Линейные асинхронные тяговые эпектродвигатели

Сравнение двусторонних линейных асинхронных тяговых электродвигателей (ДЛАТЭД) (рис. 3.1) и ОЛАТЭД (см. рис. 1.15) показывает, что первый требует независимой относительно экипажа подвески и специальной системы стабилизации своего положения относительно реактивной шины с зазорами между реактивной шиной и каждым из индукторов 11-15 мм. Наличие технологических отклонений при изготовлении и монтаже реактивной шины, смещение экипажа с осевой линии путевой структуры, деформации пути ведут к трению индукторов о шину. Имеющиеся механические и иные системы стабилизации положения линейного электродвигателя (ЛЭД) относительно шины не могут устранить отмеченного явления, так как невозможно при больших скоростях достичь требуемого быстродействия в изменении его положения. С увеличением зазора снижаются технико-экономические показатели ДЛАТЭД.

ЛАТЭД

литэд

лстэд

Параметры

ДЛАД-

1860

ОЛАД-

800

ОЛАД-

1250

ОЛАД-

2000

ОЛАД-с ФВЭ

длид-

2000

олид-

2000

олид-

1550

олид-

500

ЛСД-2500

Мощность Р, кВт

I860

800

1250

2000

12 600

2000

2000

1550

500

2500

Напряжение фазы ?/Ф, В

600

1600

1675

2540

2830

1730

2000

860

560

1955

Напряжение возбуждения Uв, В

-

-

-

-

-

13

150

400

300

440

Число зубцов, Z

160

133

129

115

-

24X3

72

3X32

6X48

_

Полюсное деление

0,3556

0,42

0,394

0,312

0,342

0,286

0,3

0,345

0,167

0,258

т, м

Число полюсов 2р

10

8

10

12

_

4X2

48

2X32

4X48

160

Магнитный зазор б, м

Сила тяги Fx, кН

0,038

0,035

0,025

0,035

0,035

0,032

0,015

0,015

0,01

0,01

17

6,2

17,5

21

11,4

20

20,6

16

10

22,5

КПД ЛТЭД в

0,85

0,825

0,86

0,885

0,743

0,93

0,95

0,93

0,92

0,7

Электромагнитный КПД Вам

0,902

0,874

0,9

0,922

0,943

0,96

0,945

0,93

0,875

cos ф

0,5

0,335

0,36

0,39

0,993

0,9

0,97

0,96

0,93

0,75

С9=в cos ф

0,4

0,276

0,31

0,345

0,738

0,837

0,92

0,893

0,846

0,525

FrIFx '

-

-

-

-

2,5

2,0

3,0

2,4

2,0

1,35

1,16

1,15

1,05

-

1,06

1,3

3,0

2,4

1,0

6,76

4,11

6,25

-

-

-

-

1,0

1,0

-

АР s - ДР pui~j”AP и» кВт

313

124

341

165

3470

73,6

150

81,5

44,5

812

Скольжение

0,1

0,17

ОД

од

-

-

-

-

-

-

Индукция в зазоре 56, Тл

-

-

-

0,31

¦-

0,9

1,15

0,994

0,71

0,7

fsf&P«, кН/кВт

0,142

0,155

0,164

0,225

0,325

0,27

0Д37

0,16

0,312

0,015

ео = /аН-о<й| т2^/я2б

134,14

71,80

41,25

28,62

Параметры

ДЛАД

ОЛАД-120

ОЛАД-360

ДЛАД-420

ДЛАД-600

ОЛАД-40

Напряжение, В

380

660

1140

1500

1500

220

Частота, Гц

50

50

50

80

100

50

Сила тока, А

850

360 .

532

413.

513

351

Скорость, м/с

21

25

35

34

44

50

Сила тяги, кН

6,0

4,8

14,4

12,36

13,5

2,6

кпд

0,63

0,60

0,73

0,77

0,79

0,54

COS ф!

