Luận án tiến sĩ nghiên cứu hiện tượng từ giảo trong máy biến áp lõi thép vô định hình (TT)
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (2.41 MB, 28 trang )
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA HÀ NỘI
ĐỖ CHÍ PHI
NGHIÊN CỨU HIỆN TƢỢNG TỪ GIẢO TRONG MÁY BIẾN ÁP LÕI
THÉP VÔ ĐỊNH HÌNH
Chuyên ngành: Kỹ thuật điện
Mã số: 62520202
TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT ĐIỆN
Hà Nội – 2016
Công trình này được hoàn thành tại:
Trường Đại học Bách khoa Hà Nội
gười hướng dẫn khoa học:
1. PGS.TS. Lê Văn Doanh
2. TS. Phùng Anh Tuấn
Phản biện 1:
Phản biện 2:
Phản biện 3:
Luận án sẽ được bảo vệ trước Hội đồng đánh giá luận án tiến sĩ
cấp trường họp tại Trường Đại học Bách khoa Hà Nội
Vào hồi ….. giờ, ngày … tháng…. năm ……….
Có thể tìm hiểu luận án tại thư iện
1. Thư iện Tạ Quang Bửu - Trường ĐHBK Hà
2. Thư iện Quốc gia Việt Nam
ội
1
MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Vật liệu từ mềm vô định hình (VĐH) được phát hiện từ năm 1970, nhờ vào thành
phần và cấu trúc vi mô đặc biệt nên đặc tính từ của thép VĐH tốt hơn hẳn so với thép
silic tinh thể cán nguội như đã trình bày trong tài liệu [7], cụ thể:
- Điện trở suất tăng nhiều lần, chiều dày lá thép giảm khoảng 10 lần.
- Lực khử từ rất nhỏ 0,8 A/m, đường cong từ trễ hẹp, do đó tổn hao từ trễ có thể bỏ
qua.
Bên cạnh đó, vật liệu từ VĐH rất nhạy cảm với nhiệt độ, biến dạng cơ học khi gia
công cũng như biến dạng bởi từ trường ngoài. Hiệu ứng của biến dạng do sự tác động
của từ trường ngoài và ứng suất cơ học được gọi là hiệu ứng từ giảo, chính hiệu ứng
này cùng với sự chuyển động ngang của là thép do lực từ sẽ gây nên sự rung động của
lõi từ, với tần số rung động thích hợp sẽ phát ra âm thanh tiếng ồn trong lõi thép MBA.
Vật liệu từ VĐH có hệ số từ giảo bão hòa tương đối cao (khoảng 27μm/m) so với
thép silic (khoảng 8-10μm/m) nên hiệu ứng từ giảo xảy ra sẽ mạnh hơn so với thép silic,
do thép VĐH là vật liệu mới nên các công trình nghiên cứu về hiệu ứng từ giảo trên lõi
thép của MBA chưa được công bố nhiều.
Việt nam đã bắt đầu sản xuất MBA phân phối lõi VĐH thay thế cho MBA truyền
thống. Do đó, N
được đặt ra có ý nghĩa rất quan trọng trong giai đoạn hiện nay, và đây cũng là vấn đề kỹ
thuật được các nhà sản xuất và vận hành MBA đang rất quan tâm.
2. Mục tiêu, đối tƣợng, phƣơng pháp và phạm vi nghiên cứu
Mục tiêu nghiên cứu:
Xây dựng mô hình toán khảo sát biến dạng, chuyển vị và rung động trong lõi thép
MBA.
Tìm ra vị trí chịu biến dạng và chuyển vị lớn nhất trong lõi thép.
Khảo sát sự rung ồn trong lõi thép khi có cố định gông và trụ từ so với trường hợp
không cố định gông và trụ từ.
So sánh, đánh giá kết quả tính toán trên mô hình với kết quả mô phỏng và thực
nghiệm, xác định lực kẹp sao cho MBA có độ rung ồn nhỏ nhất.
Đối tượng nghiên cứu
Máy biến áp có hình dạng dây quấn hình chữ nhật sử dụng lõi thép bằng vật liệu
VĐH 3 pha và một pha.
Phạm vi nghiên cứu
Tập trung vào xây dựng mô hình toán tính lực cơ từ trong lõi thép để khảo sát lực
cơ từ, biến dạng và chuyển vị trong lõi thép MBA.
Ứng dụng phần mềm mô phỏng Ansys Maxwell 2D và 3D để phân tích và tìm ra
vị trí có biến dạng và chuyển vị lớn nhất.
Đánh giá sự rung ồn khi có sử dụng sắt kẹp gông và trụ so với trường hợp không
có sắt kẹp. Xác định lực ép của sắt kẹp để độ rung ồn trong lõi thép nhỏ nhất.
Phương pháp nghiên cứu
Sử dụng phương pháp giải tích số, sau đó sử dụng phần mềm Matlab và Excel để
tính toán và phân tích kết quả. So sánh kết quả đạt được của mô hình toán với các
kết quả nghiên cứu trước đây [79]. Khảo sát để tìm ra vị trí có biến dạng và
2
chuyển vị lớn nhất trên lõi thép MBA bằng phương pháp phần tử hữu hạn
(PTHH). Xây dựng mô hình thực nghiệm đo tổn hao, đo rung ồn trong lõi thép
MBA. Sau đó so sánh và đánh giá kết quả của mô hình thực nghiệm với mô hình
toán
3. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài
Ý nghĩa khoa học
Nghiên cứu hệ thống các lý thuyết cơ bản về hiện tượng từ giảo.
Nghiên cứu lực cơ từ cùng với biến dạng và chuyển vị trong lõi thép VĐH do hiệu
ứng từ giảo.
Nghiên cứu hệ thống các lý thuyết cơ bản về sự rung ồn trong lõi thép do hiện
tượng từ giảo gây ra.
Nghiên cứu xây dựng mô hình toán tổng quát để phân tích và tính toán lực cơ từ,
biến dạng và chuyển vị trong lõi thép.
Áp dụng phương pháp PTHH với mô hình 2D và 3D để thực hiện mô phỏng, xác
định vị trí chịu biến dạng và chuyển vị lớn nhất nhằm phục vụ cho đo đạc thực
nghiệm được chính xác.
Ý nghĩa thực tiễn
Thép VĐH rất nhạy cảm với nhiệt độ, các biến dạng khi gia công cũng như biến
dạng do từ trường ngoài, hệ số từ giảo bão hòa của thép VĐH (27μm/m) cao hơn
nhiều so với thép silic (27μm/m). Do đó, việc nghiên cứu ảnh hưởng của từ giảo
đến MBA lõi thép VĐH có ý nghĩa hết sức quan trọng.
Hiện tượng từ giảo gây ra biến dạng, chuyển vị và rung ồn trong lõi thép MBA, do
đó nghiên cứu mối liên hệ cơ và từ trong lõi thép có ý nghĩa rất quan trọng, nhằm
xác định ứng suất nén của sắt kẹp gông và trụ từ MBA sao cho biến dạng, chuyển
vị trên lõi thép nhỏ nhất, góp phần hoàn thiện công nghệ và chế tạo MBA sử dụng
vật liệu VĐH ở Việt Nam.
4. Cấu trúc nội dung của luận án
Ngoài phần mở đầu, nội dung của luận án gồm 4 chương và phụ lục, cụ thể:
Chương 1: Tổng quan về vật liệu từ vô định hình và máy biến áp
Chương 2: Khảo sát biến dạng của vật liệu từ
Chương 3: Khảo sát mối liên hệ cơ- từ trong lõi thép máy biến áp
Chương 4: Sự dung ồn trong lõi thép vô định hình do hiệu ứng từ giảo
CHƢƠNG 1
TỔNG QUAN VỀ VẬT LIỆU TỪ VÔ ĐỊNH HÌNH
VÀ MÁY BIẾN ÁP
1.1. Giới thiệu
1.2. Vật liệu từ vô định hình
1.2.1.Cấu trúc mạng tinh thể
1.2.2.Công nghệ chế tạo vật liệu từ vô định hình
Vật liệu VĐH được chế tạo từ 20 phương pháp khác nhau. Tuy nhiên, để đơn giản có
thể sử dụng phương pháp nguội nhanh từ tinh thể lỏng [26,59].
1.3. Máy biến áp sử dụng lõi thép vô định hình
Xu thế hiện nay, các nhà sản xuất luôn tìm kiếm vật liệu mới, đồng thời hoàn thiện
thiết kế để chế tạo MBA có tổn hao thấp. Nói cách khác, người ta luôn luôn phải có biện
3
pháp cải tiến thiết kế và công nghệ chế tạo nhằm hoàn thiện về cấu trúc, hình dạng,
thông số kỹ thuật, kinh tế….và quan trọng nhất là sử dụng vật liệu mới để giảm tổn hao
của MBA. Chế tạo MBA lõi VĐH có tổn hao không tải thấp thay thế cho các biến áp
truyền thống hiện nay là hướng đi đúng nhằm giảm tổn thất điện năng trên lưới điện góp
phần nâng cao hiệu quả kinh tế và cải thiện môi trường.
1.4. Các nghiên cứu ở ngoài nƣớc về MBA VĐH
1.4.1. Nghiên cứu về giảm tổn hao MBA VĐH
Vấn đề sử dụng MBAVĐH giảm tổn hao không tải, mang lại hiệu quả kinh tế và sự
phát triển trong tương lai được đề cập trong các tài liệu: S. LUPI [53], HARRY W. NG
[34], H. Matsuki [57], L. A. Johnson [45], Robert U. Lenke [42], W. J. Ros, T. M.
