 – опытные точки;
2 – расчетная кривая
Мс , Н 
м
Мс
13,1

2 = 240 рад/ с
Мст
12,1
3
11,1
4
5
1
10,1
2
4
6
8
10
12

2 t , рад
2
9,1
8,1
Рис. 44. Экспериментальная нагрузочная диаграмма АД МВЗМ (Тм = 0,18с)
Откуда следует, что нагрузочной диаграммой при выборе двигателя для
МВЗМ можно пренебречь. При этом погрешность не будет превышать 2,2 %.
96
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4.4. Характеристика распределения мощности
При анализе электропривода характеристика распределения мощности,
как было отмечено выше, занимает важное место. Она показывает, насколько
энергонасыщенной является рабочая машина и в каком соотношении
распределяется потребляемая мощность по узлам и механизмам машины. В
работе [70] установлено, что преобладающая часть мощности (82 % при
частоте колебаний РО, равной 1900 кол/мин) идет на привод в колебательное
движение в холостом ходу ВЗМ.
Для более полного анализа распределения мощности нами [84] были
сравнительно исследованы в холостом режиме ряд ВЗМ: многорешетная с
винтовым колебанием РО (МВЗМ), высокочастотная вибрационная машина
Петрусова (ВВМ – П), вибрационная машина для очистки и сортировки семян
лекарственных трав (ВМОСЛТ), вибрационная машина для разборки образцов
семян (ВМРОС). Все указанные ВЗМ, кроме ВМРОС, который приводился от
двигателя постоянного тока, получали привод через КВС от АД
соответственно АОЛ 2 - 32-4 (3,0 кВт), АОЛ 2-22-4 (1,5 кВт) и АОС 31-4
(0,6 кВт). КВС этих машин обеспечивали диапазоны регулирования скорости
на МВЗМ Д = 260,4  132,3 рад/с, ВВМ -П Д = 252  126,0 рад/с и ВМОСЛТ
Д = 240120 рад/с.
С помощью измерительного комплекта К–50 были проведены
измерения тока, напряжения, активной мощности двигателей при
минимальных и максимальных скоростях КВС как для привода ВЗМ,
совместно с вариатором, так и для привода только КВС. По данным
измерений определялся коэффициент мощности и по построенным
энергетическим характеристикам для известных в справочной литературе  и
cos  при нагрузке относительно от номинальной мощности (0,25; 0,5; 0,75;
1,0; 1,25) [136] для этих двигателей определялась механическая мощность на
валу двигателя, затрачиваемая на соответствующий привод. По полученным
данным построена диаграмма (рис. 45) мощности в процентах от номинальной
мощности двигателя для угловых скоростей вала вибратора ВЗМ,
соответствующих граничным значениям диапазона регулирования КВС, а
также зависимости мощности ВЗМ и КВС от угловой скорости вибратора
(рис. 46).
Из диаграммы и рисунка видно, что с возрастанием скорости вибратора
2 доля мощности двигателя Р2/Рн, идущая на привод ВЗМ, возрастает в
среднем с 55,1 до 93,2 %. Этот рост мощности по типам машин составляет:
МВЗМ с 56,3 до 100,7 % , ВВМ-П с 58,9 до 107 % и ВМОСЛТ с 50 до 72 %
(табл. 7). Наибольшие показатели имеют МВЗМ и ВВМ-П. Это связано с
тем, что в вибраторе этих машин установлены без достаточно строгого
обоснования конические роликовые подшипники, имеющие в 4 раза больший
коэффициент трения, чем другие подшипники, которые рекомендованы для
применения в ВЗМ [65].
97
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
При этом только на поддержание колебательного движения РО ВЗМ без
учета мощности на привод КВС затрачивается в среднем 18,8 % (от 12,5 до
27,3 %) при минимальной и 70,2 % (от 47 до 87,5 %) мощности двигателя при
максимальной скоростях 2. Наряду с этим мощность на привод КВС остается
в среднем на одном, причем довольно высоком уровне 27,4-28,8 %. В то же
время для одних ВЗМ (ВВМ-П) потребляемая мощность КВС больше 1,4 раза
(с 31,6 до 44,3 %), для других (ВМОСЛТ) наоборот ниже в 1,5 раза (с 37,5 до
25 %). При этом доля мощности на привод КВС относительно мощности ВЗМ
на холостом ходу составляет в среднем 0,51 (0,24-0,75) при минимальной и
0,31 (от 0,17 до 0,41) при максимальной скоростях.
120
P2/P
н,
107
100,7
%
100
МВЗМ
80
ВВМ-П
58,9
56,3
60
ВЗМ+КВС
44,3
40
20
вариатор
скорости
(КВС)
31,6
17,1
13,15
2, рад/с
0
132,3
260,4
252
126
Рис. 45. Распределение мощности при граничных скоростях
КВС, МВЗМ, ВВМ-П
Таблица 7
Распределение мощности ВЗМ по механизмам Р/Рн, %
При минимальной скорости ω2мин
Тип ВЗМ ВЗМ+ КВС ВЗМ
КВС*
КВС
При максимальной скорости ω2мак
ВЗМ+
ВЗМ+КВС
КВС
ВЗМ
КВС
КВС
ВЗМ+КВС
МВЗМ
ВВМ-П
56,3
58,9
13,15 12,9
31,6 27,3
24
54
100,7
107
17,1
44,3
83,6
62,7
17
41
ВМОСЛТ
50
37,5 12,5
75
72
25
47
35
ВМРОС
В среднем
55,1
22,5
27,4 18,8
51
93,2
28,8
87,5
70,2
31
98
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 46. Зависимости мощности ВЗМ и КВС от угловой скорости вибратора:
ВМРОС – ВЗМ для разборки образцов семян без КВС; (ВМОСЛТ+КВС) - ВСМ
для семян лекарственных трав с КВС;
ВМОСЛТ - без КВС
Наряду с этим было замечено некоторое увеличение мощности у КВС
ВМОСЛТ при минимальной скорости, равной 2 = 130 рад/с. Это было
вызвано, по нашим наблюдениям, заклиниванием ремня между ободами
регулируемого шкива вариатора. Все это показывает, насколько энергоемким
и не совершенным является КВС. Анализ сводной таблицы технических и
энергетических показателей для 7 специализированных ВЗМ [65] (табл. 8)
показывает, что масса колеблющейся части m* ВЗМ относительно общей
массы m находится в пределах 0,25-0,62 (в среднем 0,45), мощность двигателя
Рн на единицу производительности Q составляет 2,19-88,9 Вт/кг/ч (в среднем
38,45), мощность Рн на единицу массы колеблющейся части m* равна
2,68-40 Вт/кг (в среднем 13,78) и мощность Рн, приходящейся на единицу
оптимальной скорости А, находится в пределах от 0,008 до 0,081 Втм-1с
(в среднем 0,0303). В работе [125] подчеркивается, что при одинаковой
производительности и качестве сортирования во время очистки семян риса
ВЗМ типа ВВМ-П по сравнению с зерноочистительной машиной ОС-4,5 имеет
металлоемкость меньше в 7 раз, энергоемкость в 13 и эксплуатационные
расходы ниже в 3 раза. Кроме того, в работе [122] отмечается, что при
одинаковой производительности перед существующими обычными
зерноочистительными машинами отечественного КСК 1-1 и зарубежного
КСК-2 конструкций ВВМ-П превосходит на единицу веса в 2,2…2,4 раза, по
расходу мощности на единицу веса – в 1,1…3,5 раза.
99
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4.5. Динамика пуска и выбега асинхронного
электропривода машины
4.5.1. Исследование переходных процессов при пуске
Один из случаев пуска МВЗМ от приводного АД АО514 [189, 202]
показан на рис. 47. АД А051-4 имеет следующие номинальные параметры:
Рн = 4,5 кВт, nн = 1440 об/мин, Iн = 9,4 А, кратность пускового тока Кi = 6, Iп
= 56,4 А, Мн = 29,8 Нм, кратность пускового момента п = 1,4, Мп = 41,66 Нм,
кратность критического момента к = 2,0, Мк = 59,52 Нм.
Из осциллограммы видно, что в первый момент времени (при t  0,2 с),
после подачи напряжения в обмотки статора возникает ударный пусковой ток
Iп = 54 А, превышающий номинальный ток в 5,5 раза. Под действием этого
тока создается ударный пусковой момент Мп=112 Нм, что в 3,75 раз больше
номинального момента Мн и в 2,78 раз пускового Мп по статической
характеристике двигателя.
Изменения момента во времени носят характер быстрозатухающих
колебаний, которые уменьшаются и исчезают в течение 0,150,2 с. Эти
колебания происходят относительно пускового момента с частотой, равной
частоте тока. Под действием ударного пускового момента вал двигателя после
скручивания лепестковой упругой муфты и перевода дебалансов поворотом
на угол 900 с нижнего состояния покоя на верхнее начинает вращательное
движение. Это видно по резкому возрастанию и затем уменьшению угловой
скорости 1 и тем самым одновременному уменьшению и затем увеличению
фазного тока I, а также по первому импульсу отметчика оборотов дебалансов.
К моменту совершения дебалансами первого полного оборота, вследствие
увеличивающихся центробежных сил дебалансов, появляются перемещения
РО вокруг  и вдоль z вертикальной оси и начинается колебательное
движение. С дальнейшем возрастанием 1 до собственных рz и р упругой
подвески РО (при t  0,8 с) происходит резкое увеличение амплитуд
вертикальных, равных Zр = 4,510-3м и поворотных  р = 610-3рад, что
относительно установившихся значений составляет Zр/ Zу = 3,9 и р / у = 4,9.
К этому моменту, под действием колебательного движения РО и из-за наличия
упругих звеньев передачи, зазоров, а также отрицательного демпфирования
двигателя на неустойчивой пусковой ветви характеристики возникают
автоколебания момента  М с размахом 40,72 Нм (1,37 Мн).
Эти колебания момента, происходящие с частотой возмущающих сил от
дебалансов, после достижения момента М до момента критического Мк
исчезают вследствие гасящего действия устойчивой части характеристики
двигателя. С возрастанием 1, после прохождения резонансной скорости,
амплитуды z и  после нескольких максимумов с меньшей zу = 1,15  10-3м
и у = 1,2210-3 рад. Время пуска составило 3,6 с. Из осциллограммы видно, что
в установившемся режиме угловая скорость, ток и момент равны
100
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таблица 8
Мощность асинхронного двигателя Рн, КВт
410
1700
2,8
1,1
220-500
0,59
3,06
0,0139
2,68
1,59
2. Сепаратор семян
виброфрикционный (ССВФ) [65]
300
140
12801320
1,4-2,0
1,1
6-50
0,47
39,3
0,0298
7,86
3,67
3. Вибрационная машина для
очистки и сортирования семян
лекарств. культур (ВМОСЛТ) [65]
60
15
18002400
1,022,44
0,6
-
0,25
-
0,01
40
10
4. Вибрационная машина для
разборки образцов (ВМРОС)[65]
113
32
2020
1,56
0,4
3-6
0,28
88,9
0,008
12,5
3,54
5.ВЗМ для сортирования мелкосеменных культур
(ВМСМСК)[65]
400
240
(2
решет)
12001700
1,5-2,0
2,2
200-300*
120-130**
0,6
11
0,052
9,17
5,5
6. Высокочастот. вибрац.
машинаПетрусова (ВВМ-П) [64]
400
140
17002400
2,152,7
1,7
750-800
0,35
2,19
0,0175
12,14
4,25
7. Многорешетная ВЗМ с
винтовым колебанием РО
(МВЗМ) [107]
600
372
22852480
1,2-1,5
4,5
800-1400
0,62
4,09
0,081
12,1
7,5
0,45
38,45
0,0303
13,78
5,15
Средний показатель
Производительность
Q, кг/ч
Диапазон оптимальной
амплитуды колебаний РО
А, мм
690
Масса колеблющейся
части m*, кг
1.Вибрационная машина для
очистки и сортирования
семян (ВМОСС) [65]
Тип ВЗМ
Общая масса m, кг
Диапазон оптимальной
частоты колебаний РО ,
кол/мин
Технические и энергетические показатели специализированных ВЗМ
m*
m
* для семян трав; ** семян овощных культур
101
Рн
,
Q
Вт
кг / ч
Рн
,
А
Вт
м/с
Рн
,
m*
Вт
кг
Рн
,
m
Вт
кг
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»

·10 , рад

,
р
а
д
/
с
М
,
Н
·
м
І
,
А
1
-3
2
р

54
112
6 ,0
0
- 6 ,0
56

Му
Мп
Му
17
Іп
14 7 ,0

М
М
0
І
-3
Z, 10 м
2Zр
Z
Іу
4 ,5
- 17
0
7 3,5
- 4 ,5
1 обор
- 54

1
0
0,4
0,8
1,2
1,6

у
І
2,0
2,4
Рис. 47. Осциллограмма пуска АЭП МВЗМ: Z – амплитуда вертикальных колебаний;
υ – амплитуда поворотных колебаний;
I – фазный тока статора; М – момент двигателя; ω1 – угловая скорость ротора
102
2,8
3,2
3,6
t, с
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1 = 147 рад/с, Iу = 9,6 А, Му = 30 Нм. В то же время появляются автоколебания
РО вокруг вертикальной оси  с частотой  5 Гц, равной частоте колебаний РО
при резонансе. Эти колебания РО вызывают, в свою очередь, колебания
момента с размахом  Му = 5,1 Нм (0,17 Мн) с двойной частотой и как
следствие еле заметные колебания потребляемого тока Iу.
В результате обработки осциллограмм процесса пуска получен
следующий диапазон изменения рассмотренных параметров: ударный
пусковой ток Iп/Iн = 3,3-7,2 (в среднем 5,96), ударный пусковой момент Мп/Мн=
= 2,0-4,4 (в среднем 3,57), резонансные амплитуды Zр/Zу = 3,26-6,74 (в среднем
4,22) и р/у = 3,28-7,38 (в среднем 4,25). Размах автоколебаний момента  М
на пусковой ветви составил  М/Мн = 1,33-2,45 (в среднем 1,64 или амплитуда
0,82Мн). Пуск с технологической нагрузкой при Кз = 0,134 показал, что
превышение резонансных амплитуд составляет Zр/ Zу = 3,26-4,13 (в среднем
3,57) и р /у = 3,69-4,92 (в среднем 4,22). Эти показатели по сравнению с
пуском ВЗМ без нагрузки явно меньше по средним показателям для z в 1,18 и
 в 1,01 раза. В то же время превышения средних значений резонансных
амплитуд при пуске остаются больше в 1,1 раза допустимых по
эксплутационным требованиям резонансных амплитуд, равных 2-4 [2]. Это
свидетельствует о необходимости применения дополнительных мер
ограничения резонансных амплитуд при пуске.
4.5.2. Исследование переходного процесса при выбеге машины
После выключения питания приводного двигателя, работающего в
установившемся рабочем режиме, происходит процесс выбега [202] (рис. 48).
Как видно из осциллограммы, после исчезновения тока и момента угловая
скорость двигателя 1 уменьшается вследствие наличия в системе неупругих
сопротивлений (трений в опорах передачи) и сопротивлений колебательному
движению. С приближением угловой скорости вала двигателя к значению,
соответствующему скорости собственных колебаний системы, амплитуды
колебаний возрастают до Zр/Zу = 6,52 и р/у = 4,92. В момент прохождения
резонанса колебание РО вызывает колебание угловой скорости 1 (при
t = 7-8 с).
Результаты, полученные обработкой полученных осциллограмм выбега,
показали, что превышение резонансных амплитуд достигает Zр/Zу = 5,22-6,96
(в среднем 6,09), р/у = 3,69-6,97 (в среднем 5,53). Средние значения
превышения резонансных амплитуд в 1,52 для z и в 1,38 для  больше
допустимых их значений по эксплутационным требованиям. Время выбега
составило 7,5-9,5 с (в среднем 8 с). Выбег при наличии технологической
нагрузки (Кз = 0,134) происходит при меньших резонансных амплитудах,
которые составили для вертикальных колебаний Zр/Zу = 5,65 и поворотных
колебаний р/у = 5,2-5,6 (среднее 5,4). Это для средних значений в 1,08 раз
для z и в 1,02 раз для  меньше, чем при работе ВЗМ без нагрузки. В то же
103
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
-3
2fp
j ·10 ,рад
2fу
f
М
6,0
0
- 6,0
147,0
9,6
0
І
М, Н ·м
Му

1 , рад/ с
І,А
30
15
0
7.5
73,5
Z, 10 м
Z
w
1
2Zp
-3
Іу
110,25
2Zу
- 9,6
0
36,75
0
1
3w
р

у
w
pz
- 7.5
2
3
4
t, с
5
6
7
8
9
10
Рис. 48. Осциллограмма выбега АЭП МВЗМ: υ – амплитуда поворотных колебаний;
Z – амплитуда вертикальных колебаний;
М – момент на валу двигателя; I – фазный тока статора; ω1 – угловая скорость ротора
104
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
время они остаются выше допустимых превышений по эксплутационным
требованиям. Полученные результаты указывают на то, что при остановке
ВЗМ, как правило, должны быть приняты меры для ограничения резонансных
амплитуд РО.
4.6. Торможение машины противовключением
асинхронного двигателя
При выбеге ВЗМ зарезонансного режима работы проходят резонанс (см.
рис. 48). При этом превышение резонансных амплитуд РО относительно
рабочих достигает до 7 при допустимом превышении по эксплуатационным
требованиям, равным 2-4. Поэтому для ограничения их на практике
применяется торможение механическими тормозами или противовключением
АД.
Для оценки особенности более прогрессивного торможения
противовключением АД было проведено исследование этого процесса [202].
Один из случаев процесса торможения с выдержкой времени  t, равной 0,03 с,
приведен на рис. 49. Как видно из осциллограммы торможения
противовключением, после выключения напряжения двигателя через  t = 0,03
сек. (время срабатывания релейной аппаратуры) включается другой
магнитный пускатель и подает в обмотку статора напряжение с обратным
чередованием фаз. При этом создается вращающийся в обратном направлении
магнитный поток и тем самым возникает тормозной момент двигателя,
действующий на вращающийся в прежнем направлении ротор. В начале
переходного процесса ударное значение тока в фазе Iуд составляет 52 А, что в
5,53 раза превышает номинальный ток двигателя. Ударный ток создает
ударный момент Муд = 186 Нм, что в 6,2 раза превышает номинальный и в 4,43
раза пусковой моменты двигателя по его статической характеристике. Этот
ударный момент, изменяясь с частотой 50 Гц, в течение 0,1-0,15 с уменьшается
до 51,7 Нм. По мере дальнейшего уменьшения угловой скорости двигателя
происходит возбуждение автоколебаний момента с нарастающей амплитудой.
Размах автоколебаний момента достигает при 1 = 109,7 рад/с до 50,1 Нм
(1,7 Мн) и исчезает полностью при 1 = 29,3 рад/с. В дальнейшем момент
принимает постоянное значение 41,3 Нм (1,01 Мпуск), т.е. равное пусковому
моменту по статической характеристике двигателя. Причины возникновения
автоколебаний момента при торможении те же, что и описанные ранее в
процессе пуска.
Угловая скорость вала двигателя в начале торможения за счет ударных
моментов резко уменьшается, но после прохождения электромагнитных
явлений интенсивность снижения угловой скорости становится меньше. С
появлением колебаний момента  М характер изменения угловой скорости
повторяется аналогично тому, что имеет место в процессе пуска. В связи с
окончанием торможения при угловой скорости до достижения нулевого
значения резонансные амплитуды имеют еще один максимум, но уже с
105
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
І, А