0,36

0,49

0,47

0,51

0,57

0,5

Зазор, мм

26

12

12

26

30

20

Масса линейного

0,78

0,55

1,5

2,0

2,0

0,4

двигателя, т Длина активной

1,31 .

1,9

3,76

3,911

3,25

1,71

части, м Ширина, м

0,466

0,55

0,66

0,999

0,76

0,25

Высота, м

0,435

0,16

0,16

0,628

1,028

Применение односторонних линейных ТЭД при ЗМП позволяет жестко крепить его к экипажу. При вписывании экипажа в кривую ее радиус не имеет жестких ограничений, а при ДЛАТЭД он ограничивается длиной двигателя и механическими зазорами между индукторами и реактивной шиной [86]. Выполнение стрелочных переводов в случае применения ОЛАТЭД трудности не представляет, в то время как для ДЛАТЭД необходимы специальные устройства. Для ОЛАТЭД клиренс в 2- 3 раза больше, чем для ДЛАТЭД. Кроме того, первый двигатель имеет меньшую высоту, чем второй, что способствует лучшей компоновке экипажа. Вертикальная реактивная шина ДЛАТЭД

Схемы компенсированных ДЛАТЭД

Рис. 3.1. Схемы компенсированных ДЛАТЭД:

а - двухобмоточного; б -с компенсационной обмоткой; в - с компенсационной обмоткой и зоной задержки: 1, «5 -компенсационные • обмотки; 2. »главная обмотка; 4 - зона задержка сложна в изготовлении и имеет высокую стоимость, плоская шина для ОЛАТЭД значительно дешевле и к ней предъявляются меньшие требования по тепловым и механическим деформациям. КПД ОЛАТЭД должен быть выше КПД ДЛАТЭД благодаря его большей длине, а следовательно, и большему числу полюсов, в результате чего краевой эффект в нем будем проявляться слабее. Кроме того, ОЛАТЭД при определенных условиях может развивать усилие левитации, которое можно использовать совместно с электромагнитным подвесом.

К недостаткам ОЛАТЭД по сравнению с ДЛАТЭД относятся несколько большая его масса и проявление в определенном диапазоне скоростей силы притяжения индуктора к ферромагнитному ярму и силы дестабилизации, сдвигающих индуктор в сторону от осевой линии реактивной шины.

Главным преимуществом ЛАТЭД с «длинным» индуктором является то, что отпадает необходимость передачи на борт экипажа больших мощностей. Однако стоимость его в 10-15 раз выше, чем стоимость системы с «коротким» индуктором. Расчетные модели ЛАТЭД могут быть одномерными, двумерными и трехмерными.

При применении одномерной модели (рис. 3.2, а) сопоставление расчетных характеристик с опытными при у^200 км/ч дает расхождение по силе тяги в пределе 20-30%, по КПД и cos <р 40-50%.

Двумерная модель ЛАТЭД [29, 30], одномерно учитывающая продольный краевой эффект и конечную ширину тягового электродвигателя (рис. 3.2, б), применима для индуктора с однослойной (Е=0) и двуслойной обмотками (?= 1). Уравнения электромагнитного поля для рабочего зазора здесь решаются интегральным преобразованием Фурье в сочетании с теорией вычетов [30]. Эта модель обеспечивает достаточно высокую точность расчета при большом заполнении рабочего зазора вторичным элементом, т. е. отношение толщины необмотанного участка индуктора к толщине шины (d/A~0,7-М,0). При малом заполнении точность ее снижается. Существенным недостатком двумерной модели, как и одномерной, является невозможность расчета нормальных сил.

