En demo af en OU transformer

[esben]

Det kan løses ved at gå op i frekvens.

Tak til Ole for indsparket - det vidste jeg jo godt, men nogen gange forsvinder skoven for bare træer.

Venligst Esben

[anders]

Jeg slås med dårligt måleudstyr.
Jeg havde lidt tid til målinger i dag. Jeg byggede mit system lidt om et par gange.

Mine tonegeneratorer er noget bras.
Min audioforstærker er ganske kapabel men måske uegnet til formålet.
Mit system går konstant i selvsving, og de målemetoder jeg sidst har benyttet duer meget dårligt når signalet har overlejret et ca 4 MHz signal, hvilket det hyppigt er.
Jeg er nu gået tilbage til den målemetode jeg brugte første gang, nemlig den Esben benytter.
Mit firkanals oscilloskop er måske det eneste udmærkede måleudstyr jeg har. Jeg har opdaget at det har en cursor-function, som fortæller mig tiden i mikrosekunder for cursorens placering.
Ved at placere cursoren i nulgennemskæringen for sinuskurven for indgangsspænding i starten og slutningen af en periode får jeg to tider T1 og T2. Perioden T er så T2-T1. Og frekvensen er 1/T.
Ved at placere cursoren i nulgennemskæringen for den sinuskurve som beskriver indgangsstrømstyrken og ved at vælge den rigtige nulgennemskæring, får man en tid T4, hvor faseforskydningen svarer til T4-T1.

Jeg har kortsluttet udgangen af min transformator, og forsynet den med en shuntmodstand til måling af strømmen på 4.7 ohm.
Jeg vælger så omstændigheder hvor systemet ikke går i selvsving, og får smukke målinger af fasevinklen 
Når frekvensen stiger fra 437 til 2422 Hz. så stiger fasevinklen jævnt fra 74 grader til 109 grader.
Fasevinklen bliver 90 grader omkring 2.5 kHz.

I følge de målinger burde man kunne hente en del energi ud omkring 2.5 kHz, uden at belaste indgangen med effektive Watt.
Over 2.5 kHz burde systemet gå i selvsving, og det er netop det det gør...
Om det skyldes energien fra trafoen kan jeg ikke sige med sikkerhed.

Men disse målinger giver meget lovende fasevinkler.

Og målingerne fortæller mig at jeg bør anskaffe en ny signalgenerator med indbygget frekvenstæller, volumenkontrol og lignende moderne raffinementer.

[anders]

Det går lidt fremad her.
Nu lykkedes det at få en digitalstyret oscillator til fungere i opstillingen uden selvsving. Den kan nemt indstilles på en præcis frekvens.
Jeg arbejdede med kortsluttet sekundær og 4.7 ohm som shuntmodstand.
Jeg fik kortlagt en række præcise frekvenser fra 2500 Hz til 50 kHz.
Ved hver frekvens fandt jeg de tre tider T1,T2 og T3, som tillader mig at beregne fasedrejningen af indgangsstrømmen, samt frekvensen (den skulle gerne være den samme som signalgeneratorens)
Jeg målte også indgangsspændingen (RMS) spændingen over shunten, og AVG(produktet af de to spændinger). Dette brugte jeg som en anden måde til beregning af faseforskellen. De to metoder skulle gerne give samme resultat. Dog kan AVG metoden ikke se om faseforskellen er mindre eller større end 90 grader.
Der var rimelig overensstemmelse mellem de to forskellige måder at beregne faseforskellen på.
Der var også rimelig overensstemmelse mellem de to måder at finde frekvensen på.
Der er derfor grund til at have en vis tiltro til målingerne.
Faseforskellen blev i denne måleserie ca 90 grader omkring 10-11 kHz.
Der kan derfor være grund til at lave en måleserie med forskellige belastningsmodstande ved 10 eller 11 kHz

[anders]

Så fik jeg målt på transformeren ved 10 kHz med en række forskellige belastningsmodstande fra 10 ohm til 1 kohm.
COP lå generelt på 2.7 til 3.0
Man fik den største udgangseffekt ved en belastning omkring 130 ohm.
Jeg havde forestillet mig at transformeren havde noget der svarede til en indre modstand Ri, således at udgangsspændingen kunne beregnes ved U = U0 * R/(R+Ri)
hvor Ri er den indre modstand og R belastningsmodstanden og U0 spændingen ved åben udgang. Men sådan hang det ikke sammen. Lovmæssigheden er en anden. Man kan så filosofere over hvilken.