·10 , рад
І
-3

52,0
2 6,0

t
Іуд

1
Му

1 , рад/ с

Му
0
- 5,0
2
р
5,0
138 ,6
0

М
Іу
93,0
Муд

у
- 26 ,0
69,3
М
-3
Z, 10 м
- 52,0
Z
6,5
0
- 6,5
18 6,0

1от
М, Н ·м
2Zр
0
0
0,4
0,8
1,2
1,6
2 ,0
2,4
2,8
3,2
t, с
Рис. 49. Осциллограмма торможения МВЗМ противовключением АД: Іуд, І – ударный и тормозной токи; Муд, М –
ударный и тормозной моменты на валу; υ – амплитуда поворотных колебаний; Z – амплитуда
вертикальных колебаний; ω1 – угловая скорость ротора; Δt – длительность переключения с
двигательного режима на режим торможения;
ωот – угловая скорость отключения торможения
106
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
меньшей амплитудой. При чем резонанс повторных колебаний наступает,
когда вал двигателя уже остановился, а скрученная упругая лепестковая муфта
в момент остановки, раскручиваясь в обратную сторону, что видно по
всплеску момента, приводит к возбуждению резонансных поворотных
колебаний.
По результатам обработки осциллограмм процесса пуска установлено,
что ударные значения относительно своих номинальных значений достигают
(рис. 50 и 51) для токов до 5,1-9,6 (в среднем 5,72) и для моментов 3,3-9,13 (в
среднем 5,20). Размахи автоколебаний момента  М находятся в пределах
13-2,73 (в среднем 2) от Мн. Резонансные амплитуды при торможении
противовключением для случая, когда торможение прекращается около
нулевой угловой скорости, уменьшаются по сравнению с установившимися
далеко зарезонансными значениями для вертикальных колебаний до
Zр= (2,39-4,57)Zу (в среднем 3,15 Zу) и для крутильных р = (2,13-5,74) у (в
среднем 4,14у). При этом уменьшение вертикальных колебаний по средним
значениям находится в пределах эксплуатационных требований, тогда как для
поворотных колебаний они в 0,60-1,44 (в среднем в 1,04) раза остаются больше
допустимых. Время торможения в среднем составило 1,5-2 с, что в 5,3-4 раза
меньше, чем при выбеге. Торможение МВЗМ с технологической нагрузкой
показало, что превышение резонансных амплитуд составило Zр/ Zу = 2,83-3,26
(в среднем 3,04) и р /у = 4,1-4,51 (в среднем 4,3). Как видно по средним
показателям, z меньше в 1,04 раза, а  находится на том же уровне, что и при
работе ВЗМ без нагрузки.
По данным обработки полученных осциллограмм торможения
противовключением, построены графики изменения параметров переходного
процесса (ЭДС самоиндукции статора, ударные ток и момент) от времени
переключения  t с двигательного режима на режим торможения [202] (рис. 50
и 51). ЭДС самоиндукции Е с момента выключения двигателя в статорной
обмотке двигателя наводится за счет остаточного (не затухшего) поля,
поддерживаемого периодическим током ротора, и уменьшается до нуля в
течение времени  t = 0,32 с по экспоненциальному закону вида Ес = 220е-5,8/м.
Коэффициенты этого и других уравнений кривых найдены как машинным (на
ЭЦВМ), так и ручным способами по методу наименьших квадратов.
В результате наложения остаточного магнитного поля и поля обратного
направления происходит появление ударных токов и моментов. Крайние
значения этих параметров отличаются соответственно в 1,86 и 2,79 раза, такое
большое расхождение можно объяснить как влиянием фазы включения
напряжения
сети,
так
и
неблагоприятным
включением,
т.е.
неодновременностью включения контактов реверсивного пускателя, что
практически всегда имеет место [121].
Ударные значения токов и моментов с увеличением  t уменьшаются и
через 0,35-0,40 с принимают соответственно значения 5,5Iн и 3,8Мн. Для
уменьшения ударных значений моментов, которые являются причиной
возникновения
опасных
механических
напряжений
в
элементах
107
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
кинематической цепи электропривода, необходимо в схеме предусматривать
осуществление выдержки времени  t на переключение не менее чем 0,350,40 с.
E, В
20 0
150
100
50
0
0
0,2
0 ,4
0,6
0 ,8

t, c
1
а)
Іу д | Ін
9
8
1
7
6
5
4
3
2
1
2
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1

t, c
б)
Рис. 50. Зависимость ЭДС самоиндукции E а) и ударного тока Iуд/Iн б) от
длительности переключения Δt на торможение:
1 – противовключением; 2 – динамическое постоянным током (1,5-2,0)Iн
108
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Влияние момента отключения торможения на уменьшение резонансных
амплитуд видно из рис. 52 и 53. По оси абсцисс приведена кратность угловой
скорости отключения торможения от к резонансной скорости вертикальных
рz и крутильных р колебаний. С уменьшением значения скорости двигателя
от, при котором выключится питание двигателя в режиме противовключения,
зависимость резонансных амплитуд от кратности скорости отключения
торможения
изменяется
по
параболическому
закону:
Zр
Z



 1,55( от ) 2  1,62 от  2,98 - для вертикальных колебаний р  f ( от ) и
 рz
Zу
Zу
 рz
 рz
р


 0,98( от ) 2  0,14 от
 р

 р
по виду
+ 4,30 – для крутильных колебаний
р/у = (от/р). Такая закономерность изменения резонансных амплитуд
объясняется тем, что, если торможение прекращать до достижения угловой
скорости (1,5-1,9) р от резонансной р , эффективность ограничения
амплитуд при резонансе резко уменьшается. Ибо только начиная с 3 р, будет
интенсивно происходить переход кинетической энергии вращательного
движения дебалансов ротора в энергию колебательного движения РО [47].
Му д / Мн
9
8
7
1
6
5
4
3
2
2
1
0
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7

t, с
Рис. 51. Зависимость ударного момента от времени переключения с
двигательного на режим торможения: 1 – противовключением;
2 – динамическое
109
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 52. Зависимость превышения резонансной вертикальной амплитуды от
кратности скорости отключения торможения противовключением
(○ – экспериментальные точки)
Рис. 53. Влияние кратности скорости отключения торможения
противовключения на превышение резонансной поворотной амплитуды
(○ – экспериментальные точки)
Как видно из графика Zр/Zу =  (
от
) , торможение, происходившее до этой
рz
оптимальной угловой скорости вала, не оказывает никакого влияния на
ограничение резонансных амплитуд, которые находятся в пределах
резонансных при выбеге. Поэтому производить торможение до значения этой
110
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
оптимальной угловой скорости нет никакой целесообразности. Из графика
также заметно, как увеличивается амплитуда при резонансе, если двигатель
будет разгоняться в противоположном направлении (от/рz  - 0,5). Такое
возрастание амплитуды происходит вследствие вхождения колебательной
системы в резонанс после реверсирования. Для тех сочетаний конструктивных
и кинематических параметров машины, при которых проводилось
исследование переходных процессов, снижение амплитуд вертикальных
колебаний более существенно, чем крутильных колебаний. Причем амплитуда
вертикальных колебаний уменьшается настолько, что его превышение
находится в пределах допустимого, тогда как для крутильных колебаний
амплитуда в преобладающем большинстве случаев выше этого предела. Для
достижения минимального превышения колебаний торможение должно быть
прекращено при угловой скорости для вертикальных колебаний 1,00…0,25 от
резонансной и 0,2…0,6 для поворотных колебаний. В абсолютных величинах
это составляет на валу вибратора соответственно для вертикальных колебаний
8,3…33,1 рад/с, для крутильных 7,8…23,4 рад/с. Отсюда видно, что диапазон
срабатывания
аппаратуры
на
момент
отключения
торможения
противовключением должен находиться в диапазоне 8,3…23,4 рад/с вала
вибратора (или 15,85  7,54 рад/с).
4.7. Исследование переходных процессов
динамического торможения
Динамическое торможение осуществляется при подаче на обмотки
статора двигателя, после отключения его с двигательного режима,
постоянного напряжения. В нашем случае [202], с целью упрощения
получения постоянного тока используется постоянный пульсирующий ток,
полученный как трехфазным, так и однофазным двухполупериодным
выпрямлением. Осциллограмма динамического торможения двукратным
номинальным однофазным выпрямленным током по мостовой схеме для
случая с незатухшим полем ротора приведена на рис. 54.
Как видно из осциллограммы, в результате наличия на зажимах статора
остаточного ЭДС от переменного тока (время переключения с двигательного
на тормозной режим  t = 0,073 с) появляется качающееся поле, создающее
знакопеременный ударный ток Iуд = 53 А (5,64Iн, 0,94Iп), который в свою
очередь вызывает ударный момент Муд = 63 Нм (2,11Мн, 1,5Мп). Как и для
случая торможения противовключением колебания тока и момента,
обусловленные электромагнитными процессами, быстро затухают.
За это время под действием тормозного момента угловая скорость
двигателя 1 также начинает уменьшаться. По мере уменьшения скорости вала
двигателя тормозной момент М нелинейно возрастает и достигает
максимального значения Ммах = 50,8 Нм (1,7Мн) при околорезонансной
скорости.
111
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
После этого момент резко уменьшается до нуля. При подходе к
резонансной скорости амплитуды колебаний РО интенсивно увеличиваются.
Возрастание колебаний РО возбуждает вследствие отрицательного
демпфирования, колебания момента двигателя, что в свою очередь вызывает
колебания тока. С интенсивным увеличением тормозного момента на участке
t = 2,9-3,5 с снижение скорости ускоряется, тем самым способствуя
уменьшению резонансных амплитуд колебаний.
Уменьшение резонансных амплитуд (рис. 55) так же, как и при
торможении тивовключением более эффективно обеспечивается для
вертикальных колебаний Z. Причем торможение происходит более
интенсивнее при питании трехфазным двухполупериодно выпрямленным
током. Однако, начиная с тока 1,8Iн, как для однофазного, так и трехфазного
двухполупериодно выпрямленного тока кратности резонансных амплитуд
относительно своих установившихся значений находятся: для Zр/Zу в пределах
2,5-3,9 (в среднем 3,25), для р/у = 3,3-4,1 (в среднем 3,99). Тем самым
снижение резонансных амплитуд, относительно установившихся значений,
вполне соответствует эксплуатационным требованиям, равным 2-4.
Из обработки осциллограмм динамического торможения видно (рис. 50
и 51), что для токов торможения (1,5-2,0)Iн ударные токи и моменты достигают
максимальных значений при  t  0,1 с: для токов 4,2-5,8 Iн (в среднем 4,9 Iн),
моментов 0,3-4,4 Мн (в среднем 2,56 Мн или 1,83 Мп). Эти показатели меньше
по сравнению с торможением противовключением по току относительно
средних значений в 1,17 раз, по моменту более чем в 2 раза. Наряду с этим из
графиков видно, что по сравнению с торможением противовключением
разброс точек явно меньше.
Это свидетельствует о более стабильном протекании переходного
процесса при динамическом торможении. Отсюда следует, что динамическое
торможение является более целесообразным и его достаточно производить
однофазным двухполупериодно выпрямленным током величиной 1,8Iн.
4.8. Влияние электрического торможения двигателя
на время остановки машины
Влияние величины и вида тока динамического торможения на время
остановки агрегата (t0) можно увидеть на рис. 55 [202]. С увеличением
тормозного тока время остановки для обеих схем выпрямления тока
уменьшается по экспоненте вида t0 = 7,6е-0,292 t для однофазного и t0 = 7,6е-0,44 t
для трехфазного двухполупериодно выпрямленных токов. Причем для
трехфазного выпрямленного тока уменьшение времени остановки протекает
интенсивнее и для тока 2Iн оно равно 3,2 с, что в 1,33 раза меньше, чем для
однофазного выпрямленного тока.
112
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»

-3
2
р
f ·10 , рад
І, А
Ід.т.
Іуд

1 , рад/ c
53,0
Мус
4 ,5
0
- 4 ,5
2 6 ,0
14 7 ,0
31,0
6 3,0
4 ,0
7 3,5
М
Муд
Іус
-3
Z, 10 м
Мmax
D
t
Z
0
- 4 ,0
2Zp
М, Н ·м

1
0
0
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
2,4
2,8
3,2
3,6
4,0
4,4
4,8
5,2
Рис. 54. Осциллограмма динамического торможения АД МВЗМ однофазным двухполупериодным выпрямительным
током 2Ін: υ – амплитуда поворотных колебаний; Z – амплитуда вертикальных колебаний; М – тормозной момент;
ω1 – угловая скорость ротора; Ιд.т. – ток динамического торможения
113
t, с
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
а)
б)
Рис. 55. Зависимость превышения резонансных вертикальных (а) и поворотных
(б) амплитуд колебаний РО МВЗМ от тока динамического торможения:
1 – однофазного двухполупериодного; 2 – трехфазного двухполупериодного
114
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Из рассмотренного выше следует, что динамическое торможение
трехфазным двухполупериодным выпрямленным током как по степени
снижения резонансных амплитуд, так и по уменьшению времени остановки
системы не имеет явных преимуществ перед однофазным двухполупериодно
выпрямленным током, если иметь в виду то обстоятельство, что агрегат в
течение смены будет останавливаться при нормальной эксплуатации не более
2-3 раз. В то же время для его реализации требуется более дорогостоящее
оборудование
(понижающий
трехфазный
вместо
однофазного
трансформатора, шесть силовых диодов вместо четырех и т.д.). Поэтому в
дальнейшем будем рассматривать только торможение однофазным
двухполупериодно выпрямленным током.
t ост , с
7
1
6
5
2
4
3
2
1
0
0
0,5
1
1,5
2
Ідт / Ін
Рис. 56. Зависимость времени остановки от кратности тока динамического
торможения: 1 – однофазный двухполупериодный выпрямленный ток
t0  e0.292t ; 2 – трехфазный двухполупериодный выпрямленный ток t0  e0.44t
Было проанализировано влияние (рис. 57) длительности переключения
 t с двигательного режима на динамическое однофазным двухполупериодно
выпрямленным током и торможение противовключением на время остановки
системы t0.
Для обоих видов торможений при малых значениях  t время остановки
имеет наименьшее значение. Так, при  t = 0,05 с время остановки t0 для
динамического торможения током 2Iн равно 3,9 с, а для торможения
противовключением – 1,6 с. При увеличении  t до 0,35 с (время исчезновения
остаточного поля статора) время остановки t0 возрастает и составляет для
динамического торможения 4,9 с, для торможения противовключением – 2,0 с,
что в 2,45 раза быстрее, чем при динамическом торможении. Возрастание в
дальнейшем t0 объясняется резким снижением ударных моментов (рис. 51).
115
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
t0 , c
Ідт = Ін
6
Ідт =1,5 Ін
1
5
Ідт =2 Ін
4
3
t 0 = 0,083
t +0,7
t +1,56
2
2
2
1
0
0,4
0,8
1,2
1,6

t, c
Рис. 57. Зависимость времени остановки АЭП МВЗМ от времени переключения
с двигательного режима на тормозной: 1 – динамическое торможение
однофазным двухполупериодным выпрямленным током;
2 – противовключением
При динамическом торможении закономерность измерения времени
остановки t0 от времени переключения  t для всех токов остается одинаковой.
Для тока, равного двукратному номинальному току двигателя, начиная с
 t = =0,8 с, длительность переключения  t практически не влияет на время
остановки t0, которая в среднем составляет 4,0 с. Для торможения
противовключением с увеличением  t время остановки t0 возрастает
параболически по уравнению вида: t0 = 0,083  t2 + 0,7  t + 1,56. Время
остановки t0 при торможении противовключе-нием для  t = 2,0 с только в 1,21
раза отличается в меньшую сторону, чем для ди-намического торможения с
током 2Iн и в 1,36 раза при 1,5Iн.
Очевидно, эта разница будет еще меньше, если учесть, что торможение
целесообразнее начать с оптимальной угловой скорости 3 р, т.е. при
намного большем  t. Время, соответствующее этой угловой скорости,
определенная из осциллограммы выбега (см. рис. 48), равно  t = 5,3 с.
Отсюда следует, что торможение противовключением и по длительности
остановки t0 не имеет явного преимущества перед электродинамическим
торможением.
116
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4.9. Особенности асинхронного электропривода машины
Из выше проведенного анализа исследований сепарации семян,
особенности зарезонансного режима работы и характера изменения момента
статического сопротивления ВЗМ следует, что к электроприводу этих машин
предъявляются следующие специфические требования [188]:
1. Плавное регулирование частоты колебаний РО с диапазоном от 1,4  1
до 3,0  1, со средним отклонением частоты колебания от установленного
внутри диапазона в пределах 3,35 %. Причем у преобладающего большинства
ВЗМ диапазон регулирования составляет менее 21.
2. С целью уменьшения резонансных амплитуд РО при пуске
обеспечение большого пускового момента АД и исключение провала в
пусковой ветви механической характеристики.
3. Для уменьшения резонансных амплитуд при выбеге обеспечение
эффективного торможения двигателем [201].
4. Отсутствие контактных систем в элементах электропривода,
связанных с повышенной запыленностью работы ВЗМ.
4.9.1. Регулирование скорости приводного асинхронного двигателя
В настоящее время большинство приводов ВЗМ имеет механический
способ регулирования частоты колебаний РО путем смены шкивов или КВС.
Из них наибольшее применение нашли КВС. Однако КВС присущ ряд
недостатков [145, 120] 1) Нестабильность (непостоянство) и неточность
установленной скорости; 2) Неудобство регулирования скорости, связанное с
необходимостью прикладывания значительной мощности (усилий); 3) Невысокий КПД и надежность в работе. Например, практика показывает, что за
сезон работы ВЗМ (3 месяца) расход ремней вместо планового 1-2 шт. доходит
до 7-8 шт.; 4) Большая потребляемая мощность (см. главу 4.4), доля которой
относительно мощности, идущей на вибрацию РО ВЗМ, составляет до 51 %.
Поэтому более прогрессивным является электрический способ на базе
бесконтактных АД с короткозамкнутым ротором. Необходимо подчеркнуть,
что в работе не ставится прямая задача разработки регулируемого
электропривода, так как это является отдельной и самостоятельной задачей.
Однако, так или иначе, проведем небольшой анализ выпускаемых
комплектных регуляторов скорости, исходя из особенностей требований ВЗМ
к приводу.
Наиболее целесообразными в сельскохозяйственных электроустановках
являются следующие способы регулирования частоты вращения АД [140]:
 параметрический – изменением скольжения;
 частотный – изменением частоты тока;
 электромеханический – изменением передаточного отношения
электрическим способом (муфта скольжения);
117
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
 применение АД специального исполнения – переключением числа пар
полюсов, повышенного скольжения и с фазным ротором.
В работе [140] приводится технико-экономическое сравнение различных
типов регулируемых электродвигателей по приведенным затратам с учетом
технологических требований к конструктивному выполнению элементов
привода (контактные или бесконтактные), характера регулирования частоты
вращения (плавное или ступенчатое) с диапазоном 1,1  10, а также
нелинейного (вентиляторного) характера изменения статического момента
сопротивления рабочей машины на валу с мощностью Рс = 0,5…15 кВт и
продолжительностью работы механизма в году Т = 1000…8000 ч.
Исходя из особенностей электропривода ВЗМ: нелинейный характер
изменения момента на валу, мощность двигателя в пределах 0,4-4,5 кВт,
регулирование плавное с диапазоном 1  2,4, продолжительность работы 10001500 часов в году; наиболее целесообразными являются следующие серийновыпускаемые бесконтактные типы регулируемых электроприводов на базе АД
с короткозамкнутым ротором [140]: дросселем насыщения или магнитным
усилителем (ДН), бесконтактной муфтой скольжения (БМС) и тиристорами
(ТР).
Однако предлагаемые регуляторы на базе дросселя насыщения и
электромагнитной муфты скольжения имеют ряд недостатков, из-за которых
не могут полностью удовлетворить предъявляемым требованиям к
электроприводу ВЗМ:
а) для магнитного усилителя [140] это инерционность, не
удовлетворяющая пуско-тормозным требованиям ВЗМ; большие габариты и
масса (30…50 кг/кВт); падение напряжения на дросселе до 10…38 % Uном;
коэффициент завышения мощности двигателя примерно равен 3-6 в интервале
диапазона регулирования Д = 1,1…4. Так, для Д = 1,5 завышение мощности
равно Рд = 3,5Ррасч.; регулятор напряжения представляет собой последовательно
включенное реактивное сопротивление, что приводит к понижению cos.
б) для электромагнитной муфты скольжения [140, 181] установленная
мощность в 2 раза превышает полезную (40…60 кг/кВт); трудность
осуществления тормозного режима, применение же специальных муфт для
торможения снижает экономичность; инерционность в переходных процессах,
связанная
с
повышенными
значениями
электромеханической
и
электромагнитной постоянных времени привода, что не соответствует
пусковым требованиям ВЗМ.
Тиристорный регулятор напряжения (ТРН) относительно рассмотренных
выше регуляторов имеет меньше в 2,5…6 раз массо-габаритные показатели,
равные 10…20 кг/кВт. А в комплектном исполнении ТРН типа КТУ-20 [43]
обладает значительными преимуществами в части обеспечения требуемых
характеристик торможения и стабильности работы привода. Однако
минимальная мощность выпускаемых регуляторов составляет 2,2 кВт, что не
совсем обеспечивает требуемые мощности ВЗМ, равные 0,4-2,2 кВт (см.
табл. 8). В то же самое время ТРН неэффективен [172, 182] в
118
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
продолжительном режиме. Даже для самой благоприятной вентиляторной
нагрузки при снижении скорости всего на 20 % необходимо двух-трехкратное
завышение установленной мощности двигателя с повышенным скольжением
при интенсивном внешнем обдуве. Регулирование угловой скорости двигателя
происходит за счет уменьшения модуля жесткости искусственных
механических характеристик. Это обстоятельство еще более усугубляется при
моменте сопротивления механизма, линейно возрастающем от угловой
скорости, что присуще МВЗМ с саморегулируемым вибратором (см. рис. 12,
кривая 3).
Бурное развитие, усовершенствование и расширение производства
полупроводниковой техники привели к тому, что частотно-регулируемый
электропривод (ЧРЭП) стал основным типом регулируемого привода [182], не
уступающим по показателям самому совершенному электроприводу
постоянного тока. ЧРЭП обеспечивает регулирование скорости как вверх, так
и вниз от основной с диапазоном 8-10 : 1 даже в разомкнутых схемах при
высокой стабильности скорости во всем диапазоне регулирования. В плане
стабильности скорости среди механических характеристик механизмов,
изменяющихся вентиляторно, линейно и остающихся постоянным, наиболее
благоприятным для ЧРЭП является линейно возрастающая характеристика,
как у МВЗМ.
В настоящее время десятки как отечественных, зарубежных, так и
совместных предприятий [182, 133, 169, 3, 4] выпускают преобразователи
частоты (ПЧ), среди которых на диапазон мощностей ВЗМ Р н = 0,4-2,2 кВт, на
наш взгляд, представляют интерес преобразователи ряда фирм как: HITACHI
серии L100 и SJ100 (Рн = 0,4-132 кВт, 2 = 1-360 Гц); HYUNDAI серии N100
(Рн = 0,4-7,5 кВт); Mitsubishi Electric серии FR-S540S (Рн = 0,4-3,7 кВт;
2 = 0,5-120 Гц); LG INDUSTRIAL SYSTEMS серии PM G520/540 ProiMaster
(Рн = 0,4-7,5 кВт, 2 = 0,5-400 Гц) и, начиная с 0,75 кВт фирмы Веспер серии Ei
– 8001 (Рн = 0,75 – 11 кВт, 2 = 0,5 – 320 Гц) и E2 – MINI (Рн = 0,75-2,2 кВт,
2 = 1-200 Гц), ЗАО НТЦ «Приводная техника» серии АП – 140 (Рн = 0,75110 кВт, 2 = 2-2000 Гц) и ряд других фирм.
4.9.2. Асинхронные двигатели повышенного скольжения
и с массивными роторами
Как было указано выше в требованиях к АЭП, АД не должен иметь в
пусковой ветви механической характеристики провалы и зоны неустойчивой
работы, должен производить эффективное торможение и обладать
максимально возможным пусковым моментом. Этим требованиям в
наибольшей степени соответствует АД с массивным ротором (МР) [188, 198],
который получается заменой серийного короткозамкнутого ротора (КЗР) на
специальный. Отличительной особенностью такого двигателя является то, что
тело ротора представляет собой одновременно магнитопровод (отожженный
119
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
сталь марки Ст. 3) и проводник тока в отличие от короткозамкнутого, где
проводником является обмотка (беличья клетка), а проводником магнитного
потока – шихтованный пакет сердечника.
Асинхронный двигатель с МР обладает рядом важнейших преимуществ
по сравнению с КЗР. Главные из них [155, 99]: простота конструкции;
дешевизна; высокие надежность, добротность пуска и перегрузочная
способность; хорошие тяговые и регулировочные свойства при регулировании
простейшим способом – изменением подводимого напряжения; отсутствие
провалов и зон неустойчивой работы в пусковой ветви механической
характеристики, а также хорошие тормозные свойства, возможность работы в
запыленной среде.
Однако ему присущи и некоторые недостатки: низкий коэффициент
мощности и к.п.д. при малых скольжениях; пологая механическая
характеристика и обусловленное ею повышенное скольжение в рабочем
режиме.
Для увеличения энергетических показателей (cos и КПД) при малых
скольжениях и крутизны механических характеристик разработаны ряд
модификаций МР [155, 99]: с пазами; торцевыми медными или латунными
кольцами; беличьей клеткой; медной или латунной втулкой; омедненный МР и
с уменьшенной магнитной проницаемостью ротора.
Модификации МР по своим свойствам и характеристикам занимают
промежуточное положение между АД с МР и КЗР. Однако перечисленные
выше разновидности ротора, с одной стороны, конструктивно более сложны,
чем простой МР. С другой стороны, приходится использовать их вместо КЗР, а
следовательно, они имеют более высокую стоимость.
На базе двигателя серии 4А100S4 на кафедре «Применение
электрической энергии в сельском хозяйстве» Харьковского института
механизации и электрификации сельского хозяйства нами были проведены
исследования массивного гладкого (МГР) и зубчатого с пазами (МЗР) роторов
[188]. Опытами установлено следующее (см. табл. 9, рис. 58), где наряду с
опытными данными приведены результаты, полученные расчетом для
двигателей повышенного скольжения 4АС и ДаС.
Как у двигателя нормального исполнения 4А100S4, так и повышенного
скольжения 4АС100S4 критические скольжения имеют значения одного
порядка. В пусковой ветви имеется провал момента, а диапазон регулирования
возможен только в пределах 1,14  1. Несколько лучшие показатели имеет
двигатель повышенного скольжения серии Да С100LA4C.
У этого двигателя критическое скольжение равно Sк = 60 %, что
позволяет достичь диапазона регулирования 1,6  1. Однако этот двигатель
также имеет провал и тем самым участок с отрицательным демпфированием в
пусковой ветви. По сравнению с КЗР длительная мощность по условиям
нагрева для МЗР составила 0,43Рн, КПД и cos при этом соответственно были
равны 0,68н и 0,725cosн. Однако КПД и cos МЗР для больших скольжений
120
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
превышают эти же параметры у КЗР. Так, начиная со скольжения S  0,2, во
всем диапазоне у МР КПД остается больше в 1,3-1,5 раза, а cos – в 1,3 раза
при значениях скольжения S  0,45. В то же время МЗР позволяет улучшить
пусковые, регулировочные и тормозные свойства двигателя. При этом
исчезает провал в пусковой ветви, диапазон регулирования для механизмов с
нелинейным характером роста момента сопротивления достигает до 2,86  1
(при изменении напряжения с 0,5 до 1,0Uн), а также при динамическом
торможении двигателя в 3,6 раза возрастает величина максимального момента
со смещением в зону больших скольжений, соответствующих резонансной
частоте колебаний ВЗМ.
M / Mн
1
2,0
2
3
1,5
4
1,5
3'
1' (2')
5
0,5
4'
5'
0,8
0,6
0,4
0,2
S
Рис. 58. Механическая характеристика АД при Uн: 1 – 4A100S4;
2 – 4AC100S4; 3 – ДаС100LA4C; 4 – 4A100S4 c МЗР; 5 – 4А100S4 с МГР: 1’;3’;4’ и
5’ – кривые допустимых моментов по условиям нагрева
(τ = 80º) при U = (0,5 – 1,0) Uн
Двигатель 4А100S4 с МЗР был испытан в производственных условиях
на многорешетной машине МВЗМ при сепарации семян мелкосеменных
культур на Бориспольской семяочистительной фабрике «Укрсортсемовощ»
(см. приложение 1). Параметрическое регулирование осуществлялось
разработанным нами автотрансформаторным регулятором напряжения.
Регулятор, собранный на базе унифицированного низковольтного
распределительного устройства типа РУС(А)-5407, включал в себя
дополнительно три автотрансформатора типа ЛАТР-1М, реле времени РВП1М, вольтметр типа Э 8021, универсальный переключатель УП5312,
сигнальные лампы, три диода, указатель оборотов. Разработанный регулятор
121
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
напряжения позволял осуществить пуск и динамическое торможение током
1,5 Iн с выдержкой времени на включение, раздельно регулировать напряжение
в трех фазах, а также поддерживать симметричное напряжение на обмотках
двигателя. Испытания подтвердили целесообразность регулируемого
параметрически и осуществляющего динамическое торможение АД с МР в
качестве рационального электропривода ВЗМ. В то же время испытания
выявили некоторые недостатки регулятора: наличие токосъемного устройства
регулятора, усугубляемого некоторой запыленностью среды, неудобство
регулирования трехфазного напряжения однофазными автотрансформаторами.
4.9.3. Асинхронные двигатели с модернизированными
короткозамкнутыми роторами
Для улучшения механических и энергетических характеристик
целесообразно использовать АД с увеличенным активным сопротивлением
серийного КЗР. Это можно обеспечить специальной механической обработкой
ротора, например, разрезанием короткозамыкающих колец беличьей клетки
ротора и с равномерно расположенными поперек оси ротора, проточенными
канавками [99]. Авторами установлено, что вариант ротора с 26 разрезами
короткозамыкающих колец на базе двигателя АО-42-4 показал наилучшие
результаты: наибольший коэффициент использования мощности в данном
габарите и наименьший потребляемый ток. В то же время эксперименты
выявили существенный недостаток этого варианта ротора, связанный с
изменением формы и жесткости механической характеристики в процессе
работы двигателя.
На кафедре «Электрификация сельского хозяйства» Башкирского
сельскохозяйственного института на базе двигателя серии 4АХ80А4 [188,198]
были исследованы МЗР и 4 варианта, модернизированного механической
обработкой КЗР, ротора:
1-й (28  12) – с наружными продольными пазами, получаемые
фрезерованием шириной 2-2,3 мм на глубину 11-12 мм, что составляет
0,67-0,73 высоты паза ротора h всех 28 стержней беличьей клетки;
2-й (5  12) – 5 поперечных канавок глубиной 11 мм (0,67h), шириной в
среднем 3,36 мм;
3-й (21  Ø5) – сквозными продольными отверстиями диаметром 5 мм в
нижней части паза 21 стержни из 28 беличьей клетки;
4-й (21  Ø5 + 5Ø5) – дополнительно к 3-му варианту по 5 поперечных
отверстия диаметром 5 мм, расположенных равномерно на 21 стержнях,
имеющих продольные отверстия.
При механической обработке стержней беличьей клетки исключалось
воздействие на магнитопровод ротора.
На всех вариантах роторов были проведены опыты холостого хода (рис.
59 и 60, приложение 16) и короткого замыкания (рис. 61 и 62, приложение 17);
исследованы регулировочные механические характеристики при изменении
122
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таблица 9
Номинальные параметры асинхронных двигателей повышенного скольжения 4АС100S4, ДaС100LА4С и
нормального исполнения 4АС100S4 с короткозамкнутыми и массивными роторами
Типы
д в и г ат ел ей
Sк
Ін
Iп / Iн
Mк / Mн
Mп / Mн
M мин / M н