Наиболее полно конструктивные особенности разных исполнений ЛАТЭД учитываются трехмерными моделями. Основное отличие отечественных трехмерных моделей от зарубежных состоит в том, что индуктор имеет две обмотки - основную и добавочную с полюсными делениями т и тк (рис. 3.2, в) с числом полюсов 2р и 2рк соответственно. В пространстве эти обмотки сдвинуты на угол р и питаются трехфазными симметричными системами токов. Реактивная шина выполнена из двух различных материалов толщиной с?2 и d3 с магнитной проницаемостью со-

Расчетные модели ЛАТЭД

Рис. 3.2. Расчетные модели ЛАТЭД: а одномерная, о двумерная; в - трехмерная; 1-4 - расчетные области ответственно [А2 и (Аз и расположена симметрично относительно индуктора [23, 27, 29, 30, 48, 79].

В поперечном направлении для учета конечной ширины машины (2 с) эта модель содержит бесконечную последовательность рядом расположенных индукторов с намагничивающими силами, находящимися в противофазе. Изменение намагничивающей силы в области лобовых частей задано зависимостью Дг) = -0,83ехр[(с - г) /А], хорошо описывающей первичное поле в этой области ЛАТЭД. При принятых допущениях она позволяет проводить исследования рабочих характеристик ОЛАТЭД и ДЛАТЭД с реактивной шиной, выполненной из однородного либо двух разнородных материалов, с обратным магнитопроводом ОЛАТЭД - расслоенным и массивным. Обмотка индуктора может быть однослойной, двухслойной и с наложенными трехфазными компенсационными элементами.

Решение для магнитной индукции электромагнитной мощности 5ЭМ и тягового усилия К* получено в виде двойных рядов Фурье:

где Сю, Сю - постоянные интегрирования, определяемые из граничных условий;

где Ль Лк- амплитуды линейных плотностей токов.

Другие характеристики Л АТЭД определяют через эквивалентную схему замещения, с помощью которой на основании второго закона Кирхгофа для магнитных цепей составляют систему уравнений, описывающих электромагнитные процессы, и уравнений электрического равновесия индуктора и вторичного элемента с учетом влияния на них как превышения температуры [27], так и схем соединения их обмоток {32, 47].

Анализ графика на рис. 3.3 показывает, что магнитная индукция в зазоре ОЛАТЭД монотонно увеличивается с возрастанием превышения температуры вторичного элемента. При этом интенсивность увеличения зависит от величины скольжения: при пуске (в= 1,0) возрастает на 73% при увеличении температуры 0 от 0 до 200 К, а при 5 = 0,1 и тех же температурах 0 - лишь на 6,5%. Зависимости /г*(9) уменьшаются наиболее ин-

Зависимости относительных значений тягового усилия Р*, магнитной индукции в зазоре В§ и плотности тока /2* от превышении температуры вторичного элемента

Рис. 3.3. Зависимости относительных значений тягового усилия Р*, магнитной индукции в зазоре В§ и плотности тока /2* от превышении температуры вторичного элемента:

, 1-7 - Рх'; 8-14 - В*; 15-21 - /*2 ;

1, 8, 15 - 5=» 1,0; 2. 9, 16 - 3=0,8: 3,

10. 17 - 5=*0,6; 4, 11, 18 - з=0.4; 5, 12. 19 - 5=0.2; 6. 13. 20 - з=0.1; 7. 14. 21-3=0,08

тенсивно при малых скольжениях. Зависимости В*х(в) при як> >5>0 с ростом температуры 0 уменьшаются, а при >зКр - возрастают. Все это согласуется с физическими процессами, происходящими в ЛАТЭД. При пуске размагничивающее действие вторичного элемента максимально не только в силу того, что ток его имеет наибольшую величину, но и потому, что его индуктивная составляющая тока также максимальна. Рост температуры вторичного элемента приводит к уменьшению тока в нем и его индуктивной составляющей. Отмеченные явления объясняют характер изменения нормальной составляющей В5 .

Особенности зависимости плотности тока У2г(0) закономерны, поскольку в биметаллическом вторичном элементе, с одной стороны, она пропорциональна магнитной индукции, а с другой- проводимости электропроводной пластины, которая уменьшается с ростом температуры вторичного элемента.

