книги / Современные методы и средства балансировки машин и приборов
..pdfВ обоих случаях |
|
|
|
|
|
|
||
|
|
AG = AG6 -f- AGfi; |
|
|
(5.9) |
|||
|
|
•^диф — |
A G QZQ, |
|
(5.10) |
|||
где |
AG5 и |
AGG— остаточная |
плавучесть |
дифферентных |
шайб |
5 |
||
и 6\ |
z5 и zG— координаты |
центров масс |
и объемов шайб 5 и б |
|||||
при |
радиальном съеме или наращивании металла, |
а при торцовом |
||||||
съеме или |
наращивании |
металла — координаты |
центров |
масс |
и |
объемов тех частей грузов, которые необходимо удалить или доба вить (будем считать, что центры масс и объемов грузов и отдельно их частей совпадают).
Значения сил и моментов, создаваемых ими, подставляют в вы
ражения с учетом |
знаков. |
Устранение или |
уменьшение влияния погрешностей балансиро |
вочного станка на |
точность его измерения. Погрешности, обу |
словленные изменением температуры жидкости для балансировки. Рассмотрим влияние этих погрешностей при использовании предло женной методики измерения параметров неуравновешенности ПЧЭ.
Измерив Мст, с учетом формул (5.3)—(5.5) получим |
|||||||
|
|
Л4ст. и — |
ЛТрп |
/Ир*, |
/Ист. и — |
/Ирп |
|
м |
- Ж р „ - М р п |
_ |
|
|
|
^ р п (Хр рп Хр pn)j> |
|
Мст— |
2 |
------5~ [Ûpn (XG pu X 'Gрп) |
|||||
— |
2 |
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
(5.11) |
где Gp,[ и Ррп — сила |
тяжести рамки с поплавком и выталкиваю |
||||||
щая |
сила, |
действующая |
на |
них; xGpn и х'врп, */>РП и хРра — |
координаты центров масс и объема при первом положении поплавка относительно рамки и при его повороте на 180°
В связи с тем, что при небольших равномерно распределенных по объему жидкости изменениях температуры (до 30°) смещения центров масс и давление рамки и поплавка пренебрежимо малы, можно считать постоянными разности хо — х'ара и *ярп — *ррп
(см. рис. 5.1). Тогда в формуле (5.11) остается выталкивающая сила жидкости, которая зависит от плотности жидкости. Можно исклю чить или значительно уменьшить влияние погрешности, вызванной изменением плотности жидкости, при измерении МСТ по предложен ной методике, если использовать объемно-температурную баланси ровку, которая осуществляется в два этапа при различных плотно стях жидкости, причем половина применяемых грузов имеет плот ность, равную плотности жидкости на одном из этапов баланси
ровки.
При измерении AG и Л1д„ф с учетом формул (5.1) и (5.6), (5.2) и (5.7) получим
AGt = Fui t + Fц» t = G — Р%\
Л1дцф t = F^i tL nl — F цо tL n.i — GZG -\~ PtZp.
|
Рис. |
5.4. |
Главны е моменты |
и |
главные |
|||
|
векторы |
систем параллельны х |
сил |
от |
||||
|
носительно |
центров |
приведения О, |
0 Х |
||||
|
и 0 2 • |
|
РЭМДС1; |
2 — поплавок; |
3 — |
|||
|
1 — якорь |
|||||||
|
якорь РЭМДС2; 4 — рамка |
|
|
|
||||
|
В этих формулах индексом t |
|||||||
|
обозначены параметры, |
завися |
||||||
Z |
щие |
от |
температуры |
(плотно |
||||
|
сти) |
жидкости. |
|
|
|
|
|
|
Y |
Составив таблицы |
или по |
|
|
|
строив гарфики зависимости |
|
допусков Т (ДG) = f (t) и ТМдиф= f (t), при применении |
описан |
|||
ной |
методики |
определения |
ДСг и МДИф можно практически исклю |
|
чить |
влияние |
погрешности, |
вызванной изменением плотности жид |
|
кости. |
|
|
|
При этом необходимо выполнять повторные замеры и тщательно следить за изменениями температуры жидкости в ванне, чтобы резко снизить влияние случайных изменений ее температуры.
