ChSTU repository

 
 3 
Зміст 
 
ВСТУП 
РОЗДІЛ 1. Методи контролю та системи управління вентиляторними 
установками 
1.1 Управління режимами вентиляційної установки 
1.2 Методи контролю повітряних потоків вентиляційних установок  
Висновки до розділу 1 
РОЗДІЛ 2. Моделювання системи управління на основі контролю 
повітряного потоку 
2.1 Моделювання потоку і розсіювання в ньому ультразвуку 
2.2 Елементи системи управління 
2.3 Моделювання розімкнутої системи управління 
Висновки до розділу2 
РОЗДІЛ 3. Методика і засоби експерименту 
3.1 Схема і склад лабораторної установки 
3.2 Схема і характеристики приладу доплерівського контролю повітряного 
потоку 
3.3 Контроль потоку в сталих і перехідних режимах роботи вентиляторної 
установки 
3.4 Моделювання і контроль повітряного потоку з використанням апарату 
нейронних мереж 
3.5 Контроль повітряного потоку з фазовими ввімкненнями 
Висновки до розділу 3 
РОЗДІЛ 4. Моделювання системи управління на основі 
експериментальних даних 
4.1 Перехідні режими вентиляційної установки з заслінками 
4.2 Ідентифікація ланок та передавальних функцій системи управління 
вентиляторною установкою 
4.3 Моделювання замкнутої САУ приводом вентилятора 
 
 4 
4.4 Система автоматичного управління шахтної аерожолобної сушарки 
Висновки до розділу 4  
ВИСНОВКИ 
СПИСОК ВИКОРИСТАНОЇ ЛІТЕРАТУРИ  
ДОДАТОК А Акт впровадження 
ДОДАТОК Б Тези доповідей  
ДОДАТОК Презентація кваліфікованої роботи  
  
 
 5 
ВСТУП 
 
Актуальність і ступінь розробленості теми. Управління, контроль, 
випробування промислових вентиляційних установок, систем вентиляції 
овочесховищ і сушильних агрегатів на підприємствах аграрно-промислового 
комплексу вимагають створення систем діагностики та автоматичного керування 
електроприводами вентиляторів. У теплоенергетиці використання регульованого 
електроприводу в механізмах мережевих насосів, насосів рециркуляції і дуттєвих 
вентиляторів котлів при реалізації нових комплексних автоматизованих систем 
управління теплових станцій стає обов'язковим. Економія електроенергії за 
рахунок застосування таких систем на мережевих насосах досягає 25-30% і більше. 
Часто виникає необхідність контролю як режимів роботи електроприводу 
вентилятора, так і характеристик генерованими їм повітряних потоків, що не 
завжди враховують представлені на сьогоднідоступні регулятори продуктивності 
вентиляторів. 
Швидкість потоків газів, зокрема повітряних потоків, може вимірюватися 
різними апаратними засобами за допомогою різних методик, серед яких є 
контактні, і дистанційні (безконтактні) методи. Контактні методи дозволяють 
виміряти локальну швидкість потоку, але їх використання призводить до 
спотворення структури потоку і для здійснення контролю вільного (відкритого) 
неоднорідного потоку з великими просторовими розмірами потрібно розподілена 
мережа датчиків. Традиційна оцінка швидкості потоку (витрати) на основі різниці 
тисків в повітропроводі неефективна для відкритих потоків на виході 
вентиляційних установок. До дистанційних можна віднести оптичні й 
ультразвукові (УЗ) методи контролю повітряних потоків. УЗ методи дозволяють 
забезпечити відносно високу точність вимірювань і можуть мати конкурентні 
переваги перед традиційними контактними датчиками та оптичними методами, 
оскільки дозволяють вимірювати швидкість оптично непрозорих газових потоків в 
умовах забрудненості та в широкому діапазоні температур, тиску, токсичності. 
Ультразвукові вимірювання не вносять змін в структуру потоку, можуть бути 
 
 6 
дешевше і надійніше оптичних, дозволяють контролювати потік в значному обсязі 
без просторового сканування в силу широкої спрямованості ультразвукового 
випромінювання. 
Сучасна теорія розрахунку вентиляційних установок ґрунтується на роботах 
Н. Е.Жуковского, І. А. Ушакова, Л. Прандтля, О. Рейнольдса. Великий внесок у 
вирішення завдань оптимізації режимів роботи електроприводів внесли вітчизняні 
та закордоні вчені: І. Я. Браславський, Н. В. Донський, Н. Ф. Ільїнський, В. І. 
Ключів, І. П. Копилов, В. В. Панкратов, В. В. Рудаков, Р. Т. Шрейнер, F. Blaschke, 
J. Holtz, D.W. Novotny та інші. Методи та засоби керування електроприводом 
продовжують інтенсивно розвиватися. При цьому питання, пов'язані з управлінням 
приводами вентиляційних і помпових систем в перехідних режимах, для газових 
(стискаються) середовищ залишаються недостатньо вивченими. 
Пропонована система управління вентиляторною установкою на основі 
доплерівських ультразвукових вимірювань передбачає одночасний контроль 
швидкості обертання вентилятора і параметрів генеруючого їм потоку повітря 
(витрати), що дозволяє врахувати зміну аеродинамічного опору в системі, затримки 
між швидкістю обертання вентилятора і повітряним потоком, в тому числі в 
перехідних режимах. Крім того, за допомогою ультразвукового доплерівського 
приладу можливе отримання інформації про ступінь турбулентності потоку, 
наявності та концентрації фазових включень (домішки). Перераховані особливості 
дозволяють будувати систему управління приводами вентиляторів більш 
оптимально, з урахуванням більшого числа факторів. Це визначає актуальність 
роботи. 
Метою роботи є розробка методики контролю повітряного потоку і синтез 
системи автоматичного управління вентиляторною установкою на її основі. 
Об'єктом дослідження є електротехнічні системи та комплекси, що містять 
вентиляційні установки. 
Предметом дослідження є система управління вентиляторною установкою 
на основі дистанційного ультразвукового контролю повітряного потоку. 
Основні завдання: 
 
 7 
1. Синтез системи управління приводом вентилятора на основі моделювання 
доплерівського ультразвукового розсіювання для контролю повітряного потоку 
вентилятора. 
2. Дослвдження методики контролю швидкості повітряного потоку 
вентилятора на основі доплерівського ультразвукового приладу і її 
експериментальна апробація в лабораторних умовах. 
3. Теоретичні та експериментальні дослідження перехідних і усталених 
режимів роботи вентиляційної установки з доплерівським ультразвуковим 
контролем повітряного потоку. 
4. Ідентифікація ланок системи управління вентиляторною установкою і їх 
передавальних функцій на основі експериментальних даних. 
5. Моделювання замкнутої системи автоматичного управління (САУ) 
приводом вентилятора на основі доплерівського ультразвукового контролю 
генеруючого повітряного потоку. 
Методи дослідження. Використано теоретичні основи електротехніки, 
методи теорії автоматичного управління, математичної фізики та теорії 
вимірювань. Підвищення точності і розширення функціональних можливостей 
ультразвукових вимірювань досягнуто за рахунок детальної оцифровки та методів 
цифрової обробки сигналів з використанням мікропроцесорних засобів. 
Використано прийоми та підходи функціонального програмування, апарат 
штучних нейронних мереж. 
 
 
  
 
 8 
РОЗДІЛ 1 
МЕТОДИ КОНТРОЛЮ ТА СИСТЕМИ УПРАВЛІННЯ 
ВЕНТІЛЯТОРНИМИ УСТАНОВКАМИ 
 
 
1.1 Управління режимами вентиляційної установки 
 
Вентилятор - це повітродувна машина, що створює різницю тисків у 
вентиляційній мережі, під вентилятором, двигуна і вентиляційної мережі 
представляє собою вентиляторну установку. Основне впливом якого повітря 
переміщується. Сукупність спільно діючих призначення вентиляторів - 
переміщення повітря (інших газів, диму) по вентиляційних каналах, виконання 
подачі повітря в приміщення, відсмоктування з нього зі ступенем стиснення не 
більше 1,1. За конструкцією і принципом дії вентилятори поділяються на: осьові 
(аксіальні), радіальні (відцентрові), діаметральні (тангенціальні). 
Осьові вентилятори  відрізняються високим коефіцієнтом корисної дії (ККД) 
і невеликими габаритами в порівнянні з радіальними і діаметральними. 
Застосовуються переважно для перекачування великих об'ємів повітря при 
невеликих аеродинамічних опорах мережі, наприклад, в системах провітрювання 
шахт, тунелів і станцій метрополітенів. Радіальні вентилятори основне 
застосування знаходять у виробничих потребах. Оскільки цей тип вентиляторів 
може переміщати повітря по каналах на великі відстані та створювати тиск до 12 
кПа. Діаметральні вентилятори  призначені для експлуатації в системах, в яких 
натиск повітря не є принциповим (повітряні завіси, кондиціонери), так як вони 
розраховані на низький тиск. 
Найбільш широко вентиляторні установки використовуються для вентиляції, 
аспірації, пневмоприбирання, повітряного опалення в промислових, громадських і 
житлових будівлях (вентиляційні вентиляторні установки), для тяги і дуття в 
котельних установках (тяго дуттьові вентиляційні установки) для провітрювання 
рудників і шахт (рудничні вентиляційні установки), а також для обслуговування 
 
 9 
безлічі технологічних процесів. 
При управлінні, контролю і випробуваннях промислових вентиляційних, 
насосних агрегатів, для провітрювання шахт і копалень гірської промисловості, 
вентиляції метрополітенів, на підприємствах аграрно промислового комплексу, 
потрібні системи діагностики та автоматичного управління електроприводами 
вентиляторів. Автоматизація є одним з найважливіших чинників зростання 
продуктивності праці в промисловому виробництві. Підвищення ефективності 
роботи вентиляційних установок у складі електротехнічних комплексів за рахунок 
розробки систем автоматичного керування приводом вентиляторів є актуальним 
завданням. 
У країні близько 65% всієї споживаної електроенергії йде на потреби 
промисловості. У промисловості основними споживачами електроенергії є 
електродвигуни, що використовують близько 60% всієї енергії. Більшість двигунів 
або взагалі не оснащені системою регулювання і працюють на повну потужність 
або використовують малоефективні з точки зору енергоспоживання способи 
управління. Близько 80% таких двигунів використовуються в складі насосів і 
вентиляторів. Економія електроенергії за рахунок оснащення даних механізмів 
енергоефективною системою управління  на мережевих насосах досягає 25-30% і 
більше. 
Великий внесок у вирішення завдань оптимізації режимів роботи 
електроприводів з векторним керуванням і частотним регулюванням внесли 
вітчизняні та зарубіжні вчені: І. Я. Браславський, Н. В. Донський, Н. Ф. Ільїнський, 
В. І. Ключів, І. П. Копилов , В. В. Панкратов, В. В. Рудаков, Р. Т. Шрейнер, F. 
Blaschke, J. Holtz, D.W. Novotny і інші. . 
Існує кілька способів регулювання продуктивності вентиляторів в складі 
вентиляційної мережі: 
1) Зміна кута установки лопаток робочих коліс; 
2) Зміна кута установки лопаток (закрилків) напрямних апаратів; 
3) Зміна аеродинамічного опору мережі (дроселювання); 
4) Зміна швидкості обертання робочого колеса; 
 
 10 
5) Зменшення числа ступенів; 
6) Зняття частини лопаток робочих коліс і інші. 
Регулювання зміною кута установки лопаток робочих коліс здійснюється в 
межах від 10 до 45 ° плавно або східчасто (вентилятори діаметра понад 2,4 м) 
вручну під час зупинки вентилятора (можливо регулювання на ходу). В осьових 
вентиляторах великих діаметрів застосовується комбіноване регулювання: зміна 
кута установки лопаток направляючого апарату в межах 0-90 ° здійснюється на 
ходу, на додаток до більш жорсткого регулювання поворотом лопаток робочих 
коліс. Спрямовувальний апарат у разі радіальних вентиляторів не завжди 
задовольняє потреби вентиляції, так як забезпечує глибину регулювання щодо 
тиску 0,3-0,5. Регулювання продуктивності дроселюванням вентилятора за 
допомогою заслінки  не є економічним (втрати досягають 30%) і застосовується 
тільки в вентиляторах часткового провітрювання та загального призначення. Зміна 
кількості лопаток і числа ступенів застосовується рідко через низьку точність та 
складність реалізації. 
Недоліком перерахованих методів є те, що, попри зміну подачі вентилятора, 
він споживає з мережі електропостачання кількість енергії, відповідне 
встановленої потужності. Ефективним способом управління з точки зору 
енергоспоживання є зниження швидкості електродвигуна за допомогою 
регульованого приводу. 
Регулювання швидкості обертання як осьових, так і радіальних вентиляторів 
в цей час досягається застосуванням частотно-регульованого приводу  і передач 
(зубчастої, пасової, гідравлічної). До застосування регульованого приводу зміна 
швидкості обертання досягалося за допомогою установки приводного 
електродвигуна вентилятора з найближчої більшою чи меншою частотою 
обертання, так як двигуни в основному не були оснащені системою регулювання і 
працювали на повну потужність. Застосування різних передач не набуло 
поширення через трудомісткість процесу, додаткової вартості та недостатньої 
надійності. 
Частотно-регульований привід має високу точність, широкий діапазон 
 
 11 
регулювання швидкості обертання електродвигуна, забезпечує плавний пуск і 
гальмування, є найбільш ефективним способом управління. У деяких випадках 
альтернативу частотним перетворювачам представляють сімісторні або 
трансформаторні регулятори. Завдяки своїй невисокій вартості сімісторні 
регулятори широко застосовуються для поступового регулювання вентиляторів 
невеликої потужності (400 Вт) в однофазній мережі. Трансформаторні регулятори 
застосовуються в разі вентиляторів потужністю понад 2 кВт. У цьому випадку 
регулювання продуктивності вентиляторів проводиться п'ятиступеневим 
автотрансформатором, який поступово змінює напругу живлення вентилятора, тим 
самим змінюючи швидкість обертання робочого колеса вентилятора. 
На рисунку 1.1 наведена типова система автоматичного регулювання 
продуктивності вентилятора (витрати повітря) на основі дроселювання. 
Вимірювання витрат повітря виконується діафрагмою 2, вбудованої в трубопровід. 
Диференціальний манометр 4 (дифманометр) перетворює результати вимірювань в 
електричний імпульс, пропорційний продуктивності вентилятора, яка може бути 
відображена на вторинному реєструючому приладі 3. Регулятор 5 порівнює 
фактичні витрати повітря з необхідним і впливає на виконавчий механізм, що 
складається з колонки дистанційного керування 6 і сервомотора 7, який керує 
регулючою (дросельною) заслінкою 1 і підтримує задане значення витрат повітря. 
Причому необхідна кількість повітря визначається дослідним шляхом для різних 
режимів роботи шахтної печі. 
Регулювання продуктивності вентилятора зміною положення заслінки 
неекономічно, так як зменшення витрат повітря не призводить до зниження 
споживаної потужності з мережі. Найбільш ефективним способом управління є 
зниження швидкості електродвигуна застосуванням частотно-регульованого 
приводу (рисунок 1.2) . 
 
 
 
 
 
 12 
 
 
Рисунок 1.1 - Схема автоматичного регулювання витрат повітря: 
1 - заслінка, 2 - діафрагма, 3 - вторинний показовий або самописний 
прилад, 4 - дифманометр з індукційним датчиком, 5 - регулятор 
продуктивності, 6 - колонка дистанційного керування, 7 - сервомотор 
 
Витрата повітря вимірюється за допомогою приймачів статичного тиску і 
відображається на цифровому індикаторі 5. На вхід диференціального датчика 
тиску подаються сигнали з приймача 1 в вимірювальному колекторі і приймача 2, 
розташованого перед радіальним вентилятором. Різниця тисків надходить на вхід 
підсилювача-формувача, де порівнюється з сигналом опорного тиску, відповідним 
витраті повітря, попередньо заданому користувачем. 
Сигнал помилки продуктивності вентилятора подається на пропорційно - 
інтегрально - диференційний (ПІД) регулятор, який впливає на керуючий вхід 
частотного приводу, пов'язаного з електродвигуном вентилятора. 
 
 13 
 
Рисунок 1.2 - Схема автоматичної підтримки заданої продуктивності 
вентилятора: 1, 2 -приймачі статичного тиску, 3 - диференційний датчик 
тиску; 4 - джерело опорного сигналу тиску; 5 - вольтметр; 6 - підсилювач-
формувач; 7 - електродвигун вентилятора; 8 - ПІД - регулятор частоти 
обертання; 9 - регульований частотний привід 
 
На промислових підприємствах, в міському господарстві важливу роль 
відіграють вентиляторні, насосні та компресорні установки. Потужні вентилятори 
з електродвигунами до декількох тисяч кВт використовуються в шахтній 
вентиляції, двигуни в кілька десятків тисяч кВт застосовуються для 
електроприводу вентиляторів аеродинамічних труб. Малопотужні - в межах від 200 
до 1000 кВт і дещо більші використовуються в тягодутьевих і насосних механізмах 
електричних станцій. Промислові компресори задовольняють потребам заводів в 
стислому повітрі, що використовується для пневматичних приводів, для обдування 
і очищення деталей, в металообробних, ковальсько-пресового та інших цехах. 
Значна кількість стисненого повітря використовують і більшість шахт. 
Шахти і рудники провітрюються головними вентиляторними установками 
 
 14 
(ГВР), які містять по два агрегати з електродвигунами потужністю від 500 до 3200 
кВт. У країні працює понад 1200 ГВР, що використовують близько 2% всієї енергії. 
Їх ККД коливається в межах 0,27-0,35, тобто до 73% витраченої електроенергії 
складають втрати . ГВР регулюються поворотом лопаток робочих коліс або 
напрямних апаратів. 
Серійно випускаються вентилятори місцевого провітрювання (ВМП) з 
електричним приводом на потужність від 13 до 110 кВт, з номінальною подачею 
від 3,65 до 20 м/с. У систем автоматизації аерогазового контролю (АГК) управління 
ВМП, в основному, зводиться до включення за допомогою пускачів по команді від 
апаратури АГК. Для ефективного використання вентиляційних установок 
регулювання робочих характеристик виконується поворотом лопаток робочого 
колеса направляючого апарату і зміною поперечного перерізу вхідного колектора. 
Поступово впроваджуються перетворювачі частоти. 
В даний час на теплоелектростанціях  частотно-регульований електропривод 
(ЧРП) впроваджується досить широко . У період з 1997 по 2008 р.р. було 
встановлено 54 високовольтних ЧРП (фірми «Allen-Bradley») мережних насосів і 
тягодутьевих механізмів котлів типу КВГМ. 
Економія електроенергії за рахунок експлуатації енергоефективних систем 
управління на мережевих насосах досягає від 25 до 30% і більше. 
Для приводу виробничих механізмів з регульованою швидкістю руху 
робочого органу застосовуються в основному електродвигуни постійного струму 
та асинхронні з короткозамкненим або фазним ротором. Асинхронні двигуни 
простіше у виготовленні та експлуатації та мають відносно менші масу, розміри та 
вартість. Тому двигуни постійного струму витісняються частотно-регульованими 
асинхронними двигунами з короткозамкненим ротором, а також синхронними 
двигунами з постійними магнітами на роторі та кроковими двигунами. Кількість 
випущених двигунів постійного струму складає всього 4-5% числа двигунів 
змінного струму та неухильно знижується. Сучасний асинхронний електропривод 
реалізується на базі силової напівпровідникової техніки із застосуванням 
мікропроцесорного управління, дозволяє організувати регулювання вихідних 
 
 15 
координат електроприводу в широкому діапазоні, з високою точністю і 
швидкодією. Застосування перетворювачів частоти замість регулювання 
поворотом лопаток робочих коліс або напрямних апаратів і зміною перетину 
вхідного колектора дозволяє зменшити навантаження на мережу і знос двигуна. 
 