Taylor [62], Chang-Hung Hsu , Yeong-Hwa Chang [21]. MBA lõi thép VĐH mở ra một
lợi ích kinh tế cho hệ thống lưới điện phân phối, nó mang hiệu quả kinh tế, tiết kiệm
năng lượng đồng nghĩa với giảm khí thải cải thiện môi trường [10].
1.4.2. Nghiên cứu thiết kế MBA VĐH
Trong lĩnh vực nghiên cứu về thiết kế đã có nhiều đóng góp của những tác giả như:
G. Segers - A. Even -M.Desinedt 31; Pan-Seok Shin [64], Benedito Antonio Luciano
[52], D. Lin; P. Zhou; W. N. Fu; Z. Badics and Z. J. Cendes [48], Pan-Seok Shin [64] ...,
Stefan Sieradzki [65], Yinshun Wang, Xiang Zhao [72]. Vấn đề đi sâu vào thiết kế, thử
nghiệm MBA VĐH cũng được nghiên cứu kỹ và sâu hơn, cụ thể tác giả Benedito
Antonio Luciano [52], Chang-Hung Hsu , Yeong-Hwa Chang [21] đã thiết kế, thử
nghiệm MBA lõi thép VĐH, xử lý ủ lõi trong từ trường DC để phục hồi từ tính nhằm
giảm tổn thất và nâng cao hiệu suất, các kết quả thử nghiệm về hiệu suất cũng được so
sánh với MBA lõi thép silic.
Phân tích mô hình mạch từ lõi thép VĐH để tính toán tổn hao không tải đã có nhiều
tác giả với các phương pháp thực hiện khác nhau, ví dụ như: nhóm tác giả D. Lin, P.
Zhou, W. N. Fu, Z. Badics, and Z. J. Cendes [48]; Thorsten Steinmetz, Bogdan
Cranganu-Cretu [66] đã đưa ra phương pháp cải tiến trong thiết kế mạch từ MBA để tổn
hao thấp nhất, thông qua phương pháp PTHH khảo sát mạch từ để chứng minh đặc điểm
thiết kế mạch từ mà tác giả đề ra.
1.5. Các nghiên cứu ở trong nƣớc về MBA VĐH
Viện Vật lý kỹ thuật, Đại học Bách khoa Hà Nội: Sản xuất công vật liệu từ VĐH
dạng băng mỏng và ứng dụng các sản phẩm băng từ mềm VĐH vào sản xuất MBA nhỏ
tần số cao [6], Đề tài Bộ Công Thương “Thiết kế chế tạo chế tạo MBA giảm tổn hao
không tải sử dụng vật liệu thép từ VĐH siêu mỏng, chế tạo trong nước” [1].
Năm 2011 và 2012, Công ty Mitsubishi và Hitachi Metals phối hợp với Trung tâm
tiết kiệm năng lượng Tp. Hồ Chí Minh đã tổ chức Hội thảo thúc đẩy sử dụng MBA
Amorphous (VĐH) hiệu suất cao trong hệ thống lưới điện tại Việt nam.
1.6. Nghiên cứu mối liên hệ cơ từ ở lõi MBA
1.6.1. Nghiên cứu mối liên hệ cơ từ ở lõi thép silic
Vấn đề lực cơ từ ở lõi thép silic của MBA trên thế giới đã có nhiều công trình công
bố, điển hình như: Các tác giả Masato Enokizono and Naoya Soda [56], M. Besbes, Z.
Ren, A. Razek [54,15,44], đã xây dựng mô hình toán tính lực từ và từ giảo trong lõi
MBA, phân tích mô hình bằng phương pháp PTHH để khảo sát lực cơ từ trong lõi thép.
4
Nhóm tác giả Lihua Zhu, Qingxin Yang, Rongge Yan, tác giả Qingxin Yang đã thực
hiện trên lõi MBA ba pha 10kVA, khảo sát với mô hình 2D cho thấy được lực từ giảo
ảnh hưởng rất lớn đến độ biến dạng và chuyển vị của lõi thép [79].
1.6.2. Nghiên cứu mối liên hệ cơ từ ở lõi VĐH.
Để khảo sát toàn diện tính chất cơ từ của vật liệu VĐH, nhóm tác giả: Y. Le Bras, A.
Lasheras, J. Gutierrez, F. Mazaleyrat và J.M. Greneche đã tiến hành đo hệ số cơ từ, độ
cảm từ giảo và biến dạng trên vật liệu VĐH 2605SC [17].
Nhóm tác giả: Haifeng Zhong, WenhaoNiu, Tao Lin, Dong Han, Guoqiang Zhang
[33], đã nghiên cứu MBA lõi thép VĐH có công suất 800kVA/10kV cho thấy vật liệu
VĐH rất nhạy cảm với lực cơ khí, mức độ tiếng ồn cao hơn và khả năng chịu đựng ngắn
mạch kém hơn MBA lõi tôn silic. Ngoài ra, các biến dạng và đặc tính từ của vật liệu
VĐH rất nhạy cảm với ứng suất được các tác giả trong các công trình [13,65,74,80]
quan tâm đề cập đến.
1.6.3. Ảnh hưởng của từ giảo đến sự rung ồn trong lõi thép VĐH
Các lực từ giảo và lực từ động gây nên sự rung động và tác động đến các bộ phận
khác nhau của thân MBA gây nên tiếng ồn [58].
Các tác giả Chang Yeong-hwa, Chang-hung Hsu, Ching-pei Tseng và Daichi Azuma
, Ryusuke Hasegawa đã nghiên cứu độ ồn trong lõi MBA sử dụng vật liệu VĐH và thép
silic [20,23]. Kết quả khảo sát độ ồn của lõi thép VĐH cao hơn thép silic.
Hiện tượng từ giảo trong MBA ngoài việc gây ra tiếng ồn còn gây nên sự rung động
trong lõi thép. Nhóm tác giả Yeong-Hwa Chang, Chang-Hung Hsu, Huei-Lung Chu,
Ching-Pei Tseng [18]; Yingying WANG, Weijun XING, Guoqiang ZHANG, Wenhao
NIU, Dong HAN [73,37] đã nghiên cứu sự rung động từ - cơ trong MBA ba pha ba trụ
với cấu trúc lõi khác nhau.
1.7. Những vấn đề còn tồn tại
Với những phân tích ở trên cho thấy rằng nghiên cứu về lực cơ từ ở MBA lõi thép
silic và lõi VĐH vẫn còn hạn chế số lượng công trình công bố và cũng như những vấn
đề mà các công trình này chưa khai thác hết. Cụ thể là các vấn đề còn tồn tại như sau:
1. Mô hình toán tổng quát khảo sát lực cơ từ khi xét đến các yếu tố liên quan trong
lõi thép VĐH chưa được thực hiện.
2. Cấu trúc của lõi thép VĐH khác với lõi thép silic nên cần khảo sát đây đủ các yếu
tố như: Lực cơ từ, biến dạng và chuyển vị trên lõi thép VĐH.
3. Mô hình toán tính chuyển vị và độ rung của lõi thép VĐH chưa được xây dựng
(chủ yếu là đo đạc thực nghiệm)
4. Vị trí chịu biến dạng và chuyển vị lớn nhất trong lõi thép chưa được chỉ ra.
1.8. Đề xuất hƣớng nghiên cứu của tác giả
Với những â í
, luận án ề xuấ
ớng nghiên c sa â :
- Tổng hợp nghiên cứu của các tác giả trước đây, xây dựng mô hình toán tổng quát
phân tích các thông số liên quan đến từ giảo như: Lực từ giảo, biến dạng, chuyển vị…so
sánh kết quả của mô hình toán với kết quả phân tích trên phần mềm AnsysMaxwell đánh
giá những vấn đề còn tồn tại và đề xuất mô hình toán mới.
- Khảo sát biến dạng và chuyển vị trong lõi thép bằng mô hình 3D với phần mềm
Ansys Maxwell, chỉ ra vị trí biến dạng và chuyển vị lớn nhất trong lõi MBA nhằm hỗ
trợ cho việc đo đạc thực nghiệm chính xác hơn.
5
- Xây dựng mô hình toán mới trong hệ hỗn hợp cơ từ, thông qua mô hình toán
khảo sát mối liên hệ cơ từ của MBA lõi thép VĐH có xét đến các yêu tố liên quan như
lực kẹp gông và trụ từ.
- Thực nghiệm đo độ rung ồn của MBA lõi VĐH để xác định lực kẹp gông và trụ
của MBA ứng với độ rung và tiếng ồn nhỏ nhất.
1.9. Kết luận
Trong chương này, luận án đã giới thiệu về vật liệu VĐH và các phương pháp chế
tạo vật liệu. Từ những nghiên cứu trong nước và ngoài nước về tính toán thiết kế MBA,
mối liên hệ giữa cơ và từ trong MBA lõi thép silic và lõi thép VĐH, ảnh hưởng của từ
giảo đến độ rung ồn trong MBA lõi thép VĐH và lõi thép silic, tác giả nhận thấy những
vấn đề còn tồn tại cũng như hạn chế về nghiên cứu lực cơ từ trong lõi thép như:
Tính toán lực cơ từ chưa xét hết các yếu tố liên quan như lực kẹp của gông và trụ từ;
chưa chỉ ra vị trí chịu biến dạng và chuyển vị lớn nhất trong lõi thép để từ đó đưa ra giải
pháp khắc phục; Khảo sát độ rung ồn trong lõi thép chưa có mô hình toán cụ thể, mọi
kết luận chủ yếu thông qua đo đạc thực nghiệm. Trên cơ sở phân tích những vấn còn tồn
tại, tác giả đề ra mục tiêu và phương pháp nghiên cứu để giải quyết những mặt còn tồn
tại đó. Nội dung nghiên cứu của luận án được trình bày ở những chương tiếp theo.