н
cos 
н
Д при
U = ( 0 , 5 . . . . 1 ,0 ) U н
к В т о б / ми н %
А
о.е.
о.е.
о.е.
о.е.
%
о.е.
о.е.
*
Pн
nн
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
4A100S4
3,0
1420
31
6,7
5,8
2,4
2,0
1,6
82
0,8
1,14 : 1
4AC100S4
2,3
1430
32,7
5,8
6
2,2
2,0
1,6
77,5
0,78
1,14 : 1
Да C100LA4C
1,8
1300
60
4,6
4,5
2,2
2,0
-
72
0,82
1,6 : 1
с МЗР
(массивный
зубчатый
ротор)
1,3
1230
>100
6,4
2,4
2,0
2,0
-
56
0,58
2,87 : 1
с МГР
(массивный
гладкий
ротор)
1,0
1200
>100
6,0
2,0
1,7
1,7
-
50
0,57
2,86 : 1
*
Pн - длительная мощность
123
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Rx , Ом
к зр
45
40
2 8 х 12 (I)
35
2 1 5

+ 2 1 
5 (IV)
30
мз р
25
20
2 1 
5 (III)
5х 12 (II)
15
10
0
12 0
14 0
16 0
18 0
200
220
Uср , В
Рис. 59. Зависимость активного сопротивления АД 4А80А4 от напряжения в
режиме холостого хода с различными роторами
напряжения в статоре от 0,45 до Uном 100-220В (рис. 63 и приложение 18);
определены границы допустимых моментов температурным условиям;
исследованы режимы электродинамического торможения (рис. 64) и получены
энергетические характеристики двигателя (рис. 65). Сравнительные параметры
двигателя 4А80А4У3 с различными роторами видны на табл. 10 и
механические характеристики при Uф = 180 В (см. рис. 63).
Хх , Ом
кзр
150
5х12 (II)
28х12 (I)
130
110
мзр
215
(III)
90
21 5
+ 215(IV)
70
120
140
160
180
200
220
Uс р , В
Рис. 60. Зависимость индуктивного сопротивления АД 4А80А4 от напряжения в
режиме холостого хода с различными роторами
124
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 61. Зависимость активного сопротивления асинхронного двигателя 4А80А4
с различными роторами от напряжения в опыте короткого замыкания: 1
вариант – (28x5); 2 вариант – (5x12); 3 вариант - (21x5); 4 вариант (21x5м+21x5); 5 вариант – КЗР; 6 вариант – МЗР
Хк , Ом
МЗР
40
30
215
+ 215
(IV)
20
5x12 (II)
21х5
(III)
10
КЗР
28х12 (I)
50
60
70
Uк , В
Рис. 62. Зависимость реактивного сопротивления АД 4А80А4 от напряжения в
режиме короткого замыкания с различными роторами
125
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 63. Механическая характеристика АД 4А80А4 с различными роторами
(U1=180 В) и вибрационной машины для разборки образцов семян (ВМРОС): 1 
28 х 12; 2 5 х 12; 3  21 х 5; 4  21 х 5 +55; 5 – ВМРОС;
6 – КЗР; 7 – МЗР
Из приведенных данных в табл. 10 и графиков следует, что двигатель с
2-м и 4-м вариантами ротора (кривые 2 и 4) наиболее полно отвечает всем
предъявленным ВЗМ требованиям к электроприводу: отсутствует провал в
пусковой ветви механической характеристики, в рабочей ветви характеристика
«жестче», чем у МЗР (кривая МЗР), а также позволяет обеспечить наибольший
диапазон регулирования скорости по сравнению с остальными вариантами. По
температурным условиям (см. табл. 10) диапазон регулирования для 2-го
варианта явно недостаточный (1,51 вместо 21), что можно было бы
М, Н 
м
КЗР
16
14
12
28х12 (I)
10
МЗР
8
6
21
5 + 21
5 (IV)
5x12 (II)
4
2
21
5 (III)
0
n1
20 0
n2
4 00
60 0
7 00
80 0
9 00
1000
n1 , об/ мин
Рис. 64. Механические характеристики асинхронного двигателя 4А80А4 с
различными роторами при динамическом торможении током 1,5Iн
126
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таблица 10
Номинальные параметры двигателя 4А80А4 с массивными и модернизированными роторами
Типы
ро т о ро в
*
Pн
nн
к В т о б / ми н
Sк
Ін
Iп / Iн
Mк / Mн
Mп / Mн
M мин / M н

н
cos 
н
%
А
о .е.
о .е .
о .е .
о .е .
%
о . е.
Д при
U = ( 0 , 5 .. .. 1 ,0 ) U н
о .е .
КЗР
1,1
1420
34
2,75
4,9
2,2
2,0
1,6
75
0,81
1,14 : 1
МЗР
0,44
1280
>100
3,0
1,8
1,9
1,9
-
51
0,5
4 :1
1- й вариант
(28х12)
1,03
1360
47
3,3
4,2
2,2
2,0
1,8
68
0,85
1,25 : 1
2- й вариант
(5х12)
0,96
1300
53
3,3
3,6
2,2
2,0
1,8
71
0,64
1,5 : 1
3- й вариант
(21х
5)
1,01
1340
40
3,2
3,45
2,0
2,0
1,8
66
0,7
1,22 : 1
4- й вариант
(21х
5+
5)
0,7
1245
80
3,4
2,8
1,8
1,8
-
60
0,51
2,4 : 1
127
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
расширить дальнейшей механической обработкой ротора. Однако во время
опытов у этого варианта проявился существенный недостаток, связанный с
отслоением пластин сердечника ротора.
Это обстоятельство могло стать причиной повреждения обмоток статора
в случае их отрыва во время работы. Поэтому дальнейшие исследования были
проведены с 4-м вариантом. По тормозным свойствам этот ротор не уступает
другим роторам (см. рис. 64), имея такой же тормозной момент в зоне малых
скольжений и больший – в зоне больших скольжений. По энергетическим
характеристикам (см. рис. 65) 4-й вариант лучше чем МЗР, хотя он несколько
уступает остальным.


Cos
КЗР
28х12 (I)
0,5
5x12 (II)
21 5
+ 21 5
(IV)
0,4
0,3
0,2
МЗР
0,1
S
0
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
Рис. 65. Энергетическая характеристика асинхронного двигателя 4А80А4 с
различными роторами при Uн =180 В
Очевидно, что при необходимости может быть достигнут и больший диапазон
регулирования скорости путем дальнейшей механической обработки ротора.
Из опытов следует, что на базе серийного КЗР, исходя из требований
определенного типа ВЗМ, можно получить АД с механической
характеристикой необходимой формы, жесткости и диапазона регулирования
путем соответствующей обработки стержней ротора.
128
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 5. ОЦЕНКА ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
МНОГОРЕШЕТНОЙ ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНОЙ МАШИНЫ
На основе вышеизложенного следует, что для качественного разделения
семян сельхозкультур от трудноотделимых примесей и семян сорняков
предпочтительны зарезонансные ВЗМ с вибраторами инерционного типа.
Однако зарезонансным ВЗМ приходится постоянно преодолевать резонанс при
пуске и остановке. Для ограничения резонансных амплитуд колебаний РО,
которые особенно велики при остановке, целесообразно применять
динамическое торможение приводного АД.
Для обеспечения качественной сепарации смесей семян на одной ВЗМ
требуется плавно регулировать параметры кинематического режима (частоту и
амплитуду колебаний РО). Причем с увеличением частоты колебаний
амплитуду необходимо изменять по гиперболическому закону. На базовом
варианте ВЗМ частоту колебаний регулируют плавно КВС, амплитуду
колебаний – ступенчато за счет изменения массы дебалансов. Однако КВС не
обеспечивает необходимую стабильность частоты колебаний, что снижает
производительность и главное кондицию семян и тем самым цену реализуемой
продукции. Амплитуду колебаний устанавливают только во время остановки.
На проектном варианте ВЗМ плавное регулирование частоты колебаний
предлагается преобразователем частоты, который одновременно при
остановке обеспечит динамическое торможение двигателя. Плавное
регулирование амплитуды колебаний по гиперболическому закону
осуществляется инерционным вибратором за счет выдвижения второго
подвижного дебаланса, подпружиненного фасонной пружиной с нелинейной
характеристикой жесткости.
Основная доля потребляемой мощности ВЗМ приходится на холостой
режим работы машины без технологической нагрузки, преобладающая часть
которой связана с преодолением трения в подшипниках вибратора от
центробежных сил дебалансов. В то же самое время немалая доля мощности
(до 51 %) теряется на КВС.
В связи с вышеизложенным выделим основные факторы, влияющие на
эффективность ВЗМ:
- Надежность технологического процесса за счет точной установки и
стабильности оптимальных значений как амплитуды, так и частоты колебаний
РО ВЗМ, что скажется на повышение производительности путем уменьшения
или полного исключения повторного пропуска семян пониженной кондиции
или класса, полученного при сбросе и отклонении установленной оптимальной
частоты КВС.
- Экономия рабочего времени обслуживающего персонала на
установку соответствующих оптимальных параметров кинематического
режима сепарации при переходе на обработку смеси семян другой
сельскохозяйственной культуры (смесей семян 11 с/х культур) и
периодической их корректировки:
129
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
 1) амплитуды колебаний (до 1 часа  число с/х культур);
 2) частоты колебаний (до 0,5 час  число с/х культур);
 3) периодическое натяжение ремней КВС из-за их износа (растяжения)
 (до 0,5 час в смену);
 4) замена ремней после их обрыва (8 ремней за сезон  0,5 часа). Итого
за сезон работы (3 месяца, 26 рабочих недель, двухсменная работа,
 8-мичасовой рабочий день) составляет 104 ч.
 Увеличение срока службы машин с 7 до 7,5 лет из-за устранения
резонансных амплитуд, что также позволяет обработать дополнительное
количество семян, равное 436,8 т.
 Замена КВС на регулируемый привод и тем самым:
 1) экономия ремней (до 8 ремней за 3 месяца работы);
 2) уменьшение мощности двигателя до 30 %, т.к. на привод КВС при
максимальных оборотах идет 51 % от мощности колебательного
движения РО ВЗМ (см. главу 4).
 Замена конических подшипников инерционного вибратора на
сферические позволяет уменьшить моменты трения, составляющие до
70 % от суммарного статистического момента МВЗМ, что выражается в
уменьшении мощности двигателя не менее чем в 2 раза (с 4,5 до
2,2 кВт).
5.1. Определение экономической эффективности
внедрения многорешетной виброзерноочистительной машины
с регулируемыми параметрами
Расчет системы экономических показателей, позволяющих оценить
экономическую эффективность внедрения ВЗМ с регулируемыми
параметрами, проведем на основе методических указаний, представленных в
работе [41].
5.1.1. Показатели эффективности текущих затрат
1. Удельные
вариантов
эксплуатационные
ЭЗбу 
ЭЗб
;
ВП б
расходы
ЭЗпу 
ЭЗп
,
ВП п
базового
и
проектного
(78)
где ВП = ПТм  Тм – объем валовой продкуции, т; ПТм – производительность
ВЗМ, кг/ч; Тм = Тр - Тнастр. – машинное время, ч; Тр = 1248 ч – рабочее время за
сезон; Тнастр. – время, затраченное на настройку ВЗМ, ч.
- Эксплуатационные затраты
ЭЗ  З п  А о  Т ро  С э  П р , руб .
130
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
А0 – амортизационные отчисления, руб; Тро – затраты на текущий ремонт и
техническое обслуживание, руб.; Зп – зарплата обслуживающего персонала,
руб; Сэ – стоимость электроэнергии, руб; Пр – прочие расходы, руб.
- Машинное время базового Тмб и проектного Тмп вариантов
Тмб = Тр - Тнастр.б. = 1248 – 104 = 1144 ч;
Тмп = Тр - Тнастр.п. = 1248 − 3,6 = 1244,4 ч.
- Объем валовой продукции базового ВПб и проектного вариантов ВПп
ВПб = ПТм  Тмб = 700  1144 = 800,8 т;
ВПп = ПТм  Тмп = 7001244,4 = 870,8 т.
- Амортизационные отчисления
Ао = Кв, руб,
где Кв – капитальные вложения, руб.;  – годовая норма амортизационных
отчислений, 11,1 % от капитальных вложений [41].
Аоб = 13280  0,111 = 1474 руб.
Аоп = 20710  0,111 = 2298,8 руб.
- Затраты на текущий ремонт и техническое обслуживание
Тро = Кв  z, руб.
z – годовая норма отчислений на текущий ремонт и техническое
обслуживание, 6 % от капитальных вложений [41].
Тро б = 13280  0,06 = 796,8 руб.;
Тро п = 20710  0,06 = 1242,6 руб.
- Заработная плата
N
Зп  ТЗi Ч ci  К Д  К п , руб ,
I
где N – численность обслуживающего персонала, чел.; ТЗi – затраты рабочего
времени i-го работника, ч; Кд – коэффициент, учитывающий дополнительную
оплату труда; Кн – коэффициент, учитывающий начисления на зарплату;
Чci – часовая тарифная ставка, руб. (12,5 руб./ч)
Зпп = Зпб = 1248  12,5  1,4  1,37 = 29 920,8 руб.
- Стоимость израсходованной электроэнергии:
Сэ = Оээ  Тээ, руб,
где Оээ – объем потребляемой электроэнергии, кВтч; Тээ – тариф на
электроэнергию, руб/кВтч (0,9 руб./кВтч).
С эб  0,9  1144 
4,5
 0,85  4633,2 руб.;
0,85
3
 0,85  3569,9 руб.
0,82  0,98
- Прочие расходы: 1% от капитальных вложений, руб [41].
Сэп  0,9  1244,4 
Прб = 132,8 руб.;
Прп = 207,1 руб.
- Общие расходы на эксплутацию ВЗМ в год:
131
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ЭЗб = 29 920,8 + 1474 + 796,8 + 4625,5 + 132,8 = 36 949,9 руб.;
ЭЗп = 29 920,8 + 2298,8 + 1242,6 + 3569,9 + 207,1 = 37239,2 руб.
Э збу 
36 949,9
 46,2 руб./т;
800,1
Э зпу 
37 239,2
 42,76 руб./т.,
870,8
где ЭЗ б и ЭЗ п – соответственно эксплуатационные затраты по базовому и
проектному вариантам, руб/ед.прод; ВП б и ВП п – валовое производство
продукции в базовом и проектном вариантах.
2. Удельная экономия эксплуатационных затрат, руб/ед.продук.
Эу  ЭЗбу  ЭЗпу
(79)
или
Эу = 46,2 - 42,76 = 3,44 руб.
3. Годовая экономия эксплуатационных средств:
Эгод  Эу  ВП п
(80)
или
Эгод = 3,44  870,8 = 2995,6 руб.
4. Себестоимость производства продукции.
По базовому варианту себестоимость сепарации семян была принята
согласно документам хозяйства [41]:
Sп 
S б  ВП б  ЭЗб  ЭЗп S б  ВП б  Эмр