 
1.2 Методи контролю повітряних потоків вентиляційних установок  
 
Для контролю газових потоків використовують анемометри, витратоміри, 
лічильники. Анемометр (від грецького анемос - вітер, і метрео - вимір) - 
вимірювальний прилад, призначений для визначення швидкості вітру, а також для 
вимірювання швидкості спрямованих повітряних і газових потоків. Витратоміром 
називаються такий прилад, який дозволяє виміряти витрату речовини, тобто 
кількість речовини, яке протікає по трубопроводу в одиницю часу. Прилади, що 
вимірюють витрати речовини за певний проміжок часу, називають лічильниками. 
Об'ємна витрата речовини q може бути виражена через середню швидкість потоку 
��ср: 
q  vср  S ,  
де S - площа поперечного перерізу потоку. 
Анемометри широко використовуються для визначення середньої швидкості 
газу (в, основному, повітря) в повітроводах, каналах і коробках, системах 
кондиціонування і вентиляції, що встановлюються як в житлових, так і у 
виробничих приміщеннях, в шахтах, тунелях метрополітену. Анемометрами часто 
користуються фахівці лабораторій охорони праці під час атестації робочих місць. 
Вибір приладу залежить від того, де проводяться вимірювання - на вентиляційну 
решітку або безпосередньо в повітроводі (газоході), який діапазон швидкостей, 
температура, запиленість. 
Значення витратомірів і лічильників газу, пара і рідини дуже велике. 
Лічильники необхідні для обліку газу та інших речовин, що транспортуються по 
трубах. Без цих вимірів досить складно контролювати витоку і виключати втрати 
 
 16 
цінних продуктів. Більш того, значення витратомірів і лічильників зростає через 
прагнення до максимальної економії ресурсів. 
Анемометри й витратоміри можна класифікувати по точності, діапазонами 
вимірювань, виду вихідного сигналу та іншими ознаками, але більш загальною є 
класифікація за принципами вимірювань - виділяють наступні групи витратомірів: 
1) Витратоміри змінного перепаду тиску, що використовують залежність 
перепаду тиску від швидкісного напору; 
2) Витратоміри постійного перепаду тиску, засновані на переміщенні 
потоком обтічного елемента; 
3) Тахометрические витратоміри, засновані на залежності витрати речовини 
від кутової швидкості обертання обтічного тіла. 
4) Електромагнітні витратоміри, засновані на перетворенні швидкості 
провідної рідини, яка рухається в магнітному полі, в електрорушійну силу. 
5) Ультразвукові витратоміри, що використовують ефект зміни звукових 
коливань рухомих потоків. 
6) Інерційні витратоміри, що перетворюють витрати речовини в інерцію, що 
виникає в результаті лінійного або кутового прискорення потоку. 
7) Теплові витратоміри, що використовують тепловіддачу обтічним потоком 
нагрітого елемента. 
8) Оптичні витратоміри, що використовують ефект Фізо-Френеля 
(Захоплення світла потоком) або ефект Доплера (розсіювання світла частками). 
9) Методичні витратоміри, що використовують визначення швидкості руху 
мітки, що проходить між двома поперечними перетинами потоку. 
Розглянемо витратоміри перших п'яти груп, так як у вітчизняній практиці 
вони набули найбільшого поширення. Ці витратоміри виготовляються серійно і 
застосовуються практично у всіх галузях народного господарства. Витратоміри 
інших груп випускаються малими партіями (або одиничними екземплярами) і не 
належать до стандартизованих засобів вимірювань, застосовуються переважно для 
вирішення спеціальних завдань, наприклад, в лабораторних і дослідницьких 
роботах. 
 
 17 
До першої групи належать витратоміри змінного перепаду тиску, що містять 
звужуючі пристрої, котрі бувають трьох основних типів: нормальна діафрагма і 
сопло, труба (сопло) Вентури (рисунок 1.3). 
Звужуючі пристрої розміщують на досить довгих прямих ділянках 
трубопроводу, оскільки будь-які місцеві опори (вставки, коліна, переходи, заслінки 
та ін.), викликаючи завихрення і випадкові турбулентні пульсації потоку, 
призводять до появи додаткових похибок . Максимальна похибка витратомірів цієї 
групи при нормальних умовах роботи становить 1,5-8% і може бути зменшена до 
0,5-1% з допомогою індивідуального градуювання і використання 
диференціального манометра більш високої точності. 
 
а б в
 
Рисунок 1.3 - Стандартні звужують пристрої: діафрагма (а), сопло (б), 
сопло Вентури (в) 
 
Перевагою діафрагми є відносна простота у виготовленні і низька вартість в 
порівнянні з іншими типами перетворювачів (при порівняно невеликих діаметрах 
трубопроводу і тисках). До того ж коефіцієнти витрат діафрагм менше залежать від 
турбулентності потоку. Проте похибка вимірювання витрат та втрати напору у 
діафрагм більше, ніж в соплах і трубах Вентури. 
До другої групи належать витратоміри постійного перепаду тиску: 
ротаметри, поршневі та поплавкові витратоміри. 
 
 18 
Ротаметр складається з двох основних елементів: конічної трубки та 
укладеного в неї поплавка. Під впливом швидкісного напору поплавок постійно 
обертається, центруючись посередині потоку, тому прилад працює без тертя об 
стінки трубки та чутливий до незначних змін швидкості руху потоку. Поплавкові 
витратоміри відрізняються від ротаметра тільки конструктивно. Поршневі 
витратоміри використовуються в основному для визначення витрати рідини. 
Витратоміри цієї групи широко використовуються в системах автоматичного 
управління і регулювання в паливної та хімічної промисловості завдяки простоті 
автоматизації вимірювань і конструкції, високої чутливості, незначних втрат тиску, 
можливості контролю витрат агресивних рідин і газів. До недоліків відноситься 
відсутність наукових принципів взаємозамінності та непрямої розрахункового 
градуювання, необхідність індивідуальної атестації (похибка знижується до 0,2-
0,3%), істотний вплив властивостей середовища на точність вимірювань, 
непридатність для вимірювання великих витрат. 
До третьої групи відносяться тахометрические витратоміри: турбінні з 
аксіальною, тангенціальною турбіною і кулькові. 
Турбінний витратомір (рисунок 4) складається з трьох основних елементів: 
турбінного первинного перетворювача 3 з підшипниковою опорою 2, вторинного 
перетворювача 4 (індукційної котушки) і реєстратора 1. Потік речовини обертає 
похилі лопаті феромагнітної турбинки. При перетині лопатями магнітного поля 
котушки в ній наводиться шпилястий струм, частота пульсацій якого пропорційна 
кутовий швидкості обертання турбіни (витраті речовини). 
 
Рисунок 1.4 – Турбінний витратомір з аксіальною турбіною 
 
 
 19 
Кулькові витратоміри широко використовуються для визначення витрати 
агресивних і абразивних середовищ, тобто там, де складно забезпечити надійність 
опору турбіни. 
Прилади прості за конструкцією, мають високу точність і чутливість, 
великим діапазоном вимірюванням витрат рідин (від 5-10  до 1 м /с) і малою 
інерційністю (стала часу 0,001 с); для газів застосовують рідше внаслідок меншої 
чутливості та діапазону вимірювань. Наведена похибка вимірювання витрати 
коливається в межах 0,5-1,0%, може становити 0,1-0,2%. Їх переважно 
застосовують коли важлива точність вимірювань, а саме в ракетній і авіаційній 
техніці. До недоліків турбінних витратомірів можна віднести необхідність 
індивідуального градуювання, вплив гідродинамічних параметрів потоку і зміни 
в'язкості середовища на показання приладів, наявність зношування опор. 
До четвертої групи належать електромагнітні витратоміри. Вони непридатні 
для вимірювання витрати газів, тому їх розглядати не будемо. 
До п'ятої групи належать ультразвукові витратоміри. Принцип дії цих 
приладів ґрунтується на вимірі часу проходження ультразвуку (частота сигналу 20 
кГц і вище) певної відстані. 
Ультразвукові витратоміри використовуються в основному для визначення 
витрати рідини, оскільки акустичний опір газів малий і коефіцієнт 
звукопоглинання вище, ніж у рідин. 
Ультразвукові прилади не вносять ніяких обурень в потік, дозволяють 
виконувати з використанням безконтактної технології вимірювання будь-яких 
середовищ, мають досить високою точністю, надійністю і швидкодією. До 
недоліків відноситься складність вимірювальної апаратури, залежність показань 
від фізико-хімічних властивостей вимірюваного середовища (її температури, 
концентрації, тиску та ін.) І від числа Рейнольдса (вимірюється середня швидкість 
потоку по лінії ультразвукового променя).  
Принципова схема ультразвукового витратоміра  показана на рисунку 1.5. 
Високочастотні звукові коливання, які генеруються випромінювачем И1, 
проходять уздовж потоку та уловлюються приймачем П1. 
 
 20 
 
Рисунок 1.5 - Принципова схема ультразвукового витратоміра 
 
Якщо v – швидкість потоку, с – швидкість звуку в середовищі, L – відстань 
між випромінювачем і приймачем, то час розповсюдження ультразвукових 
коливань уздовж потоку від електроакустичного вібратора И1 до П1 вираховується 
 L L
по формулі  1 , проти руху потоку -  2  . Тоді різниця 1   , 
c  v c  v 2
2Lv 1
вимірювання електронно-лічильної схеми, буде дорівнювати     2 . 
c2 v
1
c2
Відношенням v2 / c2можна знехтувати з огляду на його малість порівняно з 
одиницею, наприклад, при швидкості звуку в рідині від 1000 до 1500 м/с та 
швидкості потік 6-8 м/с відношення v2 / c2  6 105 . Тоді, виразив швидкість потоку 
через витрату, запишемо рівняння ультразвукових витратомірів: 
  L
   2  Q , 
Sc2
де S – площа перетину;   - коефіцієнт, що залежить від розподілу швидкості 
по перетину потоку. 
Для визначення  використовують вимір різниці фазових зрушень 
ультразвукових хвиль, частот повторення імпульсів (пакетів ультразвукових 
сигналів), тривалості проходження імпульсів. 
У даній роботі пропонується використовувати ультразвуковий пристрій для 
дистанційного визначення швидкості газового потоку, принцип роботи якого 
відмінний від застосовуваних ультразвукових витратомірів. Вимірюється не час 
проходження звуковою хвилею певної відстані, а зміна частоти сигналу 
 
 21 
(доплерівській частотний зсув) після відображення його на рухомій неоднорідності 
газового середовища. 
Точність вимірів не пов'язана з відстанню між приймально-передавальними 
перетворювачами, і доплерівський контроль виявляється більш прийнятний для 
вільних турбулентних потоків. 
На ринку представлена велика кількість видів анемометрів: обертові 
(чашкові, гвинтові, крильчасті), теплові, динамометричні, поплавкові, вихрові, 
ультразвукові та оптичні (лазерні, доплерівські) анемометри. 
Найбільш простий і зручний контактний прилад для визначення малих 
швидкостей потоку (від 0,2-0,6 до 15-40 м/с) - анемометр з обертовою вертушкою. 
Під впливом потоку вертушка обертається з частотою, пропорційною швидкості 
руху повітря. Для перетворення руху в електричну величину на осі вертушки 
знаходиться постійний магніт. При перетині магніту поруч розташованої котушки 
в ній наводиться електрорушійна сила (ЕРС). Так само для генерування імпульсів 
напруги можна встановити фотодіод, який ловитиме від освітлювальної лампи 
промінь світла, який падає через отвір переривника світлового потоку (рисунок 1.6, а).  
Теплові анемометри мають малу інерційність, застосовуються для 
визначення миттєвого значення швидкості потоку в діапазоні від 0,1 до 20-30 м/с в 
повітроводах, решітках, для атестації робочих місць. Швидкість повітря, 
вимірювана термоанемометром (рисунок 6, б), пропорційна тепловіддачі обтічним 
потоком тонкої платинової нитки, що нагрівається електричним струмом, і 
визначається за її опором. 
 
 
 22 
 
 
Рисунок 1.6 - Анемометр з фотоперетворювачем (а) і термоанемометр 
(б): 1 - вертушка, 2 - вісь, 3 - переривник світлового потоку,                         
4 - освітлювальна лампа, 5 - фотодіод, 6 - тонка платинова нитка,                    
7 - манганіновий стрижень, 8 - ізоляційна ручка 
 
На рисунку 1.7 показана візуалізація повітряного потоку за допомогою 
лазерного томографа. Технологія забезпечує підсвічування повітря, в який 
заздалегідь поміщені дуже маленькі сторонні частинки. 
Анемометри, витратоміри та лічильники різних видів широко 
застосовуються для автоматизації виробництва і сільського господарства, в 
системах вентиляції, для обліку газу та інших речовин. 
У сільському господарстві для забезпечення нормального режиму процесу 
сушіння в зерносушарках вимірювання витрати повітря виконуються за допомогою 
нормальних діафрагм, установлених на прямих ділянках. Що стосується труднощів 
з розміщенням діафрагми для контролю витрат загального повітря застосовують 
вхідну діафрагму, що встановлюється на вході вентилятора. 
 
 23 
 
Рисунок 1.7 – Лазерна томографія потоку 
 
На гірничодобувних підприємствах найбільш поширеними засобами 
вимірювання швидкостей руху та витрат газоповітряних потоків є тахометричні 
прилади: крильчастий анемометр АСО-3 (0,3-5 м/с), чашковий анемометр МС-13 
(1-20 м/с) і тахометр АПР- 1. 
Більшість шахтних анемометрів і датчиків швидкості представляють собою 
також прилади з рухомою турбіною, але частота обертання турбіни під впливом 
контрольованого потоку визначається не механічними лічильниками, а, наприклад, 
індукційними (АІ-2), електромагнітними (ІСНВ-1), оптичними (АФЕ-1) 
пристроями. Цим приладам властиві ті ж недоліки, пов'язані з наявністю рухомої 
осі та крильчатки. 
Випускаються пристрої для безперервного вимірювання швидкості (витрати) 
повітря «Циклон-1» (1-300 м/год) і перетворювач тиску повітря «Буран-1» (04 кПа), 
що містять приймальню камеру з термочутливими елементами, перетворювачі 
«витрата повітря - струм », пристрій індикації витрати, сполучні кабелі, газоходи. 
За останні два-три роки почали випускатися доплерівські ультразвукові 
витратоміри рідини, призначені для вимірювання швидкості потоку, об'ємної 
витрати рідин, що протікають в напірних повністю заповнених трубопроводах 
(УДР-011), безнапірних трубопроводах і в відкритих каналах (ГЕОСТРІМ 71, 
AVFM 5.0) в прямому і зворотному напрямках. Для нормальної роботи вище 
 
 24 
перерахованих ультразвукових витратомірів необхідно вміст у рідині зважених 
твердих або газоподібних включень не менше 0,1% для ОДВ-011, для AVFM 5.0 і 
DFM 4.0 потрібна наявність неоднорідностей розміром не менше 100 мкм і 
концентрацією не менше 75 ррм. У запропонованій системі управління приводом 
вентилятора розсіювання ультразвуку відбувається не тільки на зважених 
включених, але і на турбулентних флуктуаціях відкритого повітряного потоку. 
Таким чином, для вимірювання витрати і швидкості потоків в основному 
застосовуються контактні датчики.До недоліків контактних методів відноситься 
необхідність проведення замірів в декількох точках з подальшим усередненням 
результатів для контролю відкритого неоднорідного потоку з великими 
просторовими розмірами. Причому виміри порівняно неточні в основному через 
неоднорідності потоку (турбулентних ділянок). Контактні методи призводять до 
спотворення структури потоку. Це збільшує турбулентність, що не бажано, якщо 
вимірювання необхідно проводити безперервно. 
До дистанційних  методів відноситься ультразвукові (акустичні) і оптичні 
(лазерні) способи контролю повітряних потоків. Перевагою дистанційного 
контролю є можливість визначення параметрів потоків газів за площею (на відміну 
від контактних, що дозволяють вимірювати швидкість лише в одній точці). Це 
зручно, так як відкриті повітряні потоки мають просторово-часову неоднорідність. 
Дистанційні методи не вносять перекручувань в структуру повітряного 
потоку, тому що не мають безпосереднього контакту з потоком. Забезпечуючи 
повну безконтактність вимірювання при відсутності обертових і зношуючих 
елементів в потоці, дистанційні методи застосовні для вимірювання швидкостей 
практично будь-яких потоків, незалежно від їх температури, тиску, агресивності, 
забрудненості і токсичності. 
 
 
Висновки до розділу 1 
 
1. Створення систем гнучкого регулювання і автоматичного управління 
 
 25 
вентиляторними установками є актуальним завданням для самих різних областей 
народного господарства, в тому числі - для підвищення енергоефективності. У ряді 
випадків необхідно контролювати не тільки режими роботи електроприводу 
вентилятора, але і характеристики повітряних потоків (наприклад, на 
підприємствах аграрно-промислового комплексу), що не завжди враховують 
представлені нині доступні регулятори продуктивності вентиляторів. 
2. Автоматична підтримка заданої продуктивності вентилятора по потоку 
здійснюється найчастіше за даними контактних вимірювань градієнта тиску в 
повітроводах. Такий підхід забезпечує стабільну роботу вентиляційних систем, 
однак не враховує зміну аеродинамічних характеристик на виході вентиляційної 
установки, недостатньо ефективний для циклічних процесів, таких, наприклад, як 
сушка сільськогосподарської продукції. 
3. Відомі і широко застосовані контактні методи дозволяють виміряти 
локальну швидкість потоку, але їх використання призводить до спотворення 
структури потоку і для здійснення контролю відкритого неоднорідного потоку з 
великими просторовими розмірами потрібно розподілена мережа датчиків. 
4. Актуальним є створення системи управління вентиляторною установкою, 
яка одночасно контролює швидкість обертання вентилятора і параметри 
генерованої ним потоку повітря (витрати), що дозволяє врахувати зміну 
аеродинамічного опору в системі, затримки між оборотами і повітряним потоком, 
в тому числі в перехідних режимах. Для побудови більш оптимального управління 
вентиляторами установками, з урахуванням більшого числа параметрів і широкого 
кола прикладних задач необхідно отримання інформації про ступінь 
турбулентності потоку і наявності домішки. 
5. Дистанційні ультразвукові методи контролю, забезпечуючи повну 
безконтактність вимірювань, при відсутності обертових і зношуючих елементів в 
потоці, застосовні для вимірювання швидкостей практично будь-яких потоків, в 
широкому діапазоні температури, тиску, агресивності, забрудненості і токсичності. 
  
 
 26 
РОЗДІЛ 2 
МОДЕЛЮВАННЯ СИСТЕМИ УПРАВЛІННЯ НА ОСНОВІ 
КОНТРОЛЮ ПОВІТРЯНОГО ПОТОКУ 
 
 
2.1 Моделювання потоку і розсіювання в ньому ультразвуку 
 
Припливний струмінь являє собою потік, який утворений примусовим 
витіканням повітря з отвору. Струмінь прагне зберегти свій напрямок і швидкість 
руху і тому залишається ізольованим від навколишнього середовища невеликим 
шаром повітря, в якому різко змінюється швидкість руху в межах товщини. 
Припливний струмінь поширюється прямолінійно вузьким потоком з поступово 
збільшуючими хвилеподібними межами (рисунок 2.1). Припливні струмені 
турбулентності, оскільки критичне число Рейнольдса, при якому ламінарний рух 
стає нестійким, для вільних (відкритих) потоків досить мало (приблизно на два 
порядки менше, ніж для потоків, що поширюються в трубах і каналах). 
 
