В гл. 3 было показано, что основной причиной неудовлетворительных энергетических, массовых и габаритных характеристик ЛАТЭД следует считать негативные проявления краевого эффекта, а также даны рекомендации по выбору конструктивных параметров, продиктованные, прежде всего, стремлением ослабить их влияние. Это достигается рациональным выбором полюсного деления т, проводимости материала реактивной шины, типа основной и компенсационной обмоток индуктора.
На рис. 5.20 показано влияние краевого эффекта (КЭ) (кривая 2) на зависимость /Д(д) (кривая 1) высокоскоростных (рис. 5.20, в), промежуточных (рис. 5.20, б) и низкоскоростных ЛАТЭД (рис. 5.20, а). Аналогично изменяются и другие характеристики. В ряде случаев отрицательное влияние КЭ может исключить целесообразность практического применения высокоскоростных ЛАТЭД.
Анализ расчетных и экспериментальных характеристик при различных 2р, б и и показал, что краевой эффект отрицательно влияет и на работу ЛСТЭД. В частности, в КССТН это влияние на силу тяги увеличивается при больших скоростях движения экипажа и и малых зазорах б между обмотками возбуждения и статорной. Причем удельные усилия Рх и Ру уменьшаются сравнительно с бесконечным экипажем. Как видно на рис. 5.21, значительные погрешности от действия краевого эффекта возникают при расчете характеристик, когда 2р<24. Например, для Рх при 2р=2 погрешность составляет почти 42%, а для — около 40%; при 2р=24 она снижается соответственно до 2 и 5%.
Рис. 5.20. Зависимость тягового усилия Г* от скольжения и векторные диаграммы:
а, д — низкоскоростных ЛАТЭД; б — промежуточных; в, г — высокоскоростных; 1 — без учета краевого эффекта; 2 — с учетом ется и на характере зависимостей тД0) и созф(0). При 2р>24 действием краевого эффекта можно пренебречь.
В комбинированных системах БЭПС с магнитным подвесом следует считаться с взаимным влиянием Рх„ /% и Рг. Например, в КССТН при значительных относительных смещениях осей симметрии сверхпроводящей обмотки возбуждения и путевой обмотки при 2Ду/уо=1 и 0=60° тормозное действие контурных токов направляющего режима на удельную силу тяги превышает 42%, а отрицательное влияние токов тягового режима на удельную направляющую силу — около 37%. При уменьшении смещения до 0,2 сокращается погрешность при расчете силы тяги до 2,3%, а направляющей силы — до 0,5%• Другими возможными путями улучшения технико-экономических показателей ЛАТЭД, как указано в гл. 3, являются увеличение плотности тока в обмотке индуктора и переход от массивного исполнения реактивной шины к фазному с включением конденсаторов во вторичную обмотку.
В первом случае наибольшая эффективность улучшения массовых, габаритных и энергетических показателей ЛАТЭД до стигается при /=154-25 МА/м2 и /С(== Ю12 А2/м3 [32]. Целесообразность второго случая видна из отношения тяговых усилий компенсированного и некомпенсированного вариантов, т. е.
-^^=-!±^=Аг-]/’х:(хг1 + хъ), (5.20)
»т.нк ^эм.нк г2
где г2 -приведенное вторичное активное сопротивление; л:,, — главное индуктивное сопротивление; хо2‘ — приведенное вторичное индуктивное сопротивление рассеяния.
Отношение (5.20) может быть равно 2,5, а энергетический фактор увеличен более чем в 3 раза.
Многие возможности совершенствования ЛСТЭД обусловливаются их многоплановыми конструктивными решениями. Принципиально на их основе из ЛСТЭД с ферромагнитным магни-топроводом получен новый вид — ЛИТЭД с массивным путевым элементом, совмещенными обмотками возбуждения и якоря на одном магнитопроводе и высокими энергетическими показателями. Его дальнейшее совершенствование должно быть направлено на создание такой конструкции, которая на экипаже выполняла бы функции ЭМП, ЭМН и тяги.
