Электромеханические характеристики систем ЛСТЭП в разных режимах

Положение экипажей БЭПС с ЛСТЭП и их номинальную работу можно охарактеризовать углом сдвига магнитных полей 0м, поперечным смещением экипажа Ду и расчетным леви-тационным расстоянием 6. Под номинальным режимом работы нужно понимать состояние, для которого 0м = 9м.н; Ду=0 и 6 = = бн- В квазиустановившемся режиме эти величины могут меняться. В частности, максимальный энергетический фактор Сэ так может быть получен при 9О°<0«< 150°. При этом для конкретных параметров ЛСТЭД угол 0М должен определяться индивидуально (32]. Кроме того, благодаря медленному изменению 0м, Ду и д переходный процесс не сопровождается появлением экстратоков в контурах.

Из графиков на рис. 5.12 следует, что максимум Сэ=т)С05ф или минимум полной мощности ЛСТЭД (см. табл. 3.6) находится при 0М = 110°. При этом угле 0м сила левитации, развиваемая ЛСТЭД, составляет примерно 4% массы экипажа, что

частично разгружает систему магнитного подвеса. Режим работы с углом 0м>90° является неустойчивым, поэтому необходимо вводить обратную связь по углу 0М.

Анализ технико-энергетических показателей поезда и экипажа с ЛСТЭД того же варианта в зависимости от различных его конструктивных параметров показывает следующее:

КПД, cos ф и С3 для экипажа значительно меньше, чем для поезда; в обоих случаях они уменьшаются с ростом полюсного деления х и длины питаемой секции /уч;

фазное напряжение U$ для поезда снижается с 14,5 кВ при т=0,5 м до 2 кВ при т=3 м, в то время как для экипажа лишь с 3 кВ до 0,8;

масса путевой обмотки растет практически пропорционально увеличению т;

зависимость отношения Fz/Fx при минимальных значениях полюсного деления и ширины обмотки якоря максимальна и с ростом х она изменяется более круто, чем ее аналоги при более высоких х и 1Т.

Во время набора скорости тяговое усилие ЛСТЭД, как правило, увеличивается примерно вдвое, возможен динамический режим нагрузки, причем на одну катушку оно достигает 5 кН. Кроме горизонтального усилия на СК.М действует нормальная сила, величина которой соизмерима с тяговым усилием. Можно показать, что сила такого же порядка действует на СКМ и в горизонтальном направлении.

Очевидно, что в динамических режимах продольные (силы тяги), поперечные и вертикальные силы, воздействующие на СКМ, периодически изменяясь, вызовут вредные колебания экипажа, что должно учитываться при конструировании крепления СКМ к тележке экипажа.

Важным для БЭПС с магнитным подвесом и ЛСТЭП является анализ характеристик при переходе им стыков питаемых участков. На рис. 5.13-5.14 приведены результаты, полученные для ЛСТЭП со следующими исходными данными: тяговое усилие (при и„=111 M/c=const) Fx=45 кН; на экипаже расположены 12 контуров возбуждения, т. е. /Сс=12, ток каждого /с=1 МА; полюсное деление т=1 м; ширина якорной обмотки и контуров возбуждения соответственно Ьт= 1,2 м и 5с = 1,44 м; якорная обмотка - волновая с числом проводников на полюс и фазу 9=2 при параллельном соединении проводников; длина питаемого участка /уч=2 км; 0М=11О° [25, 30, 76].

Анализ расчетных данных показывает, что суммарная полная потребляемая мощность S2 при совместной работе двух питаемых участков длиной по 2 км и движении экипажа с номинальной скоростью может превышать номинальную (при работе одного питаемого участка) в 1,6-2,0 раза; средние значения т), соэф и Сэ ниже номинальных на 10% и более и зави-

Рис. 5.13. Изменение тока, напряжения, полезной мощности, КПД, cos ф при разгоне экипажа с а~ 1 M/c2 = const

«)

Рис. 5.14. Потребляемая полная мощность:

а - каждого участка; 6 - суммарная полная мощность ЛСТП при разгоне экипажа БЭПС с а= 1 м/сг=соп51

и 1уч> ~ 1учп2 км

сят от Іуч, Кс, v, ts и to', длина питаемого участка 1уч, в свою очередь, оказывает существенное влияние на Рх, Sx, cosep.

На рис. 5.13 представлены результаты расчета разгона экипажа с массой тэ = 40 т без учета перехода стыков питаемых участков. На рисунке видно, что наибольшие полная и активная мощности превышают номинальные значения (при о„ = =const) более чем в 2 раза, что указывает на необходимость такого же запаса по перегрузочной способности каждого преобразователя либо на применение иного способа разгона, например, при постоянной активной мощности на высоких скоростях. При разгоне экипажа с учетом перехода стыков питаемых участков, в отличие от перехода стыков при vH = const, система управления должна обеспечить характеристики ЛСТЭД в соответствии с рис. 5.13.