Так как при изменении температуры изменяется плотность жидкости,то изменяется и радиальная нагрузка вРЭМДС1 и РЭМДС2, что приводит к изменению их суммарного возмущающего момента, но это изменение незначительно, и им можно пренебречь.
Несоосноспгь оси подвеса рамки универсального балансировочного станка с осью подвеса ПЧЭ в приборе. Рассмотрим возможность устранения погрешности, возникшей ввиду указанной несоосности при определении момента Мст по описанной выше методике.
Приведем систему параллельных сил, действующих на рамку, к центру Ог (рис. 5.4), систему сил, действующих на рамку с поплав ком, к центру 02 и систему параллельных сил, действующих на по плавок, к центру О.
Выберем эти центры таким образом, чтобы центр Ох находился на оси подвеса рамки, центр 02 — на оси подвеса рамки с поплавком,
а центр О — на оси поплавка и являлся центром его |
симметрии, |
причем все три центра приведения располагались |
в плоскости |
XOY |
|
Рассмотрим случай, когда все три оси параллельны оси электрической симметрии РЭМДС1 и РЭМДС2, которая горизон тальна.
При первом положении поплавка относительно центров приве дения Ох, Ог и О соответственно на рамку, рамку с поплавком и на поплавок действуют главные моменты Л1р1, Жрп2 и Л4С1 и главные векторы Д0Р, ДОр„ и ДG систем параллельных сил. При повороте поплавка на 180° относительно тех же центров приведения на рамку, рамку с поплавком и на поплавок действуют главные моменты Л1р, М.рп и Жёг систем параллельных сил.
Определим момент МСТ относительно центра О. В соответствии с теоремой о соотношении между главными моментами систем сил относительно двух центров [30 ] определим главные моменты систем
по
параллельных сил, действующих на рамку без поплавка и с поплав ком относительно центра О соответственно:
М р M p i (f*l X AC?p)i Мр р == Мр и 2 (/*2 X А&рп),
где r lt |
г2 — радиусы-векторы |
центров |
приведения Ог |
и 02 отно |
|||
сительно центра |
приведения |
О. |
|
|
|
||
Тогда |
|
|
|
|
|
|
|
Л е т |
== М р ц |
М р |
A f p Ti2 |
|
(f*2 |
х ^ ^ р п ) “ 1“ (^*i х |
A G P) |
где |
|
|
~Л1ст. и “1 AM<*f) |
|
|||
|
|
|
|
^^ри2 Лр1 |
|
||
|
|
|
Л е т . и |
= |
|
результат, полученный при первом измерении момента /Исг;
ДЛСТ= (rxx AGр) ■ (го х Д(?рп)
погрешность измерения, возникшая вследствие несоосности осей подвеса рамки и поплавка (см. рис. 5.4).
Следовательно, если определять Л сг при одном положении по плавка относительно рамки, то будет иметь место погрешность ДЛСТ.
Повернем поплавок относительно оси его подвеса в рамке на 180°. При этом векторы главных моментов M v и А Л от и радиусы-векторы
г х и г2 |
останутся |
неизменными, а |
вектор |
главного момента М „ |
также |
повернется |
на 180° (на рис. |
5.4 его |
новое положение М& |
показано штриховой линией).
Все главные моменты,которые изменились при новом положении
поплавка, будем обозначать |
штрихами: |
|
Лрп — Лрп2 |
(г2 х AGpn); |
|
Л1ст — -Л^рп |
AÆp ~ |
^Л4ст. и -1- АЛ^ст» |
где |
|
Л р| |
Лет. 1= Лрп2 |
результат измерения после поворота поплавка на 180°; ДЛ'т = (ri х AGP) — (r2 XAGpn) = АЛСТ—
погрешность этого измерения, которая равна погрешности при первом измерении.
Так как Л ст = — ЛсТ>то с учетом приведенных выше формул
Лет Лет — 2(lfcx == Жст. и Лст. н*
В связи с тем, что векторы всех рассматриваемых главных мо
ментов коллинеарны и с учетом |
последней формулы имеем |
Л е т — ( Л е т . и |
Л е т . и)/2 , |
которая совпадает с формулой (5.3).