 
 
Рисунок 2.1 - Розвиток процесу перемішування в припливному струмені 
 
Вільні повітряні потоки вентиляторів турбулентності та характеризуються 
безладними змінами параметрів течії повітря в часі та значною просторовою 
неоднорідністю. Виведено велику кількість аналітичних формул, заснованих на 
напівемпіричних теоріях, для просторового розподілу швидкості руху в області 
 
 27 
турбулентного перемішування потоку (струменя). Для оцінок застосовується 
експоненціальний розподіл швидкості руху повітря у відкритому радіально-
симетричному потоці (див. Рисунок 2.2): 
1
 (r /ξz )2
v  v e 2
z ,                                             (2.1) 
де v – швидкість руху в довільній точці з координатами z і r; v2 - швидкість в 
центрі поперечного перерізу струменя, ξ  - експериментальна постійна (вірогідна 
величина дорівнює 0,082). 
 
Рисунок 2.2 – Схема повітряного потоку 
 
З іншого боку, в далекій зоні потоку, на відстанях z, які більшого розміру 
отвору вентилятора ( z  S , де S - площа вихідного перетину вентилятора), 
швидкість руху повітря може бути обчислена за наближеною формулою: 
v S
v  0 ,                                                             (2.2) 
z
q
де v0 
0  - початкова швидкість повітряного потоку, q0  - продуктивність 
S
вентилятора (витрата повітря). З врахуванням технічних характеристик 
вентилятора і геометрій змін (Рисунок 2.3), формула (2.2) може застосовуватися 
для обчислення v2  в вираженні (2.1). 
При допущенні, що розсіювання ультразвукового (УЗ) сигналу статистично 
однорідне, і час запису значно більше характерних часів флуктуацій потоку, сигнал 
 
 28 
зворотного розсіювання, в найпростішому випадку, набуде вигляду просторового 
інтеграла 
Ф
В
S(t)   2
Ф  А(, )eγy( , ) cos[2 ( f0  f )t]dd ,               (2.3) 
 0
2
v
(cos1  cos2 )
де f  f c
0  - доплерівській частотний зсув, який залежить від 
v
1 cos
c 2
локальних кутів 1(, ) , 2 (, )  між вектором швидкості руху газу в кожній точці 
і напрямком на випромінювач і приймач ультразвукового сигналу, швидкості руху 
газу v у і швидкості звуку c. t - час, f0  - несуча частота ультразвукової хвилі,   f 2
0  
- коефіцієнт загасання ультразвукових коливань, y(, )  - відстань уздовж 
траєкторії поширення кожного з УЗ променів. A(, )  - амплітудний коефіцієнт, 
що враховує кутову залежність випромінювання згідно з діаграмою 
випромінювання УЗ перетворювачів. У загальному випадку амплітудний 
коефіцієнт є випадковою величиною, яка характеризує турбулентну неоднорідність 
потоку. У самому грубому наближенні цей коефіцієнт визначається просторовим 
розподілом швидкості (2.1). При суміщеному випромінювачі та приймачі сигналу 
1(, ) 2 (, )   (, ) (див. рисунок 2.3). 
При прийомі нерухомим приймачем сигналу, розсіяного на об'єкті, що 
рухається, доплерівські зрушення частоти набуде вигляду (за умови, що джерело і 
приймач сигналу поєднані в просторі): 
v
f  2 f cos ,                                           (2.4) 
c 0
де -v - швидкість руху об'єкта, c - швидкість звуку в середовищі, а - кут між 
вектором швидкості руху об'єкта і напрямком розсіяного від об'єкта сигналу. 
Таким чином, зондуючи досліджуваний об'єкт, що рухається в просторі, 
хвилями певної частоти та вимірюючи частотний зсув відбитого сигналу f , 
можливе отримання інформації про його лінійну швидкість руху. 
 
 
 29 
Рисунок  2.3 – Схема експериментальних вимірювань та теоретичних 
розрахунків 
 
Підставивши частоту доплерівського зсуву (2.4) в (2.3), отримаємо: 
Ф
В
S(t)   2  А(, )e ( , )  v 
Ф cos 2

 f0  2 f0 cos t dd .        (2.5) 
 0 2 
  
2  
Враховуючи технічні характеристики вентилятора (В), для швидкості потоку 
повітря в довільній точці замість (2.1) можна записати: 
v S 1
 (r / z )2
v  m 0 e 2 ,                                    (2.6) 
z
q
де v0 
0 - початкова швидкість повітряного потоку, що залежить від  
S
продуктивності вентилятора (витрати повітря) q0  і площі вихідного отвору 
вентилятора S ,(z;r)  - координати довільної точки, m - аеродинамічна 
характеристика припливного струменя,   - експериментальна постійна. 
Формула (2.6) без експоненційної складової широко застосовується в техніці 
для обчислення роздачі повітря через розподільники повітря, розрахунку потоків 
вентиляторів  і випливає з гідродинаміки турбулентних потоків. 
 
 30 
З урахуванням (2.6) перепишемо формулу (2.5) у вигляді: 
Ф
В   m v S 1
 (r / z )2  
S(t)   2
Ф  А(, )e y( , ) cos 2  f 0 2
0  e 2 f0 cos tdd  
 0
2   c z  
Приступимо до знаходження невідомих змінних за допомогою формул і 
теорем з геометрії. 
З трикутника ADC знайдемо кут a0 (рисунок 2.4): 
    B B
0  AD        
      . 
 2   2 2  2
З трикутника DDCi  знайдемо кут i  - кут між напрямком швидкості руху 
об'єкта і напрямком сигналу, розсіяного від об'єкта (рисунок 2.4): 
i  C D   i  ( o ) 0    B
i      
2 i
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Рисунок 2.4 – Геометрія вимірювань 
 
Із трикутника ADC (рисунок 11) згідно з теоремою синусів, що встановлює 
залежність між сторонами трикутника і протилежними їм кутами, знайдемо xi : 
 
 31 
DC AD
 , 
sinA sinC
x0 L
 , 
sin

 0 sin
  0
 2 
 
L sin 
   L sin  
x   2    2 

0 .                           (2.7) 
sin0 sin 
B
 
2 
 
З трикутника DDCi згідно з теоремою синусів знайдемо xi  і yi  (рисунок 2.4): 
DCi DC CC
  i , 
sinC sinCi sinD
xi x
 0 y
 i , 
sin  0  sini sini
  B 
x sin   
x sin    0   
 2 x  o 0   
i ,                                 (2.8) 
sin B
i sin 
   
 2 i 

x
y  0 sini x0 sin
 i .                                       (2.9) 
sin B
i sin     
 2 i 

Знайдемо кут (рисунок 2.5) ci : 
B
c1   
2 i , 
B
c2  i  , 
2
B
ci  c1  c2   i . 
2
З прямокутного трикутника ADC (рисунок 2.5) знайдемо координати 
довільної точки потоку ri  (відстань від центральної осі) і zi (відстань по центральній 
осі): 
 
 32 
B
ri  xi  sin ci  xi  sin  i ,                                       (2.10) 
2
B
zi  xi cosci  xi cos  i                                         (2.11) 
2
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Рисунок 2.5 – Геометрія вимірювань швидкості потоку 
 
З врахуванням (2.10), (2.11) для швидкості повітря в довільній точці замість 
(2.6) можливо записати: 
2
  B   2
 x sin    B 
1  i i   tg i 
   2   1
  2 
2 
v S  
 B
 xi cos   2  
i   v S  
v  m 0 e   2    m 0 e   . (2.12) 
B
xi cos   B
i xi cos  
2 2 i
Знайдемо межу інтегрування по у. Із трикутника DCE (див. рисунок 11) 
згідно з теоремою синусів: 
CE DC
 , 
sinD sinE
ymax x
 0 , 
sin B sin   B   0 
x0 sin B x0 sin B x0 sin B
ymax    .                   (2.13) 
sin 0  B B
sin   B  sin
B 
    
 2   2 
Для частоти 40 кГц максимальне загасання складає 1,2 дБ/м при 20С, 1 атм., 
 
 33 
тобто кожний метр сигнал загасає в 1,33 раза. З урахвуванням того, що сигнал 
проходить вдвічі більше кожний шлях (від випромінювача і назад) і частина 
сигналу розсіюється в повітряному потоці, то до приймача доходить сигнал, 
затухшим в е раз. Тому необхідно ввести обмеження (див. рисунок 2.4): 
CE  AC 1м,
 
уmax  y1 1м.
З трикутника ABC (рисунок 2.4) відповідно до теореми синусів, знайдемо AC, 
(для простоти позначили y1): 
AC AB
 , 
sinB sinC
y1 L
 , 
  B
sin   sin
  0
 2 2 
  B   B
L sin   L  sin 
  
y1 
 2 2    2 2  .                             (2.14) 
sin  B
0 sin  
 2 

Для того, щоб взяти інтеграл по куту  , замість кута нахилу УЗ 
перетворювачів   
Необхідно записати суму кутів   . 
Отже, з врахуванням формул (2.7) – (2.9), (2.12) – (2.14) сигнал зворотного 
розсіювання (2.5) запишеться у вигляді подвійного інтеграла: 
Ф
B
S(t)   2  A, e y ,    v B 
Ф cos 2  f0  2 f0 cos      tdd .   (2.15) 
 0
2   c  2  
2
1 B 
v S   tg i / 
де v  m 0 e 2 2   - швидкість потоку, відстань від вентилятора 
B
xcos  
2 i
B
x 
0 sin      
 x sin B
до джерела сигналу x   2  , y  0 , 
sin
B B
     sin    
 2 
  2 

 
 34 

L sin    
2 
x    x  sin B
0 , межа інтегрування y 0
 B  max  , причому 
sin     sin   B
 

 2   2 
 B
L  sin 
 
2 2 
необхідно, щоб виконувалась нерівність ymax  y1 1, y   
1 . 
B
sin    
 2 
 
Перерахуємо константи, присутні в виведеній формулі (2.15): несуча частота 
ультразвукового сигналу f0  дорівнює 40 кГц, швидкість звуку c дорівнює 330 м/с 
(0 ° С, 1 атм.). Для розрахунків будемо використовувати вентилятор з діаметром 
отвору 0,05 м, витратою повітря 12,5 103м3 / с . Нехай відстань між датчиком і 
вентилятором L становить 0,05 м. 
Для ізотермічного струменя, що виходить з добре спрофільованого сопла з 
постійною швидкістю, аеродинамічна характеристика m дорівнює 6,88. В цьому 
випадку аеродинамічну характеристику потоку необхідно визначити 
експериментально. Так як потік, що генерується вентилятором, має високу 
турбулентність, приймемо m рівне 1,25. 
Ширина спрямованості В= 20 °. Оцінимо ширину спрямованості 
ультразвукового випромінювання: 
 c 330
Ф     0,55рад  32  
d f0 d 40000 1,5 102
де   - довжина хвилі, d - апертура ультразвукових перетворювачів. 
Моделювання ультразвукового сигналу виконувалося в середовищі 
MATLAB. Відповідно до формули (2.15) були розраховані сигнали зворотного 
розсіювання S(t) при різних кутах нахилу ультразвукових перетворювачів   (див. 
рисунок 10) і виконано перетворення Фур'є: 

F  f    S t ei2 ftdt  

потім обчислювалися спектральні площини цих сигналів: 
2
G  f   F  f  . 
 
 35 
Високочастотні складові сигналу (несуча частота f0  = 40 кГц) відфільтровані 
під час виконання перетворення Фур'є. Спектральні площини сигналів G(f) містять 
тільки доплерівський частотний зсув. 
На рисунку 2.6 показані розрахункові спектри сигналів зворотного 
розсіювання S(t) для однорідного потоку (без експоненційної складової) при різних 
значеннях витрати q і, отже, початкової швидкості руху повітря v0 . Для наочності 
спектри сигналів були згладжені методом змінного ковзного з вікном в 15 точок, 
що приблизно відповідає 35 Гц. 
 
 
 
Рисунок 2.6 - Розрахункові доплерівські спектри (початкова швидкість 
потоку для кривих 1, 2, 3 складає 3, 6 і 12 м/с відповідно) 
 
З рисунка 2.6 (кут нахилу   50C ) видно, що в залежності від швидкості 
руху повітря зміщується максимум спектра сигналу і змінюється ширина 
спектра. Для того, щоб оцінити перелічені вище параметри, обчислювалася 
зважена середня частота спектра сигналу: 
 fG  f df
fср  .                                                 (2.16) 
G  f df
За результатами розрахунків середньозважена частота доплерівського 
 
 36 
спектра сигналу має близьку до лінійної залежності від початкової швидкості 
потоку. 
На рисунку 2.7 показана залежність витрати від початкової швидкості 
повітряного потоку. Витрата q розраховувалася як інтеграл швидкості руху потоку 
по його перетину на основі напівемпіричної формули (2.1). 
 
 
Рисунок 2.7 – Залежність витрати від початкової швидкості потоку 
вентилятора 
 
Як видно з рисунка 2.7, починаючи зі швидкості v0  близько 2 м/с залежність 
витрати також близька до лінійної. При цьому, зі збільшенням швидкості 
обертання вентилятора і початкової швидкості на осі потоку змінюється не тільки 
середній доплерівські зрушення, але і ширина спектра сигналу. Тому, для оцінки 
геометрії вимірювань і просторового розташування УЗ перетворювачів необхідний 
аналіз форми доплерівського спектра.  
Для оцінки півширини доплерівського спектра G(f) розраховувався 
центральний момент другого порядку 
 
 37 

2
f  fср  G  f df
  f   .                                      (2.17) 
G  f df
Форма спектра сигналу оцінювалася за допомогою параметра k  2  f  / fср
, що характеризує зміну ширини спектра щодо середньозваженого доплерівського 
зсуву. 
Виконано моделювання з використанням формули (2.15) для параметрів fср  
і k однорідного потоку (без експоненційної складової) і неоднорідного потоку при 
зміні кута   між вектором швидкості потоку і напрямком поширення 
ультразвукової хвилі (рисунок 2.8). 
 
Рисунок 2.8 - Розрахункові залежності среднею доплерівського зсуву (а) 
і параметра k (б) від кута нахилу 0 для однорідної (криві 1. 3) і неоднорідність 
потоку (криві 2, 4) 
 
З рисунка 2.8 видно, що навіть при грубому допущенні про однорідність 
потоку (криві 1, 3) в поперечному перерізі (див. рисунок 10, формулу (2.2)), 
розрахункові кутові залежності середньозваженої частоти доплерівського зсуву 
(рисунок 15, а) і параметра k до (рисунок 15, б) якісно узгоджуються.  
 
 38 
При куті   50  середня зважена частота доплерівського зсуву максимальна, 
а при збільшенні та зменшенні кута - зменшується. Це пов'язано з залежностями 
доплерівського частотного зсуву f  (формула (2.4)) від кута  . 
Мінімум залежності k(0) відповідає кутовому положенню максимальних 
значень частот доплерівського зсуву (див. рисунок 2.8, а). Причому розрахункова 
крива k    для неоднорідного потоку знаходиться вище однорідного. Інакше 
кажучи, розкид швидкостей і ширина спектра, отриманого для неоднорідного 
потоку, виявляється більше. 
Швидкість повітряного потоку розраховувалася двома способами: за 
формулою для розрахунку швидкості руху повітряного струменя  і за допомогою 
доплерівського частотного зсуву. 
Для розрахунку швидкості повітряного струменя можуть використовуватися 
прості (не інтегральні) оцінки: спочатку обчислюється початкова швидкість руху 
повітря (2.2), потім швидкість потоку на певній відстані z, наприклад, z = 0,1 м (див. 
рисунок 2.3): 
q q 12,5 103
v0    2  6,37м / с , 
S  r2
3,14  2,5 102 
mv S 6,37  3,14  2,5 102 2
v  0 0    2,82м / с . 
z 10 10 2
Для обчислення швидкості руху через середню зважену частоту 
доплерівського зсуву f  при   50  (див. рисунок 10) висловимо з формули (2.4) 
швидкість руху потоку: 
fc 480 330
v    3м / с . 
2 f0 cos 2 40000 0,64
Таким чином, можна з точністю близько 10% визначати швидкість 
повітряного потоку, знаючи кут нахилу ультразвукових перетворювачів і 
середньозважені доплерівські зрушення. 
Розраховувалися спектральні щільності G(f) і перевірялася поведінка 
середньої зваженої частоти доплерівського зсуву і параметра k при зміні 
 
 39 
турбулентності та швидкості руху потоку, діаграми випромінювання. 
Кутова залежність середньозваженої частоти доплерівського зсуву і параметра k 
при різній початковій швидкості руху повітря v0  приведена на рисунку 2.9. 
 
 
Рисунок 2.9 - Середньозважений доплерівські зрушення (а) і параметр 
до (б) (початкова швидкість потоку вентилятора для кривих 1, 2, 3 складає 3, 
6 і 12 м/с відповідно) 
 
Рисунок підтверджує лінійне збільшення середньозваженої частоти 
доплерівського зсуву з початковою швидкістю потоку. Залежність k    практично 
не змінюється при куті 50  для різних швидкостей до k  0,6 . Це дозволяє умовно 
визначити нахил перетворювачів на кут 50  як оптимальний. 
На рисунку 2.10 показані кутові залежності середньозваженого 
доплерівського зсуву і параметра k, отримані для трьох різних значень 
експериментальної постійної  , що визначає однорідність повітряного потоку. 
Параметр k сильно залежить від неоднорідності потоку. При однорідному 
(ламінарному) потоці, коли   , середній зважений доплерівський зсув вище 
 fср  850Гц  і менше ширина спектра через менший розкид швидкостей, що видно 
з рисунка 2.10. 
 
 40 
 
Рисунок 2.10 - Середньозважений доплерівський зсув (а) і параметр k 
(б) при   рівному 0,041, 0,082 і 0,164 для кривих 1, 2, 3 відповідно 
 
Кутова залежність середньозваженої частоти доплерівського зсуву і 
параметра k при різних кутах діаграми спрямованості перетворювачів приведена на 
рисунку 18. Дані моделювання дозволяють констатувати, що ширина діаграми 
спрямованості УЗ перетворювачів не сильно впливає на поведінку доплерівських 
спектрів в розглянутій постановці завдання. 
 
 
Рисунок 2.11 - Середньозважений доплерівський зсув (а) і параметр k 
(б) при Ф рівному 20°, 30° і 40° для кривих 1, 2, 3 відповідно 
 
 
 41 
На рисунку 2.12 показані розрахункові залежності витрати від відстані до 
вихідного отвору вентилятора. Витрата q розраховувалася як інтеграл швидкості 
руху потоку по його перетину на основі напівемпіричної формули (2.1). 
 
Рисунок 2.12 - Витрата вентилятора з діаметром отвору  
d = 0,15 м (1) і d = 0,20 м (2) 
 
Як видно з рисунка 19, за рахунок турбулентності і залежності розбіжності 
потоку від площі S вихідного отвору вентилятора на відстанях до 0,5 м на 
початковому етапі закриття заслінки (зменшенні S) інтегральна швидкість потоку 
q збільшується. Це пов'язано зі збільшенням початкової швидкості потоку. 
Таким чином, результати моделювання повітряного потоку і доплерівського 
розсіювання в ньому ультразвукового сигналу дозволяють здійснити оцінку 
витрати повітря на виході вентилятора за середньозваженим доплерівському зсуву 
сигналу. Отримані розрахункові результати можуть бути використані при синтезі 
системи управління вентилятором по параметрах генерованої ним потоку повітря, 
в тому числі - в перехідних режимах. Для цього доплерівський УЗ контроль 
повинен здійснюватися на відстанях, порівнянних з розмірами вихідного отвору 
вентилятора, де параметри потоку відображають зміну аеродинамічних 
характеристик системи без значної тимчасової затримки. 
 