 Эу ,
ВП п
ВП п
(81)
где S б и S п – себестоимость производства продукции в базовом и проектном
вариантах, руб/ед.продукции; Эмр – экономия материальных ресурсов, руб.
При расчетах использованы средние статистические показатели производства
и реализации зерна по Альшеевскому району РБ:
себестоимость сепарции семян Sб = 55,5 руб./ц;
себестоимость производства Sб = 159,6 руб./ц;
средняя цена реализации зерна по республике Цсб = 271,3 руб./ц.
Sп =
44 444,4  36 949,9  37 239,2
 510,7 руб / т .
870,8
5. Уровень снижения себестоимости сепарации семян, %:
У cs 
Sб  S п
 100
Sб
У cs 
(82)
555  510,7
 100  7,9 % .
555
6. Годовая прибыль от сепарации семян:
и тп  ( Ц сп  Sп  Sn/ ) ВПп ,
где Цс – цена реализации, Цсб = Цсп = 2713 руб./т
/
S – себестоимость производства зерна (без учета доработки),
S б/ = S n/ = 1596 руб./т
тб  ( Ц сб  S б  S б/ ) ВП б
132
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
mб = (2713-1596-555)800,8 = 450 049,6 руб.;
mn = (2713-1596-510,7)870,8 = 527 966,04 руб.;
Δm = mn - mб = 77 916,4 руб.
По Республике Башкортостан в 2006 году засыпано 350 782 т семян. При
объеме валовой продукции проектного варианта ВЗМ ВПб = 870,8 т семян за
сезон работы необходимое количество машин равно
N
350782
 402,83  403 машин .
870,8
Тогда годовая прибыль по республике составит m = 77 916,4  403 = =31 400
309 руб. = 31,4 млн руб. или в среднем на два района
m = 31,4  542  1163 тыс. руб.
7. Уровень рентабельности производства продукции, %;
т
тб
УRп  п  100
 100 ;
Sб
Sп
450 049,6
527 966,04
УRб 
 100 %  101,3 %; УRп 
 100 %  118 % .
444 444
447 591
УRб 
5.1.2. Показатели производительности труда
- Трудоемкость производства продукции, чел.ч/ед. продукции;
ТЗб
;
ВП б
1248

 1,56 чел.ч / т ;
800,8
Т еб 
Т еб
Т еп 
Т еп 
ТЗп
ВП п
1248
 1,43 чел.ч / т .
870,8
- Производительность труда, ед. продукции/чел.ч:
ВП б
ВП п
1
1

ПТ п 

;
ТЗб Т е .б
ТЗп Т еп
1
1
ПТ б 
 0,64 т / чел.ч.
ПТ п 
 0,7 т / чел.ч.
1,56
1,43
ПТ б 
- Уровень снижения трудоемкости сепарации семян, %
У ет 
Т еб  Т еп
 100
Т еб
(83)
или
У ет 
1,56  1,43
 100  8,33 % .
1,56
133
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
5.1.3. Технико-экономические показатели
Энергоемкость процесса сепарации семян кВт ч/ед.прод.:
Qэб
;
ВП б
4633,2
кВт  ч
Ээб 
 5,78
;
800,8
т
Qэп
ВП п
3569,9
кВт  ч
Ээп 
 4,1
.
870,8
т
Ээ.б . 
Ээп 
(84)
5.1.4. Экономическая эффективность капиталовложений
Экономическая эффективность капиталовложений:
тп  тб
К Вп  К Вб
Эф 
(85)
при К Вб  0
Эф 
тп  тб
,
К Вп
(86)
где Кв – капиталовложения (балансовая стоимость ВЗМ), руб; Квп = Квб–Кквс +
∆Ксв + Кпч – Кдб + Кдп – Кбау – Кзр – балансовая стоимость ВЗМ проектного
варианта, руб.; Кквс – стоимость КВС; Кпч – стоимость преобразователя
частоты типа Е2-MINI-003Н на 2,2 кВт, равная 8640 рублей [133]; Кдб –
стоимость двигателя 4,5 кВт, равная 3669 руб.; Кдб – стоимость двигателя на
2,2 кВт, равная 2339 рубля [119]; Кбау – стоимость реверсивного магнитного
пускателя 1-ой величины, равная 500 руб. [119]; ∆Ксв – увеличение стоимости
вибратора, равной 1500 руб.; Кзр – стоимость 8 ремней, равная 8  35=280 руб.
[114]; Квп = 13 280 – 600 + 1500 + 18 640,46 – 3669 + 2339 – 500 – 280 = 20 710
руб.
Эф =
527 966  450 050
 3,76
20 710
Условие эффективности Эф  Ен . 3,76  0,10
Срок окупаемости капитальных вложений:
Тн 
К Вп  К Вб
тп  тб
(87)
при К Вб  0
Тк 
К Вп
.
тп  тб
Тк =
(88)
20 710
 0,265 г ода.
527 966  450 050
Расчетные показатели оценки технико – экономической эффективности
внедрения МВЗМ с регулируемыми параметрами сведены ниже в таблице 11.
134
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таблица 11
Сводная таблица показателей экономической эффективности внедрения
МВЗМ с регулируемыми параметрами
Показатели
Эксплуатационные расходы
Удельные
эксплуатационные расходы
Годовая экономия
эксплуатационных
расходов
Себестоимость
производства продукции
Уровень
снижения
себестоимости
Годовая
прибыль
на
установку
Годовая
прибыль
в
масштабе 2-х районов РБ
Уровень
рентабельности
производства продукции
Трудоемкость производства
Производительность труда
Уровень
снижения
трудоемкости
Энергоемкость
процесса,
кВт
Экономическая
эффективность
капиталовложений
Срок окупаемости
ед.
изм.
руб.
руб./т
Базовый
вариант
36 949,9
46,2
Эффективность
Проектный
вариант
37 239,2
42,76
руб.
руб./т
Изменение
(+; - )
+289,3
-3,44
+2995,6
555
510,7
%
-44,3
-7,9
руб.
450 050
527 966
+77 916
тыс. руб.
6 750,8
7 905
1 154
%
101,3
118
+16,7
чел.ч/т
т/чел.ч
%
1,56
0,64
1,43
0,7
-0,13
+0,06
-8,33
кВт ч/т
5,78
4,1
-1,68
3,76
лет
0,265

135
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 6. ЗАРЕЗОНАНСНЫЕ ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНЫЕ
МАШИНЫ С РЕГУЛИРУЕМЫМИ ВИБРАТОРАМИ
Вибрационные сепараторы [67] впервые появились в 1900 году, которые
в силу своих преимуществ начали интенсивно внедряться вместо обычных
грохотов в различные отрасли промышленности, особенно в горнорудную,
обогатительную и химическую.
Для сепарирования зерна [67] они начали применяться только с 1937
года. По режиму работы эти машины были дорезонансные или резонансные,
т.е. возмущающая частота колебаний рабочего органа (РО) была равна или
ненамного отличалась от собственной частоты колебаний. В качестве
побудителей колебания применялись инерционные, эксцентриковые и
электромагнитные вибраторы. Среди них наибольшее распространение нашли
инерционные дебалансные вибраторы [64,67,195,197,122,123] как наиболее
универсальные по возможности задания амплитуды, частоты и
направленности колебаний.
Преимущества инерционных вибраторов в полной мере проявились в
виброзерноочистительных машинах (ВЗМ) зарезонансного режима работы.
Появление зарезонансных ВЗМ было вызвано тем, что при всех
преимуществах резонансных машин у них был один существенный
недостаток, связанный с нарушением режима сепарации из-за сбоя
установленной амплитуды. Тогда как у зарезонансных ВЗМ [65] рабочая
частота колебаний, превышая в 7-8 раз собственную частоту, обеспечивает
постоянство амплитуды вынужденных колебаний во всем диапазоне
изменения рабочей частоты и ускоряет проход резонанса при пуске. Поэтому в
силу указанных причин ВЗМ, как правило, проектируются на зарезонансный
режим [65].
Исследователями [195, 196, 197] отмечается, что качественная сепарация
зерновой смеси обеспечивается определенными только для этой смеси
параметрами кинематического режима (амплитуды и частоты колебаний).
Как было установлено [196, 197], при обработке семян различных
сельхозкультур на одной ВЗМ амплитуда колебаний РО от угловой скорости
дебалансов, соответствующих режиму качественной сепарации, связана
гиперболической зависимостью. При этом внутри рабочего диапазона как
амплитуда, так и угловая скорость должны регулироваться плавно.
Рассмотрим развитие инерционных вибраторов вибрационных машин с точки
зрения как регулирования амплитуды колебания РО по требуемому закону на
примере ВЗМ с одной степенью свободы, так и ограничения резонанса [204].
136
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
6.1. Машины с горизонтальной осью вращения дебалансов
Среди вибрационных машин (ВМ) в силу простоты получения
колебаний, обеспечивающих эффективную сепарацию и транспортировку
обрабатываемой зерновой смеси, преимущественное применение нашли
машины с горизонтальной осью вращения дебалансов вибратора.
6.1.1. Инерционные вибраторы с регулированием
статического момента дебалансов
Среди них наиболее простым является вибратор с одним неподвижным
дебалансом с радиусом r1 центра масс m1 дебаланса [65, 123, 64, 124, 141, 27].
Для простоты и удобства дальнейшие рассуждения будем вести для самой
простой ВМ с одной степенью свободы, для которой (рис. 66а) амплитуда
колебаний определяется выражением [65]
А=
m1 r1 2
m* ( К 2   2 ) 2  4h 2 2
.
(89)
Характер изменения амплитуды колебаний от угловой скорости А = ()
для этого вибратора показан на рис. 66б.
Откуда видно, что при р =  возникает резонанс с амплитудой Ар1. В
рабочей зоне р1-р2 амплитуда остается постоянной А = const, определяемая
выражением А=
а)
m1 r1
.
m*
б)
Рис. 66. ВЗМ с неподвижным дебалансом:
а) расчетная схема; б) амплитудно-частотная характеристика
Такое положение не соответствует требованиям ВЗМ. Так, из этого
выражения следует, что амплитуда колебаний регулируется только ступенчато
во время остановки изменением статического момента m1r1 за счет массы,
радиуса центра масс или одновременным изменением обеих параметров. При
этом необходимо отметить, что масса колеблющейся части m* заметное
влияние на амплитуду колебаний не оказывает [68].
Вибратор с одним подвижным дебалансом, прижатым к валу
137
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
цилиндрической пружиной [46, 54] (рис. 67а), предназначен только для
устранения резонанса. Он в принципе может быть применен и для
автоматического выставления амплитуды А с изменением скорости  при
условии совпадения зоны выдвижения дебаланса с  = r0 до упора с рабочей
зоной р1-р2 (рис. 67б).
Условием устойчивого состояния дебаланса в промежуточном
положении с радиусом  является равенство центробежной силы дебаланса Рц
упругой силе Fу пружины:
Рц = m2,
(90)
Fу = К1(  +) = К1(-r0+),
(91)
где К1 – коэффициент жесткости пружины;
r0 – радиус центра масс дебаланса в состоянии покоя;
 – предварительная деформация пружины;
 – деформация пружины.
а)
б)
Рис. 67. ВЗМ с подвижным дебалансом, прижатым к валу цилиндрической
пружиной: а) расчетная схема; б) зависимость радиуса центра массы
подвижного дебаланса и амплитуды колебаний РО от угловой скорости
дебаланса
Откуда m2 = К1( – r0 + ) и можно получить
=
К 1 (r0   )
К1  m 2
(92)
Из этого соотношения видно, что  с увеличением угловой скорости
нелинейно возрастает и при  =
К1
m
стремится к бесконечности (рис. 67б).
Значение резонансной амплитуды определяется выражением (89) при
r1 = r0. Так как r0<<r1, то и Арез2<<Арез1 (см. рис. 67б), который уменьшается в
r1/r0 раз. Как было отмечено выше, в зарезонансном режиме в соответствии с
mr
 const . Тогда для рассматриваемого вибратора это
m*
m
равенство имеет вид А =
. Откуда видно, что амплитуда колебаний РО
m*
равенством А =
ВЗМ имеет такой же характер изменения, что и  (см. рис. 67б), т.е. не по
138
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
гиперболическому закону.
Уменьшение амплитуды колебаний с возрастанием угловой скорости
может обеспечить вибратор, сконструированный на базе рассмотренных
вибраторов, т.е. с двумя диаметрально расположенными дебалансами
(рис. 68а). Один из дебалансов с массой m1 этого вибратора установлен
неподвижно на радиусе r1, а второй дебаланс с массой m2 прижат к валу
цилиндрической пружиной.
Центробежная сила этого вибратора определяется действием
центробежных сил двух дебалансов
Рц = Рц1 - Рц2 = (m1r1-m2)2 = [m1r1 – m2(r0 +  )]2.
(93)
Выражение амплитуды имеет вид А  =
= А1 – А2=
m1r1 2
m* ( р 2   2 ) 2  4h 2 2

(m1 r1  m2  ) 2
m* ( р 2   2 ) 2  4h 2 2
m2  2
m* ( р 2   2 ) 2  4h 2 2
,
=
(94)
т.е. искомую кривую амплитуды можно получить графически, путем
вычитания из кривой А () (см. рис. 66б) кривую А () (см. рис. 67б).
а)
б)
Рис. 68. ВЗМ с двумя диаметрально расположенными, неподвижными и
прижатыми к валу цилиндрической пружиной дебалансами:
а) расчетная схема; б) зависимость амплитуды колебаний РО ВЗМ от действия
двух дебалансов
Из рисунка 68б следует, что в рабочем диапазоне амплитуда колебаний
уменьшается нелинейно, однако его характер изменения отличается согласно
гиперболического закона. В то же самое время у этого вибратора относительно
предыдущего имеется недостаток, связанный с возрастанием резонанса в
m1r1  m2 r0
раз.
m2 r0
Недостатки вышерассмотренного вибратора в некоторой степени
устранены в вибраторе [25] с двумя выдвигающимися в диаметрально
противоположных направлениях дебалансами. Они прижаты к валу в
состоянии покоя цилиндрическими пружинами сжатия различной жесткости
К1<К2 (рис. 69а).
Аналогично
предыдущему
вибратору
характер
изменения
результирующей амплитуды А определяется слагаемыми амплитуды А1 и А2
139
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
от действия двух подпружиненных дебалансов. При этом возможны два
случая.
1-й случай имеет место, когда сразу после прохода резонанса дебаланс
m1 выдвигается до упора (кривая А// ). Только после этого в начале рабочей
зоны р1 начинает выдвижение дебаланс с массой m2 (кривая А2/ ), изменяя
результирующую амплитуду колебаний в рабочем диапазоне р1 – р2 по виду
А/ ( ) , приведенному на рис. 68.
а)
б)
Рис. 69. ВЗМ с двумя диаметрально расположенными дебалансами, прижатыми
к валу цилиндрическими пружинами различной жесткости:
а) расчетная схема;
б) зависимость амплитуды колебаний РО от угловой скорости дебалансов
2-й случай наступает, когда после прохода резонанса дебаланс m1
начинает выдвижение (кривая А/)// и при определенном промежуточном его
//
положении >р вступает в действие 2-й дебаланс (кривая А2 ). Амплитуда
колебаний определяется в рабочей зоне р1 – р2 выражением
А  =А1 – А2 =
m1 (r01   1 ) 2
m* ( р 2   2 ) 2  4h 2 2

m2 (r02   2 ) 2
m* ( р 2   2 ) 2  4h 2 2
(94)
В зависимости от соотношения конструктивных параметров m1 и m2, к1 и
к2, 1 и 2 , 1 и  2вибратора результирующая амплитуда Аможет изменяться
довольно в широком спектре А/  А// (см. рис. 68б), оставаясь в то же самое
время отличным от гиперболического характера.
Из рассмотренного выше следует, что уменьшение амплитуды
колебаний РО с увеличением угловой скорости дебалансов в принципе
возможно с помощью второго, прижатого пружиной к валу, подвижного
дебаланса. Однако получить требуемый гиперболический закон изменения
амплитуды с цилиндрической пружиной, имеющей постоянное значение
коэффициента жесткости К, не представляется возможным. Поэтому
напрашивается пружина с нелинейной характеристикой изменения упругой
силы пружины с переменным коэффициентом жесткости К ().
В этом отношении известен вибратор [23] с двумя диаметрально
расположенными дебалансами, один из которых установлен неподвижно, а
140
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
второй подвижный дебаланс прижат к валу конической пружиной. Однако
такой вибратор не устраняет резонанс.
В то же самое время следует отметить, что различной нелинейной
характеристикой обладают, наряду с конической, и другие фасонные
пружины. Фасонные пружины между собой отличаются рядом параметров:
шагом, углом подъема, соотношением больших и малых диаметров, числом
рабочих витков, диаметром проволоки и, наконец, кривой поверхности
образующей оправки, которые в конечном счете определяются
характеристикой упругой силы пружины. Поэтому, исходя из технологических
требований гиперболического закона изменения амплитуды колебаний от
угловой скорости, нами получено уравнение (42) характеристики упругой
силы фасонной пружины для саморегулируемого вибратора МВЗМ вида
Fу 
m2 m*2 J z2V 2