Для ЛСТЭД со сверхпроводящими обмотками возбуждения, особенно для БЭПС с комбинированными системами, важны
Рис. 5.21. Зависимости:
а — соз ф(0) без учета краевого эффекта (КЭ) (/) и с учетом КЭ (/’) и т)(0) (3 и 3′) при 2р-/Сс=* 12; удельных РХ(2Ау{Уъ) без учета КЭ (2) и с учетом КЭ (2′) и Ру(2Ау/у0) (4 и 4′); б-Уув) при 2р=Кс=2 (9); 2р=6 (в); 2р=12 (7); 2р=24 (6) и для 2р=оо (5); Г„(2Д1//1/0) -10, 11, 12 и 13 — соответственно при 2р-о°; 24, 8 и 2
Рис. 5 22. Силовые и эко-ко мнческие характеристики СЛОВ; ‘
а — зависимости левнтацнонно го качества Т11, сил подъема и торможения от Ф, Кх, б — зависимость подъемной силы Рп и расхода обмоточного материала а(Ь от размеров СЛОВ (й и Ь) I-Ш -• варианты профилей
как конструктивные пояски на основе материала гл. 3, 4 и 5, так и рекомендации [7, 44]. Эти рекомендации касаются использования для улучшения характеристик ЛСТЭД оптимальной формы сверхпроводящих обмоток возбуждения.
На рис. 5.22, а приведены результаты расчета сил подъема и торможения контура с размерами 1,2X0,4 м, движущегося с у=400 км/ч над путевым проводником толщиной /г -0,02 м и проводимостью у = 0,323-106 Ом-м.
Анализ приведенных данных показывает, что увеличение <р и К приводит к ухудшению силовых характеристик ЭДП БЭПС; с уменьшением ф и К сила /А и коэффициент Кл возрастают, достигая максимума при qp=-30° и К=- 3,2; для профиля варианта II с уменьшением К возрастание Fn сопровождается СНИЖеНИеМ Т]ь
Влияние размеров сверхпроводящих обмоток возбуждения на подъемную силу и расход обмоточного материала наглядно представлено на рис. 5.22, б.
Если применить секционированные сверхпроводящие обмотки возбуждения, запитываемые отдельно, то при максимально допустимых в секциях токах толщина соленоида может быть уменьшена вдвое по сравнению со сплошной обмоткой. Естественно, тогда увеличивается количество токовводов в соленоид и усложняется система электроснабжения соленоида. Вместе с этим уменьшаются размеры обмотки и упрощается ее охлаждение.
Оптимизация сверхпроводящего соленоида может быть достигнута и путем применения сверхпроводящего кабеля с переменным сечением, намотанного так, что участки провода с большим сечением располагаются в тех местах, где возникает наибольшее возбуждение. В таком соленоиде используется только одна пара токовводов. При проектировании сверхпроводящих систем следует учитывать силы, действующие на обмотку соленоидов, вызванные взаимодействием силы тока, текущего по каждому витку обмотки с магнитным полем соленоида в месте расположения этого витка.
Большую значимость для реализации транспорта с БЭПС с магнитными подвесами имеет проблема охлаждения. Здесь необходимы поиски и нововведения, направленные не только на значительное повышение функциональной эффективности систем, но и на заметное улучшение массогабаритных показателей. При мощности потерь 20 Вт объем стационарной установки рефрижератора достигает 6 м3, или составляет 3% объема поезда, а объем легкой транспортной установки — лишь 0,3% (см. рис. 4.18, в) [72].
Значительного повышения технико-экономических показателей можно достичь также совершенствованием системы преобразования электроэнергии, например, на основе управляемого выпрямителя и АИН.