Характер изменений (0) и Дг(0) оказывает влияние на Р*х{$). Пусковое тяговое усилие, например, в рассматриваемом случае увеличивается на 64% с ростом температуры вторичного элемента от 0 до 200 К.

При преобразовании двуслойной цилиндрической обмотки в линейную часть ее витков разъединяется и выпадает, в резуль тате чего на первом и последнем полюсном делении она становится однослойной. Бегущее магнитное поле, создаваемое индуктором, можно представить как синусоидно меняющееся в каждой точке пространства, причем все точки, имеющие одинаковую амплитуду и фазу колебания во времени, перемещаются прямолинейно с постоянной скоростью:

(3.1)

где т - полюсное деление обмотки индуктора; - частота переменного тока.

Перемещение, осуществляемое ЛАТЭД, вызывается взаимодействием бегущего магнитного поля с токами, индуктируемыми во вторичном элементе этим полем. Реальная скорость перемещения определяется скольжением 5, т. е.

5= , ^ = ^(1-5). (3.2)

I V*

При низких и высоких скоростях продольные входной и выходной, а также поперечный краевые эффекты в ЛАТЭД проявляются различным образом [23; 89]. При этом критерием принадлежности ЛАТЭД к высокоскоростным является условие роо2/(4шрйб) > 1, а к низкоскоростным |д.0у2/(4о)р8б) < 1, где рв - удельное поверхностное сопротивление вторичного элемента.

Глубины проникновения волн входного и выходного краевого эффекта в воздушный зазор имеют соответственно зависимости

Типовые характеристики, т. е. зависимости Fx, т] и cosq: от скольжения (s) для низкоскоростных ЛАТЭД, ухудшаются действием краевого эффекта в зоне больших скольжений и улучшаются при малых скольжениях s, т. е. положительные их значения создаются при v^vs.

Для высокоскоростных ЛАТЭД характеристики, построенные с учетом и без учета краевого эффекта, в зоне больших s взаимно совпадают, а при малых s ^ краевой эффект значительно ухудшает их так что при некотором s они падают до нуля и при vs становятся отрицательными. Для промежуточной группы ЛАТЭД указанные характеристики ухудшаются краевым эффектом во всем диапазоне скольжения s.

Часто ухудшение рабочих характеристик ЛАТЭД связывают с увеличением его воздушного зазора в 40-50 раз по сравнению с вращающимся двигателем. Действительно, в низкоскоростных

ЛАТЭД это приводит к увеличению силы тока возбуждения и к снижению cos ф и КПД. Однако у высокоскоростных ЛАТЭД при отсутствии краевого эффекта они могут быть очень высокими даже с простым неферромагнитным вторичным элементом. Из уравнения

видно, что в высокоскоростных ЛАТЭД, поскольку для них произведение то велико, воздушный зазор б может быть увеличен при неизменном COS ф. ¦

В ЛАТЭД поверхностное удельное сопротивление ps намного меньше эквивалентного удельного сопротивления ротора с пазами АЭД, составляя 1/3-1/5 его значения. Отношение же р8/то аналогично равно лишь 1/50 - 1/100. Из этого следует, что у высокоскоростных ЛАТЭД зазор может быть в 50-100 раз больше, чем у низкоскоростного вращающегося АЭД, без ухудшения cos ф. *

Специфика некомпенсированной обмотки ЛАТЭД обусловливает неравномерное распределение тока вдоль внутренней поверхности статора и, как следствие, возрастание и затягивание во времени действия краевого эффекта на протяжении большей части длины воздушного зазора. Компенсированные обмотки благодаря одинаковому заполнению всех без исключения пазов создают краевой эффект на входном конце одноступенчатым, ослабляют и ограничивают во времени его искажающее действие.