.
2
2
16[( J z sin  )  (m* aR cos  ) ] (m1r1  m2  ) 2
Тогда на основании вышеизложенного и с учетом ограничения
резонанса вибратор для зарезонансных ВЗМ имеет вид, показанный
на рис. 70а.
Из графиков зависимостей амплитуды А от частоты колебаний РО
(см. рис. 1-3), соответствующих эффективному режиму сепарации семян
сельхозкультур от семян сорняков и примесей для 3-х групп ВЗМ, видно, что
полученная обработкой опытных данных методом наименьших квадратов
гиперболическая зависимость является усредненной кривой для этих точек.
а)
б)
Рис. 70. ВЗМ с двумя диаметрально расположенными подвижными
дебалансами, прижатыми к валу цилиндрической и фасонной пружинами:
а) расчетная схема;
б) зависимость амплитуды колебаний РО от угловой скорости дебалансов
А сами точки несколько разбросаны относительно этой усредненной
опытной кривой как в большую, так и меньшую стороны. Поэтому последний
вариант рассмотренного вибратора не во всех случаях обеспечивает требуемые
параметры (установка амплитуды при необходимой частоте, соответствующей
141
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
эффективному режиму сепарации). В то же самое время следует отметить, что
выдвижным дебалансам присущ недостаток, заключающийся в наличии удара
дебаланса об упор [74, 1].
6.1.2. Инерционный вибратор с широкими возможностями
В связи с вышеизложенными обстоятельствами нами разработана
конструкция вибратора, позволяющая обеспечить эффективность ВЗМ путем
устранения резонансных амплитуд колебания, удара об упор при выдвижении
и увеличения спектра амплитудно-частотных характеристик непосредственно
во время работы сепаратора [197]. Этот вибратор признан изобретением [30].
Вибратор (рис. 71) состоит из приводного вала 1, жестко прикрепленных
к нему цилиндров 2, расположенных симметрично относительно приводного
вала 1. В цилиндрах 2 размещены поршни-дебалансы 3 и 3/, возвратные
пружины 4 и 4/ с предварительной деформацией 1<2 с неодинаковой
жесткостью К1 и К2 (). Полости цилиндров заполнены рабочей жидкостью.
Подпоршневые 5 и надпоршневые 6 полости соединены между собой через
золотниковый регулятор 7 соединительными трубками 8, которые оснащены
регулировочными вентилями 9. Золотниковый регулятор 7 управляется
электромагнитом 10.
а)
б)
Рис. 71. Вибратор:
а) расчетная схема; б) зависимость амплитуды колебаний от угловой скорости
дебалансов
Вибровозбудитель работает следующим образом.
В исходном положении полости 5 и 6 соединены между собой
золотниковым регулятором 7. При этом дебалансы 3 и 3/ находятся в
прижатом к валу состоянии. При включении вибратора в работу резонансную
частоту вибровозбудитель проходит в сбалансированном состоянии. Начиная
со скорости /, поршень 3 под действием центробежных сил, преодолевая
усилие предварительной сжатой пружины 4, имеющий меньшую жесткость,
142
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
перемещается. Рабочая жидкость из полости 6 через соединительные трубки 8
и золотниковый регулятор 7 перетекает в полость 5 цилиндра 2. Перемещение
только одного поршня вызывает появление вибрации. Амплитуда колебаний
РО возрастает с увеличением эксцентриситета поршня-дебаланса 3. При
достижении нужной (оптимальной) амплитуды колебаний, соответствующей
нижнему пределу р1 рабочего диапазона (рис. 71б), с помощью регулятора 7
останавливают процесс выдвижения поршня 3 относительно приводного вала
1 в промежуточном положении.
Начиная с р1, центробежная сила дебаланса 3/ становится больше
упругой силы предварительно сжатой нелинейной пружины 4 /. Начинается
перемещение дебаланса 3/, который уменьшает амплитуду колебаний РО по
гиперболическому закону А  () (см. рис. 71б).
Во время работы ВЗМ может измениться состояние (влажность, подача,
соотношение компонентов, крупность семян и т.д.) обрабатываемой смеси
одной и той же сельхозкультуры. С целью обеспечения эффективного режима
сепарации потребуется изменение амплитуды колебаний РО при той же или
уже другой частоте колебаний. Такая конструкция вибратора позволяет
решить эту проблему, изменяя амплитуду от частоты колебаний по любому
закону на ходу без остановки машины.
Требуемая амплитуда при какой-то частоте колебаний выставляется
путем увеличения или уменьшения угловой скорости, что обеспечивает
перемещение дебалансов соответственно на больший или меньший
эксцентриситет. Затем при необходимости фиксируются один или
одновременно оба дебаланса и устанавливается требуемая частота колебаний
(см. рис. 71б).
Реализация параметров вибрации, точки которых не находятся на
гиперболе A=V/ω, например т. 3/ и 3// (рис. 71б), обеспечивается переходом и
последующей работой соответственно на гиперболах A/ и A// . Для
обеспечения параметров т. 3/ первоначально уменьшают скорость ω вибратора,
соединив золотниковым регулятором 7 полости 5 и 6 поршня-дебаланса 3, при
соединенных полостях 5 и 6 дебаланса, 3/ до скорости т. 1/, через которую
проходит кривая A/ . Затем, разъединив полости 5 и 6 поршня 3, тем самым
зафиксировав его положение, увеличивают скорость до ω2, где дебалансом 3/
устанавливается необходимая амплитуда т. 3/ по гиперболе A/ . Для
обеспечения амплитуды, соответствующей т.3// при ω2, скорость ω доводят до
ω2, соединив полости 5 и 6 дебаланса 3. Убедившись по указателю амплитуды
о возрастании амплитуды с т.3 до т.3//, фиксируют положение дебаланса 3,
разъединив его полости 5 и 6.
Для остановки с устранением резонанса необходимо соединить полости
5 и 6 цилиндров 2 и 2/ и отключить приводной двигатель. Тогда по мере
уменьшения скорости дебаланс 3/ вернется в исходное состояние при ωр1,
дебаланс 3 – при ω/>р. Резонансная скорость р будет пройдена в
сбалансированном состоянии.
143
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Необходимо отметить, что описанный выше режим работы вибратора
требует плавное регулирование угловой скорости в более широком диапазоне,
чем рабочий диапазон (от ωр1 до ωр2), что реально может составить 90...300
рад/с, т.е. 1:3,3.
Вибратор ВМ с регулируемыми параметрами исключает ручной труд,
простои агрегата, связанные с установкой, корректировкой и изменением
амплитуды колебаний РО, что повышает сменную производительность
машины. За счет устранения резонанса для зарезонансных ВМ увеличивается
надежность и срок службы машин. Гиперболическая взаимосвязь параметров
вибрации ВМ позволяет унифицировать вибраторы, заменяя их одним со
сменными пружинами, поршнями-дебалансами или несколькими вибраторами
для групп ВМ.
6.2. Машина с вертикальной осью вращения дебалансов
6.2.1. Конструкция и принцип работы машины
Для решения тех же самых проблем нами разработан вибросепаратор с
вертикальной осью вращения дебалансов, признанный изобретением [38].
Машина имеет (рис. 72) станину 3, на опорной плите которой равномерно по
окружности расположены пружины сжатия 2. На пружинах установлен
вибростол 1 с РО и снизу прикреплен одновальный двухдебалансовый
вибратор 5 с вертикальной осью вращения дебалансов 8 и 9. Вибратор 5
содержит телескопический вал, состоящий из сплошной 6 и полой 7 частей,
которые могут вращаться относительно одна другой. Наружная поверхность
полого вала 7 имеет шлицы. На сплошном валу 6 в центре тяжести
вибросепаратора установлен верхний дебаланс 9. На шлицы полого вала 7
посажена каретка 15 с нижним дебалансом 8. Привод дебалансов 8 и 9
индивидуальный, осуществляется через клиноременные передачи, вариатор 10
и муфту 11. Приводы обоих дебалансов кинематически соединены между
собой посредством жесткой муфты 12, которая сопряжена с валом 13 привода
верхнего дебаланса посредством шлицевого соединения, а с валом 14 привода
нижнего дебаланса – посредством не самотормозящейся винтовой передачи.
Муфта 12 и каретка 15 имеют возможность перемещения вдоль
сопрягаемых с ними валов 13 и 7 с помощью рычагов 16 и 17. В каждом из
положений муфта 12 и каретка 15 фиксируются. Перед пуском муфта 12 с
помощью рычага 17 перемещается по шлицевому соединению вала 13. При
этом поступательное перемещение муфты 12 преобразуется посредством
несамотормозящейся винтовой передачи во вращение вала 14, которое
передается дебалансу 8. Перемещение муфты 12 осуществляют до установки
дебаланса 8 в положение, диаметрально противоположное положению
верхнего дебаланса 9. Дебаланс с кареткой 15 посредством рычага 16
перемещается вверх до упора с дебалансом 9. Тем самым дебалансы вибратора
взаимно уравновешивают друг друга как в вертикальной, так и в
144
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
горизонтальной плоскостях. После прохождения резонанса при достижении
рабочей частоты колебаний РО рычагами 16 и 17 дебаланс 8 устанавливается в
обратной последовательности относительно дебаланса 9 в положение,
соответствующее требуемому закону и амплитуде колебаний РО.
1
2
9
3
13
15
8
5
16
6
7
12
17
11
4
10
14
Рис. 72. Вибросепаратор: 1 – вибростол с рабочим органом; 2 – пружины;
3 – станина; 4 – основание; 5 – вибратор; 6 – гибкий вал; 7 – полый вал;
8,9 – дебалансы; 10 – вариатор; 11,12 – муфта; 13 – вал привода верхнего
дебаланса; 14 – вал привода нижнего дебаланса; 15 – каретка; 16,17 – рычаги
Во время работы с изменением состояния сепарируемого материала
происходит ухудшение качества сепарации. Для поддержания качества
сепарации
регулируют
амплитуду
вертикальных
колебаний,
при
необходимости и закон колебаний РО путем перемещения рычагов 16 и 17 в
соответствующие положения с последующей их фиксацией.
При остановке вибросепаратора нижний дебаланс 8 перемещается до
упора к верхнему дебалансу 9 и только после этого рычагом 17 производится
их уравновешивание установкой в диаметрально противоположные стороны
до полного исчезновения вибрации РО. Затем отключают двигатель
сепаратора.
Таким образом, регулируя угол взаимного расположения дебалансов и
расстояние между ними в период пуска и остановки, ограничивают
резонансные амплитуды колебаний, что повышает срок службы ВЗМ, а в
процессе работы с изменением состояния сепарируемой семенной смеси
регулируют на ходу как закон, так и амплитуду колебании РО, что позволяет
поддерживать качественный режим сепарации.
145
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
6.2.2. Особенность регулирования амплитуды и вида траектории
движения частиц
Рассмотрим особенности регулирования амплитуды колебаний РО в
рабочем режиме и ограничения ее при прохождении резонансной зоны ВЗМ с
поворотными дебалансами. Для вибросепаратора с вертикальной осью
вращения дебалансов вибратора решением дифференциальных уравнений
движения получен [64, 67] для центральной плоскости РО закон движения:
- Полная амплитуда колебаний
2
2
;
(95)
А  а гор
 аверт
- Угол направленности колебаний
  arctg
аверт
а гор
;
(96)
- Горизонтальная составляющая амплитуды
агор  Sm*1[( К12   2 ) 2  4h12 2 ]1 2 ,
где К1 
К
m*
(97)
– собственная угловая частота упругой подвески вдоль
горизонтальной оси;
К – коэффициент жесткости упругой подвески вдоль горизонтальной
оси;
S – результирующая возмущающая сила дебалансов;
С
2h1 – приведенный коэффициент демпфирования, равный 2h  ;
m
С1 – коэффициент вязкого трения вдоль горизонтальной оси;
- Вертикальная составляющая амплитуды колебаний на расстоянии х от
вертикальной оси инерции z колеблющейся части
аверт = x мах;
(98)
- Амплитуда угла поворота колеблющейся части машины относительно
центральной горизонтальной оси у
мах  LJ у1[( К 22   2 ) 2  4h22 2 ]1 / 2 ,
(99)
где L – результирующий возмущающий момент от центробежной силы
дебалансов;
Jу – момент инерции вибрирующей части относительно центральной
горизонтальной оси у;
1
1
К2 
К //
– собственная угловая частота упругой подвески относительно
Jу
центральной горизонтальной оси у;
К// – коэффициент жесткости упругой подвески относительно
центральной горизонтальной оси у;
2h2 – приведенный коэффициент демпфирования, равный С2/Jу;
146
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
С2 – коэффициент вязкого трения
горизонтальной оси у;
- Результирующая возмущающая сила
относительно
центральной
S  S в2  S н2  2S в S н cos  ,
(100)
где  – угол взаимного расположения дебалансов вибратора;
- Результирующий возмущающий момент
L  L2B  L2н  2LВ Lн cos  ,
(101)
- Возмущающая сила верхнего и нижнего дебалансов
Sв = mвrв2 и Sн = mнrн2,
(102)
где mв и rв – соответственно масса и радиус центра масс верхнего
дебаланса 9,
mн и rн – соответственно масса и радиус центра масс нижнего
дебаланса 8;
- Возмущающий момент от верхнего и нижнего дебалансов
Lв = mвrвzв2 и Lн = mнrнzн2,
(103)
где zв и zн – соответственно расстояние от центральной плоскости вдоль
вертикальной оси z до плоскости вращения верхнего и нижнего
дебалансов.
Решая совместно (38, 95, 97-102), получим
mв2 rв2  mн2 rн2  2mв mн rв rн cos mв2 rв2 zв2  mн2 rн2 z н2  2mв rв zв mн rн z н cos V 2

 6 . (104)
m*2 [(К12   2 ) 2  4h12 2 ]
х 2 J у2 [(К 22   2 ) 2  4h22 2 ]