Det næste er vel at prøve forskellige viklingstal. Jeg formoder at man holder frekvensen konstant på 10 kHz, og først reducerer antallet af viklinger på primæren til et mere fornuftigt antal.
Det burde ikke have anden virkning end at man behøver mere strøm og mindre spænding for at holde Ampere-turns konstant. Man kan checke om man får samme COP og udgangseffekt med en 130 ohms belastning.

Dernæst skal man enten straks forsøge sig med en feedback vikling, eller man skal forsøge med forskellige viklingstal på sekundærsiden.
Det mest interessante er vel feedback spolen. Den kan måske forøge udgangseffekten.

[anders]

Jeg viklede primærspolen af, mens jeg talte vindingerne. (lidt omvendt, man plejer at tælle dem når man lægger dem på) Der var 71 vindinger.
Jeg lagde så 13 vindinger på, og målte induktansen i primæren til 10.9 mH (men hvad var mon tilsluttet sekundæren?)
Jeg målte så med en 130 ohms belastningsmodstand ved 10 kHz og en 4.7 ohm shuntmodstand. Jeg fik en COP på 1.8,
Det synes var mindre end håbet. Jeg driver nok kernen i mætning. Udgangseffekten er meget større end da jeg målte ved 71 vindinger. 83 mW mod 3 mW.
Jeg bliver nok nødt til at regne lidt på Ampere-turns.
Men nu er jeg for træt og indstiller målingerne for i dag.

[anders]

Jeg arbejder fortsat ved 10 kHz

Jeg forbandt min audioforstærker med signal til udgangen på Alek-transformeren i stedet for som normalt på indgangen.
Jeg målte hvor meget spænding der kom ud over den åbne primærspole.

Indgangsspændingen var 18,41 V RMS
spændingen over de 4.7 ohm shunt modstand var 2.776 mV
der kom 4.473 V RMS ud på primærspolen.

Transformeren er altså ikke unidirektional

Jeg lavede så en 13 viklingers prøvespole som ligger på samme sted i kernerne som primæren, altså en slags feed back spole.

Jeg lagde 5.506 Volt på feedbackspolen, shunten på 4.7 ohm havde 14.33 mV RMS over sig
der kom 22.36 Volt ud på primærspolen
sekundærspolerne var åbne

Hvor mange vindinger skal feedbackspolen så have for at ophæve virkningen fra sekundærspolerne?

Jeg lavede en beregning i vedlagte spreadsheet, som fortæller at der skal 13 vindinger i feedback spolen.

At det netop er samme antal som der er i primærspolen er nok ikke en tilfældighed. Hvis man tænker lidt på det, så kan man nok drage nogle konklusioner.

[anders]

Jeg slutter så feedbackspolen i serie med sekundærspolerne.
Feedbackspolen kan vendes på to måder.

På den ene måde får jeg med 11.65 V RMS ind i sekundærerne 1.513 mV RMS over de 4.7 ohm shunt. og 2.25V  RMS ud på primæren
På den anden måde får jeg med 11.65 V RMS  ind i sekundærerne 3.083 mV RMS over de 4.7 ohm shunt. og 3.821V  RMS ud på primæren

Så er jeg forvirret.
Ifølge mine beregninger burde jeg have fået 0 Volt ud på primæren.
Men hvad skyldes nu forskellen i strømstyrken? og hvilken af de to måder at forbinde feedbackspolen på er den rigtigste?

Her råder lidt forvirring.

Der er nok ikke tid til flere eksperimenter i denne weekend.

/Anders

[Ole Nielsen]

Hej Anders

Selvom jeg er ikke helt sikker på mine beregninger endnu ser det ud til at feed back (eller modkoblings) spolen kun skal være en lille del af primærens vindingstal. Det er dog under den forudsætning at reluktansen i primær kredsen er højere end reluktansen i sekundær kredsen. Det bevirker desværre at der skal flere vindinger på primæren, hvilket også Paul. R. Jensen påpeger og hvilket var hans begrundelse for at være meget omhyggelig med at file luftspalten til præcis den ønskede reluktans. Det øger induktansen hvilket kræver forhøjet indgangsspænding eller lavere frekvens for at få en strøm til at løbe. En lavere frekvens giver en stor klodset transformator pga. lav energitæthed hvilket ikke er hensigtsmæssigt når man har moderne kerner og effekthalvledere til rådighed.