 
2.2 Елементи  системи управління 
 
Структурна схема системи автоматичного управління (САУ) вентиляторною 
 
 42 
установкоюприведена на рисунку 2.13. Метою САУ є підтримка заданої витрати 
повітря в об'єкті управління (ОУ). 
 
Рисунок 2.13 - Структурна схема САУ вентиляторною установкою, де 
WПДК  p , WP  p , WАД  p , WВ  p , WП  p  і WУЗП  p  - передавальні функції 
приладу доплерівського контролю, регулятора потужності, асинхронного 
двигуна, вентилятора, повітряного потоку і УЗП відповідно 
 
Вимірювання витрати повітря виконує прилад доплерівського 
ультразвукового контролю за допомогою ультразвукових перетворювачів (УЗП) з 
робочою частотою 40 кГц. 
Прилад доплерівського контролю (ПДК) порівнює задає напругу U з  з 
сигналом зворотного зв'язку UОС  з ультразвукових перетворювачів, яке відповідає 
витраті повітря QП  (продуктивності вентилятора QВ ). Потім видає сигнал 
управління U у  і за допомогою сімісторного регулятора потужності sin   впливає 
на асинхронний двигун (С  - момент навантаження). Вал вентилятора починає 
обертатися з кутовою швидкістю   (v - відносна швидкість обертання). В якості 
збурювання впливу z(t) використовувалася заслінка на виході каналу вентилятора, 
положення якої змінювалося в процесі вимірювань. 
Запишемо передавальні функції для всіх ланок: 
 
 43 
 1
WАД  p  ;
 1 pTM
WB  p  KB ;

  K
WП p  П ;
 1 рTП ; 
 K
W  p  P
P ;
 1 pTP
W  p
 ПДК  p  KКПДe ;
WУЗП  p  KУЗП ;
Наведемо опис ланок САУ рисунка 20 і кількісні оцінки, що відповідають 
умовам експериментальних вимірювань. 
Вентилятор 
Розглянемо схему регулювання продуктивності вентилятора. Структурна 
схема вентиляторного агрегату на основі фазового принципу регулювання 
приведена на рисунку 2.14. 
 
 
Рисунок 2.14 - Структурна схема вентиляторного агрегату 
 
Повна динамічна модель асинхронного двигуна (АД), враховуючи 
електромагнітні та електромеханічні процеси в приводі з двофазним АТ, наведена 
на рисунку 2.15. При фазовому управлінні входи, відповідні проєкціях вектора 
напруги, рівні напруги збудження uix  uiy  UВ  const . 
 
 44 
 
Рисунок 2.15 - Структурна схема АД з поданням моменту через 
потокозчеплення і струм статора 
 
Структурна схема (рисунок 2.15) відповідає наступній системі рівнянь в 
синхронній системі координат xy: 
d1x  u1x  i
dt 1xr1 11y
, 
d1y  u
dt 1y  i1yr1 11x
di  
1x 1 1  T T d
   i  2 2  2 1x
dt T ` 1x L 1x L 1y 2T2 i1y  
2  m 1 L1 dt 
, 
di1y 1  1  T T d
   i  2 2  T  i  2 1y 
dt T `  1y 1y 1x 2 2 1x 
2  Lm L1 L1 dt 
3
m  z
2 p 1xi1y 1yi1x  , 
 
 45 
d
m mc  J , 
dt
де  1x , 1y  і i1x , i1y  - проєкція потокозчеплення і струму статора, 1 , 2  - 
частоти живлення статора і ротора, r1  і r2  - активні опори статора і ротора, 
L1  L1  Lm  і L2  L2  Lm - повні індуктивності статора і ротора, що включають 
індуктивності розсіювання L1 , L2  і взаємну індуктивність Lm ,   - коефіцієнт 
розсіювання, T  L / r  і T `
2 2 2 2 T2  L2 / r2  - електромагнітна і перехідна 
постійного часу ротора. m - електромагнітний момент, mc  - момент навантаження, 
J - момент інерції обертових мас приведений до валу АД і   / zp  - кутова 
швидкість обертання ротора,   - швидкість обертання валу двигуна, zp  - число пар 
полюсів обмоток. 
Керуючі й обурюючі впливи викликають в асинхронному двигуні перехідні 
процеси, які умовно можна розділити на електромагнітні, пов'язані зі зміною 
енергетичного стану магнітних полів двигуна, і електромеханічні, пов'язані зі 
зміною кінетичної і потенційної енергії системи тіл, приводивши в рух. 
Електромагнітні процеси протікають в декілька десятків рази швидше, ніж 
електромеханічні, тому ними можна знехтувати та для аналізу використовувати 
тільки рівняння руху привода, вважаючи зв'язок між тілами жорсткими: 
d
M  M c  J ,                                             (2.18) 
dt
де М – момент, створюваний двигуном, M c  - момент навантаження,         
J  - сумарний момент інерції обертових мас, наведений до валу двигуна. 
Перейдемо до відносних одиниць в рівнянні (2.18). Для цього розділимо його 
на величину пускового моменту двофазного АД при круговому полі M ПК , а також 
помножимо і розділимо праву частину рівняння на швидкість холостого ходу при 
круговому полі 0 . Тоді воно прийме вигляд: 
  dv
 с TM , 
dt
де TM  J0 / MПК  J / hк  - електромеханічна постійна часу двигуна, а         
 
 46 
hк  - статична жорсткість механічної характеристики при кутовому полі. 
Перетворимо також рівняння механічної характеристики: 
M 2 2
   1 1 2 sin
sin  v  
  v 
M 2 2 1 2   v0  v , (2.19) 
ПК  
де v  /0  - відносна швидкість обертання ротора, v0  - відновсна швидкість 
холостого ходу,   - модуль відносної жорсткості механічної характеристики, 
1 1 і 1 sin 1 - коефіцієнти сигналу. 
Підставляючи (2.19) в (2.18), отримаємо: 
dv
TM v v   . 
dt 0 c
1 2 2 sin
При фазовому управлінні  1, тоді   1, v0   sin , 
2 1 2
dv
TM  v  sin   . 
dt c
Отримане рівняння можна представити у вигляді структурної схеми, 
показаної на рисунку 2.16. 
 
 
 
 
Рисунок 2.16 – Структурна схема АД пр фазовому керуванні 
 
Таким чином, передавальна функція АД при фазовому управлінні 
перетвориться до виду: 
1
pT К
W ( p)  м 1
АД   АД . 
1 1 1 pTм 1 pTм
pTм
Знайдемо передавальну функцію АД у числовому вигляді. Сумарний момент 
інерції двигуна, працюючого на вентиляторне навантаження: 
 
 47 
J
J  J Д  J вр
П  J Д  , 
i2
Де J Д  - момен інерції двигуна; JП  - приведений момент інерції навантаження 
на вал двигуна, Jвр  - момент інерції обертово рухомих мас установки, i  nД / nВ 1 
- передавальне число, nД  і nВ  - частоти обертання валу двигуна і робочого колеса 
mr 2
вентилятора відповідно. Момент інерції колеса обчислимо приблизно JВ  , де 
2
m і r – маса і радіус. 
Підставивши числові значення, отримаємо: 
mr2 0,2 0,162
J  J Д   0,027   0,027  0,00256  0,03кг / м2
2i2 . 
2 12
Швидкість холостого ходу при обертовому полі: 
 2 f
0  , 
zp
Де f – частота живлення мережі, zp  60 f / nн  - число пар полюсів обмотки 
статора, nн  - номінальна частота обертання ротора. 
Визначимо число пар полюсів: 
60 f 60 50
zp   1. 
nн 2430
Підставивши числові значення, визначимо швидкість холостого ходу: 
 2 f 2 50
0    314,16рад / с . 
zp 1
Величина пускового моменту АД при кутовому полі МПК : 
2М
М кр
ПК  , 
Sкр
де Мкр  kM н  - критичний момент двигуна, k – перевантажувальна здатність 
двигуна, Мн  Рн /н  - номінальний момент двигуна, Рн  - номінальна потужність 
двигуна, н  2nн / 60  - номінальна кутова швидкість обертання валу, 
 
 48 
S 2
кр  Sн k  k 1  - критичне ковзання двигуна, Sн  n1  nн  / n1  - номінальне 
ковзання двигуна, n1  60 f / zp  - частота обертання магнітного поля. 
Підставляємо вихідні дані в формули і отримуємо: 
 2nн 2 2430
н    254,47 рад / с,
60 60
Р 170
Мн 
н   0,67Нм,
н 254,47
Мкр  kM н  2,2 0,67 1,47Нм,
60 f 60 50  
n1    3000хв1,
zр 1
n1  nн 3000  2430
Sн    0,19,
n 3000
Sкр  Sн k  k 2 1  0,192,2  2,22 1  0,8.
Підставивши числові значення, обчислимо пусковий момент двигуна: 
2Мкр 2 1,47
M ПК    3,7Нм . 
Sкр 0,8
Вирахуємо електромеханічну постійну часу двигуна: 
J0 0,03 314,16
Tм    2,5. 
МПК 3,7
Передавальна функція АД при фазовому управлінні в числовому виразі: 
WАД  p К
 АД 1
 . 
1 pTм 1 2,5 p
Передавальну функцію вентилятора можна представити у вигляді 
коефіцієнта посилення. Коефіцієнт посилення вентилятора в робочій точці 
визначається виходячи з аеродинамічної характеристики вентилятора, 
К 2
В  0,33м / с (продуктивність вентилятора Dospel WK200, використовуваного в 
експериментальних вимірах, становить1200м3 / год ), тобто: 
WВ  ( p)  КВ  0,33 . 
Передавальна функція повітряного потоку вентилятора, що враховує 
відстань, на якому виконується вимірювання витрати, представляється ланкою 
 
 49 
запізнювання. Для спрощення обчислень і з урахуванням невеликої відстані до 
виходу вентилятора передавальну функцію повітряного потоку можна представити 
у вигляді аперіодичної ланки 1-ого порядку: 
К
WП ( p)  П , 
1 pTП
де КП  - коефіцієнт посилення, ТП  - постійна часу. 
Коефіцієнт посилення КП  залежить від координат області розсіювання 
ультразвуку (z,r) і пов'язує продуктивність вентилятора QВ  з вимірюваною 
витратою QП . На відстані 0,4 м в центрі поперечного перерізу повітряного потоку 
вентилятора розрахункова витрата QП  становить 0,3м3 / с  (рисунок 19, крива 3). 
Обчислимо коефіцієнт посилення: 
QП 0,3
КП    0,91. 
QВ 0,33
Обчислимо наближено постійну часу ТП  як відношення відстані z, на якому 
виконується вимірювання, до початкової швидкості повітряного потоку v0 : 
Передавальна функція повітряного потоку вентилятора в числовому 
вираженні має вигляд: 
КП 0,9
WП ( p)   . 
1 pTП 1 0,04 p
Сімісторний регулятор потужності 
Для плавного регулювання частоти обертання асинхронного двигуна 
вентилятора застосовується регулятор потужності на основі симистора ВТА26-
600В. Схема сімісторного регулятора працює за принципом фазового регулювання 
і дозволяє підключати навантаження до 1 кВт. 
Сімісторний регулятор потужності забезпечує плавний пуск двигуна. 
Реалізація лінійного збільшення пускового моменту здійснюється шляхом зміни 
кута відкриття симистора. При цьому діюче значення напруги живлення і 
електромагнітний момент двигуна плавно збільшуються, виключаючи тим самим 
кидки струму і ударні навантаження. 
 
 50 
Передавальна функція сімісторного регулятора по керуючому впливу має 
вигляд аперіодичної ланки 1-ого порядку:  
K
WP ( p)  P , 
1 pTP
де KP  - коефіцієнт посилення регулятора, TP  0,05  - постійна часу системи 
імпульсно-фазового управління. 
Обчислимо коефіцієнт посилення при круговому магнітному полі АД: 
ультразвукові перетворювачі. 
sin 1
KP    0,0045 . 
UУ 220
Передавальна функція симісторного регулятора потужності в числовому 
виразі має вигляд: 
KP 0,0045
WP ( p)   . 
1 pTP 1 0,05 p
Ультразвукові перетворювачі 
Передавальна функція для УЗП має вигляд: 
WУЗП ( p)  KУЗП , 
де KУЗП  - коефіцієнт передачі УЗП. 
Максимальне значення витрати повітря досягає 0,3м3 / с , що відповідає 
вихідному сигналу 0,23 В, тобто: 
UОС 0,23
WУЗП ( p)  KУЗП    0,76 . 
Q 0,3
Прилад доплерівського контролю 
Передавальна функція ультразвукового приладу доплерівського контролю 
має вигляд:  
WПДК ( p)  K e p
ПДК , 
Де KПДК  - коефіцієнт посилення доплерівського приладу,   - затримка 
вихідного сигналу, що не перевищує 2 с. 
Коефіцієнт посилення приладу містить коефіцієнти посилення схеми 
 
 51 
мікроконтролера KМК  і схеми підсилювача KУ : 
12 220
KПДК  KМКKУ    956 . 
0,23 12
Передавальна функція приладу доплерівського контролю в числовому 
вираженні має вигляд: 
W ( p)  K  p 2 p
ПДК ПДКe  956 e . 
Оцінка моменту навантаження 
Вентиляторна характеристика є однією з типових механічних характеристик  
навантаження електроприводів. Вона являє собою квадратичну залежність 
моменту  
навантаження M c  від кутової частоти  . Цю залежність можна представити 
аперіодичною ланкою 1-ого порядку: 
K
W1( p)  1 , 
1 pT1
Де K1  - коефіцієнт підсилення, T1  TM  - постійна часу, ТМ  - 
електромеханічна постійна часу двигуна. 
Для оцінки коефіцієнта посилення скористаємося законом рівноваги 
моментів на валу машини: 
d
J  M  MС . 
dt
В стаціонарному режимі роботи електродвигуна на вентиляторне 
навантаження номінальний момент двигуна МН , врівноважується втратами в 
електродвигуні МД  і опір повітря МВ , тоді запишемо: 
d
J  M М М М М  0. 
dt Н С Н Д В
Обчислимо енергію (потужність) потоку повітря при кімнатній температурі: 
2 2
 q   0,33 
2 V   1,185 0,33 
mv  2 
EK    S    3,14 0,1   21,6Вт , 
2 2 2
 
 52 
де m  V  - маса повітря,   - щільність, V – об’єм, v  q / S  - початкова 
швидкість потоку, q – продуктивність вентилятора, S  r 2  - площа вихідного 
перетину вентилятора, r – радіус отвору. Момент опору проходження повітря: 
ЕК 21,6
МВ    0,08. 
Н 254,47
Знайдемо коефіцієнт посилення ланки як відношення моменту опору 
проходження повітря до номінального моменту двигуна: 
МВ 0,08
К1    0,12 . 
МН 0,67
Обчислимо постійну часу: 
T1  TM  2,5 1,58 . 
Для того, щоб врахувати вплив моменту навантаження введемо його як 
обурюючий вплив через апериодичну ланка 1-ого порядку з коефіцієнтом K1  і 
постійної часу T1  TM  (рисунок 2.17). 
 
 
 
Рисунок 2.17 – Структурна схема АД при фазовому управлінні 
 
Наведені вище оцінки дозволяють синтезувати САУ рисунка 20 з 
урахуванням зміни аеродинамічних характеристик системи: при зміні положення 
заслінки на виході вентилятора і відповідну зміну навантаження на валу двигуна. 
 
 
 
 53 
2.3 Моделювання розімкнутої системи управління 
 
Передавальна функція розімкнутої системи автоматичного управління 
(РСАУ) вентиляторною установкою без урахування збурень має вигляд: 
K K K К К e p
W ПДК P АД В П
раз ( p) WПДК ( p) WP ( p) WАД ( p) WB ( p) WП ( p)  . 
(1 pTP )(1 pTM )(1 pTП )
Обчислимо коефіцієнт посилення системи управління: 
K  KПДКKРKАДKВKП  956 0,0045 10,33 0,911,29 . 
Основним параметром, що впливає на стійкість синтезованої САУ, є 
затримка   між зміною швидкості обертання приводу вентилятора (t)  і 
величиною середньозваженого доплерівського зсуву f(t), яким визначається 
інтегральна швидкість руху потоку. Ця затримка складається з часу проходження 
потоку від вихідного отвору вентилятора до області розсіювання ультразвуку 
(сотні мс) і часу обробки сигналу для визначеннячастотного зсуву (від 0,2 до 1 с). 
Оцінимо характеристики системи при затримці 2с. 
Передавальна функція РСАУ в числовому вираженні має вигляд: 
Ke p 1,29 e2 p
Wраз ( p)   
(1 pTP )(1 pTM )(1 pTП ) (1 0,05p)(1 2,5p)(1 0,04 p)
. 
1,29 e2 p
0,005p3  0,22 p2  2,59 p 1
Визначимо стійкість системи в розімкнутому стані. Характеристичне 
рівняння розімкнутої системи має вигляд: 
(1 0,05p)(1 2,5p)(1 0,04 p)  0 . 
Коріння характеристичного рівняння p1  20 ; p2  0,4 ; p3  25
.Розімкнута система стійка, так як всі корені характеристичного рівняння лежать в 
лівій півплощині. 
Частотна передаточна функція РСАУ набуде вигляду: 
 К e jt
Wраз ( j )  . 
(1 jTР )(1 jTМ )(1 jTП )
Амплітудно-частотна характеристика (АЧХ) системи: 
 
 54 
К
Араз ()  . 
1 (Т 2 2 2
Р ) 1 (ТМ ) 1 (ТП )
Фазочастотна характеристика (ФЧХ) системи: 
 раз ()    arctgTP  arctgTM  arctgTП . 
Амплітудно-фазова характеристика (АФХ) РСАУ приведена на рисунку 2.18. 
 
Рисунок 2.18 - АФХ розімкнутої системи з запізненням 2 з (1) і без 
запізнювання (2) 
 
Логарифмічна амплітудно-частотна характеристика (ЛАЧХ) системи 
(рисунок 2.19): 
Lраз ()  20lg Араз ()  201gK  201g 1 (T )2
P  201g 1 (T )2
M  201g 1 (T )2
П
. 
 
 
Рисунок 2.18 - ЛАЧХ розімкнутої системи 
 
 55 
Відповідно до структурної схеми, представленої на рисунку 20, складемо 
модель розімкнутої САУ вентиляторної установки в пакеті візуального 
моделювання Simulink середовища MATLAB (рисунок 2.20). Заслінка змінює 
перетин вихідного отвору вентилятора на 15% (коефіцієнт посилення 0,15; 
постійна часу 0,5) і впливає на витрату (0,3м3 / с)  і момент навантаження (0,12). 
 
 
Рисунок 2.20 – Модель розімкнутої САУ вентиляторної установки. 
Перехідна характеристика (реакція системи на одиничний стрибок) 
розімкнутої системи має вигляд: 
W ( p)
h(t)  L1 p
  . 
 p 
На рисунку 2.21 наведено перехідний процес в розімкнутої САУ 
вентиляторної установки при обурюючому впливі (перекриття заслінки в момент 
30 с). 
Рисунок 28 – Перехідна характеристика розімкнутої системи з 
затримкою   2c при обурюючій протидії 
На рисунку 2.22 наведено зміну моменту навантаження c  і відносної 
 
 56 
швидкості обертання v в розімкнутої системи при обурюючому впливі (перекриття 
заслінки в момент 30 с). 
 