CHƢƠNG 2
KHẢO SÁT BIẾN DẠNG CỦA VẬT LIỆU TỪ VÔ ĐỊNH HÌNH DO HIỆU ỨNG
TỪ GIẢO
2.1. Giới thiệu
2.2. Cơ sở lý thuyết về từ giảo
2.2.1. Khái niệm từ giảo
Từ giảo là hiện tượng hình dạng, kích thước của các vật liệu từ bị thay đổi dưới tác
dụng của từ trường ngoài (từ giảo thuận) hoặc ngược lại, tính chất từ của vật liệu từ bị
thay đổi khi có sự tác động của ứng suất bên ngoài (từ giảo nghịch). Từ giảo được phát
hiện vào năm 1842 bởi James Prescott Joule khi quan sát mẫu thử niken [55].
2.2.2. Hệ số từ giảo
Hệ số từ giảo là tỉ lệ của sự thay đổi về chiều dài hoặc thể tích dưới sự tác động của
từ trường ngoài:
λ(H)=
l(H) - l0
l0
(2.1)
Trong đó: l0 là chiều dài vật thể khi không có từ trường; l(H) là chiều dài của vật thể
bị thay đổi trong từ trường H (A/m).
Trong kỹ thuật, người ta còn quan tâm đến đại lượng độ cảm từ giảo, và được định
nghĩa bởi sự biến thiên của hệ số từ giảo theo cường độ từ trường:
d33 = χ(H) =
dλ
dH
(2.3)
Mối liên hệ giữa độ cảm từ giảo với ứng suất và từ trường ngoài được thể hiện qua
hệ phương trình (2.4) [46,78]:
H
d33H
B d33 H
Trong đó:
(2.4)
6
H
ε : Hệ số biến dạng phụ thuộc vào cường độ từ trường H, đơn vị m2/N
d33= χ(H) : Độ cảm từ giảo, đơn vị m/A
σ: Ứng suất ngoài tác động vào vật liệu, đơn vị N/m2
μσ: Hệ số từ thẩm, thay đổi dưới tác dụng của ứng suất.
2.3. Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng
2.3.1.Định luật Hooke
Định luật Hooke: Trong giới hạn đàn hồi, độ biến dạng tỉ đối của vật rắn tỉ lệ thuận
với ứng suất tác dụng vào vật đó.
(2.7)
σ1 =Eε1
2
E: Được gọi là mô đun đàn hồi Young (N/m ).
2.3.2.Định luật Poisson
Khi vật liệu bị giãn đơn trục thì sự giãn dài 1 kèm theo biến dạng ngang có trị số
2 = 3, trái dấu và tỉ lệ với độ giản dài theo định luật Poisson:
(2.8)
2 3 1
Trong đó là hệ số Poisson không có thứ nguyên (theo thực nghiệm < 0.5).
2.3.3.Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng
Ma trận viết dưới dạng tổng quát (Định luật Hooke tổng quát):
(2.6)
c[ ]
Trong đó:
[]: Ten xơ ứng suất cơ; [c]: Ma trận độ cứng; []: Ten xơ biến dạng.
+ Trường hợp biến dạng phẳng
1
0 x
x
E
(2.30)
0 y
y (1 )(1 2 ) 1
xy
1 2 xy
0
0
2
+ Trường hợp ứng suất phẳng
1 0 x
x
E 1 0
(2.31)
y
y 1 2
xy
1 xy
0 0
2
2.4. Biến dạng của vật liệu từ do hiệu ứng từ giảo
2.4.1. Biến dạng từ giảo
Tương tự như khái niệm, biến dạng từ giảo là do sự thay đổi kích thước của vật liệu
dưới tác dụng của từ trường ngoài hoặc tính chất từ của vật liệu thay đổi dưới tác dụng
của ứng suất cơ học.
εms
`
H=0
H=H1>0
H=-H1
Hình 2.13. M
dạ
d ớ
dụ
ủa
2.4.2. Ten xơ ứng suất và biến dạng do hiệu ứng từ giảo
ờ
à [58]
7
Dưới sự tác dụng của từ trường ngoài vật liệu từ sẽ bị biến dạng và được cho bởi
công thức [29]:
(2.39)
ms B S
Sij
1
3 B B 1
3Bi Bj ij B2 i 2 j ij
2
2B
2 B
3
(2.40)
Sij là ten xơ hướng từ giảo, ij là hàm Delta Kronecker
0 khi i j
i,j = x,y,z
(2.42)
δij =
1 khi i=j
Tương tự như biến dạng đàn hồi, quan hệ giữa ứng suất và biến dạng do hiệu ứng từ
giảo cũng tuân theo định luật Hooke. Trước hết, giả sử từ giảo không phụ thuộc vào ứng
suất hay biến dạng trượt, chỉ phụ thuộc vào thành phần song song và vuông góc với
hướng dễ từ hóa (trong tọa độ (x,y) xem hướng dễ từ hóa là trục y và hướng khó từ hóa
là trục x), cảm ứng từ trong lõi thép MBA tương đối tốt. Khi đó ứng suất và biến dạng
của từ giảo chỉ còn lại hai thành phần [14,32]:
+ Thành phần vuông góc với hướng dễ từ hóa σms (xx ), εms (xx )
+ Thành phần song song với hướng dễ từ hóa σms// (yy ), εms// (yy )
Tương tự như biến dạng đàn hồi, quan hệ giữa ứng suất và biến dạng từ giảo được tính
theo định luật Hooke:
ms //
ms //
[c]
(2.44)
ms
ms
0
0
Biến dạng theo phương song song với hướng dễ từ hóa được cho bỡi công thức [77]:
B
ms// s ; ms ms //
Bm
s : Hệ số từ giảo bão hòa (μm/m), thép VĐH s 27(m / m)
2
(2.46)
+ Trường hợp biến dạng phẳng:
ms//
E
1 ms//
(2.48)
(1 )(1 2) 1
ms
ms
+ Trường hợp ứng suất phẳng:
ms//
E 1 ms//
(2.49)
(1 2 ) 1
ms
ms
2.4.3. Khảo sát ứng suất và biến dạng do hiệu ứng từ giảo trong lõi thép
MBA
Khảo sát cụ thể trên lõi MBA VĐH, vật liệu dùng chế tạo lõi có mã hiệu 2605SA1, mô
đun đàn hồi Young E = 120 (GPa), tỷ số Poisson = 0,28, hệ số từ giảo bão hòa
s 27(m / m) , Cảm ứng từ Bm = 1,468T, bảng thông số được cho trong phụ lục 1. Đồ
thị đường cong từ hóa và hệ số từ thẩm của vật liệu VĐH trên hình 2.15a, kết quả khảo
sát biến dạng do hiệu ứng từ giảo của vật liệu từ như hình 2.15 b. Hình 2.15a là đường
cong từ hóa và độ từ thẩm tương đối của vật liệu từ VĐH mã hiệu 2605SA1 dùng chế
tạo lõi thép được đo bằng thực nghiệm được cho trong phụ lục 1.
8
400000
300000
1,0
Đường cong B-H
0,8
200000
Đường cong của hệ số từ thẩm tương đối
0,6
0,4
100000
0,2
0,0
Biến dạng theo hướng khó từ hóa
30
Biến dạng từ giảo *μm/m]
Cảm ứng từ B [Tesla]
1,2
Biến dạng theo hướng dễ từ hóa
Hệ số từ thẩm tương đối [H/m]
1,4
50
100
150
Cường độ từ trường H [A/m]
10
0
-10
0,00
0
0
20
200
0,35
0,70
Cảm ứng từ B*T+
a)
Hình 2.15. Đồ
ờ
óa à
số
1,05
1,40
b)
dạ d
ẩ (a) à
( )
Như vậy độ biến dạng của thép vô định hình do hiệu ứng từ giảo cao hơn thép silic
định hướng cán nguội khoảng 9 ( m/m) tại B = 1,1(Tesla) [79].
Ứng suất theo hướng dễ từ hóa
Ứng suất theo hướng dễ từ hóa
Ứng suất theo hướng khó từ hóa
4,00E+06
Ứng suất *N/m2]
Ứng suất *N/m2]
4,00E+06
3,00E+06
2,00E+06
3,00E+06
2,00E+06
1,00E+06
1,00E+06
0,00E+00
0,00
0,00E+00
0,00
0,35
0,70
1,05
Cảm ứng từ B*T+
1,40
0,35
0,70
1,05
Cảm ứng từ B*T+
1,40
a) T ờng h p bi n dạng phẳng
Hình 2.16. Đồ
b) T ờng h p ng suất phẳng
s ấ d
Trong tính toán thiết kế MBA, chọn B=1,1T thì ứng suất dọc // 2,07MPa và ứng
suất ngang 0,253MPa. Hình 2.16b là trường hợp ứng suất phẳng, ứng suất từ giảo chỉ
có thành phần ứng suất dọc (B=1,1T, // 1,82MPa).