Så er jeg forvirret.
Ifølge mine beregninger burde jeg have fået 0 Volt ud på primæren.
Men hvad skyldes nu forskellen i strømstyrken? og hvilken af de to måder at forbinde feedbackspolen på er den rigtigste?

Hvis viklingerne ligger som på WAs opstilling, hvor der er masser af luft mellem kernen og spolerne, giver det en del parasit spoler der må ligge i serie med den del som kernen udgør af spolearealet. Det giver en dårligere kobling mellem de forskellige spoler omkring den samme kerne. Normal designpraksis er, at viklingerne skal ligge tæt ind til kernen og vinduet der vikles gennem skal helst være helt udfyldt. Dette forhindrer at fluxen forlader kernen med dårlig kobling til følge og kan være forklaringen på at primærspolerne ikke ophæver eller fordobler hinanden.

Den bedste kobling fås ved at vikle med en bifilar tråd hvilket kan være nødvendigt ved høje frekvenser. Transformatoren skal behandles som en transmissionslinje transformator når bølgelængden nærmer sig trådens længde og kortere, så ved høje frekvenser gælder det om at benytte en kort tråd. En udgangstrin audiotransformator til Hi-Fi brug kan være viklet i små segmenter, med skiftevis sekundærere op primærere segmenter lagt som sandwich mellem hinanden, for at minimere kapacitans og få god kobling for at kunne overføre de høje frekvenser.

Modkoblingen skal være i modfase med primærspændingen ifølge P.R. Jensen:

When the core is magnetized, an induced voltage will appear across the feedback winding which will subtract from the voltage across the secondary.

/Ole

[Ole Nielsen]

Så fik jeg langt om længe lavet nogle formler til beregning af UDTen . Så kan viklearbejdet starte og et forsøg laves.

Beregningerne er vedhæftet som en pdf-fil (122kB).

Venlig hilsen
Ole

[esben]

De nye spoler er viklet med 0,7 mm tråd. Primær vindingstal 10 og 33, sekundær 66 og 200. I ubelastet tilstand er spændingsforholdet lig med vindingsforholdet. Det gælder både med input fra P til S og omvendt. I belastet tilstand ændrer spændings-omsætningsforholdet sig drastisk, og er ikke i overensstemmelse med vindingsforholdet. Strøm- omsætningsforholdet er en noget mere uhåndterlig størrelse og ændrer sig selvfølgelig også tilsvarende ”mærkeligt”. Generelt giver et større ampereforbrug på sekundær et ”tilsvarende” merforbrug på primær. Samtidig påvirkes fasedrejningen på primæsiden mod 90 grader (og derover).
Med det nye spolesæt kan jeg godt opnå en COP>1, om end der igen skal søges med kærlig hånd efter de optimale betingelser (belastning og frekvens). Oftest kan det lykkes ved en fasevinkel over de 81-82 grader. Næste skridt, at lave primær som resonanskreds, hvilket er problemfrit. Den rette kondensator og I-input er i fase med U-input ved resonans. Men selv nu hvor vedligeholdelsesstrømmen I-input falder meget, har jeg desværre ikke kunnet få en COP>1. Målinger til nu giver et ensvisende billede af en COP=1 når det optimale er nået (hmm…??.) Ingen loopning i denne ombæring. Ny tænkepause.

I mellemtiden er jeg stødt på dette dokument: http://www.free-energy-info.tuks.nl/VladimirUtkin.pdf hvor en russisk gruppe beskriver klart og tydeligt (på engelsk) hvad der er ”værd at vide” om OU transformatorer. Jeg laver derfor et lille sidespring og leger lidt med ”The Asymmetrical Transformer based on the short-circuited coil” beskrevet på side 77 og frem, og som efter deres opfattelse er en ægte unidirektionel trafo. Vi får se.