Таким образом, если Л ст определять при двух противоположных горизонтальных положениях каждой оси балансировки ПЧЭ (см. рис. 5.1) путем сравнения неуравновешенности рамки без поплавка и с поплавком, результат не зависит от несоосности осей подвеса рамки и поплавка, если последние параллельны. Если оси подвеса рамки с попларком и без поплавка и ось подвеса поплавка в рамке
ill
не параллельны, то действительные значения моментов, которым бу дем присваивать индекс «д», могут отличаться от их значений, по лученных при измерении.
В этом случае векторы главных моментов систем сил, действу ющих на рамку без поплавка и с поплавком и на поплавок относи тельно их осей подвеса, будут наклонены под углами соответственно
с*!, а 2 |
и а к векторам главных моментов, показанных на |
рис. 5.4. |
|
Поэтому |
|
|
|
|
Мpi== Mpt дcos ос2; |
Мрпз = Л4рц2 дcos а,, |
(5.12) |
|
Л4Ст = |
Мст дcos а. |
|
|
|
||
В |
реальных конструкциях |
балансировочных станков |
смещение |
осей якорей РЭМДС не превышает 0,2 мм (при точной балансировке),
а расстояние между якорями не |
менее |
200 мм. Поэтому |
tg a !< 0,001; |
tgcc» < |
0,001; |
®Ипах === ^ 2шах ^ 0 03 ,
т. е. cos a lniax = cos а2гаах « |
1. |
устанавливается поплавок при |
|
Несоосность опор, в которые |
|||
закреплении его в рамке, не |
превышает |
0,05 мм, а расстояние ме |
|
жду ними не менее 100 мм. |
|
|
|
Следовательно, |
|
|
|
= 0,0005; |
ссп)ах |
0 02 , |
т.е. cos ашах » 1.
Впоследних формулах расхождения могут быть лишь в шестом знаке, поэтому с учетом выражения (5.12) погрешностями, вызван
ными |
непараллельностью |
оси электрической симметрии РЭМДС1 |
||
и РЭМДС2, |
которая горизонтальна, |
и осей подвеса поплавка, рам |
||
ки и |
рамки |
с поплавком, |
можно |
пренебречь. |
5.2. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ МАГНИТОПРОВОДОВ НА ТОЧНОСТЬ БАЛАНСИРОВКИ В ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ОПОРАХ
(М. В. Баркан, А. А. Геркус)
Использование электромагнитных опор при прецизионной балан сировке требует учета их специфических свойств, прежде всего маг нитных параметров элементов опор.
Известно, что сила притяжения электромагнита определяется выражением F = ~ - ^ { В Н), где В — магнитная индукция; Н —
напряженность магнитного поля; ô — перемещение притягиваемого тела. Следовательно, грузоподъемность магнитной опоры при прочих равных условиях тем выше, чем больше значение.магнитной индук ции в магнитопроводе. Однако механическая жесткость магниторе зонансной опоры пропорциональна крутизне резонансной характери стики колебательного контура, т. е. его добротности. Известно [9], что по мере увеличения индукции в магнитопроводе подвеса и его насыщения резонансная характеристика изгибается.
1
7 = Ы
Рис. 5.5. Магнитная цепь электромагнита подвеса:
1 — статор; 2 — ротор
Рис. 5.6. Балансировочное устройство с электромагнитными опорами:
1 — 4 — электромагниты иодпсса; 5, б — датчики угла
Расчеты показывают, что допустимое значение нелинейности кривой В (Н) находится в пределах 10—20 %, при этом жесткость опоры может составлять (1 4-2) 10'1Н/м.
Для обеспечения достаточно высокой добротности электрических резонансных контуров подвеса и малых моментов трения при вра щении ротора в опоре целесообразно использовать ферриты, лучшие из которых имеют суммарные потери порядка 6 мВт/см3.
Кроме отмеченных параметров качество магниторезонаисной опоры зависит от магнитной проницаемости магнитопроводов. Ин дуктивность катушки электромагнита подвеса (рис. 5.5) определя ется выражением
1 _ ________ iwt-S________
^ci/Рст ~Ь ^р/Цр “Ь 26 ’
где р0 — магнитная постоянная; рст, рр — соответственно относи тельная магнитная проницаемость магнитопроводов электромагнита и ротора; /ст, /р — длина средней силовой линии по статору и ро тору; S — сечение магнитопровода; п — число витков катушки электромагнита; Ô— длина зазора.