Учитывая, что в далекозарезонансном режиме в рабочей зоне >>К1, К2,
2h1 и 2h2, и имея в виду, что обычно rв = rн [64, 67], имеем
mв2  mн2  2mв mн cos   x2m*2 J у2 (mв2 zв2  mн2 zн2  2mв mн zв zн cos  )  m*V 2r 2 2 .
(105)
Проанализируем степень вариации угла взаимного расположения
дебалансов  (cos ) и расстояния zн плоскости вращения нижнего дебаланса
8 до центральной плоскости для ВЗМ Петрусова ВВМ-П с параметрами [67]:
m* = 144 кг; Jу = 13,05 кгм2;  = 600; mв = 1,15 кг;
mн = 0,726 кг; r = 0,11 м; zв = –0,013 м; zн = 0,375 м;
А = 0,333 мс-1; х = 0,45 м;
р1– р2 = 157–314 рад/с;
К1 = 80 рад/с;
К2 = 100 рад/с;
2h1 = 2h2 = 5 c-1.
Преобразовав выражение (105) относительно cos , получим
cos  
m*2V 2 r 2 2  mв2  mн2  х 2 m*2 J у2 (mв2 z в2  mн2 z н2 )
2mв mн  х 2 m*2 J у2 2mв mн z в z н
.
(106)
Результаты расчетов показаны на рис. 73.
Из рис. 73 видно, что во всем диапазоне изменения угловой скорости
рабочего режима cos  уменьшается с 2,75 до -1,19. Как известно, cos 
существует в пределах с 1,0 до -1,0. В известных нам процессах
вибросепарации [123, 69, 158, 101] угол взаимного расположения дебалансов 
147
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
находился в пределах 300-750 (подача сепарируемого материала к центру РО) и
1300-1600 (подача материла на перефирийную зону РО) (см. рис. 73
заштрихованные зоны). Из рисунка видно, насколько ограничено
регулирование по гиперболическому закону амплитуды колебаний за счет
изменения угла .
Рис. 73. Зависимость cos  и угла  взаимного расположения дебалансов от
угловой скорости
Установлено [124, 64, 67], что от величины угла взаимного
расположения дебалансов  зависит траектория движения семян по РО. Так,
при  = 0 траектория движения частиц представляет прямые линии,
расходящиеся от центра, а при  = 1800 – прямые линии, сходящиеся к центру.
Причем они мало отличаются между собой с изменением угловой скорости
дебалансов. При всех остальных углах траектории представляют собой
спирали, расходящиеся от центра (0<<800) и сходящиеся от перифирии к
центру (800<<1800). А при  = 800 эти траектории представляют собой
концентрические окружности. Поэтому изменением угла  даже от 0 до 1800,
из-за сильного изменения вида движения семян, регулирование амплитуды по
требуемому закону не представляется возможным.
Рассмотрим влияние параметра zн, выразив его из выражения (105)
mв2  mн2  2mв mн cos   V 2 m*2 2 r 2
2 2
2 2
mн z н  2mв mн z в cos  z н  mв z в 
 0. (107)
m*2 J у2 x 2
Это квадратичное уравнение вида ax2 + вх + с = 0, результаты решения
которого для положительного значения Zн с указанными выше параметрами
ВЗМ приведены на рис. 74.
Из графика видно, что в диапазоне изменения скорости с 150 до
258,6 рад/с, для обеспечения регулирования амплитуды РО по гиперболе
А=0,333 м/с от 0,212  10-2 м до 0,129  10-2м, параметр zн должен плавно
уменьшаться с 0,669 м до 0. Это составляет 82 % от всего диапазона скорости
148
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
рабочего диапазона р мин…р мак=157…314 рад/с для ВВМ-П. Для
обеспечения всего рабочего диапазона скорости параметры ВВМ-П с
регулируемыми параметрами должны выбираться в стадии проектирования по
возможности из условия
Рис. 74. Зависимость расстояния от центральной горизонтальной плоскости
до плоскости вращения нижнего дебаланса от угловой скорости внутри
рабочего диапазона скоростей
VJ у2
m В2  m Н2  2mв mн cos 
m z  m z cos  
 2
m*2 x 2 J у 2
 рмах r 2
2
В
2
В
2
В
2
В
2
(108)
Оценим степень ограничения резонансных амплитуд в статическом
2
2
режиме на основания выражения (95) А  авар  а гор ,
где авер – вертикальная амплитуда, равная
авер 
 2 х mв2 rв2 z в2  mн2 rн2 z н2  2mв rв z в mн rн z н cos 
J у ( К 22   2 ) 2  4h22 2
агор – горизонтальная амплитуда, равная
а гор 
,
(109)
 2 mв2 rв2  mн2 rн2  2mв rв mн rн cos 
m* ( К12   2 ) 2  4h12 2
.
(110)
Эти выражения для зарезонансного рабочего режима (>>К1, К2, 2h1,
2h2) соответственно имеют вид
аверт  J у1 х mв2 r 2 zв2  mн2 rн2 z н2  2mв rв zв mн rн z н cos  ,
агор  m*1 mв2 rв2  mн2 rн2  2mв rв mн rн cos  .
(111)
(112)
Проведенные расчеты для ВЗМ с обычным вибратором ( = 600 и
zн = 0,375 м) и отбалансированным вибратором (=1800 и zн = 0,05 м) дали
149
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
значения соответственно резонансных амплитуд
Арез600
= 0,0595 м и
Арез1800 = 0,0032 м. Резонансная амплитуда снизилась в 18,6 раза. Амплитуда в
рабочей зоне угловых скоростей составила Араб = 0,0014 м. Превышения
резонансных амплитуд относительно рабочей для ВЗМ с обычным и
регулируемым
Арез180
Араб
вибраторами
соответственно
составили
Арез60
Араб
 42,86
и
 2,3 раз. Учитывая допустимое превышение резонансных амплитуд по
эксплуатационным требованиям равное 2,0-4,0 раза, [2] видно, что
разработанная конструкция ВЗМ с регулируемым вибратором вполне
соответствует этим требованиям.
150
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Аграновская Э.А. Исследование механизма автоматического
дебаланского вибратора / Э.А. Аграновская // Изв. АН. СССР, ОТН.
Механика и машиностроение. – 1963. – № 1. – С. 190-193.
2. Аграновская Э.А. Исследование переходных процессов в
инерционных вибромашинах с помощью электронной моделирующей
установки / Э.А. Аграновская // Вибрационная техника: Материалы науч.–
техн. конф. – М., 1966. – С. 311-314.
3. Алиев
И.И.
Справочник
по
электротехнике
и
электрооборудованию / И.И. Алиев. – 4-е изд., перераб. и доп. – Ростов-на
Дону: Феникс, 2003. – 480 с.
4. Алиев И.И. Справочник по электротехнике и электрооборудованию:
Учебное пособие для вузов / И.И. Алиев. – 2-е изд. – М.: Высшая школа, 2000.–
255 с.
5. Алиев Э.А. Исследование и обоснование вибрационного способа
уборки яблок в промышленных садах Азербайджанской СССР: Автореф. ...
дис. канд. техн. наук / Э.А. Алиев. – Кировабад, 1979. – 20 с.
6. Ануфриев В.Н. Справочник конструктора – машиностроителя: в 3– х
т.; Т.2. – 8-е изд. перер. и доп. / В.Н. Ануфриев; Под ред. Н.Н. Жестковой. –
М.: Машиностроение, 2001. – 912 с.
7. Антонович С.А. Основы теории автоматического регулирования /
С.А. Антонович. – Л., 1962.
8. Баженов И.Г. К расчету нагрузочных диаграмм приводного
электродвигателя вибромашины с винтовыми колебаниями рабочего органа /
И.Г. Баженов, Р.Б. Яруллин // Применение электрической энергии в сельском
хозяйстве: Сб. науч. тр. МИИСП. – Т. XIV. – Вып. 6. – М., 1977.
9. Баженов И.Г. К вопросу расчета приводных характеристик
вибрационной зерноочистительной машины с винтовыми колебаниями
рабочего органа / И.Г. Баженов, Р.Б. Яруллин // Применение электрической
энергии в сельском хозяйстве: Сб. науч. тр. МИИСП т.13, вып.6. – М, 1976. –
С. 65-70.
10. Баженов И.Г. Методика расчета характеристики момента статического
сопротивления вибрационной машины с винтовыми колебаниями рабочего
органа/ И.Г. Баженов, Р.Б. Яруллин // Применение новейших математических
методов и вычислительной техники в решении инженерных задач: Сб. науч. тр.
МИИСП Т. 14, вып. 10.. – М., 1977 – С. 66-72.
11. Бансевичюс
Р.Ю.
Электромеханический
вибровозбудитель
повышенной надежности / Р.Ю. Бансевичюс, К.М. Рягульскис //
Вибротехника – 6. Проспект разработок. – Каунас, 1976. – С. 78.
12. Барилл
А.В.
Исследование
вертикального
центробежновибрационного решета на очистке зернового вороха: Автореф. ... дис. канд.
техн. наук / А.В. Барилл. – Л.: Пушкин, 1963. – 23 с.
151
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
13. Басов A.M. Электромагнитные переходные процессы в асинхронных
приводах с переменной нагрузкой / А.М. Басов, И.Е. Ковалев // Механ. и
электриф. соц. сельск. х– ва. – 1961. – № 2. – С. 48-50.
14. Басов A.M. Основы электропривода и автоматическое управление
электроприводом в сельском хозяйстве / A.M. Басов, А.Т. Шаповалов,
С.А. Кожевников. – М.: Колос, 1972.
15. Башарин А.В. Управление электроприводами / А.В. Башарин,
В.А. Новиков, Г.Г. Соколовский. – Л.: Энергоиздат. ленингр. отд-ние, 1982. –
392 с.
16. Бейзельман
Р.Д.
Подшипники
качения:
Справочник
/
Р.Д. Бейзельман, Б.В. Цыпкин, Л.Я. Перель. – М.: Машиностроение, 1975.
17. Блехман И.И. Вибрационные машины с механическими
возбудителями колебаний / И.И. Блехман // Применение вибротехники в
горном деле: Сб. статей. – М.: Госгортехиздат, 1960. – С. 222-234.
18. Блехман Н.И. Способ устранения резонансных колебаний
вибрационных машин при их остановке / Н.И. Блехман, Б.П. Лавров //
Обогащение руд. – 1959. – № 3.
19. Бочкарев А.И. Виброцентрефугирование зерновых смесей /
А.И. Бочкарев // Механиз. и электр. соц. с. х. – 1959. – № 1. – С. 9-13.
20. Быховский И.И. Прогресс вибрационной техники и задачи научных
исследований / И.И. Быховский // Вибрационная техника: Материалы науч.техн. конф. – М., 1966. – С. 5-11.
21. Вейц В.Л. Динамика машинных агрегатов / В.Л. Вейц. – Л.:
Машиностроение, 1969. – 370 с.
22. Вибратор: А.с. 422471 СССР, МПК ВО6В 1/16 / Ю.З. Жариченко,
А.А. Шайдаров (СССР); Заявлено 05.06.72; Опубл. 1974, – Бюл. № 13.
23. Вибратор: А.с. 528128 СССР, МКИ В06в1/16 / В.И. Щербина. – №
2062182/28; заявлено 18.09.74. Опубл. 15.09.76; – Бюл. № 34.
24. Вибратор: А.с. 589036 СССР, МПК ВО6в 1/16 / П.Д. Денисов, В.И.
Сармалюк, В.П. Гайка (СССР); Заявлено 17.02.76; Опубл. 1978. – Бюл. № 3.
25. Вибратор: А.с. 332866 СССР, МКИ ВО6в1/16 / В.П. Фомичев,
А.С. Отченашенко, В.А. Дзюба, № 1399217/29– 33; заявлено 30.01.1970; Опубл.
21.03.72, – Бюл. № 11.
26. Вибрационное сито: А.с. 354904 СССР, МПК ВО7в 1/40 / А.П. Заикин,
Г.П. Соболев, Н.П. Тузов (СССР); Заявлено 08.04.69; Опубл. 1972. – Бюл. № 31.
27. Вибрационные механизмы: Пат. 1026718 Англия, МПК F06 m /
Заявлено 06.04.64; Действ. 22.03.65.
28. Вибрационные механизмы: Пат.1068079 Англия, МПК F06 f /
Заявлено 05.11.63; Опубл. 05.10.1967.
29. Вибровозбудитель: А.с. 782887 СССР, МПК ВО6В 1/16 /
Г.М. Малахов (СССР); Заявлено 21.08.77; Опубл. 1980, – Бюл. № 44.
30. Вибровозбудитель: А.с. 1498559 СССР, В06В 1/16 / И.Н. Латыпов,
Р.Б. Яруллин (СССР). Заявлено 16.11.87; Опубл. 07.08.89; – Бюл. № 29.
152
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
31. Вибровозбудитель: А.с. 718181 СССР, МПК ВО6В 1/16 /
Н.Г. Емельяненко, М.В. Хромцов (СССР); Заявлено 31.07.78; Опубл. 1980, –
Бюл. №8.
32.Вибровозбудитель: А.с. 735323 СССР, МПК ВО6В 1/16 /
П.А. Макаров, Н.И. Папков (СССР); Заявлено 20.11.78; Опубл. 1980, – Бюл.
№ 19.
33.Вибровозбудитель: А.с. 747534 СССР, МКИ В06в 1/16 /
В.Н. Дмитриев (СССР); Заявлено 09.10.78; Опубл. 1980. – Бюл. № 26.
34. Виброгрохот: Пат. 1215993 Великобритания, МПК В07в 1/28 / Опубл.
16.12.1970.
35. Вибромашина: А.С. 1660767 СССР, МКИ ВО7в 1/40, 1/42 /
В.В. Ландин и др. (СССР); Заявлено 24.01.89; Опубл. 1991, – Бюл. № 25.
36. Вибромашина: А.С. 713601 СССР, МПК ВО6В 1/16 / Н.И. Папкова,
П.А. Макаров (СССР); Заявлено 10.06.77; Опубл. 1980, – Бюл. № 5.
37. Вибропривод: А.С. 1641458 ССР, МКИ ВО6в 1/04 / А.А. Сталидзан,
А.Я. Диндоне (СССР); Заявлено 06.12.88; Опубл. 1991. – Бюл. № 14.
38. Вибросепаратор: А.С. 1542634 СССР, МКИ В07В 1/28 /
Р.Б. Яруллин, М.С. Габдуллин (СССР). Заявлено 21.12.87; Опубл.
15.02.90; – Бюл. № 6.
39. Вибросепаратор сыпучих материалов: А.с. 484018 СССР, МПК ВО7в
1/40 / П.М. Заика, Г.Е. Мазнев (СССР); Заявлено 12.02.73; Опубл. 1975. – Бюл.
№ 34.
40. Вибросито с устройством регулирования амплитуды колебаний и
плавным изменением частоты колебаний: Пат. 1184191 ФРГ, МПК В02 f /
Заявлено 02.07.60; Опубл. 1964.
41. Водянников В.Т. Экономическая оценка энергетики АПК: Учебное
пособие / В.Т. Водянников. – М.: ИКФ ЭКМОС, 2002. – 304 с.
42. Генератор круговых колебаний: А.с. 620286 СССР, МПК ВО6в 1/16 /
И.С. Бондаренко, В.Г. Табунщиков (СССР); Заявлено 18.10.76; Опубл. 1978. –
Бюл. № 31.
43. Герасенков А. Выбор асинхронного регулируемого электропривода/
А. Герасенков, Е. Салтыков // Техника в сельском хозяйстве, 1975. – № 1.
44. Гернет М.М. Определение моментов инерции / М.М. Гернет,
В.Ф. Ратобыльский. – М., 1969.
45. Гладков С.Н. Промышленные вибраторы / С.Н. Гладков //
Применение вибротехники в горном деле: Сб. статей. – М.: Госгортехиздат,
1960. – С. 296-302.
46. Гончаревич И.Ф. Динамика горных машин с упругими связями /
И.Ф. Гончаревич, А.В. Докунин. – М.: Наука, 1975. – 212 с.
47. Гончаревич И.Ф. Вибрационные грохоты и конвейры /
И.Ф. Гончаревич, В.Д. Земсков, В.И. Корешков. – М.: Госгортехиздат, 1960. –
216 с.
48. Гончаревич И.Ф. Теория вибрационной техники и технологии /
153
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
И.Ф. Гончаревич, К.Ф. Фролов. – М.: Наука, 1981. – 320 с.
49. Гончаров Е.С. Исследование процесса сепарации зерновых
материалов центробежно-вибрационными решетами: Автореф. ... дис. канд.
техн. наук / Е.С. Гончаров. – Киев, 1963. – С. 23.
50. Горбацевич Е.Д. Аналоговое моделирование систем управления /
Е.Д. Горбацевич, Ф.Ф. Левинзон. – М.: Наука, 1984. – 304 с.
51. Гриньков Ю.В. Быстроходное цилиндрическое вибрационное
решето/ Ю.В. Гриньков // Известия вузов. Машиностроение. – 1958. – № 6. –
С. 186-187.
52. Гробов Н.А. Исследование вибросепарации семян бахчевых культур
при их сортировании и калибровании: Автореф. ... дис. канд. техн. наук /
Н.А. Гробов. – Волгоград, 1973. – 25 с.
53. Громак В.В. Исследование автоматизированного электропривода
зерноочистительных агрегатов: Автореф. ... дис. канд. техн. наук /
В.В. Громак. – Зерноград, 1970.
54. Дебаланс: А.с. 112035 СССР, МПК ВОбв 1/16 / С.А. Цаплин
(СССР); Заявлено 23.05.57; Опубл. 1958.
55.Дебаланс вибровозбудителя: А.с. 727240 СССР, МПК ВО6В 1/16 /
С.А. Кручинин (СССР); Заявлено 29.08.77; Опубл. 1980, – Бюл. № 14.
56. Дебалансный вибратор: А.с. 637168 СССР, МПК ВО6в 1/16 /
А.Л. Луговенко, Ю.Н. Попхадзе (СССР); Заявлено 04.04.77; Опубл. 1978. –
Бюл. № 46.
57. Дрогалин К.В. Очистка семян от трудноотделимых примесей /
К.В. Дрогалин, Б.В. Жиганов, М.В. Карпов. – М.: Колос, 1978. – С. 127.
58. Дубровский А.А. Вибрационная техника в сельском хозяйстве /
А.А. Дубровский. – М.: Машиностроение, 1968. – 204 с.
59. Дунаевский С.Я. Моделирование элементов электромеханических
систем / С.Я. Дунаевский, О.А. Крылов, Л.В. Мазня. – М.: Энергия, 1966. –
С. 287.
60. Дьячков В.К. Исследования вибрационных конвейеров и питателей с
различными типами приводов / В.К. Дьячков // Применение вибротехники в
горном деле: Сб. статей. – М.: Госгортехиздат, 1960. – С. 49-67.
61. Завгородний А.Н. Распределение затрат мощности на работу
вибрационно-центробежного сепаратора с кольцевым очистителем решет /
А.Н. Завгородний // Повышение эффективности и качества работы
вибрационных семяочистительных машин: Сб. науч. тр. МИИСП. – М., 1981. –
С. 41-43.
62. Загайко М.Г. Применение электромагнитных вибраторов в
зерноочистительных машинах / М.Г. Загайко, И.Д. Пинчук // Серия
механизация и электрификация сельскохозяйственного производства:
Информационный листок. Харьковский межотраслевой территориальный
центр научно-технической информации и пропаганды. – Харьков, 1974. –
№ 275.
154
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
63. 3агайко М.Г. Теоретическое и экспериментальное исследование
работы круглых вибрационных решет, совершающих винтовые колебания, при
очистке риса и других культур: Автореф. ... дис. канд. техн. наук /
М.Г. Загайко. – Харьков. 1970. – 23с.
64. Заика П.М. Вибрационные зерноочистительные машины. Теория и
расчет / П.М. Заика. – М.: Машиностроение, 1967. – 144с.
65. Заика П.М. Вибрационные семяочистительные машины и устройства:
Учебное пособие. – М.: МИИСП, 1981. 141 с.
66. Заика П.М. Динамика вибрационной зерноочистительной машины с
винтовыми колебаниями рабочего органа / П.М. Заика // Математические
методы решения инженерных и экономических задач: Сб. науч. тр. ХИМЭСХ.
Вып. 20. – Харьков, 1971,– С. 20-34.
67. Заика П.М. Динамика вибрационных зерноочистительных машин /
П.М. Заика. – М.: Машиностроение, 1974. – 278 с.
68. Заика П.М. О вибрационном способе сортирования семян /
П.М. Заика // Механизация процессов сельскохозяйственного производства:
Сб. науч. тр. ХИМЭСХ. – Харьков, 1971. Вып.15. – С. 39-51.
69. Заика П.М. Теоретическое и экспериментальное исследование
вибрационной зерноочистительной машины с пространственным движением
рабочего органа: Автореф. ... дис. канд. техн. наук / П.М. Заика. – Харьков,
1965. – 30с.
70. Заика П.М. Установка для определения влияния основных факторов
на пропускную способность решет вибрационной зерноочистительной машины/
П.М. Заика // Механизация процессов сельскохозяйственного производства: Сб.
науч. тр. ХИМЭСХ. Вып. 15. – Харьков, 1971. –С. 65-78.
71. Заика П.М. Наука производству: Библиографический указатель работ
ХИМЭСХ, внедренных в сельскохозяйственное производство страны в десятой
пятилетке / П.М. Заика, Н.В. Бакум. – Харьков, 1981. – 37 с.
72. Заика П.М. Определение мощности, затрачиваемый на приведение в
движение рабочего органа вибрационной машины с вертикальной осью
вращения дебалансов вибратора / П.М. Заика, В.Я. Ильин //
Сельскохозяйственные машины: Сб. науч. тр. МИИСП. Т. Х, вып. 1, ч. 2. – М.,
1973.
73. Заика П.М. Сепарация семян по комплексу физико-механических
свойств / П.М. Заика, Г.Е. Мазнев. – М.: Колос, 1978. – 287 с.
74. Земсков В.Д. Динамика переходных режимов инерционных
вибраторов с выдвижными дебалансами / В.Д. Земсков // Вибрационная
техника: Материалы семинара, Сб. 1(8). – М.: МДИТП. – 1963.
75. Зиновьев В.А. Основы динамики машинных агрегатов /
В.А. Зиновьев, А.П. Бессонов. – М.: Машиностроение, 1964. – 239 с.
76. Ивановский В.А. Винтовые виброконвейры / В.А. Ивановский //
Применение вибротехники в горном деле: Сб. статей. – М.:
ГОСГОРТЕХИЗДАТ, 1960. – С. 235 – 248.
155
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
77. Изаков Ф.Я. Практикум по применению электрической энергии в
сельском хозяйстве / Ф.Я. Изаков, В.А. Козинский, А.В. Лаптев и др. – М.:
Колос, 1972. – 304 с.
78. Инерционный вибратор: А.с. 296597 СССР, МПК ВО6в 1/16 /
Э.Я. Гончаров (СССР); Заявлено 28.02.69; Опубл. 1971. – Бюл. № 9.
79. Калита В. Семена и вибрация / В. Калита, С. Цикора // Известия. –
1983.– 13 мар.
80. Квартальнов Б.В. Динамика электроприводов с упругими связями /
Б.В. Квартальнов. – М. –Л.: Энергия, 1965.
81. Квартальнов Б.В. Использование частотных характеристик для
анализа электропривода с упругими связями / Б.В. Квартальнов, В.И. Прихно //
Труды ЛПИ. – Л., 1965. – № 259. – С. 51.
82. Киреев М.В. Послеуборочная обработка зерна в хозяйствах /
М.В. Киреев, С.М. Григорьев, Ю.К. Ковальчук. – Л.: Колос, 1981. – 224 с.
83. Кирпичникова И.М. Обоснование и выбор рационального
электромагнитного привода к вибрационным смесителям кормов: Автореф. ...
дис. канд. техн. наук / И.М. Кирпичникова. – Л., 1988. – 17 с.
84. Кирпичникова И.М. Характеристика распределения мощности
вибросемяочистительных машин с регулируемыми параметрами /
И.М. Кирпичникова, Р.Б. Яруллин // Вестник Красноярского государственного
аграрного университета. – Красноярск, 2004. № 6, С. 169–174.
85. Кобринский А.Е. Механизмы с упругими связями. Динамика и
устойчивость / А.Е. Кобринский. – М.: Наука, 1964. – 392 с.
86. Кононенко В.О. Вопросы теории динамического взаимодействия
машины и источника энергии / В.О. Кононенко // Изв. АН СССР. МТТ. – 1975.
– № 5. –С. 19–36.
87. Кононенко В.О. Колебательные системы с ограниченным
возбуждением / В.О. Кононенко. – М.: Наука, 1964. – 254 с.
88. Конструкция сортировальной машины для риса: Пат. 47– 8966
Япония, МПК А01 f 7/00 / Заявлено 15.03.72; Опубл. 1972. – Изобр. за руб.
№ 11.
89. Копылов И.П. Электромеханические преобразователи энергии /
И.П. Копылов. – М.: Энергия, 1973. – 400 с.
90. Копылов И.П. Математическое моделирование асинхронных машин /
И.П. Копылов, Ф.А. Мамедов, В.Я. Беспалов. – М.: Энергия, 1969. – 97 с.
91. Комплект оборудования Р8 – УЗК – 50 для зерноочистительных
агрегатов.// Механиз и электр. соц. сельс. х– ва. – 1986. – № 9. – С. 50-51.
92. Кулаков Г.Ф. Исследование зерноочистительной конической
виброцентрефу– ги: Автореф. ... дис. канд. техн. наук / Г.Ф. Кулаков. –
Пушкин, 1962. – 16 с.
93. Куцевалов В.М. Вопросы теории и расчета асинхронных машин с
массивными роторами / В.М. Куцевалов. – М.; Л.: Энергия, 1966. – 302 с.
94. Левин А.Н. Математическое моделирование приводов машин –
156
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
орудий. Динамика машин / А.Н. Левин. – М.: Наука, 1980, С. 94 – 99.
95. Лейкин Я.И. К решению проблемы сортирования сыпучих
материалов / Я.И. Лейкин // Механика и расчет машин вибрационного типа:
Материалы совещаний. – М.: Изд. Академии наук СССР. 1957. – С. 7-17.
96. Лейкин Я.И. Основы классификации просеивающих машин /
Я.И. Лейкин // Проблемы сепарирования зерна и других сыпучих материалов:
Тр. ВНИИЗ. вып. 42. – М.: 1963.
97. Листопад Г.Е. Вибросепарация зерновых смесей / Г.Е. Листопад. –
Волгоград: Волгоградское книгоизд-во, 1963. – 120 с.
98. Листопад Г.Е. Обработка мелкосеменной смеси на виброрешете /
Г.Е. Листопад, А.П. Сапунков, Б.Д. Зонов // Механиз. и электр. соц. с/х. –
1970.– № 12.
99. Лущик В.Д. Асинхронные двигатели с короткозамкнутыми и
массивными роторами для регулирования скорости / В.Д. Лущик //
Регулируемые асинхронные двигатели: Сб. статей АН УССР. Ин-т
электродинамики. – Киев: Наука думка, 1978. – С. 35-43.
100. Любайкин С.Н. Исследование электропривода одномассных
вибрационных машин с эксцентриковым механизмом и упругой связью в тяге:
Автореф. ... дис. канд. техн. наук / С.Н. Любайкин. – Саратов, 1970. – 26 с.
101. Мазнев Г.Е. Исследование процесса сепарации семян на
пространственно вибрирующих неперфорированных поверхностях: Автореф. ...
дис. канд. техн. наук / Г.Е. Мазнев. – Харьков, 1972. – 28 с.
102. Мазоренко Д.И. Теоретическое и экспериментальное исследование
вибрационно-центробежного сепаратора с пространственным движением оси
вращения ротора для очистки семян риса от трудноотделимых сорняков:
Автореф. ... дис. канд.техн. наук / Д.И. Мазоренко. – Харьков, 1971.– С. 25.
103. Макаров Р.А. Тензометрия в машиностроении / Р.А. Макаров,
А.Б. Ренский, Г.Х. Боркунский. – М.: Машиностроение, 1975. – 288 с.
104. Малкин Д.Д. Некоторые вопросы теории дебалансных вибрационных
обрабатывающих и загрузочных устройств / Д.Д. Малкин // Вибрационная
техника: Материалы науч. техн. конф. НИИ инф. стройдоркоммунаш. – М.,
1960.
105. Мартыненко
И.И.
Расчет
параметров
асинхронного
электропривода (с/х.) машин с переменной нагрузкой / И.И. Мартыненко,
Н.А. Корчемный // Механ. и электриф. соц. сельск. х– ва. – 1973. – № 2.
106. Механизация подготовки и хранения семян: Сборник переводов и
обзоров зарубежной литературы под редакцией Н.Н. Ульриха. – М.:
Сельхозиздат, 1962.– 469 с.
107. Миняйло А.В. Исследование процесса сепарирования семян на
плоских горизонтальных виброрешетах: Автореф. ... дис. канд. техн. наук /
В. Миняйло. – Харьков, 1971. – 27 с.
108. Морозов Е.Ф. Влияние упругих звеньев на нагрев двигателя при
изменении статического момента по гармоническому закону / Е.Ф. Морозов //
157
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Электротехника. – 1972. – № 1.
109. Мусин
A.M. Разработка и исследование дебалансного
электровибратора для уплотнения силосной массы: Автореф. дис. ... канд.
техн. наук / А.М. Мусин. – М., 1959.
110. Назаров
Г.И.
Основные
направления
развития
автоматизированного электропривода в сельском хозяйстве / Г.И. Назаров //
Механ. и электриф. соц. сельск. х– ва. – 1967.– № 12.
111. Назаров Г.И. Вопросы теории электропривода в сельском
хозяйстве/ Г.И. Назаров, A.M. Мусин // Вестник с.х. науки. – 1966.– № 6.
112. Ниношвили Б.И. Обзор некоторых современных конструкций
электровибрационных машин / Б.И. Ниношвили, Ш.А. Немсадзе, Ю.С. Хечаев//
Вибрационная техника: Материалы семинара. – М.: 1965. Сб. 2.
113. Носков С.В. Вибрационный овсюгоотделитель / С.В. Носков // Мех.
и электр. соц. сел. хоз– ва. – 1981.– № 12. – С. 49-50.
114. Прайс-лист на ремни клиновые приводные, вентиляторные,
вариаторные и многоручьевые по ценам на 23.08.2004 г. / ОАО «УЗЭМИК»
РБ. Http://www.uzemik.ru.
115. Обработка и хранение зерна / пер. с нем. A.M. Мазурицкого; Под
ред. А.Е. Юкиша. – М.: Агропромиздат, 1985. – 320 с.
116. Олейник
B.C.
Методика
исследования
электропривода
сельскохозяйственных машин / В.С. Олейник // Механизация и
электрификация сельского хозяйства: Респуб. межв. темат. науч., технич. Сб.
Вып. 6. – М., 1966,
117. Олейников A.M. Анализ характеристик и свойств асинхронных
двигателей с массивными роторами / А.М. Олейников // Электротехника. –
1974. – № 3.
118. Основы автоматизированного электропривода / М.Г. Чиликин и др. –
М.: Энергия, 1974.
119. Прайс-лист на трехфазные асинхронные двигатели марки АИР
общепромышленного назначения по ценам на 01.06.2004 г. / OOO МАШЭНЕРГО
Республики Башкортостан.
120. Передачи в машиностроении. ВНИТОМАШ. Машгиз. – М., 1951.
121. Петров И.И. Специальные режимы работы асинхронного
электропривода / И.И. Петров, A.M. Мейстель. – М.: Энергия, 1968. – 264 с.
122. Петрусов А.И. Вибрационная техника, как новое прогрессивное
направление в сельскохозяйственном производстве / А.И. Петрусов //
Вибрация в машиностроении и сельскохозяйственной технике: По материалам
первой республ. науч.-техн. конф. – Ереван, 1966. – С. 219-228.
123. Петрусов А.И. Высокочастотная вибрационная машина для
калибрования и обработки семян кукурузы и других культур / А.И. Петрусов.–
Харьков, 1963. – 60 с.
124. Петрусов
А.И.
Зернообрабатывающие
высокочастотные
вибрационные машины / А.И. Петрусов. – М.: Машиностроение, 1975. – 39 с.
158
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
125. Петрусов А.И. Хозяйственные испытания высокочастотной
вибрационной машины ВВМ – П по очистке семян риса от трудноотделимых
сорняков в колхозах Килийского района Одесской области / А.И. Петрусов //
Механизация процессов сельскохозяйственного производства: Сб. научн. тр.
ХИМЭСХ. Вып. 17. – 1971.– С. 183-191.
126. Печерский Е.М. Исследование процесса виброцентробежной
сепарации семян сахарной свеклы: Автореф. ... дис. канд. техн. наук /
Е.М. Печерский. – Саратов, 1967. – 94 с.
127. Пинчук И.С. Переходные процессы в асинхронных двигателях при
периодической нагрузке / И.С. Пинчук // Электричество. – 1957.– № 9. –
С. 27-30.
128. Плохотнюк Е.Н. Создание и исследование тяжелых вертикальных
виброконвейеров для транспортирования железных руд в схемах замкнутых
циклов дробления на ГОКах Кривбасса: Автореф. ... дис. канд. техн. наук /
Е.Н. Плохотнюк. – Днепропетровск, 1970.
129. Повидайло В.А. Вибрационные устройства в машиностроении /
В.А. Повидайло, Р.И. Силин, В.А. Щигель. – М.; Киев, Машгиз, 1962. – 112 с.
130. Потураев В.И. Проблемные задачи динамики вибрационных
транспортирующих и транспортно-технологических машин / В.И. Потураев //
Проблемы вибрационной техники: Материалы постоянно действующего
научного семинара. – Киев: Наукова думка, 1970.
131. Потураев В.Н. Вибрационные транспортирующие машины. Основы
теории и расчета / В.Н. Потураев, В.П. Франчук, А.Г. Червоненко. – М.:
Машиностроение, 1964.
132. Потураев В.Н. Исследование параметров транспортирования
гранулированных каучуков и резиновых смесей на вертикальном вибрационном
конвейере / В.Н. Потураев, А.Г. Червоненко // Каучук и резина. – 1965.– № 4.
133. Преобразователи
частоты
E2
–
MINI
–
Http://www.energosberezhenie.ru/product_ 12.html.
134. Пресняков В.К. Динамика вибрационных грохотов с инерционным
возбудителем колебаний с учетом характеристики двигателя / В.К. Пресняков,
З.Е. Филер // Углеобогатительное оборудование: Тр. Гипромашуглеобогащение,
Т.1.– М.: Недра 1965.
135. Применение вибрационных устройств в сельскохозяйственном
производстве. – Ярославль, 1966. – 35с.
136. Применение электрической энергии в сельскохозяйственном
производстве: Справочник / Под ред. акад. ВАСХНИЛ, П.Н. Листова. – М.:
Колос, 1974.– 623 с.
137. Проектирование комплексной электрификации / Под редакцией
Л.Г. Прищепа. – М.: Колос, 1983.– 271 с.
138. Промышленное семеноводство: Справочник / Под. ред.
И.Г. Строны. – М.: Колос, 1980. – 287 с.
139. Пронин Б.А. Бесступенчатые клиноременные и фрикционные
(вариаторы) передачи / Б.А. Пронин, Г.А. Ревков. – М.: Машиностроение, 1967.–
159
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
404 с.
140. Регулируемые
асинхронные
электродвигатели
в
сельскохозяйственном производстве / В.Н. Андрианов, Д.Н. Быстрицкий,
А.В. Павлов, Е.М. Чебуркина. – М.: Энергия, 1975. – 400 с.
141. Резонансное колебательное устройство: Пат. 1458570 ФРГ, МПК ВОбв
1/16 Заявлено 06.03.69; Опубл. 1972. – № 46.
142. Рекус Г.Г. Электрический привод вибрационных машин и
механизированного инструмента [обзор] / Г.Г. Рекус, А.И. Белоусов. – М.:
ЦНИИ стройдормаш, 1971. – С. 59-87
143. Рекус Г.Н. Применение вибрационных установок в угольной
промышленности зарубежных стран / Г.Н. Рекус. – М., 1971. – 56 с.
144. Ривин Е.И. Динамика приводов станков / Е.И. Ривин. – М.:
Машиностроение, 1966. – 204 с.
145. Светозаров В.А. Бесступенчатые фрикционные трансмиссии в
сельскохозяйственной технике: Обзор / В.А. Светозаров. – М., 1963.
146. Сепаратор для очистки семян от примесей: А.с. 316483 СССР,
МПК В07в 1/08.П.М. Заика, Г.Е. Мазнев (СССР); Заявлено 15.07.70;
Опубл. 1971. – Бюл. № 30.
147. Сепаратор для очистки семян от примесей: А.с. 366020 СССР,
МПК В07 13/00. П.М. Заика и др. (СССР); Заявлено 12.07.71; Опубл. 1973. –
Бюл. № 7.
148. Сепаратор для очистки семян от примесей: А.с. 257204 СССР,
МПК В07в 13/00 / П.М. Заика, Г.Е. Мазнев, А.Н. Полищук (СССР); Заявлено
29.07.68; Опубл. 1969. – Бюл. № 35.
149. Сепаратор для очистки семян от примесей: А.с. 287451 СССР,
МПК В07в 13/00 / П.М. Заика, Г.Е. Мазнев (СССР); Заявлено 20.06.69; Опубл.
1970. – Бюл. № 35.
150. Сипайлов Г.А. Математическое моделирование асинхронных
машин / Г.А. Сипайлов, А.В. Лоос. – М.: Высшая школа, 1980.– 176 с.
151. Соколов М.М. Электромагнитные переходные процессы в
асинхронном электропроводе / М.М. Соколов, Л.П. Петров, Л.Б. Масандилов,
В.А. Ладензон. – М.: Энергия, 1967.– 200 с.
152. Спиваковский А.О. Вибрационные конвейеры, питатели и
вспомогательные устройства / А.О. Спиваковский, И.Ф. Гончаревич. – М.:
Машиностроение, 1972. – 328 с.
153. Способ уменьшения резонансных амплитуд при пуске
вибромашины: А.с. 255760 СССР, МПК BO2f / В.В. Гортинский и др.
(СССР); Заявлено 08.05.68, Опубл. 1969. – Бюл. № 33.
154. Субач А.П. Взаимодействие нелинейной колебательной системы с
источником энергии / А.П. Субач // Изв. Вузов, Машиностроение. – 1963.– № 4.
155. Сылкин М.И. Механические характеристики асинхронного
двигателя с биметаллическим массивным зубчатым ротором / М.И. Сылкин //
Электрификация и электробезопасность с. х-ва Казахстана.– Алма-Ата, 1980.–
160
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
С. 76-81.
156. Тетельбаум И.М. Электрическое моделирование динамики
электропривода механизмов / И.М. Тетельбаум, Ф.М. Шлыков. – М.: Энергия,
1970.
157. Тиристорные регуляторы напряжения. Энергис. г. Киров.
Энергосберегающее оборудование. Цены. Http://www.energis.su/price.Html
158. Трофимченко Ю.И. К вопросу выбора рабочего режима
вибрационных решет / Ю.И. Трофимченко // Механизация процессов
сельскохозяйственного производства: сб. науч. тр. ХИМЭСХ. Вып. 17. –
Харьков, 1971. – С. 198-202.
159. Трофимченко
Ю.И.
Теоретическое
и
экспериментальное
исследование вибрационной машины для очистки и сортирования семян
сельскохозяйственных культур: Автореф. ... дис. канд. техн. наук /
Ю.И. Трофимченко. – Харьков, 1965.– 16 с.
160. Тулькибаев М. Классификация технологических линий очистки и
сортирования семян / М. Тулькибаев, А. Лопан // Совершенствование способов
уборки и послеуборочной обработки зерна. – Челябинск, 1980, Вып. 164.–
С. 4-15.
161. Ульянов А.Ф. Исследование зерновых виброцентрифуг /
А.Ф. Ульянов, А.И. Бочкарев, Г.Ф. Кулаков // Земледельческая механика: Сб.
тр. Т.8. – М.: Машиностроение, 1964.– С. 223-238.
162. Устройство для классификации сыпучих материалов: А.с. 319359
СССР, МПК В07в 1/00 / А.Д. Гегин, А.В. Кирсин, В.Г. Куропатов (СССР);
Заявлено 04.05.70; Опубл. 1971. – Бюл. № 33.
163. Файбушевич Г.З. Калибровочная машина КУ– 0,34 / Г.З. Файбушевич
// Селекция и семеноводство. – 1971. – № 5. – С. 64-65.
164. Филиппов
А.П.
Колебания
механических
систем
/
А.П. Филиппов.– Киев: Наукова думка, 1965.
165. Фоменков А.П. Электропривод сельскохозяйственных машин,
агрегатов и поточных линий / А.П. Фоменков. – М.: Колос, 1973. – С. 311.
166. Фролов К.В. Многоликий мир вибраций / К.В. Фролов // Наука и
человечество. – М.: Знание,1985. – С. 241-259.
167. Циценовский В.М. Вибрационный метод сортирования зерна и
продуктов шелушения гречихи / В.М. Циценовский // Вопросы техники и
технологии переработки зерна: Тр. ВНИИЗ. Вып. 31. – М.: Изд. тех. и экон.
литер. по вопросам заготовки. 1956. – С. 90-136.
168. Чазов С.А. Особенности обработки и хранения / С.А. Чазов //
Зерновое хозяйство. – 1976.– № 3. – С. 36.
169. Частотные преобразователи типа EI – 7001, EI – 9001 и EI8001.
НПО «СТРОЙТЕХАВТОМАТИКА». Http://sta– sta.da.ru
170. Червоненко А.Г. Теоретическое и экспериментальное исследования
вертикальных вибрационных конвейеров для транспортирования сыпучих
материалов: Автореф. ... дис. канд. техн. наук / А.Г. Червоненко. –
Днепропетровск, 1966.
161
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
171. Чижиков А.Г. Послеуборочная обработка зерна в колхозах и
совхозах / А.Г. Чижиков. – М.: Колос, 1971. – С. 232.
172. Чиликин М.Г. Общий курс электропривода: Учебник для вузов. /
М.Г. Чиликин, А.А. Макаров. – 6-е изд. доп. и перераб.– М.: Энергоиздат, 1981. –
576 с.
173. Шаповалов А.Т. О приводных характеристиках рабочих машин /
А.Т. Шаповалов // Механиз. и электр. соц. с. х-ва. – 1967. – № 12.
174. Шафранов В.П. Действительный крутящий момент асинхронного
двигателя при включении / В.П. Шафранов // Механ. и электриф. соц. сельск.
х-ва. – 1963.– № 3. – С. 56-57.
175. Шевченко
B.C.
О
получении
нагрузочных
диаграмм
электроприводов инерционных вибромашин / В.С. Шевченко // Изв. вузов,
Электромеханика. – 1962.– № 3.
176. Шевченко B.C. Электромеханический резонанс в инерционной
вибромашине / В.С. Шевченко // Электричество. – 1959.– № 7.
177. Шишкин В.П. Расчет скорости и момента асинхронного двигателя в
приводах с пульсирующей нагрузкой с учетом электромагнитных переходных
процессов / В.П. Шишкин, А.И. Мартынов // Изв. Вузов; Электромеханика. –
1974.– № 6.
178. Шубенко В.А. Тиристорный асинхронный электропривод с фазовым
управлением / В.А. Шубенко, Н.Я. Брасловский. – М.: Энергия, 1972. – 130 с.
179. Шумилин Г.Д. Математическое моделирование электропривода
сельскохозяйственных машин с регулируемой частотой вращения /
Г.Д. Шумилин, И.Г. Баженов // Совершенствование электрооборудования
сельскохозяйственных предприятий и аграрных комплексов: Сб. науч. тр.
МИИСП. – М., 1982. – С. 3-14.
180. Шумилин Г.Д. Механические и производственные характеристики
сельскохозяйственных машин / Г.Д. Шумилин, И.Г. Баженов // Электрификация
сельскохозяйственного производства: Сб. науч. тр. МИИСП. Т. 9, вып. З, ч. 2. –
М., 1972. – С. 38-48.
181. Щетинин Т.А. Электропривод с индукционными муфтами и
тормозами / Т.А. Щетинин. – М.: Машиностроение, 1970. – 320 с.
182. Электротехника: Учебное пособие для вузов. – В 3–х книгах. Книга III.
Электроприводы.
Электроснабжение
/
Под
ред.
П.А.
Бутырина,
Р.Х. Гафиятуллина, А.Л. Шестакова. – Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2005. – 639 c.
183. Электромагнитный вибратор: А.с. 1614856 СССР, МКИ ВО6в
1/04 / З.И. Исмагилов и др. (СССР); Заявлено 21.10.87; Опубл. 1990, – Бюл.
№ 47.
184. Электромагнитный вибратор: А.с. 766668 СССР, МПК ВО6в
1/04/ А.Г. Шаблинский и др. (СССР); Заявлено 03.07.78; Опубл. 1980. – Бюл.
№ 36.
185. Электромагнитный вибровозбудитель: А.с. 1597233 СССР, МКИ
ВО6в 1/04 / С.Р. Джагаев и Р.Г. Джагаев (СССР); Заявлено 12.02.88; Опубл.
162
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1990. – Бюл. № 37.
186. Яруллин Р.Б. Автоматический дебаланс вибросепаратора семян /
Р.Б. Яруллин // Теория и практика разработки и внедрения средств
автоматизации и роботизации технологических и производственных
процессов: Тез. докл. IV республ. межотраслевой научн. техн. конф. УАИ. –
Уфа, 1987. – С. 98.
187. Яруллин Р.Б. Анализ существующих систем электроприводов
вибрационных зерноочистительных машин / Р.Б. Яруллин // Электрификация
сельскохозяйственного производства: Сб. науч. тр. МИИСП. Т.П, вып. З, ч. П.–
М., 1974. – С. 37-41.
188. Яруллин Р.Б. Асинхронный электродвигатель на базе разработанных
роторов для вибросепаратора семян с регулируемыми параметрами /
Р.Б. Яруллин // Вестник УГИС. № 1. – Уфа, 2001. – С. 271-278.
189. Яруллин
Р.Б.
Исследование
динамики
асинхронного
электропривода многорешетного вибросепаратора семян / Р.Б. Яруллин //
Юбилейный сб. науч. тр. – Уфа: Уфимск. техн. ин-т сервиса, 1997. – С. 74-79.
190. Яруллин Р.Б. Исследование механической характеристики
виброзерноочистительной машины с винтовым колебанием рабочего органа /
Р.Б. Яруллин // Актуальная проблема развития сельского хозяйства в свете
решений июльского (1978г) пленума ЦК КПСС: Тез. докл. БСХИ. – Уфа,
1980.– С. 102-103.
191. Яруллин Р.Б. Математическая модель асинхронного электропривода
вибросепаратора сыпучих материалов / Р.Б. Яруллин // Научн-технический
прогресс в сфере услуг: Тез. докл. республ. науч.-техн. конф. УФМТИ. – Уфа,
1988. – С. 72-73.
192. Яруллин Р.Б. Методика выбора электропривода вибрационного
сепаратора с регулируемыми параметрами / Р.Б. Яруллин //
Совершенствование учебно-воспитательного процесса при переходе к
рыночной экономике: Тез. респ. науч.-метод. конф. УФМТИ. – Уфа, 1991. –
С. 71.
193. Яруллин Р.Б. Методика экспериментальных исследований
асинхронного электропривода виброзерноочистительной машины с
регулируемыми параметрами / Р.Б. Яруллин, А.А. Тюр // Электрификация
сельского хозяйства: Межвузовский науч. сб. Вып. 4. – Уфа: Башкир. гос.
аграр. ун-т 2004. – С. 169-172.
194. Яруллин Р.Б. Методика расчета автоматического вибратора
вибрационного сепаратора / Р.Б. Яруллин // Ресурсосберегающие и
экологически чистые техника и технологии в бытовом обслуживании: Тез.
докл. республ. науч.-техн. конф. УФМТИ. – Уфа, 1990. – С. 81-82.
195. Яруллин Р.Б. О необходимости регулирования частоты колебаний
рабочих органов вибрационных зерноочистительных машин / Р.Б. Яруллин //
Электрификация сельскохозяйственного производства: Сб. науч. тр.
МИИСП. Т. XII, вып. З, ч.II. – М. 1974. – С. 162-168.
196. Яруллин
Р.Б.
Повышение
эффективности
сепарации
163
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
зерноочистительных машин на основе асинхронного электровибропривода с
регулируемыми параметрами: Автореф. дис. … канд. техн. наук / Р.Б. Яруллин. –
Челябинск, 2004. – 22 с.
197. Яруллин Р.Б. Регулирование амплитуды колебаний рабочих органов
виброзерноочистительных машин / Р.Б. Яруллин // Формирование механизма
экономического роста в Российской Федерации и Республике Башкортостан в
координатах мирового развития: Материалы Всерос. науч.-практ. конф., 5-6
февраля 2004. Часть 2. – Уфа: ДизайнПолиграфСервис, 2004. – С.277-282.
198. Яруллин Р.Б. Регулируемый асинхронный электропривод
вибросепаратора сыпучих материалов / Р.Б. Яруллин // Науч.-техн. прогресс
в сфере услуг: Тез. докл. республ. науч.-техн. конф. УФМТИ. – Уфа, 1988. –
С. 72.
199. Яруллин Р.Б. Уточненная математическая модель асинхронного
электропривода вибросепаратора семян с регулируемыми параметрами /
Р.Б. Яруллин // Юбилейный сб. науч. тр. – Уфа, Уфимск. техн. ин-т сервиса
1997. – С. 79-89.
200. Яруллин Р.Б. Цифровое моделирование динамики асинхронного
электропривода вибросепаратора сыпучих материалов / Р.Б. Яруллин,
Б.Э. Рахимов // Науч.-техн. прогресс в сфере услуг: Тез. докл. республ.
науч.-техн. конф. УФМТИ. – Уфа, 1988.– С. 76-77.
201. Яруллин Р.Б. Электропривод вибросемяочистительной машины /
Р.Б. Яруллин // Ресурсосберегающие технологии в сельскохозяйственном
производстве на основе электрифицированных процессов: Тез. докл.
УДНТП.– Челябинск, 1986. С. 50-51.
202. Яруллин Р.Б. Экспериментальное исследование динамики
асинхронного привода виброзерноочистительной машины с винтовым
колебанием рабочего органа / Р.Б. Яруллин // Совершенствование
электрооборудования сельскохозяйственных предприятий и аграрных
комплексов: Сб. науч. тр. МИИСП. – М., 1982. – С. 19-25.
203. Яруллин Р.Б. Экспериментальное определение некоторых
параметров вибрационной зерноочистительной машины с винтовыми
колебаниями рабочего органа / Р.Б. Яруллин // Применение электрической
энергии в сельском хозяйстве: Сб. науч. тр. МИИСП. Т. ХШ, вып.6. – М.,
1976. – С. 61-65.
204. Яруллин Р.Б. К проблеме развития инерционных вибраторов
виброзерноочистительных машин с регулируемыми параметрами /
Р.Б. Яруллин // История науки и техники. – 2006. – № 5. – С. 117-121.
164
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение 1
Вибрационные зерноочистительные машины (ВЗМ)
Режим
Вид движения рабочих органов (РО)
Вид покрытия
рабочих органов
Количество
работы
простое
рабочих органов
сложное пространственное
решета
плоские
цилиндрически
конические
(усеченные)
РО
параболоидные
(трехконусные)
РО воронкой
РО воронкой
вниз
вверх
штифтованные
дорезонансный
фрикционные (с
покрытием)
резонансный
ширина
Брезент
Бельтинг
Шкурка
образивная
Многоярусный
упругость
по комплексу
физикомеханических
свойств
Секционный
форма
способность к перекатыванию
фрикционны
е свойства
центробежная
сила
Одноярусный
фланель
С горизонтальной осью
вращения+колебания вокруг
оси
С наклонной осью
вращения+колебания вдоль
оси
С вертикальной осью
вращения+колебания вдоль
оси
165
крупность
толщина
зарезонансный
Вертикальная ось
симметрии движется по
прямолинейной
образующей
однополостного
гиперболоида
ным наклоном РО
с продольно-попереч-
Возвратнопоступательные
колебания по винтовой
поверхности
наклоном РО
с продольным
гладкие
РО
е РО
Возвратнопоступательные
колебания под углом к
плоскости РО
цилиндрические РО
Фанера
шлифованная
винтовые
РО
Фанера
техническая
Прямоугольны
е плоские РО
Признак
разделения семян
коэффициент мгновенного трения
коэффициент
восстановлени
я скорости при
ударе
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 2
Оптимальные параметры сепарации семян сельхозкультур на ЦВЗМ
Цилиндрическое решето с вертикальной осью вращения
Без шипов
1
2
3
4
5
6
7
8
Чистота
семян,
классность, полнота
разделения
Частота колебаний ν,
Гц
Амплитуда колебаний
А, 10-3 м
Угловая
скорость
рабочего органа ω,
рад/с
Кинематический
фактор скорости
V = Аν, 10-2 мс-1
Кинематический
фактор ускорения
Аν2,
10-1 мс-2
Коэффициент
плавности частоты
Кν = νi+1/νi
Коэффициент
плавности амплитуды
КА = Аi+1/Аi
Продовольственный
материал
Семенной материал
Продовольственный
материал
Семенной материал
Характеристика и
оптимальные
параметры сепарации
Очистка и сортировка семян озимой пшеницы
«Белоцерковская 198»
Подсевные решета
Сортировальные
решета
Комбинированные решета
№
п\п
С
шипами
Очистка 80 % житняковой
смеси влажностью 11 %
Конструктивная
особенность рабочего
органа
1
0,65-0,7
2
0,9-0,95
3
0,65-0,7
4
0,9-0,95
5
0,65-0,7
6
0,85
11,7-13,3
11,7-13,3
13,3-15
13,3-15
18,3-20
34
6
6
6
6
6
3-4
18-19
18-19
18-19
18-19
18-19
84
7,5
7,5
8,5
8,5
11
12
9,4
9,4
12
12
22
34,746,2
-
1
1,13
1
1,23
1,27
-
1
1
1
1
1,75
166
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Окончание прил. 2
Очистка шлифованных семян
сахарной свеклы от стебельков
9
0,9
25
2
15,7
5
12,5
10
0,9
26,7
2
12,7
5,3
14,3
11
1 кл
21
3,5-4
24
7,9
16,5
12
1 кл
21
3,5
28
7,4
15,4
7
8
1,1
0,4
1,19
1,3
1,0
0,8
1,07
1,0
1,1
0,67
1,0
0,93
167
13
0,92
44-48
2
49-58
9,2
38,746,1
1,35
0,6
С
наклонной
осью
вращения
Сортировка озимой пшеницы
«Одесская 3» влажностью 9,8 %
Очистка семян сахарной свеклы
«Ялтушевская» от стебельков
8
0,9
25
2,5
9
6,3
15,6
С горизонтальной осью
вращения
Очистка семян риса от
трудноотделимых примесей
Подсевное решето (пшеница)
1
2
3
4
5
6
7
0,96
15,5
2,5
7
3,9
6,0
гладкий
Сепарация семенной смеси из
80 % проса и 20 % пшена
Зерновое решето (ячмень)
Штифтован–
ный
Цилиндрическое решето
Очистка семян гречихи от
семян дикой редьки
Конус с вертикальной
осью вращения
Комбинированное решето
(ячмень, рожь, пшеница)
№
п/п
Сортирование семян гречихи от семян
трудноотделимых сорняков
Ситовой параболоид с
вертикальной осью
вращения
Очистка семян
колосовых
культур
14
1-II кл
21
1,53
11,6
3,2
6,74
15
1-II кл
48,3
1,4
18,9
6,8
32,7
16
0,7-0,65
100
0,4-0,8
10-11
5
40-80
1,0
0,43
1,05
0,7
2,07
0,43
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 3
Оптимальные параметры сепарации семян различных культур
на плоских виброрешетах
№
п/
п
1
2
3
4
5
6
7
8
Тип вибросортировки,
вид и параметры
сепарации семян
Виброре
шето
Сортирование и
калибрование
семян
бахчевых
культур
Пневмовибрационное решето
Сепарация
семян ячменя
сорта
«Персикум»
влажностью
11,7 %
1
-
Чистота
семян,
классность,
полнота
разделения
Частота колебаний ν, Гц
9,75-14,25
Амплитуда колебаний А,
5,0-2,5
10-3 м
Кинематический фактор
4,9-3,6
скорости Аν, 10-2 мс-1
Кинематический фактор
5,2
ускорения Аν2, 10-1 мс-2
Коэффициент плавности
частоты Кν
Коэффициент плавности
амплитуды КА
Отклонение частоты
18,5
±Δνi/νiср, %
168
Сепарация
семян
проса
влажностью
11,5 %
2
-
Сепарация
семян
пшеницы
сорта
«Мелянопус
69»
влажностью
11,7 %
3
-
4
-
Разделение
мелкосеменной
смеси
вороха
люцерны
и горчицы
5
-
20
3,5
20,8
3,0
30,8
1,5
48
0,91
7
7
4,6
4,4
14
15,1
14,2
21
1,67
1,04
1,03
1,21
1,07
1,16
1,0
1,04
-
-
-
-
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Продолжение прил. 3
Резонансные виброгрохоты
№
п/
п
1
2
3
4
5
6
7
8
Сортирование
пшеницы
и ржи
Сепарация
пшеницы
и ржи
6
25
1,75
4,4
10,9
1,06
1,0
-
7
29,2
1,5
4,7
12,8
1,06
0,75
-
Очистка
и
сортирование
пшеницы
8
50
1,0
5
25
1,04
1,5
-
Сортирование зерна и
продуктов шелушения
гречихи
РВК-2У РВК-1 РВК-2
9
0,955
23,5
2,1-2,2
5,05
11,9
1,13
1,39
-
169
10
37,3
1,25
4,7
17,4
1,02
1,14
-
11
39,7
0,9-1,0
4
15,0
1,04
1,37
-
Многорешетная
машина
Очистка
Очистка
семян
семян риса
трав и
сорта
овощных «Дубовский
культур
129»
12
13
1 кл
1 кл
20-28,33
35-41,3
1,5-2,0
1,2-1,5
4-4,25
5,25-4,9
8-12,04
18,4-20,5
1,0-1,01
1,02
1,23
0,93
17,2
8,26
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Окончание прил. 3
1,11
0,68
8,55
1,03
0,89
5,7
1,11
1,7
4,85
1,11
1,0
4,85
170
Очистка семян риса и эспарцета
Винтовые
решета
Очистка семян риса (α = 60-750)
1,02
0,66
4,75
Калибрование семян кукурузы
влажностью 14% сорта ВИР на
комби-нированных решетах (α
= 60-700)
1,1
0,78
9,1
18
19
0,75- 0,760,96 0,82
32-38 28,3- 33,3- 33,331,7 36,7 36,7
2,1-2,4 1,76- 1,5- 1,51,6
1,4
1,4
7,8
5-5,1 5,1
55,14
27,6 14,1- 16,6- 16,616,1 18,9 18,9
ВВМ-П
Очистка семян риса
6
7
8
8,1
17
-
Продолговатыми
26,1
3
3033
2,55
кукурузы
влажностью 10,6%
на решетах с
отверстиями
16,9
2
Круглыми Калибрование семян
Калибрование семян
многоростковой сахарной
свеклы
Очистка семян риса сорта ВРОС213 (α = 300-500)
5
1
16
0,99
Сортирование семян риса
Калибрование семян кукурузы (α
= 600-700)
15
0,85
4
14
0,920,98
2530
1,582,9
6,2
№
п/п
Калибрование семян сахарной
свеклы
ВВМ-П при α = 52-650
ВВМ-П (α-угол
взаимного
расположения
дебалансов)
20
0,63-0,7
21
-
22
0,96
23
-
24
1-II кл
36,7-40
33,3-40
1,41-1,45
5,14-5
5,14-5
4,83-5,64
18,9-20
21,8125,0
16,1-22,6
1,0
1,04
4,3
1,01
0,87
3,4
1,05
1,54
9,1
5053,3
1,11,3
6,55,87
32,531,2
5
1,03
0,83
3,2
50
1,4-1,25
46,750
1,0-1,1
0,5-2,5
2,5-12,5
12,562,5
1,04
0,7
-
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 4
Оптимальные параметры сепарации семян различных культур на ФВЗМ
3
4
5
6
7
8
2
3
4
5
6
7
1
1
1
1
1
1
II
21-22
33-35
2829
1,28
28-29
1,9-2,3
26,730
1,4-1,8
27-30
1,2-1,58
27,832,5
1,0-1,5
1,6
1,4
3
3,8
7,1
4,5
3,6
4,6
4
6,5
11,4
24,3
12,9
10,4
13
11,4
-
1,02
1,07
1,32
1,0
1,01
1,0
-
1,1
0,6
1,3
1,25
1,0
0,91
2,3
7,8
3,1
5,8
2,0
5,3
2,0
171
Сепарация семян
томатов
1
Очистка семян
редиса
Сепарация семян
гороха от
половинок
Частота колебаний
ν, Гц
Амплитуда
колебаний А, 10-3 м
Кинематический
фактор скорости Аν,
10-2 мс-1
Кинематический
фактор ускорения
Аν2, 10-1 мс-2
Коэффициент
плавности κν
Коэффициент
плавности κА
Отклонение
частоты колебаний
±Δνi/νiср, %
Сепарация семян
тимоффевки
2
Разделение
сахарной свеклы
сорта «Романская
06» от стебельков
Классность
С продольно-поперечным
наклоном рабочего органа
Очистка семян
эспарцета от
семян дикой вики
1
С поверхностями 2-го порядка
(на ВВМ-П)
Разделение
викоов-сянной
смеси (85 % вики
и 15 % овса)
№
п/п
Вид и параметры
сепарации семян
Тип ФВЗМ
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Окончание прил. 4
Сепарация семян
эспарцета от
засорителей
Разделение семян
сахарной свеклы от
примесей
1,7
5
14,8
1,02
0,6
3,3
Сепарация семян
подсолнечника от
примесей
1,0
3
8,7
1,0
1,6
1.8
Разделение семян
капусты от
засорителей
10
1
29-30
Сепарация семян
укропа от примесей
9
1
29-30
Сортировка семян
щавеля
8
II
2930
1,6
4,7
13,9
1,04
0,88
1,8
Разделение семян
петрушки от
засорителей
Сепарация семян
проса от примесей
3
4
5
6
7
8
Разделение семян
моркови от
засорителей
1
2
С продольно-поперечным наклоном рабочего органа
Сепарация семян
лука
№
п/п
11
1
28,331,7
1,2-1,4
4
11,7
1,02
1,3
5,7
12
1
29,530,5
1,5
4,5
13,5
1,02
0,87
1,8
13
1
3031
1,5
4,6
14
1,02
1,0
1,7
14
II
3031,7
1,4-1,6
4,6
14,3
1,01
1,0
2,8
15
1
30-33,3
16
1
31-32
17
1
34-36
172
1,5
4,7
15
1,01
1,0
5,2
1,28
4
12,7
1,03
1,17
1,6
1,41
4,9
17,3
1,03
0,91
2,9
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 5
Диапазоны регулирования кинематических параметров сепарации семян
различных культур на специализированных ВЗМ
№
п/п
1
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Вид ВЗМ
Количество
Диапазоны регулирования
сепарируе–
частоты
амплитуды
мых
колебаний Дν
колебаний ДА
культур
2
3
4
5
Высокочастотная вибрационная
6
40 : 21 = 1,9 : 1
2,9 : 1,0 = 2,9 : 1
машина Петрусова (ВВМ-П)
Вибрационный сепаратор семян
8
38 : 26,7 = 1,43 : 1 2,0 : 1,4 = 1,43 : 1
овощных и травяных культур
Многорешетная машина
11
41,3 : 20 = 2,1 : 1
2,0 : 1,2 = 1,1 : 1
Пневмовибрационное решето
4
48 : 20 = 2,4 : 1
3,5 : 0,91 = 3,85 : 1
Резонансные виброгрохоты
4
39,7 : 25 = 1,6 : 1
1,75 : 0,9 = 1,94 : 1
Вибрационная
машина
для
6
40 : 30 = 1,33 : 1
2,44 : 1,02 = 2,4 : 1
очистки семян лекарственных
культур
Ситовой
параболоид
с
4
26,7 : 15,5 = 1,72 : 2,5 : 2 = 1,25 : 1
вертикальной осью вращения
1
Конус с вертикальной осью
3
48 : 21 = 2,3 : 1
4:2=2:1
вращения
Цилиндрическое
решето
с
2
48,3 : 21 = 2,3 : 1
1,53 : 1,4 = 1,1 : 1
горизонтальной осью вращения
Цилиндрическое
решето
без
5
34 : 11,7 = 2,9 : 1
6,0 : 3 = 2 : 1
шипов с вертикальной осью
вращения
173
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 6
Классификация способов регулирования амплитуды колебаний вибромашин инерционными вибраторам
Регулирование амплитуды колебаний вибромашин
инерционными вибраторами
Во время
остановки
ступенчато
С ограничением
резонанса
Вручную
плавно
аэродинамически
гидравлическ
Без ограничения
резонанса
механически
Во время
работы
Автоматически
электрически
принудительно
самопроизвольно
и
174
перемещение
дебаланса по
направляющей
определенной
кривизны
винтовая
передача
электромагн
итом на
сыпучий
дебаланс из
шариков
различные
упругие элементы
выдвижение
подпружине
нного
дебаланса
коническая
наполнение
жидкости
пружины с
линейной
характеристико
й жесткости
намотка ленты
цилиндрическая
вставные
стрежни
свободный
ход
дебаланса из
шарнирных
звеньев
плоская
(рессора)
раздвижные
дебалансы
пружины с
нелинейной
характеристико
й жесткости
175
съемные
грузики
изменением массы и радиуса центра массы
дебалансов
фасонная
изменением радиуса центра массы
дебалансов
изменением массы дебалансов
центробежный
регулятор
Инерционноаэродинамический
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 7
Структурная схема измерительной аппаратуры
3 ~ 50Гц
~ 50Гц
АУ
БП
~ 50Гц
БПО
СЛО
ПН
176
ПТ
ПМ
АУ ПН ПТ ПМ БП -
ТГП
ТУ
ПВП
АД
М
ВЗМ
аппарат ура управления
преобразоват ель напряжения
преобразоват ель т ока
преобразоват ель мощност и
блок пит ания ТУ
ТГП - т ахог енират ор пост оянног о т ока
АД - асинхронный двиг ат ель
СЛО - осциллог раф свет олучевой
ТУ - т ензоусилит ель
М - момент омет р
175
БПО ПВП ПУП ВЗМ ИДО -
ПУП
ИДО
блок пит ания осциллог рафа
преобразоват ель верт икальных перемещений
преобразоват ель уг ловых перемещений
машина виброзерноочист ки
индукционный дат чик оборот ов
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 8
177
Тарировочный график крутящего момента (М)
I, II – диапазоны измерений
М001.4 и М001.3 – гальванометры измерений
176
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 9
Тарировочный график амплитуды крутильных (υ) колебаний
I, II, III – диапазоны измерений
177
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 10
Z, мм
I
120
II
100
80
III
60
40
20
0,2
0,4
1,0
0,4
0,6
2,0
0,6
0,8
1,2
1,6
3,0
4,0
1,0
1,2 Z, см
2,0
2,4 Z, см
5,0
6,0 Z, см
Тарировочный график амплитуды вертикальных (Z) колебаний
I, II, III – диапазоны измерений
178
I
II
III
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 11
Тарировочный график напряжения (U)
Приложение 12
Тарировочный график оборотов двигателя (n)
179
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 13
Тарировочный график тока (I)
1 – для переменного тока;
2 – для постоянного тока
180
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 14
М, Н 
м
3
3,0
2
2,5
2,0
1,5
1,0
1
0,5
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6