Наиболее важными показателями работы выпрямителя являются:
коэффициент мощности, который при синусоидальном напряжении источника электроснабжения можно выразить в виде
X = VCOS С?!,
где v=h/I-коэффициент искажения, равный отношению действующих значений сил тока основной гармоники h и силы тока сети I; cos (pi — коэффициент мощности, характеризующий сдвиг основной гармоники потребляемого тока от приложенного напряжения;
коэффициент пульсации, характеризующий качество выходного напряжения:
где и а. — среднее выпрямленное напряжение: и, — действующее значение напряжения /-й гармоники; = — коэффициент формы; На — действующее выходное напряжение;
коэффициент высших гармонических составляющих, обеспечивающий анализ истинной величины пульсации выходного напряжения:
где Е2 — действующее фазное напряжение питающей сети. Известно [32], что применение трехфазных выпрямителей, выполненных по мостовой схеме, позволяет улучшить гармонический состав потребляемого тока и выходного напряжения. В то же время при увеличении угла регулирования показатели работы выпрямителя значительно ухудшаются. В частности, при мгновенной коммутации вентилей, идеальном сглаживании тока и синусоидальности приложенного напряжения коэффициент мощности убывает линейно, а его интегральное значение за весь диапазон регулирования составляет только 0,4775. Существенное повышение cos ф во всем диапазоне регулирования выходного напряжения можно получить в случае применения управляемого выпрямителя с искусственной коммутацией и изменением угла регулирования в обе стороны от амплитуды напряжения переменного тока каждой фазы. В таком случае при отсутствии на его входе выпрямителя питающего трансформатора среднее значение коэффициента мощности достигает 0,677 и в токе сети отсутствуют четные гармоники. При наличии на входе трансформатора среднее значение коэффициента мощности увеличивается до 0,776, а в токе питающей сети исчезают гармонические составляющие, кратные трем.
Если нет в сети нулевого провода и, следовательно, возможности независимого регулирования напряжения от каждой ее фазы, необходимо создать искусственную нулевую точку с помощью батареи конденсаторов, устанавливаемых на входе выпрямителя. При этом ток ветви конденсаторной установки
Наибольшей силы ток в нулевом проводе, а следовательно, и ток перезаряда конденсаторов будет при значении 2а=я/3. Отсюда наибольший ток батареи конденсаторов
Повышения технико-экономических показателей можно достичь и в звене преобразования частоты переменного тока путем выбора соответствующей структуры АЙН. Задача усложняется тем, что все их известные классические схемы не содержат вентилей сброса электрической энергии, в результате чего на коммутирующих конденсаторах происходит накопление электроэнергии, повышается напряжение до недопустимых размеров, что вызывает частые пробои коммутирующих и силовых тиристоров (или увеличение числа последовательно соединенных тиристоров).
Введение вентилей сброса позволяет повысить энергетические показатели системы, а также сократить число тиристоров ТПЧ, так как расчетное напряжение всех плеч АИН не превышает 1,21)<1 и является фиксированным.
Рис. 5.23. Зависимости:
а — мощности, теряемой в компенсирующем устройстве, от кратности напряжения на конденсаторе; б — относительной амплитуды напряжения на конденсаторе блока отбора мощности от добротности контура отбора; /-3 — соответственно при Сд, равном 0,25; 1,0 и 4,0; мощности, выделяемой блоком отбора мощности, от коэффициента коммутационной способности при 5-1 МВ-А и /-100 Гц (4, 5 и б -соответственно при 300, 150 и 50 мкс); Рі — добротность контура перезаряда; Яяп-наибольшая мощность, вносимая в КУ при одном дозаряде и коммутации расчетною тока нагрузки и
Поскольку масса компенсационного устройства классического АИН составляет 25-40% общей массы электрооборудования экипажа, то ее снижение очень важно. В ходе работ по ЛТЭП ЛИИЖТ совместно с ВЭЛНИИ удалось снизить массу АИН на 20-25% за счет снижения кратности напряжения на коммутирующем конденсаторе и частоты переключения тиристоров. В результате АИН, состоящий из переключателя фаз и ИРН с блоком отбора мощности, основные характеристики которого показаны на рис. 5.23, достиг минимума массы, равного 0,75 кг1 (кВ-А). В ходе этих же работ удалось также определить структуры компенсационных устройств и алгоритмы управления АИН, позволяющие снизить потери в этих устройствах в 1,5-3,0 ріаза при неизменной несущей частоте; обеспечить практически Возможность использования блока отбора мощности для электроснабжения нетяговых потребителей потребляемой мощностью до 8% номинальной мощности ЛАТЭД. I —
⇐Электромеханические характеристики комбинированных систем БЭПС | Транспорт с магнитным подвесом | Возмущения при наземном движении БЭПС⇒