Для получения зависимостей, приведенных на рис. 5.14- 5.15, необходимы тяговые расчеты для экипажа, например, массой т3 = 40 т при а=1 M/c2 = const. При этом надо учитывать, что: при скоростях от 0 до 6 м/с экипаж движется на колесах и магниты системы подвеса с помощью гидравлических подъемников подняты на высоту 0,5 м для уменьшения силы электродинамического сопротивления на малых скоростях; при скоростях от 6 до 30 м/с экипаж продолжает двигаться на колесах, но магниты системы подвеса плавно опускаются, и при достижении экипажем скорости 30 м/с обеспечивают полную левитацию экипажа при зазоре 0,2 м.

При принятых исходных данных переход третьего стыка соответствует наибольшей полной потребляемой мощности S* - =2,5 МВ-А (рис. 5.14), наибольшая суммарная полная мощность Sj; превышает номинальную в 4,8 раза. Максимальные значения потребляемых от преобразователей мощностей зависят от длины питаемых участков, уровня ускорения, номинальной скорости.

Уменьшение длины первого питаемого участка /уч приводит к существенному снижению этих величин. Так, при длине первой секции /уЧ1=800 м, а остальных /н.уч=2000 м наибольшая суммарная полная мощность снижается в 3,8 раза от номинального значения. Анализ показал, что существует такая длина первого питаемого участка, при которой наибольшие суммарные полная и активная мощности в конце разгона становятся наименьшими. Для принятого в качестве расчетного ЛСТЭД такая длина первой секции находится в диапазоне 400-600 м; при ЭТОМ 5гтах-3,6 MB-А И Я*тах = 2,25 мВт.

Характерные для ЛСТЭД силы и зоны их действия, как отмечалось ранее (см. рис. 3.29), зависят от угла 0„. В диапазоне О<0м<л ЛСТЭД развивается тяговое усилие, а при ц<С0<С

<2я - тормозное. С другой стороны, при -~ <C9M <C-^~npo-

является притяжение индуктора к путевой структуре, а при ~<СК <С л ~ левитация. Максимум тяги и торжения имеет место соответственно при вмЛ/2 и 3/2л; вертикальное усилие в этом случае равно нулю. При управлении ЛСТЭД непосредственно по углу 0„ переход от режима тяги к режиму торможения должен осуществляться плавным изменением угла 0М от л/2 до 3/2л.

Для того чтобы обеспечить условие (5.4) при заданном а\v\dt, необходимо знать закон изменения силы тока 1 (и) или напряжения И(р). Поскольку усилия /•'ад и .Рэд направлены согласно с тормозным усилием ЛСТЭД, не превышая его мощности, потребляемой при разгоне, можно реализовать уровень замедления, в 2-3 раза превышающий уровень ускорения. Для торможения БЭПС с ЛСТЭД применяются описанные ранее методы. Особенности их практической реализации в данном случае сводятся к следующему.

При динамическом торможении путевая обмотка подлежит отключению от источника электроснабжения и замыканию накоротко или на некоторое сопротивление. ЛСТЭД работает в генераторном режиме. Тормозная сила возникает в результате

взаимодействия токов сверхпроводящей обмотки возбуждения с токами, протекающими в обмотках путевой структуры.

При рекуперативном торможении частота и сила тока в путевой обмотке должны регулироваться таким образом, чтобы ЛСТЭП во время всего торможения работал в синхронном генераторном режиме.

Торможение противовключением выполняется переключением двух фаз путевой обмотки ЛСТЭД, при этом он работает в синхронном режиме со скольжением 5>1. Тормозной режим с использованием пусковой обмотки можно осуществить также переводом ЛСТЭД в асинхронный генераторный режим. Для этого частоту тока в путевой обмотке необходимо регулировать таким образом, чтобы в процессе всего торможения скольжение э С 0. Во всех асинхронных режимах тормозная сила развивается за счет взаимодействия магнитного поля путевой обмотки с токами в пусковой обмотке.

В случае потери напряжения на выходе СПЧН возможно использование динамического торможения. При этом якорная обмотка замыкается накоротко либо на активное сопротивление, а индуктор работает с постоянным потоком возбуждения (рис. 5.16). Введение дополнительного активного сопротивления делает суммарную тормозную силу более равномерной во всем диапазоне скоростей. Увеличить Рь можно путем компенсации индуктивного сопротивления либо уменьшением длины замыкаемого участка.

Существенным здесь является то, что, кроме силы торможения /•'&, возникает сила левитации Рг, которая, действуя совместно с системой ЭДП, увеличивает зазор между индуктором и якорной обмоткой, снижая тем самым силу торможения.

Электромеханические характеристики ЛАТЭД в тяговом и тормозном режимах работы | Транспорт с магнитным подвесом | Электромеханические характеристики комбинированных систем БЭПС