Kết quả trên có ý nghĩa rất quan trọng trong việc khảo sát chuyển vị và độ rung của
lõi thép MBA, là cơ sở ban đầu để xác định được ứng suất dọc và ứng suất ngang khi
thực hiện cố định gông và trụ từ của MBA cũng như tính toán hiệu ứng từ giảo nghịch sẽ
được xét đến trong chương 3 và chỉ xét thành phần ứng suất dọc đối với biến dạng
phẳng theo công thức:
ms //
(1 2 ) E
ms //
(1 )(1 2 )
(2.52)
2.5. Kết luận
Chương hai luận án tập trung phân tích cơ sở lý thuyết về biến dạng từ giảo và biến
dạng đàn hồi, áp dụng định luật Hooke để xây dựng ma trận độ cứng cơ trong biến dạng
cơ học. Do lõi thép MBA dạng hình khối nên tập trung phân tích ứng suất và biến dạng
theo các phương trong hệ tọa độ Descartes, các công thức xây dựng trong chương hai
làm cơ sở để thiết lập mô hình toán trong chương ba và tính toán biến dạng, chuyển vị
trên của lõi thép MBA do hiệu ứng từ giảo.
Ứng suất và biến dạng từ giảo của vật liệu theo hướng dễ từ hóa cao hơn rất nhiều so
với hướng khó từ hóa. Do đó, khi khảo sát chuyển vị và biến dạng trên lõi thép chủ yếu
tập trung phân tích theo hướng dễ từ hóa.
9
CHƢƠNG 3
KHẢO SÁT MỐI LIÊN HỆ CƠ - TỪ TRONG LÕI THÉP MÁY BIẾN ÁP
3.1. Giới thiệu
3.2. Mô hình toán tính lực cơ từ trong lõi thép của vật liệu từ.
3.2.1. Mối liên hệ giữa mật độ dòng điện và từ thế vectơ A
3.2.1.1. Hệ phương trình Maxwell
Khi miền nghiên cứu từ trường là mạch từ có mật độ dòng điện của nguồn là
J(A/mm2), giả thiết rằng trong lõi thép MBA không tồn tại điện trường hay:
D
0
t
(3.9)
Phương trình từ trường dừng ở trong cũng như ở ngoài vật dẫn được thiết lập từ hệ
phương trình Maxwell như sau:
rotH J
divB 0
B H
(3.10)
Trong môi trường vật liệu từ, mối quan hệ giữa B và H theo hệ số từ thẩm của vật
liệu như sau:
(3.2)
B H
3.2.1.2. Mối liên hệ giữa mật độ dòng điện và phương trình từ thế vectơ A
Vectơ cảm ứng từ B được tính thông qua từ thế vectơ A với điều kiện divB = 0 như sau:
B = rot A hay B = A
(3.11)
Cường độ từ trường H được tính từ phương trình:
1
H B B
(3.12)
Mối quan hệ giữa từ thế vectơ A và mật độ dòng điện J được tính từ phương trình,
như sau:
H (B) A=J
(3.14)
3.2.2. Tính toán suất từ trở của lõi vật liệu có xét đến yếu tố từ giảo
Suất từ trở của vật liệu là một hàm theo ứng suất và biến dạng do hiệu ứng từ giảo
dưới tác dụng của ứng suất và từ trường ngoài.
Do tính chất đối xứng nên ta chỉ xét ½ lõi từ với điều kiện biên như hình 3.3.
A=0
μ0 ,v0
A=0
Гσ
ГB
ГB
μ0 ,v0
H(B,ε),σ (B,ε)
σ.n= fГ
Ω
V fv
μ v
x
uy=0
ГH
n
Гu
uy=0
ГH
Hình 3.3. Đ ề k
V
Trong đó: f : Mật độ lực khối (N/m3); B: Cảm ứng từ (T);
H: Cường độ từ trường ( A/m); fΓ: Mật độ lực mặt (N/m2)
Vật liệu từ dưới sự tác dụng của từ trường và ứng suất ngoài sẽ bao gồm hai biến
dạng là biến dạng từ giảo và biến dạng đàn hồi [29].
[B, ] elast ms (B)
(3.19)
εelast : Ten xơ biến dạng đàn hồi (m/m); εms(B) : Ten xơ biến dạng từ giảo (m/m).
10
Mặt khác, ứng suất tổng được tính như sau:
(3.20)
B, celast ms (B) c(B, )
Khi xét đến hiệu ứng từ giảo của vật liệu từ, hàm mật độ năng lượng phụ thuộc đồng
thời vào B và ε. Được thể hiện bằng công thức sau [15]:
w B,
w B,
(3.21)
w B,
B
H B, B B,
B
Năng lượng tổng được viết như sau:
B
B
,
H
B
,0
d
B
B, d d
0
0
(3.23)
Để tính toán suất từ trở ta xét w(B,ε) là hàm mật độ năng lượng bao gồm tổng mật độ
năng lượng từ và cơ, được viết lại như sau [28]:
B
B
0
0
0
w B, H B,0 dB c B, d H B,0 dB
1
c2 B,
2
3.27)
và giả sử rằng suất từ trở B, gồm có hai thành phần:
B, (B,0) ms (B, )
(3.30)
0 = (B,0) : Ten xơ suất từ trở ban đầu; ms = ms B, : Ten xơ suất từ trở từ giảo.
Cường độ từ trường được viết lại như sau:
(3.31)
H(B, ) 0 ms .B
Cân bằng hai vế của phương trình (3.27) và (3.31) ta có:
1
1
1
S
( c 2 ) ms B; ms S
B 2
B B B
B
(3.34)
Ten xơ suất từ trở tổng như công thức: B, 0 ms
(3.35)
3.2.3. Khảo sát mối liên hệ cơ - từ do hiệu ứng từ giảo thuận
3.2.3.1. Mô hình toán tính lực cơ - từ trong lõi thép máy biến áp
Để tính toán lực cơ từ trong lõi thép MBA theo hiệu ứng từ giảo thuận ta chỉ xét sự
biến dạng của lõi thép do từ trường ngoài H(A/m) tạo ra, bỏ qua tổn hao từ trể và dòng
điện xoáy, năng lượng từ trường xác định như sau [14]:
B
B, = H B, dBd
(3.36)
0
Lực F được tính từ phương trình (3.36):
(B, )
B
F
H B, dBd
u
u 0
(3.37)
Triển khai phương trình (3.37), các thành phần lực được xác định như sau:
B HT B,ε σ
B
J
B
F = HT B,ε JCB dR HT B,ε dB CB dR
dB
JCB dR
u
u
σ
u
R
R 0
R 0
Fma
(3.38)
Fms
F: Lực cơ từ trong lõi thép (N); F : Lực từ (N); F :Lực từ giảo (N)
JCB : Định thức ma trận Jacobian; u: vectơ chuyển vị
HT(B,ε).dB trong mô hình 2D theo suất từ trở được tính như sau [56]:
ma
xx Bx xy By
H B, .dB
yx Bx yy By
T
T
ms
dBx
.
(xx Bx xyBy )dBx (yx Bx yy By )dBy
dBy
(3.43)
11
Bx dBx
Bx dBx BydBy
By dBy
T
- Nếu H B : HT B, .dB
(3.47)
- Nếu
:
Gọi ϑ là suất từ trở theo mối quan hệ giữa H' và B ( H’ là hình chiếu của H lên B)
Bx cos Bysin
H' H
cos ; HT (B, ).dB
B B
Bx sin By cos
T
dBx
dB
y
(cosBx dBx sinBydBx sin Bx dBy cos BydBy )
(3.52)
Phương trình (3.52) dùng để tính toán thành phần lực tại các góc của lõi từ hoặc lõi
từ chịu tác dụng của ứng suất ngoài ( khi đó H và B lệch nhau một góc θ).
Trong mô hình để đơn giản trong việc tính toán xem biến dạng do hiệu ứng từ giảo là
biến dạng phẳng, khi đó độ biến thiên của ứng suất theo chuyển vị u như sau:
E
(3.53)
c
u
u 1 (1 2)
(B, ) v0 vms 1 1 S
S
B B B B
(3.54)
Vị trí khảo sát như hình (3.7)
Cw
hd
A-A
y
ax
hd
B
A
H Hw
B
B
x
VĐH ủa MBA do hi u ng t gi o thuận.
Hình 3.7. V trí kh o sát chuyển v
Khi khảo sát tại điểm A xem cảm ứng từ chủ yếu theo phương y, Bx(T) << By(T) =
B(T) và thành phần lực cũng như biến dạng chủ yếu theo phương y, độ biến thiên suất từ
trở theo ứng suất được tính từ phương trình (3.54) và như sau:
(B, ) 3
(3.56)
2 S
B
Thay các thành phần H (B,ε) ; suất từ trở ν; độ biến thiên của ứng suất theo chuyển
T
vị
σ
(B, )
; độ biến thiên suất từ trở theo ứng suất
đã tính ở trên vào phương trình
u
(3.38) ta tính được lực F, chuyển vị u.
Tại điểm B, cường độ từ trường H(A/m) và cảm ứng từ B(T) không cùng phương và
lệch nhau một góc θ, xem λ = λs khi đó độ biến thiên của suất từ trở theo ứng suất được
tính như sau:
S
(B, ) 1 S S Bx
3
S
;
2
B B B S 2B
B
y
2Bx
B
x
By
2By
(3.58)
3.2.3.2. Khảo sát lực và chuyển vị đối với trường hợp hiệu ứng từ giảo thuận
1) Các thông số cơ bản của MBA lõi VĐH.
Mô hình toán được khảo sát trên MBA lõi thép VĐH ba pha có công suất thiết kế
10kVA, điện áp 380V/200V, đấu Y/Y làm cơ sở so sánh với công trình [79] đã nghiên
cứu trên lõi thép MBA silic cùng công suất.