 
 
б 
Рисунок 2.22 - Момент навантаження (а) і відносна швидкість 
обертання (б) в розімкнутої системи з затримкою   2c  при обурюючому 
впливі 
 
Таким чином, на основі теоретичних розрахунків і чисельних оцінок 
встановлено зв'язок між режимами роботи приводу вентилятора і 
характеристиками повітряного потоку на виході вентиляторної установки. 
Показана можливість синтезу САУ вентиляторної установки на базі дистанційного 
доплерівського контролю повітряного потоку при обурюючому впливі, що змінює 
аеродинамічні характеристики системи.  
 
 
Висновки до розділу 2 
1. Проведено математичне моделювання інтегрального доплерівського 
ультразвукового розсіювання в генерованому вентилятором повітряному потоці. 
 
 57 
Показані зміни доплерівського зсуву УЗ сигналу в діапазоні від десятків герц до 
кілогерца. Розраховано зміщення максимуму спектральної щільності сигналу в 
залежності від кута розсіювання і швидкості потоку. Це дозволяє розрахувати 
просторове розташування УЗ перетворювачів і характеристики приладу 
доплерівського контролю. 
2. Проведені оцінки та ідентифікація ланок системи управління приводом 
вентилятора за інтегральною швидкістю (витраті) повітряного потоку. 
3. Показано, що зміна положення заслінок на виході вентиляційної установки 
змінює інтегральні характеристики повітряного потоку і навантаження на двигун, 
що приводить до зміни швидкості обертання вентилятора. 
4. Проведено імітаційне моделювання системи управління приводом 
вентилятора при зміні аеродинамічних характеристик системи. Отримано оцінку 
зміни потоку і швидкості обертання вентилятора при зміні площі перетину 
вихідного отвору вентилятора. Показано, що при малому (10-15%) зменшенні 
перетину навантаження на двигун збільшується.  
 
 58 
РОЗДІЛ 3 
МЕТОДИКА І ЗАСОБИ ЕКСПЕРИМЕНТУ 
 
3.1 Схема і склад лабораторної установки 
На рисунку 3.1 наведена схема експериментальної лабораторної установки. 
Особливість лабораторних вимірювань полягає в одночасному контролі 
частоти обертання вентилятора за допомогою лінійного датчика Холла (ДХ) 
та інтегральної швидкості руху потоку - новим ультразвуковим приладом 
доплерівського контролю (ПДК). Прилад має досить високу чутливість для того, 
щоб дистанційно контролювати швидкість руху об'єктів, які розсіюють ультразвук, 
в широкому діапазоні. На основі доплерівського ультразвукового пристрою 
розроблена система безконтактного контролю (С) відкритих турбулентних газових 
потоків. 
 
 
Рисунок 3.1 - Схема експериментальної лабораторної установки 
 
Джерелом турбулентного потоку повітря є канальний вентилятор Dospel 
WK200 (В) з діаметром вихідного отвору 0,2 м, який можна зменшити до 0,15 м за 
допомогою редуктора, що надівається на вентилятор. Dospel WK200 є 
3
відцентровий вентилятор з витратою повітря 1200м / год, номінальною частотою 
обертання 2430 об/хв і споживаної потужністю 170 Вт. Для визначення частоти 
 
 59 
обертання застосовується фототахометр DT2234B (Т), що дозволяє дистанційно 
фіксувати частоту обертання з високою точністю (похибка ± (0,05 відсотка + 1 
цифра)). Для плавного регулювання швидкості обертання застосовується 
сімісторний регулятор потужності (Р), розрахований на навантаження до 1 кВт. Для 
перевірки вірогідність результатів здійснювався контроль просторової і тимчасової 
мінливості потоку анемометром X-Line AeroTemp (А). 
Вентилятор 
Для завдання повітряного потоку використовується промисловий вентилятор 
Dospel WK200 (рисунок 3.2). Характеристики вентилятора наведені в таблиці 3.1, 
габаритні розміри - в таблиці 3.2 (рисунок 3.3). 
 
Рисунок 3.2 - Вентилятор Dospel WK200 
 
 
Рисунок 3.3 - Габаритні розміри вентилятора Dospel WK200 
 
 
 60 
Таблиця 3.1 
Технічні характеристики вентилятора Dospel WK200 
Параметр  Величина 
3
Продуктивність, м / год  1200 
Статичний тиск, Па 465 
Акустичний тиск, дБ (А) 70 
Напруга живлення, В 220 
Частота струму, Гц 50 
Частота обертання, об/хв 2430 
Потужність, Вт 170 
Витрата потужності, А 0,73 
Сила струму, А 0,73 
Клас захисту, IP 44 
Клас ізоляції I 
Конденсатор, F /VDB 4/450 
Максимальна робоча температура, 40 
Маса, кг 4,2 
 
Таблиця 3.2  
Габаритні розміри вентилятора Dospel WK200 
Розмір A B C D E F 
Величи 0,19 0,16 0,344 0,02 0,24 0,02
 
Вентилятори серії Dospel WK оснащені економічним однофазним 
електродвигуном із зовнішнім ротором. Двигун розрахований на тривалу 
безперервну експлуатацію. Загнуті назад лопаті робочого колеса вентилятора 
забезпечують більш високий тиск і ефективність роботи. Завдяки компактності та 
невеликій вазі вентилятор Dospel WK легко монтується і дозволяє установку, як в 
горизонтальному, так і у вертикальному положенні. Аеродинамічна 
характеристика  вентилятора Dospel WK200 приведена на рисунку 3.4. 
 
 61 
 
Рисунок 3.4 - Аеродинамічні характеристики вентиляторів                     
серії Dospel WK 
 
Анемометр 
Крилатий анемометр-термометр X-Line AeroTemp (рисунок 3.5) - це 
зручний прилад невеликого розміру і ваги, призначений для вимірювання 
швидкості руху потоку і температури повітря. 
 
Рисунок 3.5- Анемометр-термометр X-Line AeroTemp 
 
 
 
 62 
Характеристики анемометра наведені в таблиці 3.3. 
Таблиця 3.3  
Технічні характеристики анемометра X-Line AeroTemp 
Параметр Величина 
Діапазон вимірювання, м/с 0 - 30 
Точність (швидкість потоку),% ± 5 
Діапазон вимірювання, °С від -10 до +45 
Точність (температура ± 2 
м/c, фути/хв, 
Одиниці виміру 
мор.мілі/год, км/год, 
Живлення (батарея CR2032), В 3 
Споживання струму, мА 3 
Робоча температура, °С від -10 до +45 
Розмір, мм 184x76x30 
Маса, кг 0,052 
 
Цифровий фототахометр 
Цифровий фототахометр DT2234B застосовується для визначення частоти 
обертання вентилятора. Тахометр має малу вагу і компактні габаритні розміри. 
Результати вимірювань відображаються на екрані високої чіткості. В комплект 
пристрою входить спеціальна мітка зі світловідбиваючим шаром. Мітка 
наклеюється на об'єкт обертання і використовується приладом при підрахунку 
оборотів. 
Характеристики цифрового фототахометра наведені в таблиці 3.4.  
Датчик положення на ефекті Холла 
У лабораторній установці використовується лінійний датчик Холла АН49Е. 
Характеристики датчика наведені в таблиці 5. Датчик магнітного поля виконаний 
на основі ефекту Холла, відкритого американським фізиком Едвіном Холом (Е. 
Hall) в 1879 р. Суть ефекту Холла полягає в тому, що якщо провідник з струмом 
поміщений в магнітне поле, то виникає електрорушійна сила (ЕРС), спрямована 
перпендикулярно і струму, і полю. 
 
 63 
 
Таблиця 3.4  
Технічні характеристики фототахометра DT2234B 
Параметр Величина 
Діапазон вимірювань, об/хв 2,5 - 99999 
Дозвіл, об/хв 0,1 (2,5 - 999,99), 
1 (1000, вище) 
Похибка ± (0,05% + 1 
Час виміру, с 0,8 
Відстань для вимірювань, мм 50 - 500 
Живлення (батареї ААА), шт 3 
Споживання струму, мА 35 
Робоча температура, °С 0 - 50 
Розмір, мм 184x76x30 
Маса (включаючи батареї), 0,18 
 
Таблиця 3.5 
Технічні характеристики датчика Холла АН49Е 
Параметр Величина 
Напруга живлення, В 8 
Вхідний струм, мА 4 
Вихідна напруга, В 2,7 
 
Сімісторний регулятор потужності 
Для плавного регулювання частоти обертання асинхронного двигуна 
вентилятора застосовується регулятор потужності на основі симистора ВТА26-
600В. Схема сімісторного регулятора  працює за принципом фазового 
регулювання, заснованого на зміні моменту включення симистора в залежності від 
переходу напруги живлення через нуль (початку позитивної або негативної 
напівхвилі напруги мережі), і дозволяє підключати навантаження до 1 кВт. 
Таким чином, лабораторна установка дозволяє виконувати одночасний 
контроль швидкості обертання вентилятора за допомогою датчика Холла або 
 
 64 
фототахометра і параметрів генеруючого їм потоку повітря, що вимірюється 
ультразвуковим доплерівським приладом або анемометром. Це дозволяє врахувати 
зміну аеродинамічного опору в системі, тимчасові затримки між швидкістю 
обертання вентилятора і повітряним потоком, в тому числі - в перехідних режимах. 
 
 
3.2 Схема і характеристики приладу доплерівського контролю 
повітряного потоку 
 
Для експериментальних вимірювань використовується новий, створений 
авторським колективом дослідний зразок ультразвукового приладу для реєстрації і 
цифрової обробки доплерівських сигналів (рисунок 3.6). Прилад доплерівського 
контролю (ПДК) володіє достатньою чутливістю для аналізу доплеровских 
спектрів ультразвукових сигналів, розсіяних в турбулентному потоці газу. 
Підвищення точності і розширення функціональних можливостей ультразвукових 
вимірювань досягається за рахунок детальної оцифровки і цифрової обробки 
сигналів з використанням мікропроцесорних засобів. Для підвищення чутливості 
методу, несуча частота ультразвукового сигналу може бути збільшена в декілька 
разів, це значно зменшить мінімальну вимірювану швидкість руху газу. Резонансна 
частота ультразвукових перетворювачів (УЗП) дорівнює 40 кГц. 
 
Рисунок 3.6 - Прилад доплерівського контролю повітряного потоку 
 
 
 65 
Характеристики ультразвукового приладу доплеровского контролю 
повітряного потоку  наведені в таблиці 3.6. 
Таблиця 3.6 
Технічні характеристики ГДК 
Параметр Величина 
Діапазон вимірювання, м/с 0,1 - 60 
Точність (швидкість потоку), % ± 7* 
Частота датчика (УЗП), кГц 40 
Область детектування датчика, 0,2 - 6 
Пристрій працює, В 5 (USB) 
Живлення (батарея CR2032), В 3 
Споживання струму, мА 3 
Робоча температура УЗП**, °С від -30 до +85 ° 
Розмір датчика, мм 16х16х21мм 
Розмір пристрою, мм 150х70х50мм 
* При впровадженні удосконалених алгоритмів обробки 
сигналів, точність вимірювання швидкості потоку в сталому 
режимі може бути підвищена до 3%. 
** Пропонований пристрій дозволяє вимірювати швидкість 
практично будь-яких потоків, незалежно від їх температури, 
тиску, агресивності, забрудненості і токсичності, так як не 
вимагає безпосереднього розташування датчика в потоці. 
 
У даній роботі для автоматизованого управління вентиляторною установкою 
пропонується використання доплерівського зсуву зворотного розсіювання 
ультразвукових хвиль на турбулентних неоднорідностях потоку, які, не 
порушуючи структури повітряного потоку, дозволяють в певному перетині 
дистанційно контролювати його інтегральну швидкість. Принцип роботи ГДК 
заснований на тому, що частота сигналу часткового зворотного ультразвукового 
розсіювання відрізняється від випромінюваної на деяке значення, яке залежить від 
швидкості руху потоку. Для того щоб оцінити параметри потоку слід аналізувати 
 
 66 
не тільки середньозважену частоту доплерівського зсуву, пропорційну середній 
(інтегральної) швидкості руху, а й форму (ширину) спектра сигналу, що 
характеризує просторово-часову неоднорідність потоку. 
На рисунку 3.7 зображено функціональну блок-схему приладу 
доплерівського контролю, а також схему експериментальних досліджень і 
геометрія теоретичних розрахунків. 
 
Рисунок 3.7 - Схема експерименту (зліва) і функціональна блок-схема 
приладу (праворуч) 
 
Джерелом опорної частоти f0  рівною 40 кГц є генератор Г1 з робочою 
частотою кварцу 32 МГц. Після підсилювача У1 сигнал з генератора подається на 
ультразвуковий випромінювач MA40B8T. Розсіювання ультразвукової хвилі на 
турбулентному неоднорідному повітряному потоці вентилятора (В) відбувається в 
зоні перетину потоку і діаграми спрямованості УЗП (див. рисунок 36). 
Експериментальне дослідження виконувалося при суміщених (УЗП2) і рознесених 
(УЗП1-УЗП2) джерелах і приймачах ультразвукового сигналу. 
Відбитий сигнал з приймача (п'єзоелектричний датчик MA40B8R) після 
посилення вхідним каскадом У2 з автоматичним регулюванням підсилення 
подається на один вхід змішувача ХУ. На інший вхід подається сигнал з кварцового 
 
 67 
генератора Г1. Вихідний сигнал змішувача містить комбінаційні частоти, що являє 
собою комбінації частот вхідних сигналів і їх гармонік, в тому числі сигнал 
різницевої частоти, відповідний доплерівському зрушенню. Після фільтра низької 
частоти (ФНЧ), що пригнічує вищі гармоніки, виділяється доплерівський  зсув, 
який дозволяє обчислити швидкість руху повітря. 
Ультразвукові сигнали зворотного розсіювання записувалися за допомогою 
цифрового двоканального запам'ятовувального осцилографа ADS 1152CAL c 
пропускною здатністю 150 МГц, вертикальною розгорткою 2 мВ - 10 В/поділ 
(дозволом 8 біт) і горизонтальної розгортки 2,5 нс - 50 сек/поділ (сканування 100 
мс - 50 сек/поділ). 
Записувалися осцилограми сигналів з частотою не нижче 250 кГц і часом 
запису не менше 0,8 секунди. Використовувані налаштування дозволяють виділити 
досліджуваний низькочастотний сигнал на різноманітній частоті. 
На рисунку 3.8 показані розрахункові спектри сигналів зворотного 
розсіювання S(t) за формулою (2.15) для однорідного потоку (без експоненційної 
складової) при різних значеннях витрати q і, отже, початкової швидкості руху 
повітря v0 . Для наочності спектри сигналів були згладжені методом змінного 
середнього з вікном в 15 точок, що приблизно відповідає 35 Гц. 
З рисунка 37 (кут нахилу   50 ) видно, що максимум спектра зміщується в 
залежності від швидкості руху повітря. Експериментальний спектр (рисунок 37, 
крива 4) має складну форму з декількома локальними екстремумами. Мабуть, це 
пов'язано з бічними пелюстками діаграми випромінювання, турбулентністю 
повітряного потоку, розсіюванням на його краях.  
 
 68 
 
Рисунок 3.8 - Розрахункові (1, 2, 3) і експериментальні (4) доплерівські 
спектри (початкова швидкість потоку для кривих 1, 2, 3, 4 становить 3, 6, 12 і 
6,87 м/с відповідно) 
 
На рисунку 3.9 показані експериментальні спектри сигналів, записані при 
кутах нахилу  , рівних 50 °, 70 ° і 90 ° (див. рисунок 3.7). 
 
Рисунок 3.9 - Експериментальні доплерівські спектри. Кут нахилу 0 
для кривих 1, 2, 3 становить 90 °, 70 ° і 50 ° відповідно 
 
З рисунка видно, що при зміні кута нахилу датчиків (УЗП), тобто кута   між 
вектором швидкості потоку і напрямком поширення ультразвукової хвилі, 
зсувається максимум спектра сигналу і змінюється його ширина. Для того щоб 
оцінити перелічені вище параметри, обчислювалася зважена середньоарифметична 
 
 69 
частота спектра сигналу fср  за формулою (2.16).  
Для оцінки півширини доплерівського спектра G(f) розраховувався 
центральний момент другого порядку  ( f )  за формулою (2.17). Обчислювався 
параметр k  2 ( f ) / fср , що характеризує зміну форми спектра щодо 
середньозваженого доплерівського зсуву. 
На рисунку 3.10 наведено приклади експериментальної (криві 1, 3) і 
розрахункової (криві 2, 4) спектральної щільності G(f) доплерівських сигналів, 
отримані при суміщеному (рисунок 3.10, а) і рознесеному прийомі (рисунок 3.10, б 
- ультразвукові (УЗ) перетворювачі знаходяться по різні боки повітряного потоку). 
 
Рисунок 3.10 - Експериментальні (суцільна) і розрахункові (пунктирна) 
доплеровские спектри для суміщених (а) і рознесених датчиків (б) 
 
З рисунка видно, що доплерівських зсувів змінюються в широких межах від 
десятків герц до одного кілогерцах. При рознесених випромінювача і приймача 
сигналу середньозважена частота доплерівського зсуву знаходиться значно нижче, 
ніж при суміщеному прийомі. 
На рисунку 3.11 наведено порівняння результатів експерименту і модельних 
розрахунків для параметрів fср  і k при зміні кута нахилу УЗ перетворювачів щодо 
потоку  . З рисунка видно, що розрахункові та експериментальні кутові залежності 
середньозваженого доплерівського частотного зсуву (рисунок 3.11, а) і параметра 
k (рисунок 3.11, б), що характеризує ширину спектра, якісно узгоджуються. 
Причому експериментально отримано, що при рознесених випромінювачі та 
 
 70 
приймачі доплерівські зрушення менше, ніж при суміщених, а відповідна кутова 
залежність fср ( )  має зміщений в сторону менших кутів максимум (криві 1, 2 на 
рисунку 3.11). 
 
Рисунок 3.11 - Зіставлення експериментальних (криві 1, 2, 7) і 
розрахункових залежностей середньозваженого доплерівського зсуву (а) і 
параметра до (б) від кута нахилу  : 1, 3 - для рознесених датчиків; 2, 4-8 - 
для суміщених, при різних параметрах 
(5 v0 12м / с,  0,082;6v0  6м / с,  0,082;8v0  6м / с,  0,072)  
 
Мінімум залежності k ( )  відповідає кутовому положенню максимальних 
значень частот доплерівського зсуву (див. рисунок 40, а). Експериментальна крива 
до k() знаходиться вище при кутах нахилу  , великих 50°. Інакше кажучи, 
ширина спектра, отриманого експериментально, більше ширини розрахункового. 
Мабуть, це пов'язано з тим, що для спрощення обчислень отвір вентилятора 
було замінено точковим джерелом. 
Відмінність спектрів при суміщених і рознесених випромінювачі і приймачі 
можуть бути застосовано для збільшення точності вимірювань, так як дозволяє 
програмно виключити систематичну помилку, яка пов'язана з діаграмою 
випромінювання і точністю кутового розташування ультразвукових 
перетворювачів щодо осі потоку. 
На параметр k, який залежить від ширини доплерівського спектра, значно 
впливає просторово-часова неоднорідність потоку, що показано на розрахункових 
 
 71 
кутових залежностях для середньозваженого доплерівського зсуву (рисунок 3.11, 
б). Графіки 5, 6 майже збігаються, незалежно від того, що розраховані для різних 
швидкостей потоку. Отже, збільшення ширини спектра відбувається пропорційно 
його середньозваженій частоті. Причому зміна експериментальної постійної   
характеризує поперечну неоднорідність потоку, призводить до значної зміни до 
k() для всіх кутів (див. криву 8, рисунок 3.11). 
Відносна помилка вимірювання швидкості руху повітря при певному 
положенні ультразвукових перетворювачів була не більше одиниць відсотків. 
Експериментальні дослідження показали, що запропонований алгоритм дозволяє 
оцінити і просторово-часові пульсації потоку з частотами до одиниць герц. 
Пропонований ультразвуковий прилад доплерівського контролю потоку має 
досить високу чутливість для того, щоб дистанційно контролювати турбулентний 
повітряний потік. Щоб оцінити характеристики потоку, слід аналізувати не тільки 
середньозважену частоту доплерівського зсуву, пропорційну середній швидкості 
руху, а й форму (ширину) спектра, що характеризує просторово-часову 
неоднорідність потоку. 
 