Для улучшения качеств опоры необходимо стремиться к макси-
симальиому значению |
Это условие выполняется, |
если |
26 > |
||||
> |
(5ч-10) (/с1/рСт + Ум,))- |
магниторезонансных опор |
/сг + |
lv |
|||
« |
Так |
как |
для |
реальных |
|||
10"s |
м, a |
Ôй |
10-'1 м, получим, что для обеспечения |
достаточно |
высоких качеств магниторезонансной опоры относительные магнит ные проницаемости рст и рр должны быть более 103.
Существует еще ряд магнитных параметров, влияющих на точ ность уравновешивания в электромагнитных опорах. К ним отно сятся неравномерность распределения магнитной проницаемости по поверхности и объему ротора; анизотропия магнитной восприим чивости ротора; аккомодации и дезаккомодации магнитных свойств ротора.
Нетрудно показать, что если магнитная проницаемость рр ро тора зависит от угла 0 (рис. 5.6), топоявляется приложенный к под вижному узлу момент М, эквивалентный моменту осевого дисбаланса.
ИЗ
Рис. 5.7. Электромагнитная опора с неравномерным распределением магнитной проницаемости в роторе
Действительно, подставив в формулу мо мента, приложенного к элементарному участку Д5Р поверхности ротора со сто
роны магнитной опоры, ДM = - j - I 2-^A L
выражение индуктивности элементарной трубки
д , _ ivt3 ASp_____
1ст/Рсг + Wpp + 2Ô
и произведя интегрирование по рабочей поверхности 5 Р ротора, получим выражение момента, приложенного со стороны опоры к ро тору:
|
. д^1р |
|
дв |
5^ |
2 ^р> |
(^стД1ст ^р/М'р H" 2 6 ) |
где I — ток обмотки электромагнита.
Отклонение поверхности ротора от сферы, т. е. зависимость за зора fi от угла 0, приводит к появлению аналогичного момента. Пов торяя предыдущие рассуждения, получим выражения такого момента в виде
дб
de
М — Цо j (У/Ист + УИг + 20)3 riS!>•
Существует возможность путем изменения геометрии поверхности ротора отрегулировать подвес таким образом, что вредные моменты, ухудшающие точность осевой статической балансировки, будут сведены к минимальному значению (порядка 10‘10Н*м).
Неравномерность распределения магнитной проницаемости ро тора нарушает также статическую балансировку в экваториальной плоскости. Если некоторый участок ротора имеет большую (или меньшую) магнитную проницаемость, то в магнитной опоре появля ется децентрирующая сила FM(рис.5.7). Следовательно, при вращении ротора появляется радиальное биение рм. Дисбаланс ротора в эк ваториальной плоскости также вызывает его биение рд. Суммарное биение ротора в плоскости дисбаланса р = рд + 7рм. Мерой дис баланса является величина биения. Однако существует простой спо соб исключить указанную ошибку. Величина биения рд при вра щении в дорезонансной области равна
_ |
/ддгаа |
|
Рд |
k |
’ |
где /лдг — дисбаланс; г — радиус дисбаланса; ю — скорость враще ния; k — жесткость опоры.
Рм — FJk.
Измерив значение биения на двух скоростях coi и о)2, легко вы числить истинное значение массы дисбаланса по формуле
При балансировке ротора в осевом направлении наличие паразит ных моментов в экваториальной плоскости снижает точность балан сировки.
К наиболее часто встречающимся паразитным моментам относя тся моменты, вызванные анизотропией магнитных свойств материала ротора, а также аккомодацией и дезаккомодацией магнитных свойств.
Значение анизотропии можно выразить отношением магнитных проницаемостей по осям так называемого легкого намагничивания, среднего намагничивания и трудного намагничивания, либо экви валентной геометрической несферичностыо, которая у ферритовых роторов может иметь значение порядка микрометров.
Можно показать, что в магнитном подвесе постоянного ток а такое значение анизотропии может вызвать паразитный момент порядка 10"10 Н-м.