12
2) Kết quả khảo sát
Chuyển vị *μm]
Lực cơ -từ *kN]
48
36
24
12
0
0,0
0,4
0,7
1,1
a)
Cảm ứng từ B*T+
Hình 3.9. Lự ơ a) và c
1,4
10,0
7,5
5,0
2,5
0,0
-2,5 0
-5,0
-7,5
-10,0
b)
ể
Cảm ứng từ By
0,005
0,01
0,015
2
1,5
1
0,5
0
0,02-0,5
-1
-1,5
-2
Cảm ứng từ B*T+
Chuyển vị u
60
Thời gian *s+
ụ
b)
ụ MBA
Lực cơ từ và chuyển vị trên trụ của lõi thép tại điểm A phụ thuộc vào cảm ứng từ
B(T) như hình 3.9 a&b, so với công trình [79] đã nghiên cứu thì chuyển vị trên trụ của
lõi thép VĐH có umax-A = 9,522μm lớn hơn khoảng 4,5μm so với lõi thép siliic. Điều này,
chứng tỏ MBA lõi thép VĐH có biến dạng và độ rung ồn lớn hơn lõi thép silic.
Trường hợp khảo sát tại điểm B (góc của lõi từ), lực cơ từ và chuyển vị theo góc θ
được trình bày trên hình 3.10, 3.11 và 3.12.
30
23
Lực tổng
Lực theo phương x
và phương y
15
8
23
Lực tổng
Lực theo phương y
15
Lực theo phương x
8
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Cảm ứng từ B*T+
1,2
Hình 3.10a. Chuyển v θ = 0
1,4
0
15
0
0,2
0,4
0
0,6
0,8
1,0
Cảm ứng từ B*T+
1,2
0,2
1,4
1,5
6,0
4,0
1
4,0
2,0
0,5
2,0
0,5
-2,0
-0,5
Cảm ứng từ B(T)
-4,0
-6,0
Chuyển vị tổng
0
0,005
0,01
0,015
0,02
Chuyển vị theo
phương x Chuyển vị theo
phương y
-2,0
-1
-4,0
-1,5
-6,0
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
0
0,005
0,01
0
Cảm ứng từ B(T)
0,015
-0,5
0,02
1,5
Chuyển vị tổng
1
2,0
0,5
0,0
Chuyển vị theo Chuyển vị theo
phương y
phương x
-2,0
-1
-4,0
-1,5
-6,0
Cảm ứng từ B(T)
0
-0,5
-1
0
0,005
0,01
0,015
0,02
-1,5
0
Thời gian*s+
Hình 3.10b. Chuyển v θ = 0
Chuyển vị tổng
0,0
Chuyển vị *μm]
6,0
1
Chuyển vị *μm]
1,5
0
0,4
b) θ = 15
c) θ = 300 Cảm ứng từ B*T+
0
Hình 3.11a. Chuyển v θ = 15 Hình 3.12a. Chuyển v θ = 300
4,0
Chuyển vị theo
phương x và phương y
Lực theo phương x
8
6,0
0,0
Lực tổng
Lực theo phương y
23
0
0
Chuyển vị *μm]
30
Các thành phần lực *kN+
Các thành phần lực *kN+
Các thành phần lực *kN+
30
0
Thời gian*s+
c) θ = 30
b) θ = 150 Thời gian*s+
0
Hình 3.11b. Chuyển v θ = 15 Hình 3.12b. Chuyển v θ = 300
Chuyển vị và lực lớn nhất tại góc của lõi thép theo các phương x,y tương ứng với
các góc θ khác nhau được cho trong bảng 3.2.
Bảng 3.2. T à
ầ ự à
Góc lệch
giữa B và H
Lực và chuyển vị
Chuyển vị theo phương x (μm)
Chuyển vị theo phương y (μm)
Chuyển vị tổng (μm)
Lực cơ từ theo phương x (kN)
Lực cơ từ theo phương y (kN)
Lực cơ từ tổng (kN)
ể
ớ
θ = 00
3,082
3,082
4,3586
18,8
18,8
26,6
ấ
e
ó
θ = 150
2,397
3,397
4,1575
14,6
20,7
25,4
ữa B à H
θ = 300
1,3235
3,4805
3,7236
8,08
21,3
22,7
3.2.4. Khảo sát mối liên hệ cơ - từ do hiệu ứng từ giảo nghịch
3.2.4.1. Mô hình toán tính lực cơ từ đối với hiệu ứng từ giảo nghịch
13
Biến dạng từ giảo dưới tác dụng của từ trường và ứng suất ngoài là một hệ cơ và từ
liên hệ mật thiết với nhau. Hàm năng lượng tổng được xác định như sau [79]:
B
B,ε = H B,ε dBdΩ JAdΩ + σ 0,ε dεdV u Tf VdV u Tf ΓdΓ u Tf msdV
Ω0
fms: Mật
Ω
V
V0
V
г
(3.59)
V
độ lực khối từ giảo (N); f : Lực khối (N); f : Lực mặt (N)
Phương trình (3.59) gồm có thành phần năng lượng từ mag và thành phần năng
lượng cơ mec như hệ phương trình (3.60):
B
=
mag H B, ε dBdΩ JAdΩ
Ω 0
Ω
= σ 0, ε dεdV u Tf VdV u Tf ΓdΓ u Tf msdV
mec
V
V
V 0
(3.60)
Cực tiểu hóa hàm năng lượng từ theo từ thế vectơ A và năng lượng cơ theo chuyển vị u:
mag B
=
H B,ε dBdΩ JAdΩ 0
A Ω 0
A
Ω
mec
T V
T Γ
T ms
u u σ 0, ε dεdV u f dV u f dΓ u f dV 0
V 0
V
V
(3.61)
Bỏ qua lực mặt có thể thì phương trình (3.61) được viết lại trong hệ tọa độ (x,y) như sau:
B
H B,ε dBdR JAdR 0
A R 0
R
h σ 0,ε dεdS u T dS u T dS 0
S ma S ms
u d
S 0
B
Ứng suất từ được tính: ij_ma =Bi Hj ij B.H H(B,0)dB
0
(3.65)
(3.63)
Trong đó ứng suất từ giảo σms = σms// được tính từ công thức (2.52) trong chương 2.
Khai triển phương trình thứ nhất trong hệ phương trình:
B T
A
B B T
A
H
B
,
d
B
J
dR=
R Ai 0
R Ai R Ai B 0 H B, dBdR R J Ai dR 0
(3.66)
Gọi Ni là hàm dạng tam giác trong hệ tọa độ (x,y)
n(e)
Rời rạc hóa từ thế vectơ A ta có: A Nie Aie
(3.71)
i 1
Khi đó phương trình (3.68) được viết lại cho nút i của phần tử e như sau:
3
ν
Se j=1
xx
Nie N je
N N je
N N je
N N je
νxy ie
νyx ie
+νyy ie
A dxdy JNiedxdy=0
y y
y x
x y
x x je
(3.73)
Se
Phương trình (3.73) phù hợp với kết quả của công trình nghiên cứu [56].
Phương trình (3.73) được viết lại dưới dạng ma trận như sau:
Sije Aej Jie
Sije : Ma trận độ cứng từ của phần tử; Aej :Từ
e
Ji : Mật độ dòng điện của phần tử.
thế vectơ của phần tử.
Suất từ trở trong trường hợp này được tính theo công thức:
(3.75)
14
vxx vxy v0xx v0xy 1
S
1
// S / /
v B, v0 vms
B
B B
vyx vyy v0yx v0yy B
(3.76)
Trong đó σ//(N/m2) là ứng suất dọc, thành phần theo phương y trong tọa độ (x,y) và
được tính theo công thức:
// elast// ms//
(3.77)
2
elast// (N / m ) : Là thành phần ứng suất nén của sắt kẹp cố định gông và trụ từ theo
phương y.
Ứng suất từ giảo được xác định như sau:
(1 2 )Es 2
(3.78)
ms//
B
(1 )(1 2) Bm2
Khi đó, ứng suất đàn hồi σelast bằng giá trị trung bình của ứng suất từ giảo:
B
(1 2 ) Es 1
1 (1 2 ) Es
(3.79)
elast / /
B2dB
1,23MPa
m
(1 )(1 2 ) B Bm 0
3 (1 )(1 2 )
Đây chính là ứng suất kẹp cố định gông và trụ của lõi thép MBA.
2
m
Để tính chuyển vị, xét phương trình thứ hai trong hệ(3.65), thành phần chuyển vị
được tính theo lực và ma trận độ cứng như công thức (3.80):
Kije uei Fimae Fimse
(3.80)
Trong đó: Kije : Ma trận độ cứng cơ của phần tử; uie : Chuyển vị của nút phần tử.
Fimae : Lực từ (N); Fimse : Lực từ giảo (N)
Khi xét trên mỗi phần tử nút thì ma trận độ cứng được xác định như sau [79]:
3
Nie
x
j
1
e
hd E
e
Kij
4e (1 2 ) 3 Nie
e j1 y
N N je 1 Nie N je
ie
dxdy
x y
2 y x
j
1
e
3
N je 1 Nie N je
Nie N je 1 Nie N je
dxdy
dxdy
x
2 x y
2 x x
y y
e j1
N je 1-υ Nie N je
+
dxdy
x 2 y y
3
(3.81)
Trong đó: e : Diện tích của phần tử (m2); N : Hàm dạng tuyến tính của phần tử tam giác.
hd: Chiều dày của lỏi thép (m); : Tỷ số Poisson.