В отличие от вращающихся АЭД для ЛАТЭД характеристики зависят от способа соединения катушек. При параллельном соединении катушечные группы, расположенные вблизи входно- * го конца, потребляют от источника напряжения большей силы ток, чем остальные. Неравномерное распределение ЭДС в обмотке индуктора вызывает в них увеличение потерь, а также затрудняет анализ поля в воздушном зазоре. При последовательном соединении один и тот же ток течет от входного к выходному концу, обусловливая равномерное распределение ЭДС во всей обмотке. В большинстве случаев в ЛАТЭД обмотку выполняют трехфазной.

Эквивалентный слой тока, имеющий с обмоткой индуктора одну и ту же основную пространственную гармонику МДС, можно представить как

, 3/2юіКов/і 11- >

рх где Коб - обмоточный коэффициент.

Влияние параметров на характеристики и свойства высокоскоростных ЛАТЭД с учетом краевого эффекта проявляется в следующем: увеличение числа полюсов 2р сужает область скольжения 5, где в наибольшей степени отрицательно проявляется КЗ; более высокие активное сопротивление вторичного элемента р* и зазор б снижают а.1 и ослабляют отрицательное влияние входного КЗ, но в то же время ухудшают основные характеристики ЛАТЭД при отсутствии КЗ; с повышением частоты питающего тока уменьшаются а! и отрицательное влияние краевого эффекта, но в то же время увеличивается падение напряжения на сопротивлениях и ухудшаются основные характеристики. Из перечисленного вытекает необходимость компромиссных решений при выборе соответствующих комбинаций параметров ЛАТЭД, способствующих подавлению краевого эффекта. Волна выходного краевого эффекта затухает очень быстро и практически не успевает влиять на характеристику.

На рис. 3.1, а показан вариант компенсации краевого эффекта в ЛАТЭД {89] с помощью двух обмоток а и Ь, взаимодействующих с общим вторичным элементом, для которых 2раф2рь. Подробный его анализ мог бы привести к выводу, что такой вариант мало пригоден из-за его неэкономичности, обусловленной разными скольжениями з обмоток а и 6: при малых в та из них, которая имеет меньшее з, развивает большую выходную мощность и потребляет меньший ток; другая, с большим з, имеет противоположные показатели. Более экономичный вариант компенсированного ЛАТЭД (рис. 3.1, б) имеет индуктор с главной и двуполюсной компенсационной обмотками.

Условием компенсации а! для этого варианта является

Та - полюсное деление основной обмотки.

Для минимизации параметров компенсационной обмотки необходимо определить минимально возможные значения /к и Ьк, удовлетворяющие условию (3.3).

Справедливость его обеспечивается, когда под /к понимается произведение 1е.тк. В этом случае амплитуду тока можно установить путем выбора соответствующего числа витков хюк. Необходимый фазный сдвиг достигается специальными конструкторскими решениями, например по рис. 3.1, в. Здесь сердечники в зоне задержки не имеют ни пазов, ни обмотки и выполняют роль волновода, по которому перемещается волна из зоны компенсационной обмотки в зону основной обмотки.

Для этого варианта условие компенсации

Зависимости силы тяги F, КПД (т)) и cos q> от скорости движения ОЛАД-1200 с реактивной шиной h-5 мм; 6 = 700 мм и Y=var

Рис. 3,4. Зависимости силы тяги F, КПД (т)) и cos q> от скорости движения ОЛАД-1200 с реактивной шиной h-5 мм; 6 = 700 мм и Y=var:

1, 4, 7 -аля Y-3,6'107 1/(Ом-м);

2, 5, 8 -для Т=2,9-Ш7 1/(Ом-м); 3, б, S - для V-2-1Q7 1/(Ом-м)

Сравнение выражений (3.3) и (3.4) показывает, что коэффициент exp (jlLD) определяет только фазный сдвиг волны, не влияя на ее амплитуду. Условие (3.4) может быть выполнено без изменения начальной фазы тока /к.