В магнитном подвесе переменного тока, в частности в магниторе зонансном подвесе, эта составляющая погрешности балансировки оказывается несущественной. Однако это справедливо только для тех случаев, когда частота ротора не совпадает с частотой вращения гармоник поля подвеса. При совпадении этих частот ротор оказы вается неподвижным относительно данной составляющей поля подвеса, и влияние анизотропии проявляется даже при использо вании магнитного подвеса переменного тока.
При появлении моментов, вызываемых анизотропией магнитных свойств, необходимо учитывать их нестабильность, которая обуслов лена аккомодацией и дезаккомодацией магнитной проницаемости. Эти явления объясняются смещением границ намагниченности и вра щением векторов доменов в материале ротора во время действия или после окончания действия на ротор постоянной составляющей магнитного поля.
При этом магнитная проницаемость [30] Ро — Рвр = с Is\k\9
где |х0 — начальная магнитная проницаемость; рвр — магнитная проницаемость, определяемая вращением векторов намагниченности
доменов; |
Is — намагниченность |
насыщения; k — константа анизо |
|
тропии; |
с' — коэффициент, |
характеризующий марку материала. |
|
Изменение магнитной проницаемости в одном домене во времени |
|||
носит экспоненциальный характер |
|||
|
И ( т ) = |
+ |
(И о - Ц вр) е ~ т/То. |
где рм — асимптота; т0 — постоянная времени процесса.
При совпадении частоты вращения ротора с частотой какой-либо гармоники поля подвеса можно ожидать появления паразитного мо мента вследствие анизотропии материала. Этот момент может на ходиться в экваториальной плоскости ротора и изменяться во вре мени по закону, близкому к экспоненциальному с постоянной вре мени, составляющей десятки часов.
Исходя из изложенного, можно сделать следующие выводы. Балансировка роторов в магниторезонансном подвесе может быть произведена с высокой точностью как в плоскости экватора,
так и по оси ротора.
Для повышения точности балансировки необходимо учитывать возможность появления паразитных моментов, вызванных анизотро пией магнитной проницаемости ротора и ее изменением во времени в результате процессов аккомодации и дезаккомодации магнитной проницаемости. Для предотвращения соответствующих погреш ностей балансировки необходимо избегать частот вращения ротора, совпадающих с частотой гармоник поля подвеса. При этих условиях рассмотренные паразитные моменты могут быть сведены к минималь ным значениям, а точность балансировки до 10~3 г-мм.
5.3. ИЗМЕРЕНИЕ ДИСБАЛАНСОВ РОТОРОВ С ПОМОЩЬЮ ФУНКЦИОНАЛЬНЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
(П. В. Короткое, Н. Л. Степанов)
Дисбаланс ротора может быть измерен с помощью функциональ ного преобразователя, коэффициент передачи К которого представ ляет собой тригонометрическую функцию угла поворота а его ра бочего органа.
В качестве функционального преобразователя могут быть исполь зованы серийные электрические машины типа синусно-косинусного вращающегося трансформатора (СКВТ), сельсина, индуктосина, коэффициент передачи которых представляет собой синусоидальную (косинусоидальную) функцию угла поворота ротора.
На основе СКВТ в ЭНИМСе разработана измерительная система к балансировочным станкам, которая обеспечивает индикацию пара метров дисбаланса в любой из систем координат на роторе: полярной, прямоугольной, косоугольной (в том числе многоугольной) и ком бинированной. Поскольку постоянная составляющая выходного сигнала не передается трансформатором, то спектр сигнала датчика дисбаланса предварительно переносится посредством амплитудной модуляции в область более высокой несущей частоты. В связи с этим при обработке сигнала датчика дисбаланса используется амплитудная модуляция во вращающемся трансформаторе, а измерительная си стема получила название системы АМВТ [А. с. 585421, 605139, 605140 (СССР)].
Принцип работы измерительной системы может быть рассмотрен на примере типового измерительного устройства к станкам для статической балансировки роторов.
Измерительное устройство (рис. 5.8) работает в двух режимах: измерения и отсчета параметров дисбаланса. В режиме измере ния устройство работает при положении / переключателя К1.
Колебания неуравновешенного ротора 7, вызванные дисбалансом О при вращении с круговой частотой й, преобразуются датчиком 2 дисбаланса в электрический сигнал Ux. В амплитудном модуляторе 3
сигнал датчика |
и г модулирует по амплитуде вспомогательный сиг |
нал t/(î (рис. 5.9, |
а) несущей частоты, вырабатываемый генератором 4 |
(см. рис. 5.8). Амплитудная модуляция осуществляется по балансной схеме с подавлением несущей частоты со, которая показана штрихо вой линией на спектральной диаграмме (рис. 5.9, б).