Lực từ và lực từ giảo được tính theo công thức[29]:
3
Fimae
i 1 Se
3
h
hd ema Niedxdy;Fimse
e
d msNie dxdy
(3.82)
i 1 Se
Với ứng suất từ giảo được tính theo công thức (2.52) trong chương 2. Từ phương
trình (3.75) và (3.80) ta có hệ phương trình sau:
Sije Aej Jie
e
Kij uei Fimae Fimse
(3.84)
Giải hệ phương trình (3.84) tìm được từ thế véc tơ A và chuyển vị u.
3.2.4.2. Khảo sát mối liên hệ cơ từ đối với hiệu ứng từ giảo nghịch
1) Lưu đồ giải thuật
Tính toán mối liên hệ giữa cơ và từ khi xét đến hiệu ứng từ giảo nghịch được thể
hiện bằng lưu đồ giải thuật sau:
15
Bắt đầu
Nhập các thông số của
MBA và vật liệu từ VĐH
hd
ax
Tính toán cảm ứng từ B
Tính νk
Tính toán lực từ và lực từ
giảo, ứng suất, biến
dạng(Fmak, Fmsk, σk,εk)
A-A
y
C
hd
Tính chuyển vị và từ thế
vectơ (uk,Ak)
Sai
Cw
B
B
A
H Hw
B
Δuk+ΔAk<δ ?
Đúng
Kết thúc
Hình 3.17. L
ồ gi i thuật
Hình 3.18. Vv trí kh o sát trên lõi thép MBA
2) Kết quả khảo sát trên mô hình toán
Ứng suất ngoài σelast// = 1,23 MPa được lấy từ kết quả tính toán, thông số vật liệu
được lấy từ phụ lục 1&2. Chuyển vị và biến dạng theo phương y tại điểm A (trên trụ từ)
như hình 3.19 a&b
Biến dạng do hiệu ứng từ giảo nghịch
Chuyển vị tại điểm A
6,0
5,0
15
Chuyển vị (μm)
Biến dạng *μm/m]
20
10
5
a)
0,2
0,4
0,6
0,8
Cảm ứng từ B*T+
1,0
1,2
Hình 3.19. Đồ
1,4
dạ
3,0
2,0
1,0
0,0
-1,0 0
0
0,0
4,0
b)
a) và
0,005
ể
0,01
Thời gian(s)
b) k
s
ạ
0,015
0,02
ể A
Chuyển vị và biến dạng khảo sát tại điểm A do hiệu ứng từ giảo nghịch so với
trường hợp hiệu ứng từ giảo thuận như trong bảng 3.3
Biến dạng theo phương x
3,0
Chuyển vị theo phương x
Chuyển vị theo phương y
2,5
20
Chuyển vị (μm)
Biến dạng *μm/m]
Biến dạng theo phương y
15
10
5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
Cảm ứng từ B*T+
1,0
1,2
1,4
-0,5
0
b)
Hình 3.20. Đồ
dạ a) à
ể
Bảng 3.3. S s
dạ
à
ể
d
Hiệu ứng từ Hiệu ứng từ
Mô tả
giảo thuận
giảo nghịch
9,522
5,04
Chuyển vị (μm)
27
15,6
Biến dạng (μm/m)
a)
0,005
0,01
0,015
0,02
Thời gian(s)
)k
s
ạ ể B
ậ –
Độ giảm của chuyển vị và
biến dạng
4,482
11,4
ụ
Từ bảng 3.3 cho thấy, khi đưa ứng suất nén σelast// = - 1,23 MPa theo hướng song
song với trụ từ thì biến dạng và chuyển vị do hiệu ứng từ giảo giảm đáng kể, chuyển vị
giảm 4,482 μm, biến dạng giảm 11,4 μm/m.
Điểm khác biệt so với trường hợp hiệu ứng từ giảo thuận, khi khảo sát tại góc của lõi
thép thì biến dạng và chuyển vị theo phương x (phương của gông từ) lớn hơn phương y
(phương của trụ từ), do đó khi thực hiện sắt kẹp gông và trụ từ cần quan tâm đến biến
dạng trên gông từ của lõi thép (hình 3.20 a&b).
16
Chuyển vị và biến dạng trên gông từ tại điểm C tương tự như đã khảo sát tại điểm A
trên trụ từ, chỉ xét theo hướng dễ từ hóa (phương x), đồ thị biến dạng và chuyển vị như
hình 3.21 a&b.
Biến dạng theo phương x
Chuyển vị tại điểm C
Chuyển vị (μm)
Biến dạng *μm/m]
20
15
10
5
7,0
6,0
5,0
4,0
3,0
2,0
1,0
0,0
0
0
a) 0,0 0,2 0,4
Hình 3.21. Đồ
0,6
0,8
Cảm ứng từ B*T+
1,0
1,2
dạ
1,4
0,005
0,01
b)
a) à
ể
0,015
0,02
Thời gian(s)
b) k
s
ạ
ể C
Hình 3.21 a&b cho thấy, biến dạng và chuyển vị trên gông từ cao hơn trên trụ từ cụ thể
như bảng 3.4
Bảng 3.4. S s
ể
Mô tả
d
Gông từ
Trụ từ
6,56
Chuyển vị (μm)
ạ
à ụ
Độ chênh lệch chuyển
vị giữa gông và trụ
1,52
5,04
Với kết quả tính trên mô hình toán khi xét đến ứng suất ngoài cho thấy biến dạng
và chuyển vị giảm so với hiệu ứng từ giảo thuận, do trường hợp từ giảo thuận được khảo
sát ứng với hệ số từ giảo bão hòa.
Biến dạng và chuyển vị của lõi theo cảm ứng từ B do lực từ tạo ra nhỏ hơn rất
nhiều so với lực từ giảo (hình 3.22 a&b).
Biến dạng tổng
Biến dạng do lực từ
Biến dạng do lực từ giảo
Chuyển vị do lực từ
12
9
6
3
0
a)
Chuyển vị do lực từ giảo
Chuyển vị tổng
Chuyển vị [μm]
Biến dạng *μm/m]
15
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
Cảm ứng từ B*T+
Hình 3.22. B
1,0
1,2
dạ
1,4
d
ự
7,0
6,0
5,0
4,0
3,0
2,0
1,0
0,0
-1,0 0
0,005
b)
ơ a) và
ể
0,01
Thời gian [s]
e
ờ
0,015
0,02
a b)
Mô hình toán đã khảo sát đầy đủ về biến dạng, chuyển vị trên lõi thép đối với hiệu
ứng từ giảo thuận cũng như hiệu ứng từ giảo nghịch. Xác định được ứng suất kẹp gông
và trụ từ làm cơ sở để khảo sát sự rung ồn trong lõi thép MBA.
3.2.5. Xây dựng mô hình mô phỏng 2D
Với lõi thép VĐH do cấu trúc lá thép mỏng khoảng 0,033mm nên chia lưới cho
từng lá thép cần một số lượng lưới lớn, khối lượng tính toán lớn yêu cầu máy cấu hình
cao và phân tích trong thời gian dài. Do đó, để chia lưới trên MBA lõi thép VĐH đã thực
hiện đồng nhất hóa vật liệu, các tham số được đồng dạng hóa với vật liệu ban đầu và sai
số nằm trong giới hạn cho phép như hình 3.24, và kết quả mô phỏng tương đương nhau,
thời gian mô phỏng nhanh gấp 5 lần so với việc thực hiện trên từng lá thép riêng lẻ [10].
A=0
μ0 ,v0
A=0
Гσ
ГB
ГB
μ0 ,v0
H(B,ε),σ (B,ε)
σ.n= fГ
y
Ω
V fv
μv
x
a) K ố ắ
)K ố
ề ớ
Hình 3.24. Đồng nhất hóa vật li u[10]
uy=0
ГH n
Гu
uy=0
c) Đ ều ki n biên
Hình 3.25. Điều ki
ГH
a
d) C a ới mô phỏng
ới mô phỏng
17
Thành phần lực từ tập trung chủ yếu tại các góc của lõi thép và hướng vào bên trong
như hình 3.29a. Khi xét đến hiệu ứng từ giảo, mật độ lực tập trung rất nhiều tại các góc
của lõi thép và hướng ra ngoài kéo theo sự biến dạng tại các góc bên ngoài cũng như
bên trong lõi thép. Khảo sát cụ thể về biến dạng và chuyển vị trong lõi thép được trình
bày ở các hình 3.30, 3.31và 3.32.
a)
b)
Hình 3.29. S
â
ố ự
a) à ự
â
b)
í
ầ
ề
ỏ
Kết quả phân tích chuyển vị trên gông từ như hình 3.30 a&b cho thấy, khi chưa xét
đến lực từ giảo thì chuyển vị chủ yếu do thành phần lực từ gây ra nên có giá trị nhỏ hơn
nhiều so với chuyển vị do lực từ giảo gây ra, tương tự như vậy, chuyển vị trên trụ từ
(hình 3.31 a&b) khi xét đến hiệu ứng từ giảo cũng lớn hơn nhiều lần so với trường hợp
chưa xét đến từ giảo.
Hình 3.30. Chuyển v trên gông t
Bảng 3.5. So sánh c
Mô tả
Chưa xét đến hiệu ứng từ giảo
Có xét đến hiệu ứng từ giảo
Gông từ
0,65704
6,2536
ể
ạ
Trụ từ
0,22873
5,2157
Hình 3.31. Chuyển v trên trụ t
à ụ (μm)
Độ lệch chuyển giữa gông và trụ
0,42831
1,0379
Như vậy khi xét đến hiệu ứng từ giảo nghịch thì chuyển vị trên gông do lực từ và
lực từ giảo gây ra lớn hơn trên trụ từ.