 
3.3 Контроль потоку в сталих і перехідних режимах роботи 
вентиляційної установки 
 
Експериментальні вимірювання проводилися на спеціально створеній 
експериментальній лабораторній установці, схема якої показана на рисунку 3.1. 
Досліджувався встановлений (стаціонарний)  і перехідний (розгінний, режим 
вибігу)  режими роботи вентиляційної установки. Особливість лабораторних 
вимірювань полягає в одночасному контролі частоти обертання вентилятора за 
допомогою датчика Холла (ДХ) і інтегральної швидкості руху потоку - новим 
приладом доплерівського контролю. 
Зворотне розсіювання ультразвукових хвиль в турбулентному повітряному 
потоці відбувається в області його перетину з діаграмою спрямованості УЗ 
 
 72 
перетворювачів (див. рисунок 3.1). Локальна швидкість руху неоднорідностей, які 
розсіюють ультразвуковий сигнал, змінюється в просторі по абсолютній величині, 
а так само по напряму. Тобто сигнал в тракті прийому ультразвукового пристрою 
являє собою суперпозицію сигналів з різною амплітудою, фазою і частотою 
доплерівського зсуву. 
На рисунку 3.12 показані експериментальні спектри сигналу при різних 
режимах роботи вентилятора. Кут між вектором швидкості потоку і напрямком 
поширення ультразвукової хвилі   дорівнює 50° (див. рисунок 30). Записувалися 
осцилограми сигналів з частотою не нижче 250 кГц і часом записі не менше 0,8 
секунди. Такі налаштування дозволяють виділити досліджуваний низькочастотний 
сигнал. 
 
Рисунок 3.12 - Експериментальні доплеровские спектри при різних 
режимах вентилятора 
(1n890об / хв,d 0,2м;2n2560об / хв,d 0,2м;3n2520об / хв,d 0,15) 
 
Експериментальні спектри  складної форми з декількома локальними 
екстремумами. Мабуть, це пов'язано з бічними пелюстками діаграми 
випромінювання, турбулентністю потоку, розсіюванням на його межах. Для того 
щоб оцінити доплерівського зрушення f використовувалася зважена 
середньоарифметична частота спектра сигналу: 
 
 73 
f  fG( f )df
ср  . 
G( f )df
З рисунка 41 видно, що середньозважена частота fср  зсувається при зміні 
частоти обертання вентилятора n (криві 1 і 2) і діаметра його отвори d (криві 2 і 3). 
При зменшенні площі вихідного перетину вентилятора S середньозважена частота 
fср  пропорційно збільшується (див. криві 2 і 3, рисунок 3.12). Отже, можна 
записати: 
n
f ср  Aq . 
S
де A - коефіцієнт пропорційності, який залежить від параметрів 
ультразвукової хвилі і розташування УЗ перетворювачів, q - витрата повітря. Для 
того щоб перевірити вираз (3.1) були побудовані експериментальні залежності 
доплерівського зсуву від частоти обертання fср (n)  в усталених режимах привода 
вентилятора (рисунок 3.13). З урахуванням випадкової похибки вимірювань 
(відносна стає менше з ростом швидкості руху), крива fср (n)  близька до лінійної, 
це узгоджується з відомими формулами для обчислення витрат вентиляційних 
установок. 
 
Рисунок 3.12 - Залежність середнього доплерівського зсуву від частоти 
обертання вентилятора 
 
У перехідних режимах приводу вентилятора за допомогою даних, отриманих 
з датчика Холла, цифрового тахометра і ультразвукового приладу доплерівського 
 
 74 
контролю потоку вентилятора, були побудовані залежності швидкості руху повітря 
від частоти обертання вентилятора. 
Велика частина формул для практичного обчислення витрати повітря 
вентиляційних установок лінійно пов'язує швидкість руху потоку і частоту 
обертання вентилятора. Такі лінійні залежності виконуються тільки для сталих 
режимів. 
На рисунку 3.14 зображені записи сигналів, які отримані з ультразвукового 
приладу доплерівського контролю потоку і датчика Холла одночасно. 
Осцилограми сигналів записані в режимі вибігу вентилятора (інерційне обертання 
вентилятора після відключення приводу). при зменшенні частоти обертання 
вентилятора змінюється амплітуда сигналу, частота доплерівського зсуву і ширина 
(форма) спектра. 
 
Рисунок 3.14 - Осцилограми сигналів приладу ультразвукового 
контролю (а) і датчика Холла (б) 
 
Довжина осцилограмам з ультразвукового доплерівського приладу і датчика 
Холла була в межах від 3 до 20 секунд з частотою до 7 кГц. При максимальній 
частоті доплерівського зсуву близько 300 Гц, використовувана оцифровка з 
високою точністю дозволяє виконувати цифрову обробку доплерівських 
 
 75 
ультразвукових сигналів. Тривалість режиму розгону використовуваного 
вентилятора не більше 20 секунд. Кут нахилу датчиків (УЗП) до потоку 
вентилятора   становить 50° (див. Рисунок 3.1). 
На рисунку 3.5 наведено спектральні щільності G(f) доплерівського сигналу 
в режимі розгону вентилятора на 1-й, 2-й і 4-й секунді після підключення приводу 
вентилятора до мережі (криві 1, 2, 3 відповідно). Вертикальні лінії відповідають 
значенням середньої зваженої частоти для кожної кривої G(f) відповідно. Тут 
наведені криві, що дозволяють оцінити динаміку зміни спектральної щільності G(f) 
при збільшенні швидкості обертання вентилятора. 
 
Рисунок 3.15 - Експериментальні доплерівські спектри в розгінному 
режимі приводу вентилятора 
 
Середня швидкість руху і просторові параметри повітряного потоку 
знаходяться з інтегральних характеристик спектрів, а саме з середньої зваженої 
частоти fср  і ширини   f   доплерівського спектра, які розраховуються за 
формулами (2.16) і (2.17) відповідно. 
На рисунку 3.16 показані залежності середньої зваженої частоти fср  і 
параметра k від частоти обертання вентилятора, що показують нелінійне зростання 
інтегральної швидкості руху повітря при розгоні вентилятора. 
Одночасний контроль частоти обертання вентилятора і характеристик 
генерованого ним потоку повітря (витрати) дозволяє врахувати деякі особливості 
аеродинаміки газових потоків в перехідних режимах. Залежність доплерівського 
 
 76 
зсуву від частоти обертання вентилятора нелінійною, що вказує на мінливі 
аеродинамічні характеристики потоку при переході на сталий режим, зокрема, 
змінюється просторовий поперечний розподіл швидкості потоку. Крива k(n), що 
розраховується як відношення ширини спектра до середньої частоти, має 
немонотонний вигляд з характерними максимумами. Зміна розкиду швидкості 
руху по перетину потоку, мабуть, залежить від ширини потоку, від завихрень і 
турбулентних пульсацій на його краях. 
 
Рисунок 3.16 - Експериментальні залежності середнього 
допплерівського зсуву (а) і параметра до (б) від частоти обертання 
 
У перехідних режимах існує запізнювання, частота обертання вентилятора 
нелінійно пов'язана з інтегральною швидкістю руху потоку по його перетину. 
Отримані результати необхідно враховувати при побудові замкнутої системи 
управління вентиляторною установкою. 
 
 
3.4 Моделювання і контроль повітряного потоку з використанням 
апарату нейронних мереж 
 
Для контролю турбулентних повітряних потоків можливе використання 
штучних нейронних мереж (ІНС). Апарат штучних нейронних мереж, заснований 
на принципах когнітивної науки, може застосовуватися для вирішення широкого 
кола завдань реєстрації та цифрової обробки експериментальних даних. В цьому 
 
 77 
випадку за допомогою ІНС на основі доплерівських ультразвукових вимірювань 
визначається залежність між режимом роботи приводу вентилятора Dospel WK200 
і параметрами генерованого повітряного потоку (витрати). 
На рисунку 3.17 наведена схема експериментальних досліджень і структура 
використовуваної нейронної мережі. 
Рисунок 3.17 - Схема експериментальних вимірювань і структура ІНС: УЗП - 
ультразвукові перетворювачі, ГДК - прилад доплерівського контролю, В - 
вентилятор, ДХ - датчик Холла 
 
Використану рекурентну мережу на основі багатошарового персептрона 
можна розглядати як модель нелінійної авторегресії з зовнішніми входами (NARX). 
Модель NARX підходить для моделювання нелінійних систем і коливальних 
процесів. У загальному випадку NARX-модель описується рекурентним рівнянням 
: 
y(t 1)  (x(t)...x(t  nx ), y(t)...y(t  ny )) , 
де x(t) і y(t) - вхідний і вихідний сигнали;   - деяке нелінійне перетворення; 
nx  і ny  - максимальне число затримок для входу і виходу відповідно. Одним із 
способів застосування NARX - моделі є NARX - мережа (рисунок 3.17) з 
багатошаровим персептроном в ролі нелінійного перетворення   . У NARX - 
мережі є зворотні зв'язки, що дозволяють приймати рішення, спираючись як на 
вхідні дані, так і на передісторію станів об'єкта. Тому NARX - мережа зручна для 
 
 78 
опису динамічних процесів. 
Для реалізації нейромережевого алгоритму використовувалося середовище 
MATLAB. Навчання нейронної мережі, наведеної на рисунку 3.17, проводилося в 
перехідних режимах роботи вентилятора (розгону і вибігу). На вхід надходили 
доплерівські ультразвукові сигнали, а вихідним сигналом була частота обертання 
приводу вентилятора, виміряна за допомогою датчика Холла. 
Навчання нейронної мережі проводилося по кільком аналогічними 
осцилограмами в діапазоні частоти обертання приводу вентилятора в межах від 400 
до 2500 об/хв. Коли частота обертання менше 400 об/хв, то середня швидкість руху 
повітряного потоку знаходиться нижче порога чутливості приладу доплерівського 
контролю (менше 0,2 м/с). 
На рисунку 3.8, a приведена залежність помилки навчання eL  від циклу. Для 
прикладу використані дані рисунка 3.4 (параграф 3.3) в режимі вибігу вентилятора. 
Для навчання мережі було потрібно кілька десятків циклів (епох), при цьому 
помилка при тестуванні eG  склала менше 50 об/хв, це відповідає одиницям 
відсотків щодо частоти обертання приводу вентилятора. Причому похибка стає 
більшою зі зменшенням частоти обертання (див. рисунок 3.8, б) через те, що 
відстань між сусідніми імпульсами з датчика Холла стає більшою. 
В роботі експериментально оцінена мінімальна довжина осцилограми 
сигналу, що дозволяє отримати значення частоти обертання за даними не тільки з 
датчика Холла, але і з ультразвукового приладу доплерівського контролю потоку. 
Отримано, що досить довжини осцилограми, яка відповідає двом оборотам 
робочого колеса вентилятора (десятки мс). При застосуванні нейронної мережі для 
відновлення величини швидкості руху досить nx  вхідних значень з доплерівського 
приладу і ny  вихідних значень (в цьому випадку n y  і n y  були рівні 2).  
Апарат ІНС відновлює частоту обертання приводу вентилятора по 
доплерівським ультразвуковим сигналам з похибкою не вище одиниць відсотків в 
позначеному діапазоні. На рисунку 48 показані відповідні залежності. Для 
обчислення частоти обертання обуреної нейронної мережеі використовувалися 
 
 79 
осцилограми ультразвукових сигналів довжиною 100-150 мс. У перехідних 
режимах параметри потоку повітря змінюються нелінійно при зміні частоти 
обертання приводу вентилятора. 
 
Рисунок 3.18 - Навчання (а) і тестування (б) нейронної мережі 
 
 
Рисунок 3.19 - Тимчасові залежності частоти обертання вентилятора в 
розгінному режимі та режимі вибігу. Зірочки - дані з датчика Холла, суцільна 
крива - відновлена за даними ультразвукового доплерівського розсіювання 
 
 
 80 
Структура повітряного потоку вентиляційної установки на початковому 
(розгоном) ділянці відрізняється високою мінливістю  і непроста для моделювання 
за допомогою класичних методів. Тому моделювання структури потоку виконано 
за допомогою апарату ІНС. 
Основою моделювання структури повітряного потоку були 
експериментальні вимірювання просторової та тимчасової мінливості швидкості 
руху повітря за допомогою анемометра. Величина швидкості руху визначалася в 
різних точках повітряного потоку вентилятора вздовж (в 11 позиціях) і поперек 
потоку (в 5 позиціях) з дискретністю 0,25 секунди протягом 20 секунд. Швидкість 
обороту лопаті вентилятора була постійною. 
Обробка експериментальних даних виконувалася в програмному середовищі 
Deductor, розробленої ТОВ «Аналітичні технології» - BaseGroup Lab 
(www.basegroup.ru) в місті Рязань. 
На рисунку 3.20 наведена структура ІНС - моделі з цільовою функцією V 
(величина миттєвої швидкості руху) і діаграма розсіювання, що характеризує 
якість моделі. 
 
Рисунок 3.20 – Структура ІНС – моделі з цільовою функцією V (а) і 
діаграма розсіювання (б) 
 
З діаграми розсіювання видно, що ІНС - модель володіє гарною якістю 
 
 81 
(невеликою похибкою) і дозволяє успішно отримати просторово-часовий розподіл 
миттєвої швидкості руху потоку повітря. 
На рисунку 3.21 наведено розподіл середньої швидкості руху потоку, 
отримане за виміряним анемометром значенням миттєвої швидкості (а) і 
результати, отримані на основі ІНС - моделі з цільовою функцією у вигляді 
середньої швидкості (б). Вентилятор розташовується на початку координат (0; 0). 
На рисунку 3.22 наведена структура ІНС - моделі з цільовою функцією e і 
діаграма розсіювання, яка характеризує якість моделі. Величина e характеризує 
ступінь турбулентності та обчислюється за формулою: 

e  100% , 
Vср
де Vср  - середня швидкість руху потоку,   - середньоквадратичне 
відхилення швидкості.  
 
 
 
Рисунок 3.21 - Розподіл середньої швидкості руху потоку для миттєвої 
швидкості потоку (а) і ІНС - моделі (б) 
 
З діаграми розсіювання (рисунок 51) видно, що ІНС - модель гарної якості, 
це дозволяє отримати розподіл турбулентності за обсягом потоку з високою 
точністю. 
 
 
 82 
 
Рисунок 3.22 – Структура ІНС – моделі з цільовою функцією е(а) і 
діаграми розсіювання (б) 
 
На рисунку 3.23 приведено розподіл ступеня турбулентності, отримані за 
значеннями, виміряним анемометром, (а) і на основі ІНС - моделі (б). Вентилятор 
знаходиться на початку координат (0; 0). 
 
 
Рисунок 3.23 - Розподіл ступеня турбулентності для миттєвої швидкості 
руху (а) і ІНС - моделі (б) 
 
З рисунка видно, що застосування апарату штучних нейронних мереж 
дозволяє з високою точністю моделювати просторово-часову структуру 
повітряного потоку на основі даних, отриманих експериментально. Мабуть, можна 
 
 83 
використовувати ІНС - модель для відновлення просторової структури та 
швидкості руху потоку повітря за даними зворотного ультразвукового розсіювання 
на його кордонах. 
Таким чином, використання апарату ІНС дозволяє, з одного боку, аналізувати 
структуру потоку, з іншого - за відносно короткий проміжок часу встановити 
зв'язок між сигналом доплерівського розсіювання і швидкістю обертання 
вентилятора. 
 
3.5 Контроль повітряного потоку з фазовими включеннями 
 
У цьому параграфі коротко описані результати експериментальних 
вимірювань і обробки сигналів приладу доплерівського контролю для повітряного 
потоку з фазовими включеннями. Схема експериментальних вимірювань наведена 
на рисунку3.24  
 
Рисунок 3.24 - Схема експериментальних вимірювань. В - вентилятор, 
Р - регулятор, С - система контролю, УЗП - ультразвукові перетворювачі 
 
Вимірювання виконувалися в сталому (стаціонарному) і перехідному 
(розгінний) режимах роботи приводу вентилятора. Досліджувалася тимчасова 
мінливість і доплерівського спектрані щільності сигналів при відсутності та 
наявності фазових включень (дрібна деревна стружка) в потоці вентилятора. 
 
 84 
Наведені осцилограми відповідають відкритого потоку зі значною турбулентністю 
на кордонах. 
Реєстрований ультразвуковий (УЗ) доплерівський сигнал характеризується 
двома основними параметрами: середнім доплерівським зрушенням частоти, який 
інтегральною швидкістю руху потоку; амплітудою сигналу, флуктуації якої 
визначаються розміром домішок, їх концентрацією і часом проходження через 
опромінюючу  ультразвуком область. 
На рисунку 3.25, а для прикладу приведена осцилограма сигналу в 
розгінному режимі роботи вентилятора, в потоці якого присутні фазові включення. 
Певний обсяг стружки був поміщений у вихідний канал вентилятора і при переході 
на сталий режим концентрація фазових включень поступово зменшувалася до нуля, 
зворотне розсіювання ультразвукових хвиль відбувалося на турбулентних 
пульсаціях потоку (t більше 3,5 с). З рисунка видно, що наявність домішок в потоці 
значно збільшує амплітуду розсіяного сигналу. 
і, В
1
про
-1
t, c 
 
 
Рисунок 3.25 - Осцилограма сигналу (а) і зміна середнього 
доплерівського спектра (б) 
 
 
 85 
Для оцінки швидкості руху потоку на рисунку 3.55, б наведена залежність 
середнього зваженого доплерівського спектра. У сталому режимі найбільша 
швидкість руху повітря v на осі потоку в області перетину з діаграмою 
випромінювання ультразвукових перетворювачів приблизно відповідає 3 м/с. 
Максимальний доплерівський зсув досягається до переходу потоку на сталий 
режим, де час t  2  2,5c  (рисунок 3.25, б). Що 
відповідає дійсній швидкості руху елементів, які розсіюють ультразвук в цей 
момент часу (v 1м / с) . З подальшим зростанням швидкості руху доплерівський 
зсув стає значно менше, це пов'язано з тим, що збільшується неоднорідність потоку 
і розсіювання ультразвукового сигналу відбувається переважно на його кордонах з 
меншою швидкістю. 
Зроблений висновок підтверджується доплерівськими спектральними 
щільностями УЗ сигналів, наведених на рисунку 3.26. Тут показані доплерівські 
спектри в сталому режимі роботи приводу вентилятора при відсутності (крива 1) і 
наявності (крива 2) фазових включень. 
 