Venligst Esben

[anders]

Næste skridt, at lave primær som resonanskreds, hvilket er problemfrit. Den rette kondensator og I-input er i fase med U-input ved resonans. Men selv nu hvor vedligeholdelsesstrømmen I-input falder meget, har jeg desværre ikke kunnet få en COP>1. Målinger til nu giver et ensvisende billede af en COP=1 når det optimale er nået (hmm…??.)
Venligst Esben

Meget underligt. Esbens målemetoder er helt OK og pålidelige. Det er svært at forestille sig hvorledes en kapacitor kan sænke COP til 1. Vi arbejder selvfølgeligt med fænomener, som vi ikke helt forstår. Men det er helt uventet at en kapacitor sænker COP.

Jeg vedlægger i øvrigt Vladimir Utkin filen (den kunne forsvinde fra internettet), som virker meget fornuftig.

/Anders

[anders]

Så fik jeg langt om længe lavet nogle formler til beregning af UDTen .
...
Beregningerne er vedhæftet som en pdf-fil (122kB).

Jeg synes Oles beregninger er tung læsning. Man skal tænke en del over hver enkelt sætning. Der står fx Reluktansen er lig vindingstallet delt med induktansen. Som jeg ser det, så er reluktansen ikke afhængig af vindingstallet, men induktansen er proportional med kvadratet af vindingstallet. Jeg synes derfor det ville lyde mere rigtigt, hvis man sagde at Reluktansen er lig kvadratet på vindingstallet delt med induktansen.

I ligning (1) er da også anvendt et kvadrat. 30 må være antallet af vindinger i hver sekundærspole. Men det må være reluktansen og ikke induktansen der beregnes.

I ligning (2) må det være reluktansen og ikke induktansen der beregnes.

I ligning (3) og (4) må det være reluktansen af halvdelen af sekundærkredsen, og ikke induktansen af primærkredsen, som beregnes.

I ligning (5) må det være reluktansen af primærbenet med evt luftspalte. Men man laver vel målingen uden luftspalte mellem kernerne.

Når Ole skriver mH-1, så mener han (mH)-1 = kH-1, så enheden mH-1 er misvisende. kH-1 ville være bedre.

I ligning (16) postuleres det at den magnetomotoriske kraft i sekundærkredsen er 15A. Det må være et argument om at kernen skal drives til mætning, som ligger bag dette postulat.

I ligning (17) siges det at den magnetomotoriske kraft fra hver sekundærspole må være det halve af 15A. Men det er vel ikke rigtigt, da felterne for de to spoler modvirker og ophæver hinanden. Så vi kunne have 150 A gennem sekundærspolerne uden at nå op på en magnetomotorisk kraft på 15A.

I ligning (18) divideres med Rms1. Det skulle snarere være Rms1_s2, hvis man ser bort fra den primære gren. For så er den effektive reluktans Rms1_s2 og ikke Rms1.

Ligning (20) er ikke så heldig, når man i ligning (18) så bort fra primærgrenen.

Ligning (21) argumentet at der er samme elektromotoriske kraft på begge sekundærben, fordi de ligger parallelt med primærbenet, holder vel ikke. Det er vel uafhængigt af primærbenets eksistens. Ligning (21) virker meget tvivlsom. Som nævnt ophæver de to sekundære vindinger hinanden i sekundær kredsen. Derfor kan man sige at ligning (21) er helt forkert når man betragter sekundærkredsen. Hvis man er interesseret i fluxen i primærkredsen ville man vel vælge en anden beregningsvej, en anden tankegang.

Ligning (23) ser jeg ikke noget godt argument for. Det siges at den magnetomotoriske fraft i primæren skal være 6 gange så stor som den magnetomotoriske kraft i hver sekundær. Måske forsøger Ole at beregne virkningen af en magnetomotorisk kraft fra en sekundærspole på primærgrenen.

I ligning (24) siges det at den magnetomotoriske kraft fra FB-spolen bør være 1/3 af den elektromotoriske fra primæren. Jeg savner begundelsen for denne påstand. Jeg får i stedet at ønsket om at reluktansen i primær-grenen skal være 3 * reluktansen i hver sekundærgren forenet med ønsket om at den magnetomotoriske kraft fra FB spolen skal ophæve den magnetomotoriske kraft af hver sekundærspole (når vi betragter virkningen på primærspolen) betyder at den magnetomotoriske kraft i feedbackspolen skal være lig den magnetomotoriske kraft fra hver sekundærspole. Dvs at vindingstallet i FB-spolen skal være lig vindingstallet i hver sekundærspole.

[Ole Nielsen]

Hej Anders

Først tak for inputtet. En ny udgave er undervejs med rettelser.