Kết quả khảo sát biến dạng của lõi thép được trình bày trên hình 3.32. Biến dạng do
hiệu ứng từ giảo chủ yếu tập trung tại góc của lõi thép có giá trị εmax=14,276μm/m.
Hình 3.32. B dạ d
Bảng 3.6. S s
dạ
à
ể
ủa
Mô tả
MH toán MH 2D Đánh giá sai số (%)
15,0425 14,2760
5,07%
Biến dạng tại góc của lõi thép εmax (µm/m)
Chuyển vị trên gông từ xmax(µm)
6,5625 6,2536
4,71%
Chuyển vị trên trụ từ xmax(µm)
5,0412 5,2157
3,35%
Như vậy kết quả giải trên mô hình toán và kết quả phân tích trên phần mềm Ansys
18
Maxwell tương đối phù hợp. Tuy nhiên, để có cách nhìn trực quang hơn, khảo sát đầy đủ
theo các phương của lõi thép cần xây dựng mô hình mô phỏng 3D trên toàn bộ lõi thép.
3.2.6. Xây dựng mô hình mô phỏng 3D
3.2.6.1. Tiến trình thực hiện
3.2.6.2. Kết quả mô phỏng
Hình 3.36. Bi n dạng lõi thép Hình 3.37a. Chuyển v trên gông Hình 3.37b. Chuyển v trên trụ
3.37. Chuyển vị trong lõi MBA VĐH mô phỏng trên phần mềm Ansys Maxwell 3D
Biến dạng lớn nhất xảy ra tại các góc của lõi thép (hình 3.36), chuyển vị trên trụ và
gông từ lớn nhất (hình 3.37a) (hình 3.37b).
Bảng 3.7. S s
dạ
à
ể
,
Mô tả
Biến dạng tại góc của
lõi thép εmax (µm/m)
Chuyển vị trên gông từ
xmax(µm)
Chuyển vị trên trụ từ
xmax(µm)
MH
toán
ỏ
MH 2D
ủa
2D ớ
MH 3D
ỏ
e k q
3D.
ủa
Sai số (%) MH Sai số (%) giữa MH 3D
2D và 3D
và MH toán
15,0425 14,2760 14,4620
1,29%
3,86%
6,5625
6,2536
6,5093
3,93%
0,81%
5,0412
5,2157
5,0645
2,90%
0,42%
Kết quả mô phỏng của mô hình 3D tương đối phù hợp với mô hình toán và mô hình
mô phỏng 2D, do đó khi thực hiện mô phỏng chỉ dùng một trong hai mô hình là đủ.
3.3. Kết luận
Chương ba đã xây dựng được mô hình toán tính lực từ và lực từ giảo. Tính toán
được các biến dạng, chuyển vị trên MBA lõi thép VĐH.
Kết quả giải trên mô hình toán được so sánh với kết quả phân tích trên phần mềm
Ansys Maxwell mô hình 3D tương đối phù hợp (sai số biến dạng 3,86%, chuyển vị trên
gông 0,81%, trên trụ 0,42%). Biến dạng trên MBA lõi thép VĐH lớn hơn MBA lõi thép
silic khoảng 9(μm/m) tại B=1,1T. Vị trí biến dạng lớn nhất tại các góc của lõi thép,
chuyển vị lớn nhất trên trụ và gông từ (tại khoảng trống giữa gông và trụ từ).
Với kết quả trên có thể khẳng định MBA lõi thép VĐH chịu ảnh hưởng của từ giảo
lớn dẫn đến biến dạng và chuyển vị lớn nên sự rung ồn trong lõi thép VĐH cao hơn so
với lõi thép silic [18,20].
CHƢƠNG 4
SỰ RUNG ỒN TRONG LÕI THÉP VÔ ĐỊNH HÌNH DO HIỆU ỨNG TỪ GIẢO
4.1. Giới thiệu
4.2. Mô hình toán
4.2.1.Mối tương quan giữa điện và cơ
4.2.2.Mô hình nguyên lý cơ bản
19
Kích thước ban đầu
x(t,L)
v(t)
m
H B
ε
σ
H B
ΔL
ε
L
ΔL
L
k
b
F
A,E,ν
x=0
x=L
Hình 4.3. Mô hình nguyên lý [24]
a) Nguyên lý t gi o b) Nguyên lý thay th
ơ
ơ
hỗn h p.
Hình 4.3 thiết lập được phương trình thể hiện mối liên hệ giữa biến dạng và cảm ứng
từ theo ứng suất [46]:
H
d33H
B d33 H
(4.10)
εH: Hệ số đàn hồi (m2/N); d33: Độ cảm từ giảo (m/A); σ: Ứng suất (N/m2); μσ: Độ từ
thẩm của vật liệu ( T.m/A); H: Cường độ từ trường (A/m).
Phương trình lực và điện áp được viết dưới dạng phức như sau:
At
d A NI
F=V + 33 Ht
H
jω0 L
L
U = jω LDI + d33At NV
0
H L
At
At
1
ω0 =
hay f0 =
H
LMε
2 LMεH
(4.15)
(4.16)
f0: là tần số dao động riêng của hệ (Hz)
4.2.3. Mô hình toán trong hệ hỗn hợp của lõi thép MBA
MBA một pha có hai gông và hai trụ được cố định bằng sắt kẹp như hình 4.5, cần
phải xây dựng một hệ gồm bốn nút liên kết tương ứng với hai trụ (1,3) và hai gông (2,4)
của lõi thép MBA như hình 4.6.
Sơ đồ thay thế tương đương trong hệ hỗn hợp như hình 4.7
b11
R
LD
C13
L1
CN1
C11
F1
F
C14
M11
k11
b12
O1
C12
C15
C16
k12
M12
b21
C23
L2
CN2
C21
F2
F
C24
M21
k21
b22
O2
C22
C25
C26
k22
M22
b31
U0
C33
2
CN3
L3
C31
F3
F
C34
M31
k31
b32
O3
C32
C35
C36
k32
M32
b41
1
3
C43
CN4
L4
C41
F4
F
M11
Hình 4.6. M
Hệ điện
k
s
Hình 4.7. Sơ ồ
b42
C46
k42
M12
Hệ cơ
Nút
liên kết
ơ
k41
C42
C45
4
C44
ơ
ỗ
O4
20
Nút liên kết cơ từ CN1 – CN4 tương ứng cho hai gông và hai trụ như hình 4.6
Phương trình trong hệ điện như sau:
U0 cos( t) iR LD di L1 L2 L3 L4
dt
Ni
H
Lmt
D N2 .A
L
Lmt
Trong đó các sức điện động L1; L2 ; L3 ; L4 được tính như sau:
d33v1
d33v2
ξ L1 =A1.N. εH L ;ξ L2 =A2 .N. ε H L
t1
t2
ξ =A .N. d33v3 ;ξ =A .N. d33v4
L3
3
εH Lt3 L4 4 ε H Lt4
A1, A2, A3, A4: Lần lượt là tiết diện trên trụ và gông từ (m2)
Phương trình tính lực lần lượt cho từng nút được xác định như sau:
Phương trình tính lực của hệ cơ 1:
(4.17)
(4.18)
b11
C13
F1
F
C14
M11
k11
b12
C12
C15
C16
O1
k12
M12
Hình 4.8. Sơ ồ
ơ
ơ
ủa
ơ1
1
1
1 dFK11 1
1
1 dFK12
V1 m FM 11dt b Fb11 K dt m FM 12dt b Fb12 K dt
11
11
11
12
12
12
F F F F F F F ; F F F F F
1 M11 K11 b11 M12 K12 b12 01 K12 b12 K11 b11
(4.19)
Bằng phép biến đổi trong hệ cơ, phương trình (4.19) được viết lại như sau:
d 2 X1
dX
F
m
m
b11 b12 1 K11 K12 X1
12
1 11
2
dt
dt
t
2
F F m m d X1 ; X V (t )dt
01
1
11
12
1
0 1
dt 2
(4.20)
Phương trình tại nút liên kết:
A NV d
A1NVd
1 33
L2 2 2 33
L1
Lg2
Lt1
CN1
;CN2
t
t
F A1 V (t)dt A1Bd33
F A2 V (t)dt A2Bd33
1
2
H Lt1 0 1
H
H Lg1 0 2
H
A NV d
A3 NV3d33
L3 3 4 33
L3
Lg4
Lt3
CN3
;CN4
t
t
F A3 V (t)dt A3Bd33
F A4 V (t)dt A4Bd33
3
3
H Lt3 0 3
H
H Lg4 0 4
H
Mô hình toán trong hệ hỗn hợp điện cơ như sau:
(4.24)
21
di
U0 cos(2f t) iR 2 L dt L1 L 2 L3 L 4
2
LD N A ; H Ni
Lmt
Lmt
d 2 X1
dX1
F1 m11 m12 dt b11 b12 dt K11 K12 X1
d 2 X1
d 2 X2
F
F
m
m
;
F
F
m
m
1
11
12
02
2
21
22
01
dt
dt
2
d X3
d 2 X4
F
F
m
m
;
F
F
m
m
3
31
32
04
4
41
42
03
dt
dt
2
F m m d X 2 b b dX 2 K K X
21 22
21 22 2
22
2 21
dt
dt
dX
d 2 X2
F
m
m
b31 b32 3 K31 K32 X 3
32
3 31
dt
dt
d 2 X4
dX 4
F4 m41 m42 dt b41 b42 dt K41 K42 X 4
t
t
t
t
X
V
dt
;
X
V
dt
;
X
V
dt
;
X
2
3
4
1 1
0 2
0 3
0 V4dt;
0
d33 A1 NV1
d A NV
d A NV
d A NV
; L 2 33 H 2 2 ; L3 33 H3 3 ; L 4 33 H 4 4
L1
H
Lt1
Lg 2
Lt 3
Lg 4
t
t
F1 HA1 V1 (t )dt A1BdH33 ; F2 HA2 V2 (t )dt A2BdH33
Lt1 0
Lg 2 0
A3 t
A3 Bd33
A Bd
A4 t
F
V
(
t
)
dt
;
F
V4 (t )dt 4 H33
3
4
H
H
H
3
Lt 3 0
Lg 4 0
(4.25)
4.3. Khảo sát trên mô hình toán và mô hình thực nghiệm
4.3.1. Kết quả khảo sát trên mô hình toán
Chuyển vị của trên gông và trụ từ như hình 4.14.
