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
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-
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-
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
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⇒