Выбор конструкции вторичного элемента, как и взаимного расположения активных частей ЛАТЭД и формирования путевой структуры, пока что однозначного решения не имеет. Повышение сопротивления реактивной шины для уменьшения негативных влияний краевого эффекта на характеристики приводит к заметному их ухудшению (рис. 3.4). Обнадеживающим направлением, позволяющим радикально улучшить характеристики и параметры ОЛАТЭД, является фазное исполнение реактивной шины с включением во вторичную обмотку конденсаторов [60]. Рабочие характеристики двигателя: Fx, г), cos q> и Сэ= =г) cos qpi в функции от s в этом случае следующие;

где пі\ - число фаз обмотки; ги гэм, хэм и хо1 - параметры последовательной схемы замещения.

Как показывает анализ, массогабаритные показатели, удельная тяга и энергетический фактор Сэ при использовании мало габаритных конденсаторов и при интенсивном охлаждении могут быть улучшены в 2-3 раза.

На основе трехмерной расчетной модели [79] сила магнитного притяжения от поля в зазоре ^м, электродинамическая сила (отталкивания) РэА и разностная нормальная сила определяются выражениями:

учитывает влияние конечности длины сердечника индуктора на силу магнитного притяжения.

Исследования при критическом скольжении 5К показывают, что: нормальная сила Ту по характеру является притяжением и по величине может превышать силу тяги в 2-5 раз; сила тяги Рх и нормальная сила Ру в исследуемом диапазоне параметров имеют производные одного знака, однако по абсолютной величине .\dPyidxi] > | дРх!йХ{\. Это означает, что увеличение силы тяги любым путем сопровождается в еще большей степени ростом силы 7^; электродинамическое усилие РЭА мало зависит от исследуемых параметров. Только при высокой проводимости Рэд может приблизиться к Ли, однако высокая проводимость практически нецелесообразна по другим критериям.

Для сообщения экипажу требуемых ускорения а и скорости у ЛАТЭД должен обладать соответствующими тяговым усилием и механической мощностью. Поэтому представляется актуальным проанализировать ЛАТЭД до стадии его проектирования по ряду целевых функций. На рис. 3.5-3.8 приведены результаты такого анализа ЛТЭД для у^200 км/ч [74, 85]. Ниже дана основа оценки ЛАТЭД при о^500 км/ч по таким целевым функциям (ЦФ), как максимальные сила тяги и механическая мощность Р2тях на единицу площади активной поверхности магнитопро-вода индуктора 5И) а также г)Э1пам [22]:^

где 5„=1и2&и - активная поверхность магнитопровода индуктора, а и 2&и - его длина и ширина.

Действующее значение линейной токовой нагрузки А вследствие линейности расчетной модели можно брать произвольным и постоянным, а пересчет характеристик при других значениях А выполнять по законам линейных электрических и магнитных цепей. Ширина реактивной шины может быть выбрана из соотношения Ь - 2Ь}, + 0,8т, так как дальнейшее ее увеличение к улучшению характеристик не приводит [88]. Ширина 2Ьа магнитопровода индуктора при прочих равных условиях слабо влияет на удельные характеристики, причем с ее уменьшением функции (3.5) и (З.б) увеличиваются, а функции (3.7) уменьшаются.

С учетом выражений (3.1) и (3.2) скорость движения v~ = (1-s) 2т/1 может быть достигнута при различных s, т, fu Скольжение s, являясь зависимой переменной от конструктивных параметров, как правило, не превышает 0,04-0,12. В таком случае за независимые переменные следует брать синхронную скорость Vs = 2rfi и полюсное деление т.