Som jeg ser det, så er reluktansen ikke afhængig af vindingstallet, men induktansen er proportional med kvadratet af vindingstallet.

Det er forholdet mellem dem der giver reluktansen. Dobbelt antal vindinger giver fire gange mere induktans hvilket kvadratet på vindingerne også gør, så forholdet (reluktansen) bevares. Måleenheden kommer også korrekt ud. Se s. 25 (24 i pdf): http://www.ieee.li/pdf/introduction_to_power_electronics/chapter_12.pdf

Jeg synes derfor det ville lyde mere rigtigt, hvis man sagde at Reluktansen er lig kvadratet på vindingstallet delt med induktansen.

Du har ret. Jeg retter det.

I ligning (2) må det være reluktansen og ikke induktansen der beregnes.

I ligning (3) og (4) må det være reluktansen af halvdelen af sekundærkredsen, og ikke induktansen af primærkredsen, som beregnes.

I ligning (5) må det være reluktansen af primærbenet med evt luftspalte. Men man laver vel målingen uden luftspalte mellem kernerne.

Korrekt. Det får man ud af at skrive teksten om natten .

Når Ole skriver mH-1, så mener han (mH)-1 = kH-1, så enheden mH-1 er misvisende. kH-1 ville være bedre.

Jeg har blot rettet enheden for at der ikke først står 10 i en eller anden eksponent efterfulgt af grundenheden. Så benyttes i stedet prefixerne i SI-systemet. Måske ser det ikke så pænt ud på denne måde når enheden er i minus første (reciprok).

I ligning (16) postuleres det at den magnetomotoriske kraft i sekundærkredsen er 15A. Det må være et argument om at kernen skal drives til mætning, som ligger bag dette postulat.

Her skal stå den maksimale magnetomotoriske kraft. Det er for at undgå at drive kernen i mætning så den mister induktansen og spolen pludselig virker som en (elektrisk) kortslutning.

I ligning (17) siges det at den magnetomotoriske kraft fra hver sekundærspole må være det halve af 15A. Men det er vel ikke rigtigt, da felterne for de to spoler modvirker og ophæver hinanden. Så vi kunne have 150 A gennem sekundærspolerne uden at nå op på en magnetomotorisk kraft på 15A.

Grunden til at dele de magnetiske spændinger (mmf) i to har været at det er den samme strøm der løber omkring de to sekundærben. Halvdelen af amperevindingerne ligger på hver sit sekundærben. Det gælder selvfølgelig kun når maksimal strøm trækkes fra sekundæren. Rettelsen her må være at det faktisk er den dobbelte mmf der kan tillades uden at gå i mætning. Der skal i stedet tænkes på den ubelastede transformator hvor det er magnetiseringen fra primæren der løber ud i sekundærbenene. Nu kommer jeg i tvivl. Måske bliver jeg nødt til at måle hvornår kernen går i mætning set fra primærbenet.

I ligning (18) divideres med Rms1. Det skulle snarere være Rms1_s2, hvis man ser bort fra den primære gren. For så er den effektive reluktans Rms1_s2 og ikke Rms1.

Jeg har ikke været helt vågen her. Strømmen (flux) beregnes som Norton ækvivalent hvor spændingskilderne i de andre ben er kortsluttede. Flux_s1 fås så til mmfs1 (Theta s1) divideret med (Rms1 + Rmp i parallel med Rms2).

Jeg vil kikke videre på det i morgen aften da jeg er for træt til at undgå flere fejl nu.

Venlig hilsen
Ole

[anders]

Donald Smith er åbenbart et kendt navn i fri energi kredse, men jeg kender ham nu ikke.
Vladimir Utkin omtaler ham meget.
Jeg har fundet noget tekst fra ham, som jeg vedlægger her.
Det ser relevant ud. Nogle af tankerne genfinder man i nogle Bedini-diskussioner, hvor der fx løst refereres til en "Bloch-wall". Det er et begreb som Don Smith benytter, og hvis det er ham der har opfundet det, så nyder han åbenbart en vis respekt, når man benytter hans begreber.

 

[Ole Nielsen]

Så har jeg lavet en revideret udgave af UDT beregningerne. Kritik er velkommen. Version 2 af filen er vedhæftet. Der er også et par billeder af transformatorkernen i dokumentet.

Venlig hilsen
Ole