Chuyển vị trên trụ từ
Chuyển vị trên gông từ
8,0E-06
6,0E-06
6,0E-06
Chuyển vị *m+
Chuyển vị *m+
Chuyển vị trên trụ từ
8,0E-06
4,0E-06
2,0E-06
0,0E+00
-2,0E-06
0
0,01
0,02
0,03
0,04
nh gông và trụ t
Hình 4.14.C
4,0E-06
2,0E-06
0,0E+00
-2,0E-06
0
0,01
0,02
0,03
0,04
Thời gian *s+
Thời gian *s+
a) Không có sắt kẹp cố
Chuyển vị trên gông từ
ể
b) Có sắt kẹp cố
ụ à
nh gông và trụ t
Hình 4.14a là chuyển vị khi chưa có sắt kẹp cố định trên gông và trụ từ x max-gông =
3,15μm < x max-trụ = 6,84μm. Khi sử dụng sắt kẹp cố định gông và trụ từ với ứng lực
1,23 MPa được lấy từ kết quả tính toán trong chương ba thì x max-gông = 2,9μm < x max-trụ
= 6,16 μm, chuyển vị giảm khoảng 10% so với trường hợp không cố định gông và trụ
(hình 4.13b). Điều này phù hợp với tính toán hiệu ứng từ giảo nghịch ở chương ba.
Hình 4.15 là biến dạng tổng của lõi trong trường hợp không có sắt kẹp εkkmax = 11μm
và trường hợp có sắt kẹp cố định gông và trụ từ εckmax = 10,3μm giảm khoảng 6,36%.
"Độ rung khi có cố định gông và trụ
Biến dạng khi đã cố định gông và trụ từ
Độ rung khi chưa cố định gông và trụ
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
Cảm ứng từ B [Tesla]
1,2
Độ rung khi chưa cố định trụ và gông từ
Độ rung khi có cố định trụ và gông từ
3,0
2,0
15
10
5
0
-5 0
0,01
0,02
0,03
0,04
Hình 4.16. Kh
s
1,0
0,0
-1,0
-2,0
-3,0
0,01
-10
Thời gian *s+
Hình 4.15. Bi n dạng lõi thép MBA
Độ rung [m/s2]
20
14,0
12,0
10,0
8,0
6,0
4,0
2,0
0,0
Độ rung *m/s2+
Biến dạng [μm/m]
22
Biến dạng khi chưa cố định gông và trụ từ
0,015
0,02
0,025
0,03
0,035
0,04
Thời gian [s]
k
ò q
ộ và k
ã ổn
nh
Từ hình 4.16 a&b cho thấy, độ rung lớn nhất trong lõi khi không cố định gông và trụ
từ amaxkk(m/s2) = 2,302m/s2, khi thực hiện cố định gông và trụ từ thì amaxck(m/s2) =
1,963m/s2, giảm khoảng 0,339m/s2 (14,72%).
4.3.2. Kết quả thực nghiệm đo độ rung trên lõi MBA
4.3.3.1. Mô hình thực nghiệm
Máy đo độ rung
a) MBA ba pha ba trụ
Hình 4.17. M
ự
Máy đo độ ồn
ộ
à
ồ
b) MBA một pha
MBA
Mã hiệu các thiết bị đo độ rung, độ ồn cũng như kết quả đo đã được kiểm định và
trình bày trong phụ lục 3.
4.3.3.2. Kết quả thực nghiệm đo độ rung
a) K
a ố
nh gông và trụ t
Hình 4.18. K q
b) Khi có cố nh gông và trụ t
ộ
ủa MBA 1 pha
Tương tự như kết quả trên mô hình toán, kết quả đo đạc thực nghiệm khi thực hiện
kẹp gông và trụ từ của lõi thép với tổng ứng lực trên các bulong 1,2 MPa thì có độ rung
nhỏ nhất (hình 4.18b), khi không sử dụng kẹp để cố định gông và trụ từ thì độ rung của
lõi thép lớn nhất (hình 4.18a). Giá trị amaxkk = 3m/s2 so với amaxck = 2,3m/s2, độ rung giảm
khoảng 0,7m/s2 (23,33%).
amaxkk(m/s2): Biên độ của độ rung khi chưa cố định gông và trụ từ.
amaxck(m/s2): Biên độ của độ rung khi đã cố định gông và trụ từ.
4.3.3.3. So sánh kết quả thực nghiệm với kết quả tính toán
Hình 4.19 a&b là đồ thị biểu diễn độ rung của lõi thép giữa thực nghiệm và lý thuyết.
Kết quả trên hình 4.19 a&b cho thấy biên độ của độ rung khi đo thực nghiệm cao hơn so
với tính toán lý thuyết. Tuy nhiên trên thực tế, độ rung được tính bằng trị hiệu dụng như
bảng 4.4.
23
Độ rung theo mô hình toán
Độ rung theo thực nghiệm
4,0
3,0
3,0
2,0
2,0
Độ rung [m/s2]
Độ rung [m/s2]
Độ rung theo mô hình toán
1,0
0,0
-1,0
-2,0
-3,0
0,01
-4,0
0,015
0,02
0,025
0,03
0,035
0,04
Độ rung theo thực nghiệm
1,0
0,0
-1,0
-2,0
-3,0
0,00255
0,01255
0,02255
Thời gian [s]
Thời gian [s]
0,03255
a) K
a ố nh gông và trụ t
b) Khi có cố nh gông và trụ t
Hình 4.19. K q
ộ
ữa ự
à
Bảng 4.4. S s
ộ
dụ
ữa k q
ự
àk q
Mô hình
Mô hình toán
Thực nghiệm
Đánh giá sai số (%)
ahdkk(m/s2)
ahdck(m/s2)
1,626
1,388
1,7
1,5
4,33%
7,46%
Từ kết quả so sánh trong bảng 4.4 cho thấy kết quả giữa đo đạc thực nghiệm và kết
quả tính toán lý thuyết tương đối phù hợp, quá trình đo đạc thực nghiệm do có kể đến sự
rung động của cuộn dây MBA nên kết quả cao hơn so với tính toán lý thuyết. Khi cố
định gông và trụ từ thì độ rung giảm, vì khi đó sự chuyển động ngang của các lá thép do
lực từ sinh ra giảm, chuyển vị do hiệu ứng từ giảo trong lõi thép giảm nên độ rung giảm
theo.
4.3.3.4. Kết quả thực nghiệm đo độ ồn
Để đo tiếng ồn trong MBA cần xác định giá trị lực kẹp của gông và trụ từ để độ rung
trong lõi thép MBA nhỏ nhất, thực hiện đo độ ồn ứng với trường hợp này và so sánh với
trường hợp không sử dụng sắt kẹp gông và trụ từ (hình 4.22).
Độ ồn khi đã cố định gông và trụ từ
2
Độ rung *m/s2]
Độ ồn khi chưa cố định gông và trụ từ
1,5
80
1
70
0,5
60
50
0
0
2
4
6
Mô men *N.m+
Hình 4.22. Độ
k
8
10
40
0,2
kẹ
Hình 4.23 Sơ ồ ố í
ể
0,4
0,6
0,8
ộồ
Hình 4.24. Độ ồ
sa k ố
ụ à
1
1,2
1,4
ớ
à
Hình 4.22 khi sử dụng cơ lê lực ép các thanh sắt kẹp gông và trụ của lõi thép MBA,
giá trị nhỏ nhất a =1.5m/s2 ứng với ứng suất nén khoảng 1,2 MPa tương đương với ứng
suất sử dụng để khảo sát trên mô hình toán.
Mô hình đo tiếng ồn được thực hiện trên 6 điểm đo, bố trí cách MBA tối thiểu 0,3m
và được thực hiện sau 12 giờ đêm để giảm sự ảnh hưởng của thành phần sóng hài trên
lưới điện, mô hình đo được trình bày trên hình 4.23.
Thực hiện đo độ ồn lần lượt tại các điểm đo trong 5 lần đo cho trường hợp MBA
đang hoạt động với tải định mức. Kết quả độ ồn tại điểm 6 lớn nhất đồ thị hình 4.24.
Khi có cố định gông và trụ từ cường độ âm thanh giảm khoảng 3,04 dB
4.3.3.5. Thực nghiệm đo độ rung ồn trong MBA ba pha.
Quá trình thực hiện đo độ rung và độ ồn trong MBA ba pha cũng thực hiện tương tự
như MBA một pha, kết quả đo được trình trên đồ thị 4.25