Толщину d реактивной шины выбирают с учетом обеспечения механической и тепловой прочности и требуемой проводимости, характеризующейся произведением y2d. Изменение ее в некоторых пределах при y2d = const приводит к изменению воздушного зазора б (клиренса) и реакции вторичной среды на первичную. При постоянстве общего немагнитного зазора A=0,05-f-0,09 м и проводимости y2d вариация d в пределах 8-20 мм на характеристики практически не влияет. Согласно сказанному достаточно исследовать целевые функции (3,5) - (3.7) в зависимости от пяти независимых переменных: общего немагнитного зазора Д, длины индуктора Ьи, синхронной скорости vs, полюсного деления т и проводимости у2d реактивной шины, которые можно принимать в пределах: 0,05^Д^О,09 м; 4^/.и^6 м; 100^os<150 м/с; 0,25<т<0,65 м; 2-104<y2rf<20-104 см. При этом оказывается, что функция (3.5) всегда максимальна на правой границе области задания L„ (кривые I, 2 на рис. 3.6), на левой - по о (рис. 3.7), Д (кривые 3, 4, 5 на рис. 3.6), y2d и имеет явно выраженный максимум в зависимости от полюсного деле-, ният, но не обязательно внутри области его задания;

функция (3.6) наибольших значений достигает на правой границе области задания по L„, v, на левой по Д и имеет явно выраженный максимум от т и y2d\

функция (3.7) наибольшего значения достигает на правой границе области задания по Lx, y2d, на левой по т и Д и прак-

Рис. 3.8. Зависимости /АшахХ 'А(с1у2) при Тс=сопз1, т=хаг:

1 - й=0,67 м; 2 - 0,545 м; 3 -

4=0,46 м; 4- 4=0,4 м; 5 - 4 = =0,35 м; 5 - 724^4-104 см; 7 - у24=8-104 см; 5 - у24“12-104 см; Р -Уа4 = 16-10* см; 10 - 20-10* см; ^ахбЫб - зона И; Чэ„ пах^) -зона /2; сплошные кривые -

= 10 мм; штриховые - 6=20 мм тически не зависит от ьа в исследуемом диапазоне ее изменения (рис. 3.8).

Целесообразно решение поставленной задачи выполнять по методу [43, 68], согласно которому при т=0,4 и у2??=12-104 см можно получить для параметров в кодах:

-^^- = 9,8- 1,5Д+0,971И- 1,03^-0,38Д^+0,25Дт>5. (3.8)

Следует, что из всех целевых функций (3.5) -(3.7) достаточно провести аппроксимацию только одной функции (3.5). Целевая функция (3.6) с высокой степенью точности может быть найдена Как Ргтах^ятахЦ- ^тах)^, а фуНКЦИЯ (3.7) - ИЗ рИС. 3.8 (ЗО-на 12). Этот метод исследования позволяет получить простые аналитические выражения типа (3.8) для основных характеристик ЛАТЭД, с помощью которых на стадии проектирования возможно провести обоснованный выбор основных его конструктивных параметров.

Вследствие более слабого проявления краевого эффекта в низкоскоростных ЛАТЭД требование по снижению Рут однозначно ведет к уменьшению силы тяги. По сравнению с высокоскоростными ЛАТЭД для низкоскоростных транспортных систем характерны более низкие энергетические показатели: 0,5^ ^т].^^0,8 и 0,35^^0,55. Их повышение может быть достигнуто снижением индуктивного сопротивления рассеяния увеличением отношения т/Д, а также при модульной компоновке .систем тяги и ЭМП.

Результаты исследований [68, 74] могут быть практически использованы в процессе создания ЛАТЭД для таких систем, как оперативная информация о влиянии конструктивных параметров на показатели ЛАТЭД.

В ЛАТЭД с поперечным магнитным потоком (ПП), вследствие дискретного расположения элементов магнитопровода и анизотропии магнитной проницаемости сердечников в направлении движения, продольный краевой эффект выражен слабее, чем в ЛАТЭД, а трехмерный характер полей рассеяния выражен более резко.

Особенности использования ЛТЭД | Транспорт с магнитным подвесом | Линейные синхронные тяговые электродвигатели