Рисунок 3.26 - Доплерівські спектри при відсутності (1) і наявності (2) 
фазових включень. 3 - вільне вертикальне падіння стружки 
 
Максимальне середньозважене значення доплерівського спектра припадає на 
частоти до 50 Гц, відповідні швидкості руху v близько 0,4 м/с - значно менше 
швидкості на центральній осі. Для порівняння приведена крива 3, відповідна 
 
 86 
вільному падінню стружки (див. рисунок 3.24) з швидкістю руху v  1м / с  в 
області розсіювання. 
При наявності фазових включень відбувається збільшення зворотного 
розсіювання 
ультразвукового сигналу при невеликій швидкості руху потоку. При 
збільшенні швидкості руху повітря і неоднорідності на краях потоку розсіювання 
ультразвукових хвиль відбувається в основному на турбулентних ділянках потоку, 
це ускладнює безпосередній контроль швидкості руху на центральній осі. Апарат 
ІНС, описаний в попередньому параграфі, дозволяє моделювати турбулентну 
структуру потоку, і, мабуть, відновлювати та структуру, і швидкість руху повітря 
за допомогою даних зворотного ультразвукового розсіювання на кордонах потоку. 
 
 
Висновки до розділу 3 
1. На основі доплерівського ультразвукового пристрою створена система 
безконтактного контролю турбулентних газових потоків. Лабораторна установка 
дозволяє одночасно контролювати швидкість обертання вентилятора і параметри 
генеруючого ним потоку повітря (витрати), що дає можливість врахувати зміну 
аеродинамічного опору в системі, тимчасові затримки між швидкістю обертання 
вентилятора і повітряним потоком, в тому числі - в перехідних режимах. Крім того, 
за допомогою ультразвукового доплерівського приладу можливе отримання 
інформації про ступінь турбулентності потоку і наявності домішки, що актуально 
в системах управління вентиляційних установок з жалюзі, заслінками, в сушильних 
агрегатах і т.д. 
2. Пропонований доплерівській ультразвуковий прилад має досить високу 
чутливість для того, щоб дистанційно контролювати неоднорідний повітряний 
потік в широкому діапазоні швидкостей: від десятків сантиметрів до десятків 
метрів в секунду, зокрема - в оптично непрозорому середовищі і відносно великому 
просторовому обсязі. Для того, щоб оцінити характеристики повітряного потоку 
показана необхідність реєструвати і аналізувати не тільки середній частотний зсув 
 
 87 
ультразвукового доплерівського сигналу, що характеризує середню (інтегральну) 
швидкість потоку, а й форму (ширину) доплерівського спектра, яка залежить від 
просторово-часової неоднорідності потоку. 
3. При побудові замкнутої системи управління вентиляторною установкою 
необхідно враховувати, що середня частота доплерівського зсуву лінійно пов'язана 
з частотою обертання вентилятора тільки в сталих (стаціонарних) режимах. У 
перехідних (нестаціонарних) режимах залежність середньої швидкості потоку 
повітря від частоти обертання вентилятора істотно нелінійна через зміни 
просторово-часових характеристик турбулентного потоку повітря. 
4. Просторова і тимчасова структура потоку може досить ефективно 
моделюватися на основі експериментальних даних при використанні апарату 
штучних нейронних мереж. Побудова таких ІНС - моделей може 
використовуватися для відновлення просторової структури потоку за даними 
ультразвукового розсіювання на його краях. В нестаціонарних режимах 
використання нейронних мереж дозволяє істотно зменшити час обробки сигналу. 
5. На основі лабораторних експериментальних вимірювань показано, що, 
при наявності фазових включень, зворотне розсіювання ультразвуку при низькій 
швидкості потоку істотно збільшується. Зі збільшенням швидкості потоку 
посилюється і турбулентність на його краях, розсіювання ультразвуку відбувається 
переважно на турбулентних ділянках, що ускладнює безпосередній контроль 
швидкості на осі потоку. Запропоновано рішення з використанням при обробці 
сигналів апарату штучних нейронних мереж.  
 
 88 
РОЗДІЛ 4 
МОДЕЛЮВАННЯ СИСТЕМИ УПРАВЛІННЯ НА ОСНОВІ 
ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНИХ ДАНИХ 
 
 
4.1 Перехідні режими вентиляційної установки з заслінками 
 
Підвищення ефективності роботи вентиляційних установок за рахунок 
розробки системи автоматичного регулювання продуктивністю вентиляторів є 
актуальним завданням. При цьому витрата повітря залежить від положення 
заслінок, занавіс, засувок і т.д. . Нижче представлені експериментальні результати, 
що демонструють можливість доплерівського ультразвукового контролю витрати 
повітря при перехідних режимах роботи вентиляційної установки . 
На рисунку 4.1 показана схема експериментальної установки, що складається 
з вентилятора Dospel WK200 з заслінкою на виході повітропровіду і приладу 
доплерівського ультразвукового (УЗ) контролю. Частота обертання фіксувалася 
 
Рисунок 4.1 - Схема експериментальної установки. позначення: 
В - вентилятор, З - заслінка, Р - регулятор, ДХ - датчик Холла, И - 
вимірювач обертів, ПДК - прилад ультразвукового контролю, УЗП - 
ультразвукові перетворювачі датчиком холу.  
 
Експериментальні вимірювання потоку на виході вентилятора проводилися 
при зміні положення заслінки і в розгінних режимах вентилятора. 
 
 89 
На рисунку 4.2 показані осцилограми сигналу з ультразвукових 
перетворювачів (а), характерні тимчасові залежності середньозваженого 
доплерівського зсуву f і інтенсивності ультразвукового сигналу І(б), частота 
обертання вентилятора (в) в режимі розгону вентилятора. Вимірювання 
проводились на розгінній ділянці потоку в області підвищеної турбулентності. 
 
 
Рисунок 4.2 - Осцилограма (а), середньозважений доплеровській 
зрушення (суцільна) та інтенсивність (пунктир) сигналу (б), частота 
обертання в розгінному режимі (в) 
 
Розсіяний на турбулентних флуктуаціях потоку доплерівський сигнал 
характеризується двома основними параметрами: зміною амплітуди, яка залежить 
від турбулентності і просторово-часової мінливості потоку, і середньозваженими 
 
 90 
доплерівським зрушенням частоти, який інтегральною швидкістю потоку в області 
його перетину з діаграмою розсіювання ультразвукових перетворювачів. 
На рисунку 4.3 показані осцилограми сигналу з ультразвукових 
перетворювачів (а), характерні тимчасові залежності середньозваженого 
доплерівського зсуву f і інтенсивності ультразвукового сигналу І(б), частота 
обертання (в) при закритті/відкритті заслінки. 
 
Рисунок 4.3 - Осцилограма (а), середньозважений доплерівські 
зрушення (суцільна) та інтенсивність (пунктир) сигналу (б), частота 
обертання при закритті/відкритті заслінки (в) 
 
Експериментально виявлено, що зміна положення заслінки на виході 
вентилятора не тільки істотно змінює просторово-часову структуру потоку, а й 
впливає на навантаження, а, відповідно, і на швидкість обертання вентилятора. З 
 
 91 
рисунка 58 видно, що під час закриття заслінки (з 3 по 11 с) частота обертання 
вентилятора зменшується, а потім збільшується до 2833, попри те, що номінальна 
частота обертання становить 2430 об / хв. Перекриття заслінки зменшує «активну» 
і створює «реактивну» навантаження на вентилятор, що призводить до збільшення 
частоти обертання. 
На рисунку 4.4 показані приклади перехідних режимів роботи вентиляційної 
установки при розгоні (рисунок 4.4, а) двигуна вентилятора і закриття/відкриття 
заслінки (рисунок 4.4, б). витрата qf  оцінюється за середньозваженим 
доплерівським зсувом ультразвукового сигналу. 
 
Рисунок 4.4 – Перехідні режими вентилятора в розгінному режимі (а) і 
при закритті/відкритті заслінки (б): 1,4 – експериментальна часова 
залежність витрати по доплерівському зсуву, 2 – апроксимація витрати 
повітря, 3 – частота обертання вентилятора 
 
 
Для перевірки вірогідність результатів виконувалися вимірювання швидкості 
руху повітря анемометром (А) X-Line AeroTemp. На рисунку 60 показана частота 
 
 92 
обертання вентилятора (а) в розгінних режимах при відкритій (суцільна) і частково 
закритою (пунктир) заслінки та відповідні залежності швидкості руху повітряного 
потоку (б) при різному просторовому розташуванні анемометра. З рисунка видно, 
що зміна положення заслінки на виході вентилятора впливає на швидкість 
обертання вентилятора і на просторову-часову структуру потоку. 
 
Рисунок 4.5 - Експериментальні (точки) і розрахункові перехідні 
характеристики частоти обертання (а) і швидкості потоку (б) 
 
Передавальні функції ланок, що описують механічну частину вентилятора і 
генерований їм турбулентний повітряний потік (див. рисунок 4.5), шукалися у 
K K (x,r)
вигляді W 1
1  p   і W ( p, x,r)  0 e p ( x,r )  відповідно, 
(1 pT1)(1 pT2 ) 2 T 2 p2
0  2T0 p 1
де x, r - координати точки, в якій вимірюється швидкість потоку; т  ( x , r )  - затримка 
вихідного сигналу; постійні часу T0 , T1 , T2  коефіцієнти посилення K 0  K 1 , 
 
 93 
показник коливання   отримані експериментально. Як видно з порівняння 
експериментальних і розрахункових даних, пропоновані моделі передавальних 
функцій досить адекватно описують перехідні процеси. 
На рисунку 4.6 показані експериментальні та розрахункові залежності 
витрати від відстані до вихідного отвору вентилятора діаметром d = 0,15 м. Витрата 
q розраховувався як інтеграл швидкості руху потоку по його перетину. Для 
теоретичних розрахунків використовувалася напівемпірична формула (2.1). Для 
експериментальних вимірювань була проведена інтерполяція профілю швидкості 
потоку. Значення швидкості руху визначалися в різних точках повітряного потоку 
вентилятора вздовж (в 11 позиціях) і поперек потоку (в 5 позиціях) з дискретністю 
0,25 с протягом 20 секунд за допомогою анемометра X-Line AeroTemp. 
 
Рисунок 4.6 - Експериментальний (1) і розрахунковий (2) витрати 
повітря вентилятора 
 
Величина витрати повітря, тимчасові залежності q на основі середнього 
доплерівського зсуву ультразвукового сигналу (рисунок 4.4) і даних контактних 
вимірювань за допомогою анемометра (рисунок 4.6) узгоджуються. При 
невеликому зменшенні площі перетину S на початковому етапі закриття заслінки 
інтегральна швидкість руху повітря збільшується (рисунок 4.4, t  1 3c ). Таким 
чином, доплерівський ультразвуковий контроль дозволяє синтезувати замкнуту 
систему автоматичного управління вентиляторної установки при малому відносній 
змініположення заслінки як обурення впливу на систему. 
Режими роботи вентиляційних установок залежать від положення заслінок, 
жалюзі, аеродинамічного опору системи і т.д. Тому регулювання і автоматизоване 
 
 94 
управління повинно здійснюватися з урахуванням цих параметрів. 
Отримані результати показують, що доплерівські ультразвукові вимірювання 
дозволяють відстежити зміну швидкості потоку (витрати) і ступеня його 
турбулентності зі зміною положення заслінки та оборотів приводу вентилятора. 
При цьому амплітудні та частотні характеристики сигналів дозволяють оцінити 
тимчасові затримки при зміні цих параметрів в перехідних режимах і можуть 
використовуватися при синтезі системи автоматичного управління 
вентиляційними установками. 
 
4.2 Ідентифікація ланок і передавальних функцій системи управління 
вентиляторною установкою 
 
Структурна схема системи автоматичного управління (САУ) вентиляторною 
установкою приведена на рисунку 2.13. 
Чисельні параметри передавальних функцій для асинхронного двигуна, 
вентилятора і генеруючого ним потоку були отримані з експериментальних даних. 
Запишемо передавальні функції для всіх ланок: 
   1
WАД p  ;
 1 pTм
WВ  p  KВ ;

 KП
WП  p  ;
2 2
 TП p  2TП p 1
  
WP  p K
 P ;
 1 pTp
W  p  K e p
 ПДК ПДК ;
WУЗП  p  KУЗП .
Вентилятор 
Структурна схема вентиляційної установки, регульованою на основі 
фазового принципу sin    з виходом QП  (витрата повітря) приведена на рисунку 
4.7. Вентиляційні установки можна розглядати у вигляді трьох типових 
 
 95 
(аперіодичного, безінерційного і коливального) послідовно з'єднаних ланок WАД  p
, WВ  p  , і WП  p   що описують асинхронний двигун, вентилятор і генерований 
ним турбулентний повітряний потік відповідно. 
 
Рисунок 4.7 – Структурна схема вентиляційної установки 
 
Перехідна характеристика асинхронного двигуна з кутовою швидкістю 
обертання   була отримана експериментально (v - відносна швидкість обертання) 
за допомогою датчика Холла. На рисунку 4.8 наведено перехідний процес 
(експериментальний і апроксимувальний) кутової швидкості обертання ротора при 
запуску електродвигуна.  
 
 
Рисунок 4.8 – Експериментальна (1) і апроксимувальна (2) кутової 
швидкості двигуна 
 
За допомогою пакета System Identification Toolbox середовища MATLAB 
була отримана експериментальна електромеханічна стала часу двигуна 
TМ  2,76с . Передавальна функція АД при фазовому управлінні набуде 
вигляду: 
1 1
WАД  p   . 
1 pTМ 1 2,76 p
 
 96 
Отримані з експериментальних даних і теоретичних розрахунків перехідні 
характеристики h(t) двигуна наведені на рисунку 64. Як видно з порівняння 
експериментальних і розрахункових даних, передавальна функція досить 
адекватно описує перехідні процеси двигуна. 
 
 
Рисунок 4.9 – Перехідні характеристики двигуна, отримані із 
експериментальних даних (2) і теоретичних розрахунків (1) 
 
Передавальну функцію вентилятора можна представити у вигляді 
коефіцієнта посилення. Коефіцієнт посилення вентилятора в робочій точці 
визначається виходячи з аеродинамічної характеристики вентилятора, 
КВ  0,33м3 / с (продуктивність вентилятора Dospel WK200, використовуваного в 
експериментальних вимірах, становить 1200 м 3 / год ), тобто: 
WВ  p   K В  0,33 . 
Перехідна характеристика послідовного з'єднання ланок вентилятора і 
повітряного потоку з входом v (відносна швидкість обертання) і виходом q (витрата 
повітря) була отримана експериментально за допомогою датчика Холла і ГДК. На 
рисунку 4.10 наведено експериментальна і апроксимувальна криві витрати повітря 
при розгоні вентилятора . Для перевірки достовірності результатів була отримана 
перехідна характеристика швидкості повітряного потоку за допомогою анемометра 
(рисунок 4.5). 
 
 97 
 
Рисунок 4.10 - Експериментальний (1) і апроксимувальний (2) витрата 
повітря вентилятора 
 
За допомогою пакета System Identification Toolbox середовища MATLAB 
була отримана експериментальна передавальна функція повітряного потоку 
вентилятора у вигляді коливальної ланки в числовому вираженні: 
  KП KП 0,91
WП p    . 
T 2
П p2  2TП p 1 T 2 2
0 p T1 p 1 0,05 p2  0,3p 1
де КП  - коефіціент посилення, TП  T0  0, 05  0, 22  - постійна часу, 
 T1 0,3
   0, 68  1  - показник коливання, отримані 
2T0 2  0, 22
експериментально. 
Коефіцієнт посиленняKП (x,r) Q(x,r) / QВ  що залежить від координат 
області розсіювання ультразвуку, отриманий з апроксимації експериментальних 
даних (рисунок 4.10) з урахуванням номінальної продуктивності вентилятора. 
Перехідна характеристика повітряного потоку, побудована з використанням 
експериментально отриманих параметрів наведена на рисунку 4.11. 
 
Рисунок 4.11 – Перехідна характеристика повітряного потоку 
 
 98 
Як видно з рисунка, тривалість перехідного процесу не перевищує 1,5 с. 
 
Сімісторний регулятор потужності 
Для плавного регулювання частоти обертання асинхронного двигуна 
вентилятора застосовується регулятор потужності на основі сімістора ВТА26-
600В. Схема сімісторного регулятора працює за принципом фазового регулювання 
і дозволяє підключати навантаження до 1 кВт. 
Недоліком асинхронних двигунів є великі пускові струми. Наприклад, при 
запуску асинхронного електродвигуна з короткозамкненим ротором струм статора 
перевищує номінальний в 5-10 разів. Не можнадопускати такі великі струми за 
умовами динамічних зусиль в обмотках і їх нагрівання. Крім того, можливе 
виникнення перехідних режимів з великими кидками струму як при підключенні 
електродвигуна до мережі, так і при його реверсі й гальмуванні. 
При запуску потужних асинхронних двигунів в деяких випадках потрібне 
зменшення кидків струму в мережі, крім того, заборонений прямий пуск через 
занадто великих електродинамічних зусиль в лобових частинах обмоток ротора і 
статора. 
Іноді необхідно зробити менше пусковий момент, навіть невеликих двигунів, 
для пом'якшення ударів в передачах і забезпечення плавного прискорення. 
Сімісторний регулятор потужності забезпечує плавний пуск двигуна. 
Реалізація лінійного збільшення пускового моменту здійснюється шляхом зміни 
кута відкриття сімістора. При цьому чинне значення напруги живлення і 
електромагнітний момент двигуна плавно збільшуються, виключаючи тим самим 
кидки струму і ударні навантаження. 
Передавальна функція сімісторного регулятора по керуючому впливу має 
вигляд аперіодичної ланки 1-ого порядку: 
  K
WP p  P , 
1 pTP
де KP  - коефіцієнт посилення регулятора, TP  - постійна часу системи 
імпульсно-фазового управління. 
 
 99 
Постійна часу регулятора потужності обчислюється за формулою (див. 
рисунок 4.12): 
TP  R1 R2C1 4,7 103  500 103  0,1106  0,05 , 
де R1 і R2 - опору, C1 - ємність. 
 
 
Рисунок 4.12 – Принципова схема сімісторного регулятора потужності 
 
Передавальна функція сімісторного регулятора потужності в числовому 
вираженні має вигляд: 
  K P 0, 0045
WP p   . 
1 pTP 1 0, 05 p
Максимальне значення витрати повітря Q досягає 0,3м3 / с , що відповідає 
вихідному сигналу 0,23 В UОС  , тобто передавальна функція для ультразвукових 
перетворювачів має вигляд: 
WУЗП  p  UOC 0, 23
 KУЗП    0, 76 , 
Q 0,3
де KУЗП  - коефіцієнт передачі УЗП. 
Передавальна функція ультразвукового приладу доплерівського контролю 
 
 100 
отримана теоретично, має вигляд: 
W  p   K e  p  956e 2 p
ПДК ПДК , 
де K ПДК  - коефіцієнт посилення доплерівського приладу,   - затримка 
вихідного сигналу, що не перевищує 2 с. 
Затримка сигналу   складається з часу проходження потоку від вихідного 
отвору вентилятора до області розсіювання ультразвуку і часу обробки сигналу для 
визначення «ковзаючого» частотного зсуву. З урахуванням розходження діаграми 
спрямованості ультразвукових перетворювачів область розсіювання ультразвуку 
знаходиться на відстані 0,5-1 м (див. рисунок 56). Це відповідає затримці в сотні мс 
при швидкостях повітряного потоку в одиниці метрів. Для отримання монотонної 
залежності ковзаючого значення доплерівського зсуву потрібен час від 0,2 до 1 с. 
B випадку використання приладом штучних нейронних мереж час обробки сигналу 
може бути зменшено до одиниць мс. Таким чином, необхідно синтезувати САУ, 
що зберігає стійкість при t 0,51,5c . 
 
 
4.3 Моделювання замкнутої САУ приводом вентилятора 
 
Метою функціонування синтезованої системи управління (рисунок 2.13) є 
підтримання необхідної витрати повітря в об'єкті управління. Регульованою 
величиною є витрата повітря, що регулює впливом - частота обертання 
електродвигуна. 
Вимоги, що пред'являються до якості перехідних процесів в системі 
управління вентиляторної установки: 
1) час регулювання t p  10c ; 
2) Перерегульоване проь   30% ; 
3) максимально допустиме відхилення регульованої величини в сталому 
режимі   5% . 
Передавальна функція розімкнутої системи автоматичного управління 
 
 101 
(РСАУ) вентиляторною установкою має вигляд: 
Wраз  p WПДК  p WP  p WАД  p WВ  p WП  p 
K  p
 ПДКKPKАДKВKПe . 
(1 pTp )(1 pTМ )(T 2
П p2  2TП p 1)
Обчислимо коефіцієнт посилення системи управління: 
K  K ПДК K P K АД K ВK П  956  0, 0045 1  0, 33  0, 91  1, 29 . 
Передавальна функція РСАУ в числовому вираженні має вигляд: 
  Ke p
Wраз p  
(1 pTP )(1 pTМ )(T 2 p2
П  2TП p 1)
1, 29 e2 p
 
(1 0,05 p)(1 2,76 p)(0,05 p2  0,3p 1) . 
1, 29 e2 p

0,007 p4  0,18 p3 1,04 p2  3,12 p 1
Система стійка, якщо вона повертається до сталого стану після припинення 
дії, що виводить її з цього стану. Для оцінки стійкості системи автоматичного 
управління застосовуємо критерій стійкості Найквіста , згідно з яким стійкість 
системи в замкнутому стані досліджують по частотній передавальній функції її 
розімкнутого ланцюга. 
Визначимо стійкість системи в розімкнутому стані. 
Характеристичне рівняння розімкнутої системи має вигляд: 
(1 0, 05 p )(1 2, 76 p )(0, 05 p 2  0, 3 p  1)  0 . 
Коріння характеристичного рівняння p1  20; p2  0,36 ; 
p3,4  3, 04  3, 28 . Розімкнута система стійка, так як все коріння 
характеристичного рівняння лежать в лівій півплощині. Частотна передавальна 
функція РСАУ набуде вигляду: 
 
 
 102 
K e j
Wраз ( j)  
(1 jT 2
P )(1 jTМ )(ТП ( j) 2TП ( j)1)
K e j
 
(1 jTP )(1 jTМ )(T 2 2
П  j2TП 1) . 
K e j

(1 jTP )(1 jTМ )((1T 2 2
П ) j2TП)
Амплітудно-частотна характеристика (АЧХ) системи: 
K
Aраз ()  . 
1 (T 2
P ) 1 (TМ )2 (1T 2
П
2 )2  (2TП)2
Фазочастотна характеристика (ФЧХ) системи: 
 2T 
раз ( )    arctgTP  arctgTМ  arctg П
T 2
П
2 . 
Логарифмічна амплітудно-частотна характеристика (ЛАЧХ) системи: 
Lраз ()  20lg Aраз ()  20lg K  20lg 1 (TP )2  20lg 1 (TМ )2 
. 
20lg (1T 2 2 )2  (2T )2
П П
Розімкнута система стійка, тоді для цього випадку критерій Найквіста буде 
наступний: 
Для стійкості замкнутої системи необхідно і достатньо, щоб амплітудно-
фазова частотна характеристика (АФХ) розімкнутої системи при зміні   від 0   
не охоплювала точку з координатами (-1, 0). 
Замкнута система автоматичного управління (ЗСАУ) стійка, так як АФХ 
РСАУ (рисунок 4.13, крива 1) не охоплює точку з координатами (-1, 0).  
 
Рисунок 4.13 - АФХ розімкнутої системи з запізненням (1) і без 
запізнювання (2) 
 
 103 
 
Знайдемо критичний час  кр . За графіком на рисунку 69 обчислюємо частоту 
зрізу С , при якій ЛАЧХ розімкнутої системи перетинає вісь абсцис, тобто 
Lраз (С )  0 . Отже, частота зрізу С  0,3. 
 
Рисунок 4.14 - ЛАЧХ розімкнутої системи 
 
Знайдемо критичний час  кр  з рівності фаз (С )   : 
   2T 
С кр  arctg CTP  arctg T 0Э C
C В  arctg   ,
1T 2 2
0Э С
0,3 кр  arctg0,015 artg0,83 arctg0,92   ,
0,3 кр 1  40  5  180 ,
 
0,3 кр 134 ,
 кр  447(с)  2, 48(с)  2,5(с).
Замкнута САУ стійка, якщо    кр ,   2,5c . 
Відповідно до структурної схеми, представленої на рисунку 2.13, складемо 
модель замкнутої САУ вентиляторної установки в пакеті візуального моделювання 
Simulink середовища MATLAB (рисунок 4.15). Заслінка змінює перетин вихідного 
отвору вентилятора на 15% (коефіцієнт посилення 0,15; постійна часу 0,47) і 
впливає на витрату (0,3м3 / с)  і момент навантаження (0,12). 
 
 104 
 
Рисунок 4.15 – Модель замкнутої САУ вентиляторної установки без 
регулятора 
 
Передавальна функція замкнутої системи має такий вигляд: 
Wраз ( p) W
W (з)   раз ( p)
З 1 . 
Wраз ( p)WОС ( p) 1Wраз ( p)WУЗП
Перехідна характеристика (реакція системи на одиничний стрибок) має вид: 
1 WЗ ( p) 
h(t)  L   . 
 p 
На рисунку 4.16 наведена перехідна характеристика замкнутої САУ 
вентиляторної установки без затримки та з затримкою   рівній 2 с. 
 
Рисунок 4.16 – Перехідна характеристика замкнутої САУ без затримки 
(1) і з затримкою   2 c  (2) 
 
 105 
 
З рисунка 4.16 знаходимо встановлене hуст  0,14  і максимальне hmax  0,18  
значення перехідної характеристики системи. Відносне перегрупування дорівнює: 
h
  max  hуст 0,18 0,14
100%  100%  29% . 
hуст 0,14
В системі MATLAB передавальна функція пропорційно - інтегрально - 
диференціального (ПІД) регулятора представлена у вигляді: 
K
WПІД ( p)  KП 
І K
p Д p , 
де KП , KІ , K Д  - пропорційна, інтегральна і диференціальна складові ПІД - 
закону регулювання. 
Принцип вибору закону управління і типу регулятора полягає в наступному: 
потрібно вибрати регулятор, що забезпечує необхідну якість регулювання при 
найменшій вартості і високої надійності. Регулятори бувають релейні, безперервні 
і дискретні (цифрові). Передбачається, що безперервні регулятори використовують 
І, П, ПІ, ПД і ПІД - закони управління.  
На рисунку 4.17 наведена модель замкнутої САУ вентиляторною установкою 
з обурюючим впливом (перекриття заслінки) і використанням ПІД- регулятора , 
який може бути реалізований в мікропроцесорній схемі ГДК. 
 
Рисунок 4.17 - Модель замкнутої САУ вентиляторної установки з ПІД-
регулятором 
 
 106 
 
На рисунку 4.18 наведено результати моделювання замкнутої САУ при 
обурюючому впливі (перекриття заслінки в момент 30 с), що змінює перетин S 
вихідного отвору вентилятора на 15%. Параметри настройки ПІД-регулятора: 
KП  0,95 , KІ  0,3, K Д  0,15  забезпечують час регулювання t p  10c . 
 
 
Рисунок 4.18 - Перехідна характеристика замкнутої САУ з ПІД-
регулятором і обурюючим впливом 
 
На рисунку 4.19 наведено зміна моменту навантаження Мс  і відносної 
швидкості обертання v в замкнутій системі з ПІД-регулятором при обурюючому 
впливі (перекриття заслінки в момент 30 с). Як видно з рисунка, за рахунок 
зменшення швидкості обертання вентилятора інтегральна швидкість потоку 
(рисунок 73) стабілізується. 
 
 107 
 
 
Рисунок 4.19 – Момент навантаження (а) і відносна швидкість 
обертання (б) в замкнутій системі з затримкою   2с при обурюючому впливі 
з ПІД-регулятором 
 
З рисунка 4.19 знаходимо стале hуст  0,3  і максимальне hmax  0,33 значення 
перехідної характеристики системи. Відносне перерегулювання: 
h
  max  hуст 0,33 0,3
100%  100% 10% . 
hуст 0,3
Перехідний процес в замкнутій системі з ПІД регулятором відповідає 
заданим вимогам. 
Таким чином, на основі експериментальних даних показана можливість 
синтезу замкнутої САУ вентиляторною установкою на базі дистанційного 
доплерівського контролю повітряного потоку при обурюючому впливі, змінюючи 
аеродинамічні характеристики системи. 
 
 
 
 
 108 
4.4 Система автоматичного управління шахтної аерожелобной 
сушаркою 
 
Пропонується використання доплерівського ультразвукового контролю за 
витратою агента сушіння при висушуванні сипучих матеріалів конвективним 
способом . 
На витрати агента сушіння впливають безліч факторів : характеристики 
вентиляторів, тип (вид) висушуваного матеріалу, засміченість, товщина і 
порожність висушуваного шару, його вологість, наявність матеріалу на 
аерожолобах, швидкість його руху; опір системи рециркуляції, який змінюється 
при роботі клапана-змішувача, при заповненні циклону домішками та ін. Робоча 
точка характеристики тепло вентиляційної системи постійно «пливе», тому 
підтримку градієнта тиску в системі недостатньо для забезпечення адекватного 
контролю за витратою агента сушіння. 
Для цих цілей в повітроводі пропонується встановлювати приймально-
передавальні ультразвукові перетворювачі приладу доплерівського 
ультразвукового контролю (ПДК). Принцип вимірювань заснований на зворотному 
розсіянні ультразвуку на фазових включених і турбулентних флуктуаціях потоку. 
Прилад володіє достатньою чутливістю для контролю інтегральної швидкості руху 
повітря в діапазоні швидкостей від десятків сантиметрів до десятків метрів в 
секунду. 
Машини після збиральної обробки зерна, наприклад, мобільні сушарки 
(рисунок 4.20), часто працюють в складі потокової лінії, отже, переважає 
стохастичний характер зміни параметрів оброблюваного матеріалу (його вологість, 
щільність, засміченість), це неминуче викликає випадкову зміну всіх змінних стану 
процесу і значно впливає на продуктивність, надійність і якість роботи. 
Контролювати режими роботи виходить тільки з використанням динамічних 
моделей аеродинамічних систем на основі змінної стану шару матеріалу . 
 
 109 
 
Рисунок 4.20 - Схема мобільної універсальної шахтної аерожолобної 
сушарки: 1 - циклон; 2 - повітропровід; 3,5 - штуцер для вимірювання тиску; 
4 - шахта;  6- розподільник повітря; 7 - теплогенератор; 8 - вентилятор;9- 
вентилятор рециркуляції; 10 - вентилятор охолоджувача; 11 - охолоджувач 
 
Регулювання стану шару зазвичай зводиться до підтримки питомих подач 
повітря (швидкості газу в шарі матеріалу). При більшій витраті повітря зростає знос 
основного матеріалу з шару, це призводить до збільшення навантаження на 
вловлювання пилу пристрою, зростання втрат продукту і споживаної 
електроенергії. При меншій витраті - до зменшення якості процесу 
(транспортування, сушки, поділу матеріалу на фракції). В даний час в конструкціях 
сушарок і машин очищення зерна регулювання швидкості потоку в шарі матеріалу 
виконується вручну, а оптимальність регулювання контролює оператор. 
 
 110 
На рисунку 4.21 наведена блок-схема технологічного процесу тепло 
вентиляційної системи аерожолобної сушарки. Стрілками показано напрямок руху 
агента сушіння. 
 
Рисунок 4.21 - Блок-схема технологічного процесу тепло вентиляційні 
системи 
 
У сушарці, яка складається з двох шахт (Ш) для сушіння сипучого матеріалу, 
що відбувається в псевдозрідженому шарі за допомогою підігрітого повітря, 
теплогенератором (ТГ) виробляється агент сушіння. Потім він нагнітається 
вентилятором (НВ) через повітророзподільні короби (ВРК) в аеродинамічні короби 
під вантажонесучі перфоровані перегородки і далі під гострим кутом виходить з 
щілин в шар висушуваного матеріалу. Коли шар матеріалу переміщається по 
аеродинамічним коробам, він поступово сушиться і розділяється на фракції, які 
відрізняються за аеродинамічними властивостями і розмірним характеристикам. 
Тим часом дрібна важка фракція пересувається уздовж поверхні перфорованих 
 
 111 
решіток, основна частина матеріалу знаходиться посередині, а легка виявляється в 
верхньому шарі і з відпрацьованим агентом сушіння виноситься в циклон (Ц) з 
метою очищення. Очищений від легких домішок він всмоктується вентилятором 
рециркуляції (ВР) і іде на часткову чи повна рециркуляцію за допомогою клапана-
змішувача (К-С) в теплогенератор і потім до сушіння. 
Межами розділу повітряних потоків є перфоровані вантажонесучі 
перегородки аерожолобів, на яких розташовується висушуваний матеріал. Витрата 
агента сушіння встановлюється і підтримується в процесі видалення вологи з 
матеріалу максимально можливим для забезпечення максимальної швидкості його 
фільтрації через шар матеріалу без виносу частинок основного матеріалу з 
відпрацьованим агентом сушіння. 
Регулювати витрату можна змінюючи обертів нагнічуючого вентилятора і 
вентилятора рецеркуляціі (ВР), які забезпечують градієнт тиску в системі. 
Значення тиску контролюються датчиками тиску (ДТ), які розташовуються на 
вході в ВРК і повітроводі. Крім цього можливе регулювання подачі агента сушіння 
індивідуально в кожен аерожолоб заслінками, встановленими на вході в їх 
повітророзподільні канали. 
Використання доплерівських ультразвукових вимірювань для контролю 
витрати повітря і концентрації домішок в агенті сушіння може бути дуже 
перспективним для оптимізації технологічного процесу в сушильних агрегатах. 
Для доплерівських вимірювань в повітроводі (квазістаціонарний потік) може бути 
забезпечена велика точність вимірювань. 
 
Висновки до розділу 4 
1. Режими роботи вентиляційних установок залежать від положення 
заслонок, жалюзі, аеродинамічного опору системи і т.д. Тому регулювання і 
автоматизоване управління повинно здійснюватися з урахуванням цих параметрів. 
Амплітудні і частотні характеристики сигналів доплерівського 
ультразвукового розсіювання дозволяють оцінити тимчасові затримки при зміні 
цих параметрів в перехідних режимах і можуть використовуватися при синтезі 
 
 112 
системи автоматичного управління вентиляторами установками. 
2. Виконана ідентифікація ланок системи автоматичного управління 
вентиляційної установки на базі дистанційного доплерівського контролю 
повітряного потоку. Запропоновано варіант дволанкового уявлення вентиляційної 
установки на основі апроксимації експериментальних даних. 
3. Проведено синтез і аналіз розімкнутої і замкнутої систем автоматичного 
управління вентиляторною установкою на основі приладу доплерівського 
ультразвукового контролю. Визначено стійкість системи в розімкнутому і 
замкнутому стані, знайдено стале значення, відносне перерегулювання. 
4. Виконано імітаційне моделювання замкнутої САУ c обурюючим впливом 
(перекриття заслінки) і використанням ПІД-регулятора, який може бути 
реалізований в мікропроцесорній схемі приладу доплерівського контролю (ПДК). 
5. Використання доплерівських ультразвукових вимірювань для контролю 
витрати повітря і концентрації домішок в агенті сушіння може бути дуже 
перспективним для оптимізації технологічного процесу та автоматизованого 
управління приводом вентилятора в сушильних агрегатах (див. додаток 1 до 
дисертації). 
  
 
 113 
ВИСНОВКИ 
 
1. Створено лабораторну експериментальну установку, що включає в себе 
засоби регулювання і контролю режимів роботи приводу промислового 
вентилятора, кошти контактного і дистанційного контролю генеруючого потоку 
повітря. Показано, що система вимірювань на основі доплерівського розсіювання 
ультразвукового сигналу дозволяє здійснювати безконтактний контроль відкритих 
турбулентних потоків. Пропоновані апаратні засоби реєстрації та обробки сигналів 
володіють достатньою чутливістю для дистанційного контролю потоку в діапазоні 
швидкостей від десятків сантиметрів до десятків метрів в секунду. Це дозволяє 
врахувати зміну аеродинамічного опору в системі, затримки між швидкістю 
обертання вентилятора і повітряним потоком в перехідних режимах. Крім того, за 
допомогою ультразвукового доплерівського контролю можливе отримання 
інформації про ступінь турбулентності потоку і наявність фазових включень 
(домішок), що актуально в системах управління вентиляторних установок з жалюзі, 
заслінками, в сушильних агрегатах і т.д. 
2. Проведено математичне моделювання УЗ-розсіювання в потоці з 
урахуванням геометрії вимірювань і характеристик УЗ перетворювачів. Для оцінки 
характеристик повітряного потоку показана необхідність реєструвати і аналізувати 
не тільки середній частотний зсув ультразвукового доплерівського сигналу, що 
характеризує середню (інтегральну) швидкість потоку, а й форму (ширину) 
доплерівського спектра, яка залежить від просторово-часової неоднорідності 
потоку. 
3. Експериментально досліджені перехідні та сталі режими роботи 
вентиляційної установки з доплерівським ультразвуковим контролем повітряного 
потоку. Середня частота доплерівського зсуву УЗ сигналу є параметром, лінійно 
пов'язаних з частотою обертання вентилятора тільки в стаціонарних режимах. В 
нестаціонарних режимах існує характерне запізнювання, залежність середньої 
швидкості потоку повітря від частоти обертання вентилятора виявляється істотно 
нелінійної через зміни просторово-часових характеристик турбулентного потоку 
 
 114 
повітря. Вперше для оцінки залежності між режимом роботи приводу вентилятора 
і параметрами генерованого потоку повітря при обробці УЗ сигналів показана 
ефективність використання рекуррентної нейронної мережі. 
4. На основі теоретичних і експериментальних досліджень проведена 
ідентифікація ланок і їх передавальних функцій в системі управління приводом 
вентилятора з урахуванням зміни аеродинамічних характеристик системи в 
перехідних режимах. Показана можливість і проведена оцінка умов використання 
доплерівського ультразвукового контролю повітряного потоку в системі 
управління вентиляторною установкою. 
5. Проведено синтез і аналіз розімкнутої та замкнутої систем автоматичного 
управління приводом вентилятора. На основі експериментальних даних показана 
можливість синтезу замкнутої САУ вентиляційної установки на базі дистанційного 
доплерівського ультразвукового контролю повітряного потоку при обурюючому 
впливі, що змінює аеродинамічні характеристики системи. Регульованою змінною 
виступає середня швидкість генеруючого відкритого потоку повітря. 
Пропонований підхід дозволяє синтезувати САУ незалежно від типу приводу і 
самого вентилятора, враховувати в контурі зворотного зв'язку швидкість обертання 
вентилятора, вносити поправки в традиційні алгоритми автоматизованого 
управління приводом вентиляторів, штор, заслінок. 
.