, рад
Определение коэффициента жесткости КΩ упругой лепестковой муфты с
различными ремнями: 1 – 4,99 Нм/рад; 2 – 6,67 Нм/рад; 3 – 18,2 Нм/рад
181
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 15
P0 =Pмех + Pст , Вт
2
180
1
160
140
3
120
4
100
5
80
60
40
20
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
n, об/ мин
Тарировка машины постоянного тока типа ПН-45
1 – IВН = 0,59 А, UВ = 230 В;
2 – IВ = 0,8 IВН = 0,475 А, UВ = 192 В;
3 – IВ = 0,6 IВН = 0,355 А, UВ = 125 В;
4 – IВ = 0,5 IВН = 0,3 А, UВ = 100,5 В;
5 – IВ = 0,4 IВН = 0,24 А, UВ = 80 В
182
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 16
Cos
P, Вт I, A
Cos
I
120
3
0,3
80
2
0,2
40
1
0,1
P
U, В
100
140
180
220
а)
P, Вт I, A
Cos
I
Cos
120
3
80
2
0,2
40
1
0,1
0,3
P
U, В
100
140
180
220
б)
Опыт холостого хода для роторов асинхронного двигателя 4А80А4:
а) «21отв.5+21отв.5»; б) «21отв.5»
183
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 17
Опыт короткого замыкания для роторов асинхронного двигателя 4А80А4:
а) «21отв.5+21отв.5»; б) «21отв.5»
184
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Приложение 18
М, Н ·м