Амплитудно-модулированный сигнал U2 с подавленной несущей частотой подводится к первичной обмотке СКВТ (5), ротор (см. рис. 5.8) которого механически связан с балансируемым ротором 7 и вращается вместе с ним. При прохождении через СКВТ сигнал U* умножается на синусоидальную (косинусоидальную) функцию его коэффициента передачи, которая является параметрическим опорным сигналом и имеет тот же период, что и сигнал датчика дисбаланса. Процесс перемножения сигналов фактически является повторной амплитудной модуляцией сигнала U2y содержащего две боковые частоты, параметрическим сигналом преобразователя. Эта модуля ция происходит с подавлением боковых частот со + й и со — й, которые в данном случае выполняют роль несущих и представлены на диаграмме рис. 5.9, б двумя штриховыми линиями. В результате перестановки и сложения боковых частот со + й и со — й о т новой модуляции на месте несущей выделяется составляющая, в которой сосредоточена вся полезная информация о дисбалансе.
Таким образом, Сигнал £/э на выходе СКВТ содержит составляю щую несущей частоты с амплитудой, пропорциональной модулю вектора дисбаланса G и косинусу его начальной фазы <р относи тельно фазы вращения ротора. При синхронном детектировании такого сигнала в демодуляторе 6 (см. рис. 5.8) полезный сигнал выделяется в виде постоянной составляющей, которая представляет собой копию составляющей несущей частоты. Действительно, если имеется сигнал датчика дисбаланса
U1 = Uc cos (Ш + <р),
где Uc — амплитуда сигнала датчика дисбаланса; ф — начальная фаза дисбаланса, то в устройстве формируется сигнал несущей частоты со, например, синусоидальной формы
и с = Un sin со/,
где Uj, — амплитуда сигнала несущей частоты; со/ — круговая ча стота, а функциональный преобразователь имеет коэффициент пе редачи
К = w cos Ш,
где w — коэффициент трансформации. В результате первой ампли тудной модуляции с подавлением несущей получим
|
U2 — и хи й — Uсcos (Qt |
ф) Uиsin со/ = |
|
|||||||
_ |
U.CUJI {gin |
— Q) / — ф] _|_ sin [(со 4* й) / + |
ф]}. |
|||||||
|
|
|
|
|
|
U |
n |
|
т |
Ш |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
Л |
|
|
|
* |
|
|
|
|
|
|
1П П П П П П П П П П П П П П П 1 -, п |
|
|
|
|
|||||
|
UUU u i r a u m m IUUUUU |
t |
|
|
|
|
|
|||
|
1 “г |
|
|
|
|
|
|
I |
!T |
. |
|
Ж . |
|]hM |
n f |
fl N' |
^ |
n |
|
|||
|
Щ |
Ц | 1 ™ и [| |
[ j i r |
/ |
|
|
CÛ-S2 |
0J+& eu |
||
|
из п |
|
|
|
|
о.. |
. |
T ! |
I i T . |
|
|
J L : |
Tlrtnnfl |
I h r . |
|||||||
|
N |
|
|
J P |
% |
|
|
co-2.fi |
oi+2fl w |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
. |
n |
T |
|
|
|
|
■us |
|
|
|
t |
- . |
2J2 |
|
|
« |
|
|
|
О) |
~ 1 |
0 |
|
S) |
|
ÙJ |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
Рис. 5.9. Диаграммы работы измерительного устройства: |
|
|
||||||||
а — временные; |
6 — спектральные; |
Ut — сигнал |
датчика |
дисбаланса; |
U%— амплитудно- |
|||||
модулированный сигнал с подавленной несущей частотой; С/3 — сигнал |
на выходе СКВТ, |
|||||||||
умноженный на его синусоидальную функцию; |
Ui — сигнал после синхронного детек |
|||||||||
тирования; иъ — полезный сигнал |
на выходе |
ФНЧ; £/в — вспомогательный сигнал несу |
||||||||
щей частоты |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|