Cos
при Uф = 220 В
при Uф = 180 В
2
I, A; P ·10 Вт
М, Н ·м


Cos


Cos


Cos
0,4
М
14
12
16
14
Pв
0,3
0,3
12
М
Pв
10
8
0,2
I
0,4
10
0,2
8
I
6
4
0,1
4
М, Н ·м


Cos
800
1200 n, об/ мин
при Uф = 140 В
400
2
I, A; P ·10 Вт


Cos
М
0,3
1200 n, об/ мин
при Uф = 100 В М, Н ·м


Cos
800


Cos
0,4
0,4
М
Pв
6
0,3
4
0,2
5
6
5
0,2
I
3
2
4
2
400
4
8
6
0,1
2
6
12
4
3
0,1
2
I
0,1
1
Pв
400
800
1200 n, об/ мин
400
800
2
1
1200 n, об/ мин
Рабочие характеристики двигателя серии 4А80А4 с ротором «21отв.5+215»
при напряжениях Uф = 220; 180; 140; и 100 В
185
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ………………………………………………………………………..3
Введение ………………………………………………………….…………….......4
ГЛАВА 1. ПРИВОДНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВИБРАЦИОННЫХ
ЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНЫХ МАШИН …………………………………………...7
1.1. Роль вибрации в подготовке семян …………………………………………..7
1.2. Классификация виброзерноочистительных машин………………………...10
1.3. Обоснование регулирования параметров кинематического режима
сепарации семян …………………………………………………………………..13
1.3.1. Центробежные машины …………………………………………………....14
1.3.2. Машины с плоскими решетами …………………………………………...16
1.3.3. Машины с фрикционными (непорфированными) рабочими
органами ……………………………………………………………………….…..18
1.4. Регулирование амплитуды колебаний рабочих органов …………………...20
1.5. Электропривод вибрационных машин ……………………………………...26
1.6. Динамика электропривода ……………………………………………….......28
1.7. Методы расчета мощности приводного двигателя …………………….......33
ГЛАВА 2. ДИНАМИКА ЭЛЕКТРОПРИВОДА
ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНОЙ МАШИНЫ С ВИНТОВЫМ
КОЛЕБАНИЕМ РАБОЧЕГО ОРГАНА…………………………………………...35
2.1. Уравнение движения системы «Асинхронный электропривод –
многорешетная виброзерноочистительная машина»…………………………...36
2.1.1. Математическая модель системы………………………………………….36
2.1.2. Решение системы равнений………………………………………………..41
2.2. Приводные характеристики машины с саморегулируемым вибратором…43
2.2.1. Амплитудно-частотные и силовые характеристики вибратора………….43
2.2.2. Механическая характеристика ашины………………………………….....46
2.2.3. Нагрузочная характеристика……………………………………………….55
2.3. Влияние основных параметров электропривода на его работу……………58
2.3.1. Нагрузочная диаграмма двигателя с учетом механической инерции…...58
2.3.2. Влияние электромагнитной инерции вигателя…………………………...59
2.3.3. Влияние упругого звена промежуточной передачи……………………....61
2.3.4. Анализ влияния параметров электропривода на его работу……………..63
2.4. Методика расчета саморегулируемого вибратора…………………………..66
2.5. Методика расчета мощности приводного асинхронного двигателя
машины с саморегулируемым вибратором……………………………………...68
ГЛАВА 3. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ……..70
3.1. Общие задачи исследования……....................................................................70
3.2. Описание экспериментальной установки.......................................................70
3.3. Тарировка преобразователей…………………………………………………77
3.4. Определение конструктивно-кинематических параметров………………..79
3.5. Определение амплитудно-частотных и приводных (механических,
нагрузочных, энергетических, инерционных) характеристик …………………83
186
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3.6. Методика исследования динамики пуска, выбега, торможения,
противовключением и динамического торможения асинхронного
электропривода …………………………………………………………………..85
3.7. Методика исследования механических и энергетических характеристик
асинхронного двигателя с разработанными и модернизированными
роторами..................................................................................................................87
ГЛАВА 4. АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ ……………………………………………………………....89
4.1. Зависимость амплитуды колебаний рабочего органа от частоты
колебаний……………………………………………………………………..…...89
4.2. Момент статического сопротивления машины и его слагаемые................89
4.2.1. Влияние технологической нагрузки...........................................................93
4.3. Нагрузочная диаграмма асинхронного электропривода ………………….94
4.4. Характеристика распределения мощности...................................................97
4.5. Динамика пуска и выбега асинхронного электропривода машины..........100
4.5.1. Исследование переходных процессов при пуске.....................................100
4.5.2. Исследование переходного процесса при выбеге машины....…………103
4.6. Торможение машины противовключением асинхронного двигателя......105
4.7. Исследование переходных процессов динамического торможения…….111
4.8. Влияние электрического торможения двигателя на время остановки
машины…………………………………………………………………………..112
4.9. Особенности асинхронного электропривода машины…...........................117
4.9.1. Регулирование скорости приводного асинхронного двигателя ……….117
4.9.2. Асинхронный двигатель повышенного скольжения и с
массивными роторами…………………………………………………………...119
4.9.3. Асинхронный двигатель с модернизированными короткозамкнутыми
роторами ………………………………………………………………………....122
ГЛАВА 5. ОЦЕНКА ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
МНОГОРЕШЕТНОЙ ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНОЙ МАШИНЫ……..129
5.1. Определение экономической эффективности внедрения
многорешетной виброзерноочистительной машины с регулируемыми
параметрами……………………………………………………………………..130
5.1.1. Показатели эффективности текущих затрат…………………………….130
5.1.2. Показатели производительности труда………………………………….133
5.1.3. Технико-экономические показатели……………………………………..134
5.1.4. Экономическая эффективность капиталовложений…………………….134
ГЛАВА 6. ЗАРЕЗОНАНСНЫЕ ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНЫЕ МАШИНЫ
С РЕГУЛИРУЕМЫМИ ВИБРАТОРАМИ………………………………………136
6.1. Машины с горизонтальной осью вращения дебалансов…………………137
6.1.1. Инерционные вибраторы с регулированием статического момента
дебалансов………………………………………………………………………..137
6.1.2. Инерционный вибратор с широкими
возможностями…………………………………………………………………..142
6.2. Машина с вертикальной осью вращения дебалансов ……………………144
187
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
6.2.1. Конструкция и принцип работы машины ……………………………….144
6.2.2. Особенность регулирования амплитуды и вида траектории
движения частиц ………………………………………………………………...146
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ………...……………………………………………...151
ПРИЛОЖЕНИЯ ………………………………………………………………....165
188
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Яруллин Ринат Бариевич
ДИНАМИКА ВИБРОЗЕРНООЧИСТИТЕЛЬНЫХ МАШИН
С РЕГУЛИРУЕМЫМИ ПАРАМЕТРАМИ
(ПРОБЛЕМЫ ЭЛЕКТРОПРИВОДА)
Научное издание
Редактор: Р.С. Юмагулова
Подписано в печать 26.06.2007. Формат 60х84 1/16.
Бумага писчая. Гарнитура «Таймс».
Усл. печ. л. 10,99. Уч.-изд. л. 12,25. Тираж 500 экз.
Цена свободная. Заказ № 57.
Отпечатано на ризографе в издательском отделе
Уфимской государственной академии экономики и сервиса
450078, г. Уфа, ул. Чернышевского, 145, к. 227; тел. (347) 278-69-85.
189
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
190
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
191
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
qmn , qmn , qmn
192
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа