автореферат диссертации по электротехнике, 05.09.03, диссертация на тему:Электродинамика и характеристики систем электродвижения со сверхпроводящими обмотками и магнитным подвесом

п

На правах рукописи Для служебного пользования

Экз. № 1

Кандидат технических наук КИМ

Константин Константинович

ЭЛЕКТРОДИНАМИКА И ХАРАКТЕРИСТИКИ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОДВИЖЕНИЯ СО СВЕРХПРОВОДЯЩИМИ ОБМОТКАМИ И МАГНИТНЫМ ПОДВЕСОМ

Специальность 05.09.03— Электротехнические комплексы и системы, включая их управление и регулирование; 05.09.01 — Электромеханика

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

МОСКВА 1998

Работа выполнена в Петербургском государственном университете

путей сообщения

Научный консультант — Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Гамаюнов А. В.

доктор технических наук, профессор Винокуров В. А.

доктор технических наук, профессор Калиниченко А. Я.

доктор технических наук, профессор Семенов Н. П.

Ведущее предприятие — ЦНИИ СЭТ (г. Санкт-Петербург)

Защита диссертации состоится «» г. в

в аудитории №-23-/0 на заседании диссертационного совета Д 114.05 Московского государственного университета путей сообщения (МИР

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печа учреждения, просим направлять по адресу: 101475, Мое ул. Образцова, 15, ученый совет МИИТа.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МИИТа.

Автореферат разослан « 1998 г. ....

'г-с й '¿а/г СС&ЛО/") . У<-Г-и *

Ученый секретарь диссертационного совета // Д 114.05.07 /2 . у

(кУхО/л^о с п-Власов ¿7 -о/, О

/СУ о

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. В последнее время в различных областях техники проблеме магнитного подвешивания тел уделяется все большее внимание, особенно это, касается новейших видов транспортных систем (ТС), которые при скоростях движения 250-500 км/ч и приемлемых технико-экономических показателей могут обеспечить высокую производительность, безопасность, экологическую чистоту, комфортность и независимость от атмосферных явлений. Наиболее эффективным направлением является создание магистральных ТС с линейным тяговым электроприводом и автоматизированным управлением.

Конструктивное исполнение и область применения указанных ТС определяются способами обеспечения магнитного подвешивания и движения экипажа, среди которых перспективным является электродинамический подвес (ЭДП) и линейный синхронный двигатель (СЛСД) с использованием сверхпроводящих систем возбуждения (СПОВ).

Предварительные технико-экономические оценки эффективности ТС показывают, что при пассажиропотоках 15-20 млн.пасс. в год срок окупаемости не превысит 7-8 лет.

Данные ТС рассматриваются на современном этапе как дополнение к усовершенствованным колесно-рельсовым системам (например, Intercity). Предполагается, что они заменят авиатранспорт на расстояниях до 2000 км, что позволит авиации успешно справиться с возрастающим объемом перевозок на большие расстояния.

Следует также отметить ТС специального назначения с использованием СПОВ, предназначающихся для ускорения тел массой ~ 1000 кг до скорости 1000 м/с, а также системы, осуществляющие автоматическое причаливание и стыковку космических аппаратов.

Имеются перспективы в использовании магнитного подвеса в крупном сверхпроводниковом электромашиностроении.

Применение сверхпроводников позволяет получить практически сколь угодно большую мощность возбуждения и при этом устранить потери на возбуждение. Использование этих возможностей по сравнению с «теплыми» про водниками обеспечивает получение следующих преимуществ: лучшие весога-баритные показатели, больший к.п.д., увеличенную единичную мощность.

При создании ТО с ЭДП и СЛСД возникает ряд вопросов, требующих разрешения, таких как: 1) ЭДП не способен создать необходимую подъемную силу при нулевой и малой скорости движения, 2) путевые структуры ЭДП характеризуются большой металлоемкостью, 3) СПОВ имеет шесть степеней свободы относительно путевых структур, 4) СПОВ подвергается воздействию внешних переменных магнитных полей, обусловленных спецификой работы ТС.

' 'J Целью работы является разработка и исследование научно обоснованных технических решений в области создания: 1) ТС с СЛСД и магнитным подвесом экипажа на всех участках движения, 2) системы автоматического причаливания и стыковки космических аппаратов, 3) устройства импульсного электродинамического ускорения электропроводящих снарядов, 4) мо'Щных сверхпроводниковых синхронных машин (ССМ) со статорной обмоткой, выполненной по схеме «нулевого» потока.

Для реализации поставленной цели основными задачами диссертационной работы являются:

в разработка и исследование методов магнитного взаимодействия с использованием СПОВ и основанных на принципах электромагнитной инерции и кондукционного взаимодействия,

и с помощью разработанных методик расчета силовых характеристик системы ЭДП (со сплошной и дискретной катушечной путевыми структурами) исследование влияния геометрических размеров и параметров системы ЭДП на их силовые характеристики,

■ разработка математических моделей электромагнитных процессов в СЛСД при движении экипажа с крейсерской скоростью, исследование зависимостей характеристик двигателя от его электромагнитных параметров для выработки

характеристик двигателя от его электромагнитных параметров для выработки рекомендаций по выбору последних, исследование устойчивости СЛСД по отношению к малым продольным (по движению экипажа) возмущениям центра инерции экипажа, '1 > ь -

■ определение эффективности удержания экипажа (ротора) в СЛСД (ССМ) со статорной обмоткой, соединенной по схеме «нулевого» потока,

■ определение распределения потерь по объему СПОВ и сравнение режимов принудительной запитая (ПЗ) и «замороженного» магнитного потока (ЗП) на основе исследований дассипативных процессов, обусловленных внешними -пульсирующими низкочастотными полями,

■ определение эффективности защиты СПОВ от бегущих магнитных полей с помощью электромагнитных экранов, определение оптимального места расположения последних,

■ создание методики расчета температурного поля СПОВ в режимах ввода и вывода энергии из СПОВ,

и разработка импульсного электродинамического ускорителя электропроводящих снарядов с использованием СПОВ и уменьшенной индуктивностью разрядного контура. ,

Методика исследований. При решении указанных задач использовались методы решения краевых задач электродинамики, теория динамики твердого тела, теория синхронных машин, методы расчета устойчивости линейных динамических систем, техника экспериментов на установках СЛСД, ССМ и магнитного подвеса со СПОВ, аналитико-численные методы с использованием ЭВМ и специально разработанных программ. ьч

Научная новизна работы заключается в следующем: ги> а разработаны метод магнитного подвеса при нулевой скорости экипажа в условиях переменной нагрузки и метод автоматического причаливания космических аппаратов, основанные на взаимодействии индуктивно-связанных сверхпроводящих соленоидов, работающих в режиме «замороженного» магнитного ПОТОКа, .•'V

■ разработан метод кондукционного подвеса при движении экипажа с малыми

5

скоростями, основанный на взаимодействии экипажной СПОВ с активной токовой путевой шиной,

■ разработаны и подтверждены экспериментально методики расчета систем ЭДГТ (со сплошной или дискретной катушечной путевыми структурами), учитывающие краевые эффекты, магнитную связь между соленоидами возбуждения и взаимное расположение СПОВ и путевой структуры,

■ установлено влияние режимов работы СПОВ на характеристики системы ЭДП,

■ на основе математической модели стационарного режима СЛСД разработана расчетно-проектная методика, найден критерий устойчивой работы, определено предельно достижимое значение к.п.д.,

в разработана теория СЛСД как системы с шестью степенями свободы, в рамках которой рассмотрена проблема устойчивой работы при возмущениях продольной координаты, установлено, что путем регулирования напряжения путевой структуры по производной угла между вектором напряжения и ЭДС возбуждения (угол нагрузки) можно добиться расширения области устойчивой работы,

■ предложен ряд новых конструктивных решений рассматриваемых ТС, обла дающих повышенным левитационным качеством, улучшенными весогабарит ными и стоимостными показателями, упрощенными требованиями к эксплуатации и повышенной надежностью, все решения защищены авторскими свиде тельствамм и патентами,

в разработаны методика и алгоритм расчета диссипативкых процессов в СПОВ, вызванных действием внешних пульсирующих низкочастотных магнитных шлей,

■ определено оптимальное место расположения электромагнитного экрана, защищающего СПОВ от бегущих магнитных полей,

■ разработана методика расчета теплового поля СПОВ в режимах ввода и вывода транспортного тока,

■ предложен и разработан метод получения радиальной стабилизирующей си' лы в сверхпроводниковых синхронных машинах, основанный на выполнении

6

статорной обмотки по схеме «нулевого» потока, С/$

■ предложен способ уменьшения индуктивности импульсного сверхпроводникового электродинамического ускорителя, основанный на работе сверхпроводящих соленоидов в режиме ЗП.

Практическое значение. Результаты работы могут быть использованы:

■ при проектировании ТС с линейными синхронными тяговыми двигателями и магнитным подвесом экипажа,

■ при создании электроэнергетических установок специального назначения с низким уровнем вибраций и шума, повышенным ресурсом работы и высокими весогабаритными показателями,

■ при создании автоматических систем причаливания и стыковки космических аппаратов,

■ при разработке электродинамических пушек для поражения наземных и воздушных целей, в том числе и космических объектов.

Использование результатов работы. Отдельные результаты работы были использованы в АООТ Октябрьский электровагоноремонтный завод при расчетах магнитных полей и электродинамических сил в конструктивных элементах мощных электродвигателей.

Апробация работы. Материалы диссертации в целом обсуждались на научных семинарах кафедры ТОЭ ПГУПС, отдельные результаты докладывались на 8 Международной конференции по магнитной технологии (Гренобль, Франция, 1983), на 9 Международной конференции по магнитной технологии (Цюрих, Швейцария, 1985), на 34 Международном научном коллоквиуме (Ильменау, Германия, 1989), на семинаре «Проблемы создания высокоскоростного наземного транспорта на сверхпроводящих, магнитах» (Ленинград, 1990), на 13 Международной конференции по инженерной сверхпроводимо-сти(Пекин, КНР, 1990), на Всесоюзной н.-г, конференции «Динамические режимы работы электрических машин и электроприводов» (Каунас, 1988), на Республиканской н.-т. конференции «Перспективы развития электромашиностроения на Украине» (Харьков, 1988), на 2 Дальневосточной конференции .

«Совершенствование электрооборудования и средств оптимизации технологи-

7

ческих процессов промышленных предприятий» (Комсомольск на Амуре, 1988), на 40 Ежегодной конференции по магнетизму и магнитным материалам (Филадельфия, США, 1995), на Международном симпозиуме по электромагнитным полям в электротехнике (Саусхэмпгон, Великобритания, 1991), на Международной конференции «Нетрадиционные электромеханические и электротехнические преобразователи энергии)) (Севастополь, 1995), на 2 Международной конференции «Нетрадиционные электромеханические и электротехнические преобразователи энергии» (Щецин, ПНР, 1996), на Всемирном конгрессе лидеров в промышленности и образовании (Лодзь, ПНР, 1996), на Международном симпозиуме по электромагнитным полям в электротехнике (Гданьск, ПНР, 1997).

, Публикации. По теме диссертации имеется 68 публикаций из них 15 авторских свидетельств на изобретения (ДСП), 1 патент и 3 свидетельства на полезную модель.

Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, б глав, заключения и приложения, содержит 268 страниц машинописного текста, 149 рисунков, список литературы из 195 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы исследования, сформулированы цель и задачи исследования, дана краткая аннотация работы.

Ц главе 1 дан анализ литературных и патентных источников но применению магнитного подвеса и линейных двигателей на транспорте. Хотя это относительно новая область техники, однако достигнутые в ней успехи весьма значительны. Различными аспектами, связанными с проблемой создания рассматриваемых ТС, занимались в России многие ученые, что отражено в трудах АватковаЕ.С., Астахова В.И., Бахвалова Ю.А., Бондаренко М.Б., Васильева C.B., Винокурова В.А., Иноземцева H.H., КимаК.И., Козореза В.В., Кочеткова В.М., КуркаловаИ.И., Козаченко Е.В., Нагорского В.Д., Новогренко Н.М.,

Петрова Е.А., Романова Ю.В., Сика З.К., Тибилова Т.А., Тихменева Б.И., Хо-8

жаинова А.И, Якова В.П. и др. Из зарубежных исследований отметим работы Азертона Н., Денди Г., Ивасы Я., Истхама А., Коффи X., Накашимы Н., Лэйтвайта И., Ошимы К., ПауэллаИ., Рейтца И., Торнтона Р., Фукасы С., Уилсона М.

Существует много различных типов магнитного подвеса, однако наиболее перспективным в скоростном диапазоне 400-600 км/ч является ЭДП с использованием СГТОВ. Среди многообразия конструктивных решений рассматриваемых ТС отметим изобретенные при участии автора (рис.1). Позиции: 1,1'

- СПОВ, 2 - статорные обмотки СЛСД, 3 - путевые структуры системы ЭДП, 4

- силовой модуль, 5 - направляющие пути, 6 - экипаж.

Принцип действия ЭДП основан на использовании силы отталкивания, возникающей в результате взаимодействия магнитного поля движущихся экипажных СПОВ (1) с вторичными токами, индуцированными в путевых структурах (3) системы ЭДП.

К природной устойчивости ЭДП использование СПОВ добавляет возможность эксплуатации ТС с высотами подвеса экипажа порядка 10-30 см, что ведет к ослаблению требований к допускам профиля путевого полотна.

В пользу ЭДП говорит тот факт, что он органически сочетается с СЛСД. Причем, зачастую система ЭДП и система СЛСД имеют общую СПОВ.

СЛСД в основном состоит из: СПОВ, расположенной на экипаже, и многофазной обмотки переменного тока, уложенной на путевом полотне. Как правило, СПОВ представляет собой периодическую систему одинаковых сверхпроводящих электрически не связанных соленоидов. Статорные обмотки СЛСД разделены на секции, которые подключаются к источникам питания по мере движения экипажа.

К настоящему времени в свете практической реализации ТС с ЭДП и СЛСД наибольших успехов добились японские ученые. Ими разработаны ТС: MLU-001, MLU-002, MLU-0011, обладающие коммерческим показателем равным 30% (у поездов типа TR-06 этот показатель равен 17% при скорости 400 км/ч, у поездов типа ICE - 8% при скорости 300 км/ч). На семикилометровом

участке экипажем MLU-001 была достигнута скорость 5 ] 7 км/ч. Проект 27,59

кг?

2 *

Е

г.

"77777

д)

7777

Рис.1

метрового экипажа системы МЫЗ-ООП, демонстрировавшейся весной 1988 г. на выставке, организованной фирмой Ш Тока1, предназначен для маршуга То-10

кио-Нагоя-Осака (расстояние 500 км, время пробега 1 час).

За последние 3 года в США из проектов ТС, три базируются на варианте СЛСДсЭДП.

В России головной организацией по проблеме создания ТС рассматриваемого типа является научно-исследовательский институт электровозостроения (Вэл НИИ). С 1984 г. действует испытательный стенд 4ЭДП-30 в г. Новочеркасске, также имеются лабораторные установки в МИИТе (г. Москва), СПГТУ (г. Саикт Петербург), ПГУПС (г. Санкт Петербург) и ДВПИ (г. Владивосток).

Разработка ТС с ЭДП и СЛСД приводит к необходимости решения следующих проблем: 1) обеспечение подвеса в режимах стоянки и движения с малой скоростью, 2) уменьшение металлоемкости путевых структур, 3) обеспечение устойчивого подвеса экипажа, 4) снижение уровня диссипативных процессов, обусловленных внешними переменным! магнитными полями, до уровня, не переводящего СПОВ в нормальное состояние, 5) выбор режима работы СПОВ: режима ЗП (после заведения транспортного тока в СПОВ, токов-воды последней закорачиваются с помощью сверхпроводящего ключа) или режима ПЗ (всё время эксплуатации СПОВ подсоединена к источнику энергии).

В главе 2 для режимов стоянки и движения с малой скоростью исследуется метод кондукционного подвеса. Здесь подъемная сила является результатом взаимодействия поля возбуждения, созданного экипажными СПОВ, и постоянных токов в электропроводящих шинах, уложенных вдоль путевого полотна.

В отличие от известных конструкций использование на экипаже СПОВ, работающих в режиме ЗП, позволяет добиться устойчивого подвеса (вследствие принципа электромагнитной инерции). СПОВ и по весогабаритным показателям ~ на 1-2 порядка превосходят «теплые» соленоиды.

Применение кондукционного подвеса на участках стоянки и движения с малой скоростью не приводит к ухудшению коммерческого показателя, в то же время снижается расход цветного металла на путевые структуры подвеса

Так, для ТС с параметрами японской коммерческой системы МЫ! применительно к челночному 2-х путному варианту с протяженностью трассы - 2000 км, расход металла на рассматриваемых участках движения снижается ~ на 26,7%.

Практически полное отсутствие магнитного торможения обуславливает снижение требуемой мощности тягн (для состава весом равным 365 т тормозная мощность достигает 12800 кВт) и, следовательно, стоимости двигателя, потребляемой электрической энергии, мощности рефрижераторной установки, стоимости криостата, веса и габаритов экипажа, расхода материала путевой обмотки двигателя, а также к снижению требований к её креплению.

• Отказ от Колесной подвески на рассматриваемых участках движения приводит к уменьшению шума и вибраций экипажа, механических нагрузок на путевое полотно, й плавному переходу на участок ЭДП.

Недостатки кондуКционного подвеса: необходимость в источниках питания шин (для рассматриваемого варианта - 23 шт.), коммутирующей аппаратуре и системе слежения.

В линейной постановке (отсутствуют ферромагнитные сердечники) бьш создана инженерная методика расчета силовых характеристик, основанная на представлении реальных проводников с током - линейными и использовании известных формул взаимоиндуктивностей.

Учет конечных размеров поперечных сечений обмотки СПОВ и путевой шины производится пугемразбиения сечений на «п» равных по площади элементарных проводников. Затем рассматривались попарные сочетания элементарных проводников СПОВ и шины.

В Санкт Петербургском Государственном Техническом Университете при участии автора был создан экспериментальный стенд. Подвешиваемый криомодуль (под криомодулем понимается криостат с расположенным в нем сверхпроводящим соленоидом) позволял получать намагничивующую силу (н.с.) до 125 кА; а н.с. путевой шины - 6 кА. Высота подвеса (Ь) равнялась 0,041 м или 0,048 м. - 7-

Как расчетное,'*гак и экспериментальные исследования показали, что

при появлении бокового смещения криомодуля в системе Возникает сила, стремящаяся устранить это смещение. Жесткость удержания в боковом направлении для Ь=0,041 м равнялась 3,5 Н/мм, а д ля Ь~0,048 м - 2,4 Н/мм. Причина появления стабилизирующей силы - режим ЗП соленоида возбуждения. Аналогичное свойство системы наблюдалось и в отношении подъемной силы при возмущении высоты подвеса.

Альтернативой кондукционному подвесу в режиме стоянки с переменной нагрузкой (погрузка-выгрузка) является сверхпроводящий подвес, где подъемная сила возникает в результате взаимодействия сверхпроводящих соленоидов, расположенных как на экипаже, так и на путевом полотне. Данный подвес обладает свойством сохранять постоянным зазором между экипажными и путевыми соленоидами. Этот эффект основан на свойстве недеформи-руемых сверхпроводящих контуров Сохранять магшггный поток, сцепленный с ними. "''''-' "

Возможны два конструктивных решения подвеса такого рода: путевые соленоиды находятся над экипажными (подвес осуществляется силой притяжения) и наоборот (подвес осуществляется силой отталкивания). В обоих случаях система обладает свойством самостабилизации.

Принципиально осуществить подвес индуктивно связанными сверхпроводящими соленоидами возможно двумя способами: 1) один соленоид работает в режиме ЗП, а другой - в режиме ПЗ, 2) оба соленоида работают в режиме ЗП.

Как показали исследования, проведенные для второго режима, устойчивость подвеса зависит от начальной высоты подвеса (Ьо), начальных значений токов в соленоидах. При малых )10 наблюдается неустойчивость по отношению к возмущающим моментам, а при слишком больших - неустойчивость по отношению к вертикальным возмущённей. Жесткость подвеса пропорциональна начальным величинам токов в соУйггоидах. На рис.2 показаны зависимости подъемной силы от величины бо'койого смещения (1-> Ьо =0.12 м; 2-> =0.16 м; 3-> 110=0,20 м; 4-> Ь0 =0,24 Ь0 =0,28 м). Жесткость удержания в боковом направлении составила 1,9 Н/мм. Стенд, на котором проводились ис-

следования, состоял из большого неподвижно закрепленного криомодуля и малого криомодуля, имеющего 6 степеней свободы, последний находился под большим криомодулем. Максимальная н.с. большого криомодуля равнялась 288 кА, а малого при его весе 139 H - 7,6 кА.

Способность к саморегуляции сверхпроводящего подвеса, возможно, использовать для осуществления операции автомагического причаливания космических аппаратов. В этом случае каждый аппарат снабжается сверхпроводящим соленоидом, который может работать в режиме ЗП.

В начале причаливания соленоиды запитываются токами, величины которых определены ранее в ходе наземных испытаний, и переводятся в режим ЗП. Далее с помощью двигателей происходит сближение аппаратов до расстояния, на котором начинает сказываться взаимное влияние соленоидов. После этого движение аппаратов (токи в соленоидах направлены согласно) происходит только за счет силового взаимодействия соленоидов.

Значения токов в соленоидах, определяют расстояние (хо) между ними в конце причаливания. По мере сближения аппарат (х>х<)) величины токов начинают уменьшаться (соблюдается условие постоянства потокосцепления) и в положении, когда х=хо сила притяжения равна нулю. Если аппараты ещё сближаются по инерции (х<х 0), в соленоиде, работающем в режиме ЗП, возникает ток (по сравнению со случаем х>х о противоположного направления) и между соленоидами начинает действовать сила отталкивания и аппараты стремятся занять положение, при котором х=х0.

Система обладает центрирующим свойством и в боковом направлении

(У)-

На рис.3,4 представлены расчетные силовые характеристики модели системы причаливания, которая состоит из двух сверхпроводящих соленоидов со следующими параметрами: первый соленоид диаметром (по среднему витку) 240 мм имел 288 витков; второй соленоид диаметром 187,5 мм имел 625 витков. Начальное значение тока (Iw) первого соленоида равнялось 500 А, а начальное значение тока (12о) второго соленоида изменялось следующим образом: 1-» 3,78 А; 2-> 6,8 А; 3-> 11,6 А; 4-> 18,9 А; 5-> 29,6 А. Из пяти вариан-14

тов причаливание при хо=0,2 м происходит нормально, что говорит о зависимости устойчивости причаливания от начальных условий.

В главе 3 рассматриваются аспекты теории и экспериментальные исследования систем ЭДП со сплошной и дискретной катушечной путевыми структурами.

Н

210

по

А

* 3 У

ч

32

-'у 1 т;

А <( *

У У

Ю 20 30*"Л Рис.4

Ю го 30 мм Щ с^ь' ОМ 0,32м о

Рис.2 Рис.3

На основе анализа поля возбуждения, вторичного поля вихревых токов, индуцированных в путевых структурах, и электромагнитного взаимодействия исследуется влияние краевых эффектов и магнитной связи между соленоидами возбуждения на силовые характеристики ЭДП.

Теория ЭДП со сплошной путевой структурой базируется на рассмотрении простейшего случая - движение прямоугольной рамки с током возбуждения (1в) над полосой из электропроводящего материала (рис.5). Электромагнитные процессы в

данной системе описываются уравнениями диффузии магнитного поля (в полосе) и уравнением Лапласа (в остальном пространстве).

Решения для магнитных полей получаются с помощью Фурье-метода.

Если вторичное поле представить как сумму вещественной и мни-

2а

£

1Г

/ /"

2в

край А

крап ¿5

Рис.5

мой составляющих, то электромагнитные силы в системе ЭДП являются результатом взаимодействия тока возбуждения и вещественной составляющей вторичного поля. Максимальное расхождение между результатами расчетов по-

ь

а

лей и данныки экспериментов, проведенных с участием автора на лабораторных моделях барабанного типа, не превышало 13% и явилось, очевидно,следствием не учета закруглений углов у реальных соленоидов, а также неточностью установки датчиков Холла.

По подъемной силе (Бг) разница между расчетом и экспериментом не достигала 10%, по тормозной силе (Тх) наблюдалось удовлетворительное качественное совпадение, что вполне объяснимо неравномерностью высоты подвеса экспериментального соленоида над'боковой поверхностью барабана, имитирующего путевую структуру ЭДП. V:

: В связи с тем, что вопрос уменьшения металлоемкости путевой структуры имеет важное значение, исследовалось влияние краевых эффектов, обусловленных конечностью поперечных размеров полотна, на электромагнитные силы.

В результате увеличения плотности вихревых токов в сплошной путевой структуре при реальных значениях высоты подвеса (20-30 см) ограниченность ширины структуры увеличивает подъемную и тормозную силы по сравнением со случаем бесконечно широкого полотна, причем зависимости указанных сил от ширины структуры имеют максимумы, например для движущегося со скоростью 150 км/ч соленоида размерами 0,5 * 3,0 м2 (2а * 2в) и путевой структуры, характеризуемой следующими размерами и параметрами: (1= со, еу = 0, ц =4л * Ю"7 Гн/м, а =3,57 * 107 1/0м*м, при высоте подвеса 0,2 м, максимумы подъемной и тормозной сил наблюдаются при ширине структуры равной 0,45 м, а при-высоте подвеса 0,3 м — 1,0 м.

При поперечном смещении (еу) соленоида возбуждения относительно продольной оси путевой структуры на первый начинает действовать сила, которая стремится повернугь соленоид вокруг его продольной оси от ближайшего края (край А) путевой структуры к её дальнему (край В), и поперечная сила, которая увеличивает еу. Одновременно с этим изменяются подъемная и тормозная силы, как правило, уменьшаются, исключение составляет случай высот подвеса меньших 0,1 м, где наблюдается противоположная картина.

Если скорость движения СПОВ превышает 50 м/с, из-за скйн-эффекта

влиянием толщшш структуры на силовые характеристики ЭДП можно пренебречь.

Реальные СЛОВ представляют собой набор периодически расположенных в продольном направлении одинаковых соленоидов, в связи с этим исследовалось влияние магнитной связи между ними на характеристики ЭДП. Оказалось, что влияние магнитной связи на подъемную силу незначительно, т.к. в основном она характеризуется действием тока возбуждения, протекающим по продольным (по движению) сторонам соленоидов. На тормозную силу это влияние значительно. При чередующейся полярности включения соленоидов происходит увеличение тормозной силы, при однополярном включении -уменьшение, что объясняется компенсирующим влиянием магнитных полей, создаваемых токами возбуждения при протекании по ближайшим друг к другу поперечным сторонам соседних соленоидов.

В случае слабой магнитной связи между соленоидами (расстояние между соседними соленоидами (I) превышает 35% продольного (2Ь) размера соленоида) продольные силы носят тормозной характер, если связь сильная (1<35% от 2Ь) действие продольных сил для некоторых соленоидов совпадает с направлением движения. Как показали расчеты в случае сильной магнитной связи при однополярном включении соленоидов сила торможения системы может быть меньше соответствующей силы для системы с чередующейся полярностью более чем 1,5 раза (при требовании одинаковости подъемных сил). ., ,

Использование вместо одного длинного соленоида возбуждения группы однололярно включенных и электрически независимых соленоидов (габариты группы равны габариту длинного соленоида) может обеспечить сохранение части подъемной силы при выходе из строя какого-либо соленоида.

Из-за не симметрии магнитного поля возбуждения, обусловленного движением, подъемная сила распределена неравномерно по д лине СПОВ. При однополярном включении максимальная подъемная сила действует на первый по движению соленоид, а минимальная тормозная - на последний; для чередующейся полярности включения наблюдается обратная закономерность. Отмеченное явление приводит к неравномерному клиренсу экипажа и принятию

17

мер к его нейтрализации.

Следствием изучения поведения тормозной силы явилось предложение при участии автора ряда новых конструктивных решений системы ЭДП с повышенным значением левитационного качества (под левитационным качеством понимается отношение подъемной силы к тормозной), в основе которых лежит идея уменьшения тормозной силы. Сказанное достигается усилением взаимодействия тока возбуждения, протекающего по задней (по движению) поперечной стороне соленоида с вторичным полем вихревых токов, индуцированных в путевой структуре, либо уменьшением взаимодействия тока возбуждения, протекающего по передней стороне соленоида с вторичным полем. Конструктивно это решается гремя способами: 1) размещением по концам соленоида возбуждения внешних сверхпроводящих катушек с возможностью поворота вокруг своих поперечных сторон, ближайших к соленоиду возбуждения; 2) установкой по концам соленоида возбуждения внутренних сверхпроводящих катушек; 3) заключением передних поперечных сторон соленоида возбуждения в сверхпроводящие экраны.

Все конструкции защищены авторскими свидетельствами.

Одним из мероприятий по уменьшению металлоемкости путевой структуры ЭДП является использование дискретной катушечной структуры (ДКС). Также следует отметить, что в процессе эксплуатации СПОВ и ДКС могут занимать произвольное положение относительно друг друга. Автором были выполнены расчетные и экспериментальные исследования систем ЭДП такого типа при произвольном угловом и боковом смещении СПОВ относительно ДКС с учетом размеров поперечных сечений обмоток соленоидов и катушек ДКС.

В отличие от известных исследований была разработана методика, позволяющая в установившемся режиме (у=сога0 рассчитывать силы в системе ЭДП при различных углах наклона СПОВ к плоскости ДКС.

В системе ЭДП с ДКС силу, действующую на СПОВ, можно определить следующим образом

Т(0=1в£ ¡¿О&абМкк),

где i,(t) - мгновенное значение тока, индуцировашюго в «1»-ой катушке ДКС, Mir (^-мгновенное значение взаимной индуктивности между «1»-ой катушкой ДКСиСПОВ.

Сила f(t) является периодической функцией и для её определения необходимо знать токи i,(t) и параметры R,L,M|f (t),M]rn (t), где R,L - активное сопротивление, собственная индуктивность путевой катушки, М1и1 - взаимная индуктивность между «1» и «ш» катушками. Расчет отмеченных параметров осуществляется с учетом размеров поперечных сечений обмоток, токи же находятся го уравнения

Ri,(t) + L*di,(t)/dt + £ Mim*dim(t)/dt = - IB*dMlf(t)/dt

Юк-00

с привлечением интегрального преобразования Фурье-метода.

Как показали расчеты, проведенные по данной методике, уменьшение угла наклона СПОВ к ДКС ведет к росту подъемных и тормозных сил, однако левитационное качество монотонно снижается.

По описанной методике была разработана система ЭДП с ДКС для подвеса 10-тонного экипажа. За основу конструкции была принята схема японской MLU-001. Сравнительный анализ разработанной и японской систем показал, что первая система практически ни в ^ем не уступает японской, а по подъемной силе превосходит последнюю в 1,4 раза.

Правомерность методики подтвердили результаты исследований, проведенные автором на экспериментальном стенде барабанного типа с использованием как медных, так и сверхпроводящих соленоидов возбуждения. ДКС имитировалась рядом короткозамкнутых катушек (42 шт. или 30 шт.). Диапазон скоростей О -f 35 м/с. СПОВ состояла из одного или двух соленоидов и закреплялась неподвижно над ободом вращающегося барабана.

Основные результаты экспериментов: 1) при вертикальном расположении СПОВ максимум магнитной связи между СПОВ и ДКС наступает при некотором поперечном смещении СПОВ в сторону от серединной части путевой катушки (поперечное смещение принимается равным нулю при расположении вертикальной СПОВ и оси продольной стороны катушки ДКС в одной плоскости), причем с увеличением высоты подве-

19

са этот максимум достигается при большем поперечном смещешш; существует некоторое поперечное смещение, при котором ЭМц/ЭЕу=0, другими словами, выбором величины поперечного смещения поперечной силе можно придать стабилизирующий характер или свести её к нулю;

2) при вертикальном расположении СПОВ и чередующейся полярности подъемная сила более чем в 2 раза больше по сравнению с однополярным включением;

3) при работе СПОВ в режиме ПЗ наблюдается более быстрое нарастание подъемной силы при увеличении скорости по сравнению с режимом ЗП. Так, для СПОВ, состоящей из двух вертикальных соленоидов чередующейся полярности (1в = 200 A, h = 0,088 м, Еу = 5 мм) ÖF/0V для режима ПЗ в 1,5 больше нежели для режима ЗП. Отмеченное явление приводит к более быстрому выходу экипажа на ЭДП.'

В главе 4 представлены теоретические и экспериментальные исследования свёрхпроводниковых линейных синхронных двигателей со СПОВ, состоящей Из электрически не связанных соленоидов.

Теория СЛСД в установившемся режиме рассматривается в линейном приближении (отсутствуют ферромагнитные сердечники) при пренебрежении концевыми эффектами.

Поле возбуждения СЛСД с помощью векторного потенциала представи-мо в следующем виде

Ä = exAx-t- еуАу, где ск, еу - орта,

Ах= ¿L J a* sin 7m/x*x sin ky dk, " !

»-i.V., o ., ■

to ' 1 *

Ay= £ J ay cos 7m/t*x cos kytlk, (I)

k - волновое число, х- полюсное деление. Величины ах и % являются функциями координаты z, п - номер гармоники,

:_ах = - 4цо 1„ /(я2 ka п) * sin тт/2*оф*ехр(±к„ z); • ay = Tcn/(-tk)fax, (2) ^■■•¡f^;.. к„= [(тш/х)2 + к2]"2; а = sin ka; ß = sin 7ш/х*Ь,

2a, 2b - геометрические размеры соленоида возбуждения (рис.6). В (2) exp(kn z) при Zj<.0 и exp(-kn z) при z>0.

Поле одной фазы ста-горной обмотки, выполненной по схеме двухслойной, имеет ту же пространственную структуру, что и поле возбуждения. Если путевые обмотки выполнены по схеме однослойной обмотки, то симметрия в распределении поля по продольной координате, характерная для поля двухслойной обмотки, отсутствует. Это обусловлено наличием постоянной составляющей и четных гармоник.

Электромагнитные процессы в СЛСД определяются индуктивностью фазы путевой обмотки, обусловленной полем всех трех фаз (Ь), взаимной ин-

/

И

■ У

1 у

II 1+1 1 1н 1 1 л ,

(

к'

а.

Рис.6

дуктивностью>ой фазы со СПОВ (М,в), индуктивностью соленоида возбуждения (1-м), взаимной индуктивностью соленоида, обусловленной полем ]-ой фазы.

В случае двухслойной обмотки систему электрически не связанных соленоидов можно заменить эквивалентной единой цепью возбуждения и ввести параметр М^, взаимный с М,„ и параметр Ц, определяющий индуктивность цепи возбуждения. .., ., ...

Для однослойной обмотки, кроме параметров, определяющих интегральное взаимодействие, необходимо ещё привлечь параметры, от которых зависят магнитные состояния отдельных соленоидов. '

Для двухслойной обмотки возможно выбором продольных размеров со-

21

леноидов возбуждения и витков статорной обмотки избавиться от воздействия на СПОВ двух любых гармоник поля возбуждения.

Из условия достижения максимального значения параметра Мш, от которого зависят энергетические и силовые характеристики СЛСД, при допустимых затратах обмоточных проводов, поперечные размеры соленоида возбуждения и витка путевой обмотки следует выбирать с учетом соотношения а/ас = 1-1,2.

Непременной конструктивной деталью СЛСД является экран, предохраняющий СПОВ от внешних магнитных полей. Для расчета экран представляется двумя одинаковыми обмотками (d,q), смещенными относительно друг друга на т/2. На рис.6 показано расположение магнитных осей отдельных элементов СЛСД. Здесь 1 - СПОВ, 2 - экран, 3 - гелиевая полость криостата, 4 -азотная полость, а,Ь,с - оси фазных обмоток СЛСД, лежащих в плоскости х'х'.

Математическая модель электромеханических процессов в СЛСД лред-ставима в виде

и, = г ij + <№/dt, j = a,b,c

= const,

О = r, iad -I- cMWdt,

0 = r, i3q +• d%(/dt,

1 f=I fc-+m°*d v/dt,

где и, ij- напряжение и ток j-ой фазы путевой обмотки, и i,q - фазные токи экрана, г3, г - активные сопротивления экрана й статора, Т*,, H'j - потоко-сцепления экрана и фазы путевой обмотки,!] f - сумма электромагнитных сил, создаваемых СЛСД подвесом и системой направления, Z Гс- сумма сил не электрического происхождения, ш° - масса экипажа.

Если путевая обмотка СЛСД однослойная, .то условие Ч^в = const заменяется условиями постоянства шшжосцеплений отдельных соленоидов.

Мощность на выходе путевой обмотки СЛСД равна Р = uj ij, а электромагнитная сила дается соотношением f=gradW, где W=1/2[ £ +

f. + i3d Ч'эа + :

22

Для квазиустановившегося режима, характеризуемого следующим образом: s = 0 (s = (os-o)/(B, gds - частота изменения статорного напряжения), = i*,=0, фазные напряжения составляют прямую последовательность, а переменные параметры, которыми являются угол между векторами напряжения и ЭДС возбуждения (9), боковое смещение СЛОВ относительно оси путевой обмотки (sy), высота подвеса (h) изменяются настолько медленно, что это не сопровождается появлением экстратоков в контурах, т.к. постоянная времени путевой структуры мала и составляет величину порядка 1 /о5; выражения для активной (Р) и реактивной (Q) мощностей на входе путевой обмотки, электромагнитной мощности (Рэм) выглядят следующим образом

fx = 3/[v(r* + X2)]*[UE(X sinO + r cos8) - rE2], (3)

fy = 3/tfflCi2 + X2)]*[U(X cos9 - r sin9) - XE] dE/deY, (4) fz = З^ооСт2 + X2)]*[U(X cos9 - r sin9) - XE] dE/dh, (5) P = 3/Е(1^ +- X2)]*[UE(X sine - г cos9) + rU2], Q = 3/Rr2 + X2)]*[-UE(X cos6 + r sin9) + XU2], PM = 3/Kr2 + X2)]*[UE(X sine + r COS0) - rE2], где U - действующее значение фазного напряжения, Е = o)s Mi I„/72, Mi -первая гармоника взаимоиндуктивности между СЛОВ и фазой статора, 8 = <рц-(ф,+ я/2), tpu - начальная фаза напряжения статора, Х,г - индуктивное, активное сопротивления фазы статора.

Анализ зависимостей fx = f(0) показал, что чем больше кх (кх = Х/r), тем меньше изменение угла 9 при изменениях высоты подвеса, т.е. чем больше кх, тем система устойчивее к вертикальным возмущениям.

Поперечная координата экипажа может подвергаться возмущениям. Увеличение £у может привести как к увеличению, так и к уменьшению силы тяги. Это связано с тем, что сила тяги (3) содержит две составляющие. Первая из них (fxi) - пропульсивная, зависящая от угла 0, представляет силу взаимодействия поля возбуждения с током путевой обмотки, обусловленным напряжением U, вторая (f^) - тормозная, определяемая квадратом ЭДС, является силой взаимодействия указанного поля с вихревым током.

Как показали расчеты, и в этом случае система с большим кх менее

чувствительна (по тяге) к изменениям Су.

Боковая сила, как это видно из (4),. также зависит от 0, £у. При малых значениях угла 6 боковая сила носит стабилизирующий характер. В номинальных режимах эта сила носит сталкивающий характер, причем её величина сильно зависит от высоты подвеса. ; ;

Вертикальная сила (5) состоит из двух компонент (fzi+f^). Направление силы fz, определяется знаком скобки (kx cos9 - sin9). Если эта величина отрицательна, то f >0 (по характеру подъемная). Компонента (?2 возникает в результате взаимодействия поля возбуждения с наведенными им токами, поэтому она всегда способствует подвесу, за исключением режимов, характеризующихся большими высотами подвеса и малыми углами 0.

' Системы, обладающие малыми К, создают большую подъемную силу. Однако зависимость подъемной силы в таких системах от угла 9 и Еу резче, нежели у систем с высокими значениями кх.

Подъемная сила, развиваемая СЛСД, может составить 20% веса экипажа.

Отметим, что СЛСД, характеризуемые высокими значениями параметра кх, обладают большей устойчивостью в избранном направлении при возмущениях по другим направлениями. Верхний предел, как это будет показано далее, в выборе величины кх связан с к.п.д. и углом 0 в номинальном режиме.

Если ввести обозначение kE = E/U, выражения для к.п.д., coscp и длины об моточного провода секции путевой обмотки СЛСД выглядят следующим образом

т\ = Рэк/Р = kE (кх sine + cos9 - кЕ)/[1 + кЕ (кх sinG - cost))], coscp = Р/(Р2 ■¥■ Q2)"2 = [1 + кЕ (кх sin9 - cos9)]/[(l + кх2)(1 - 2кЕ cosO + кЕ2)]|/2, 1 = К1 +- к2Е - 2к cos9)/( 1 + k2x)]1/2U/(p'5), где р' - удельное сопротивление, б - плотность тока в обмотке статора.

Как показали численные оценки диапазона , изменений кЕ> при расчетах приемлем выбор кЕ= г]"2, при этом

К = [(1 + П)0 - cos0) - (1 - п "2)2]/[(1 - Л) sin9] > 0.

Коэффициент мощности слабо зависит от к.и.д.| зависимость же величин 1 й' к^ от к.п.д. проявляется'сильио. Достижение высокого к.п;д. и кх у СЛСД

связано с использованием коротких путевых обмоток. Однако, использование слишком коротких обмоток не оправдано с точки зрения проблемы стыков последних. Возникшее противоречие частично снимется заданием коэффициента ку, который косвенно учитывает запас устойчивости

Ц =(Рэ«)н/(Рэ«)тах=[кх8т0н+СО89-кЕ]/[(1 + к/)"2 - кЕ],

7 / / / /// / // /

где индекс «н» отаосится к номинальному значению, а «шах» - к максимальному.

Заданием ку фиксируется угол 8Н в номинальном режиме и при задана ных к. п.д. и ку величина кх определяется однозначно (6).

. : На основании приведенных рассуждений можно заложить основы расчета и проектирования СЛСД.

Одним из результатов описан-

Рис.7

ных исследований явилось предложение при участии автора ряда оригинальных конструкций, позволяющих с помощью СЛСД наряду с тяговой создать направляющую и подъемную силы (рис.1).

Глава 5 посвящена специфики СЛСД, заключающейся в том, что положение СПОВ (1) (рис.7) относительно статора не фиксировано и СЛСД следует рассматривать как многостепенную динамическую систему (6 степеней свободы)

Положение СПОВ определяется в системе отсчета XsYsZs, жестко связанной со статарной обмоткой (s). В качестве обобщенных координат возьмем: три линейных смещения СПОВ (sx,5y,£z) и три угла поворота вращательного

ДВИЖеНИЯ (фх,<(>у,<Рг)-

В силу линейности задачи исследования для СПОВ и статорной обмотки выполняются независимо.

Поле возбуждения для первой гармоники, выраженное через векторный потенциал, выглядит следующим образом.

со

Axs = J ax(l,k) exp ki[Zs- q0 -e<> - ez+ qocoscpjcoscpy + tg<py (Xs - ex)] sin[7t/t*(Xs о ?

- Ex - v0t)/(cos(py cos(pz)]*sin{kfYs - 6y - qo sincpfc/coscpz - tgcpz(Xs - Ex)]} dk,

CO

AYs = J Эу(1,к) exp ki[Zs- qo - e« - sz + q0 cosip/coscpy + tgcpy(X3 - 8x)] cos [л/т* (X5

о

- Ex - v0t)/(cos(py coscp,,.)]*cos{k[Ys - Ey - q0 sm(j)x/cos(pz- tgq>z(Xs- ex)]} dk.

Если рассматривать двухслойную обмотку и пренебречь влиянием межкатушечных соединений, магнитные поля отдельных фаз будут описываться выражениями (1) и (2), в которых нужно произвести замену: для фазы «а» х =XS, 1„ = i'a; а для фазы «Ь» х = Xs - 2/Зт, I» = ¡'ь и т.д. Кроме того, следует положить у = Ys, z = Zs, а= ас, b = bc.

Интегральное электромагнитное взаимодействие в СЛСД определяется следующими параметрами: индуктивностью (L) статорной обмотки, индуктивностью (L„) цепи возбуждения и взаимной индуктивностью (М) между ними. Ог обобщенных координат зависит только взаимная индуктивность, выражение для которой при наличии вращательного движения экипажа выглядит следующим образом

ft °° М = 16nowpcp/(TiT) * £ (-l)mlsin(m - 1/2)л J eV^aca/k, * [(т/л)2*со-

ти-(/w-1), О

skYi(e,9)+ l/k2*coskY2(e,cp)] dk, где Yi(e,(p) = ey +• q0sincpx; Y2(£,cp) = eY + qosincps + (m-l/2)ttg(pz; Z(E,cp) = ez + q0(l - cos(px) - (ш - l/2)Ttg(py; p„ - число пар полюсов, w - число витков на полюс и фазу.

В общем случае, кроме величин L, LB и М, необходимо ввести парамет-

ры, обусловленные экраном. Магнитная связь между эквивалентирующими экран обмотками и путевой обмоткой характеризуется параметрами: md = mq = m.

Когда движение экипажа состоит из поступательного и вращательного движений, на него действуют как электромагнитные силы, так и электромагнитные моменты.

Электромагнитные силы, приложенные к центру инерции экипажа, в с^-лредставлении равны

F = 3/2[IBV6(idM) + i3<iVe(idm) + цУДт)1, (7)

где VE = exS/fex + еуЗЛЭеу + ez5/ez, ех, eY, ez - орты в инерциальной системе XYZ, движущейся в направлении х со скоростью бегущего поля путевой обмотки (vx).

Электромагнитные моменты равны

N = 3/2[i,i IB V<pM + (id ijd + i4 ijq) V^m], (8)

где Vv= ^ сУдсрх + ву д/дц>г + e2 д/дуг, ex, е>., ег - орты в системе xyz, жестко связанной с экипажем и началом в его центре инерции.

При произвольно быстрых изменениях обобщенных координат, когда необходимо учитывать эффекты, обусловленные производными этих координат по времени, для описания движения СЛСД, наряду с уравнениями движения твердого тела, должны привлекаться уравнения Кирхгофа, которые в d,q-переменных выглядят следующим образом

Ud = rid -+- d4Vdt - % dy/dt, uq=riq + d*fydt + % dy/dt, : 4*, = const, 0 = r, i,d + dT^/dt,

0 = гэ i,q +• d4ydt, где у = cat + к/х*ех-

Уравнения движения центра инерции экипажа запишем в инерциальной системе XYZ, движущейся со скоростью v* =7t/-c*<a, m°d2sx/dt2 = Fx-FcX)

m0d2eY/dt2 = Fy-Fcy, (9)

m°d2ez/dt2 = Fz - Fez,

где Fcx, Fcy, Fez - силы сопротивления, создаваемые системами ЭДГТ, направления и т.п. Оси системы xyz, жестко связанной с экипажем, совпадают с главными осями инерции экипажа. В связи с этим вращение экипажа вокруг центра инерции описывается уравнениями Эйлера.

Ix dci)x/dt + (Iz - 1у)(ого)у = Nx - N„,

Iv ádylát + (I* - Iz)coxo)z=Ny -Щ, (10)

Iz do^/dt + (ly - Ix)cOj«x = Nz - NB, где Щ - моменты инерции экипажа относительно осей x,y,z; ю.ч,соу,сог - угловые скорости экипажа вокруг тех же осей, N«,N„,N£2 - моменты сопротивления и моменты, обусловленные системами ЭДП и направления.

В системах (9),(10) электромагнитные силы и моменты вычисляются по формулам (7),(8). Тем самым достигается согласование уравнений движения экипажа с уравнениями Кирхгофа.

Полученные уравнения движения СЛСД составляют математическую модель электромеханических процессов в СЛСД.

Рассмотрим квазиустановившейся режим, полагая, что изменения внешних сил, действующих на экипаж, происходят настолько медленно, что экстратоки в системе не проявляются. Под внешними силами подразумеваются силы и моменты неэлектрического происхождения и напряжение путевой обмотки.

Соотношения для сил и моментов в этом режиме выглядят следующим образом

Fx = 3/[vx(r2 + Х2)] * [U(X sinO -f-rcosQ) - rE] E, Fy = 3/[ü)(i^ -ь X2)] * [U(X cos0 - г sinG) - XE] 8Е/8гу, Fz = 3/[o(r2 + X2)] * [U(X cose - r sine) - XE] SE/fez.

1 Nx = 3/[оз(т2 + X2)] * [U(X cos9 - r sine) - XE] 3E/dq>x, Ny = 3/[a(r2 + X2)] * [U(X cos9 - r sine') - XE] oE/d<pv> Nz = 3/[co(r2 + X2)] * fU(X cos6 - r sine) - XE] <ЭЕ/д<р7,

В данном случае в задаче исследования движения экипажа достаточно

рассмотреть уравнения твердого тела, в которых надлежащим образом должны

быть учтены электромагнитные силы и моменты, представляющие собой 28

функции обобщенных координат системы.

В результате рассмотрения задачи устойчивости СЛСД по отношению к малым возмущениям продольной координаты (бх) центра инерции экипажа на

основании критериев Гурвица было получено условие устойчивой работы

1!,

СЛСД в отсутствии регулирования, выглядевшее следующим образом собО > 0. Активное сопротивление путевой обмотки считалось равным 0. Критический угол 9кр, который характеризует границу устойчивости, равнялся я/2. Если г * 0, го бкр < п/2. Происходит уменьшение области устойчивости, причем, это уменьшение тем значительнее, чем больше г. Данное явление связано с эффектом самораскачивания.

Установлено, что СЛСД из-за больших полей рассеяния будет более устойчив, чем обычные синхронные машины.

Регулирование только по величине угла 9 не дает желаемого эффекта. Исключением является случай с малыми коэффициентами рассеяния и значительными коэффициентами регулирования. В случае регулирования напряжения по производной угла 0 устойчивая работа возможна и при > тс/2.

Движение экипажа сопровождается также возмущениями в боковом направлении. Известно одно конструктивное решение этого вопроса - использование статор нойобмотки 2 (рис.1), выполненной по схеме «нулевого потока», для чего противолежащие катушечные группы левого и правого ряда соединяются параллельно с образованием контура нулевого потока. При появлении поперечного смещения СПОВ в этих контурах кроме фазных токов, отвечающих за теговую силу, возникают циркуляционные токи, взаимодействие которых^ полем возбуждения прцводит к появлению поперечной стабилизирующей силы.

По сравнению со случаем, когда для тяги и поперечной стабилизации предусматриваются независимые системы, потери в рассматриваемой системе будут меньше. При отсутствии поперечного смещения это уменьшение составит величину порядка джоулевых потерь в путевой структуре системы направления, которые могут быть, значительными.

Пренебрегая концевыми эффектами, рассмотрим' путевую нульпогочную

29

обмотку, выполненную по схеме «звезда» с изолированной нейтралью.

Если ввести переменные ej = е^- + еч = - d^ja/dt, e'j = е^ - e„j = - dTja/dt, h0 = (Ьл + hn)/2, sY = (h„ - h„)/2, где j = a,b,c - номер фазы, ejnj(enj) - ЭДС возбуждения в левой (правой) обмотке, Ьл(11п) - боковые зазоры слева (справа), то процессы в путевой обмотке описываются следующими уравнениями

2uj = rij + La dij/dt - ej (ii)

0 = pa/p*(ri j + L'3 di j/dt) - e'j, здесь p„ (p) - число пар полюсов СПОВ (части путевой обмотки, участвующей в данный момент в силовом взаимодействии)/ - активное сопротивление фазы путевой обмотки, L, = L±M,L3' = L + М, L - собственная индуктивность фазы путевой обмотки с учетом её магнитной связи с соседними фазами, М -взаимная индуктивность фазы, отвечающая полю всех фаз другой обмотки: верхние знаки в выражениях для Lj и L'3 и в последующих формулах соответствуют схеме контура нулевого потока, когда поля, созданные фазными токами в левой и правой обмотках, направлены согласно, нижние знаки соответствуют схеме со встречным направлением магнитных потоков; Uj (ij) - напряжение (ток) фазы; i72 - циркуляционный ток в контурах нулевого потока.

Параметры L,M и ЭДС е^, e„j определяются магнитным полем системы. Поскольку система линейна, магнитные поля отдельных источников можно рассматривать независимо. Эти источники периодичны по направлению движения, а поля удовлетворяют уравнению Лапласа. Вычисление поля можно произвести, используя теорию Фурье.

Для случая двухслойной путевой обмотки СПОВ можно представить цепью со следующими параметрами: L, - собственная индуктивность, Мв - взаимная индуктивность между левым и правым рядом соленоидов возбуждения, M»j (M'Bj) - взаимная индуктивность, соотвесгвующая ЭДС ej (e'j).

Условие постоянства потокосцепления сверхпроводящей цепи возбуждения можно записать

4(L, ± MB)I, £ (MBjij + M'Bji'j) = const (12)

j

Уравнения (11),(12) описывают электромагнитные процессы в рассмат-

риваемой системе. Для её полной характеристики необходимо их дополнить соотношениями для мощности и электромагнитных сил

Р =1 "Л.Рэм =l/2*E(ijd4ydt+ i'jcWydt), f=l/2*£ (i}grad^, + i'jgrad4"jB).

Для квазиустановившегося режима (V2 U, о, *Fu, v, e?. = const). С уче-

i.. ¡i5 ¡i - „ „ том только первой гармоники потокосцеплении выражения для продольной,

вертикальной и боковой сил имеют вид -

Fx = 6l[v(f + X2)] * [(X sinB + г cos9)UE - тЕ2] - óprCE'f/Jvp^r2 + (X')2]},

Fz - 6U<a*dE/dt.-¿ - 6l'/(ü*dE'/dzz, (13)

Fy = 6I/(ü*9E5Ey - 6Г/ш*ЭЕУ5еу,

гдеX'= o)L'„ Е=ю1/л/2*/ M(l>k)(l±e'ktc)e'kihochkiEy»:coskEZdk, с-расстоя-

0

ние между левыми и правыми обмотками, к - волновое число, еу- боковое

ее

смещение, ez - вертикальное смещение, Е' = aljj2*j M(l,k)(l ± e"V)e"kihc

о

shkigy *coskez dk, I = l^r2 + X2)*[(X cosO - г sm0)U - XE], I' = pX'E'/fafr2 + (X')2]}.

Можно заметить, что вклад в силовое взаимодействие со стороны циркуляционных токов выражен вторыми членами в (13).

Из (13) следует, что всегда 5Е73еу<0, в то время как знак Е' зависит от знака смещения Еу, поэтому компонента FY2 - - 6Г/(0*5Е7<Эеу действует в направлении уменьшения еу. Что касается компоненты Fyi = 6I/a>*0E/dsy, то она может быть как стабилизирующей, так и дестабилизирующей. Однако, как показывают оценки |fY|/Fv2¡«1.

Были произведены расчеты для СЛСД со следующими параметрами: Р = 7*106 Вт, л = 0,72, cos(p = 0,975, U = 2,9*10* В, I„= 2*105 A, f = 75 Гц 9 -47,4°, т = 1,0 м, 2ЪС = 4/5т, 2Ь = 6/7т, 2а<-=2а= I м, 2р = 2500, 2р„ = 50, г = 1,36 Ом, X = 3,5 Ом, ez = 0, h = 0,15-Ю,25 м. Жесткость стабилизации составила 107 Н/м, что предопределяет проведения мероприятий rio её уменьшению.

На экспериментальном стенде с горизонтальной модификацией схемы нулевого потока были получены угловые характеристики силы тяги. Экспериментальные зависимости хорошо согласовывались с расчетными, наибольшее

расхождение достигало 17%,: что объясняется тем, что макет СЛСД представлял собой устройство (СПОВ состояла из двух сверхпроводящих соленоидов, включенных с чередующейся полярностью), только в некоторой степени напоминающее синхронный двигатель.

Автором был предложен и разработан метод получения радиальной стабилизирующей силы в цилиндрических синхронных машинах со СПОВ, основанный на выполнении статорной обмотки по схеме нулевого потока. В обычной петлевой обмотке противолежащие катушечные группы соединяются параллельно, образуя контур нулевого потока. В такой машине при радиальном смещении ротора возникает радиальная электромагнитная сила, что связано с изменением распределения поля возбуждения в области статорной обмотки, которое при малом эксцентриситете ротора можно представить соотношением

В=В, + В0+В2 . . где В] - поле в отсутствие эксцентриситета (е), В0 и В2 - поля, обусловленные е; Во однородно по периферии статора и пульсирует во времени с частотой со, равной частоте стагорного напряжения; В2 - вращающееся поле с пространственным периодом, равным полюсному делению (т), и скоростью, равной половине скорости вращения ротора. Поля Во и В2 индуцируют токи 1о и 12, циркулирующие в контурах нулевого потока; взаимодействие этих токов с полями Во и В2 приводит, к образованию РЕ. Эта сила равна РЕ = (Т^ + Р22)"2, где Р, = Е0*3/(рор,)*[- Е„2/(Л2 + Х02) + Е22/(Я2 + х22)],

?2 = г^З/Срор.ИХоЕо2/^2 + Х02) +Х2Е22/(Я2 + Х22)], р - число пар полюсов, р5 - радиус расточки статора, 8о = в/рь, К - активное сопротивление контура нулевого потокаДо и Х2 - его индуктивные сопротивления для токов 10 и Ь соответственного и Е2 - ЭДС в указанном контуре, обусловленные полями Во и В2.

Сила стремится изменить направление эксцентриситета, т.е. является децентрирующей, а сила Р2 способствует уменьшению эксцентриситета. Силы и ¡являются аналогами тормозной и подъемной сил ЭДП соответственно. Как и в ЭДП в области малых частот (скоростей) система нуждается в дополнительном подвешивании. 32

В установившемся режиме как показал численный анализ при 0,1м<р(<0,3м (рг-радиус ротора); l,l<p,¡/pf<l,16;: \<üjp{¿5 имеем

s~Fm/ps, '

где s - жесткость подвешивания, Fm - максимум тангенциальной силы.

Следует особо отметить, что радиальное смещение ротора при ео«1, что соответствует реальным условиям, практически не отражается на величине вращающегося момента. Величина радиальной стабилизирующей силы не зависит от напряжения статора, что указывает на надежность предложенного метода.

В главе 6 приводятся исследования диссипативных! процессов, протекающих в оболочках криомодуля СПОВ при воздействии tía них магнитных полей, обусловленных спецификой работы рассматриваемых систем (вертикальные колебания СПОВ, высшие гармонические составляющие пдля путевой обмотки СЛСД И Т.Д.). ' ;

При исследовании работоспособности СПОВ нередко необходим дифференциальный подход, который основывается на отыскании «слабых» мест СПОВ, гДе тепловыделения превышают допустимую величину. В результате этого данные участки переходят в резистивное состояние с последующим лавинообразным распределением резистивной зоны на всю СПОВ.

При движеиии экипажа с крейсерской скорость«} вертикальные колебания СПОВ с достаточной точностью можно считать гармоническими с частотой ш. В этом случае магнитное поле (Вр) в расчетной точке СПОВ можно описать следующим выражением

Вр = Во' + Bm cosiot,

где В0' - невозмущенное поле транспортного тока СПОВ, Вт - амплитудное значение вторичного вихревого поля, вызванного вертикальными колебаниями СПОВ.

Был разработан следующий алгоритм расчета потерь в СПОВ. На первом этапе производится расчет невозмущенного (Во') и вторичного (В„,) магнитных полей в исследуемой точке СПОВ. На втором этапе определятся критическая плотность тока (Jc) в расчетной точке с учетом нсвозмущенного поля.

Если СПОВ находится в сверхпроводящем состоянии, производится расчет составляющих удельных потерь в заданной точке и их суммирование. В дальнейшем определяется распределение суммарных удельных потерь по объему СПОВ, и рассчитываются полные потери как суммы локальных потерь по всему объему.

В расчете принимаются следующие допущения: 1) магнитные цепи в объеме СПОВ предполагаются линейными, 2) не учитывается намагниченность сверхпроводника, т.к. отличне полей, создаваемых СПОВ и,обмотками, изготовленными из немагнитных материалов, при больших индукциях магнитного поля несущественно, тоже самое можно сказать и о индуктивных параметрах при плотностях транспортных токов больших 108 А/м2.

Расчет поля В0' выполняется с привлечением теории Фурье, либо с использованием метода интегрирования магнитных полей элементарных токов по объему СПОВ по закону Био-Савара.

Расчет вторичного поля производится методом «зеркальных» изображений.

Расчеты магнитных полей для режимов ,ГО и ЗП различаются тем, что для первого режима ток возбуждения принимается постоянным, а в режиме ЗГ - переменным, зависящим от высоты подвеса.

В исследованиях рассматривалась поперечная составляющая магнитноп поля (по отношению к вектору плотности транспортного тока), т.к. численные оценки показали, что амплитуда поперечного поля более чем в четыре раза превышает амаиггуду поперечного поля как для режима ПЗ, так и для режима ЗП. К тому же критическая плотность тока в продольных полях на порядок выше.

Соотношение индукций в одних и тех же точках СПОВ для режимов ЗП и ПЗ не постоянно по величине и по знаку, что обусловлено изменением величины собственного поля СПОВ, связанного со спецификой режима ЗП. Из-за изменения собственного поля СПОВ и поля его зеркального изображения, характер распределения амплитуды результирующего переменного поля существенно видоизменяется по сравнению с режимом ПЗ. 34

По результатам расчетов полей производится выбор расчетных соотношений для гистерезисных, кооперативных потерь и потерь от вихревых токов.

Количественное сравнение потерь для различных режимов работы ряда СПОВ показало, что потери в режиме ЗП более чем в два раза превышают потери в режиме ПЗ в области СПОВ, где они максимальны. Место расположение этих областей для плоских прямоугольных соленоидов ч на линии, образованной пересечением плоскости X = 0 (рис.8) и плоскости, совпадающей с нижней (рабочей) гранью обмотки - на линии «ие». Отмеченное находится в соответствии с распределением переменных магнитных полей.

частотном диапазоне. Однако соотношение удельной мощности потерь в различных точках обмотки соленоида не постоянно по величине, существуют точки, где это соотношение становится меньше I.

Характер экспериментальных частотных зависимостей (частотный диапазон (к-80 Гц), полученных при участии автора, показал, что с увеличением частоты уменьшается амплитудное значение индукции переменного поля, переводящего СПОВ в нормальное состояние. Зависимости носят квазигиперболический характер

Одним из путей снижения потерь является уменьшение диаметра сверхпроводника и его твистирование, но в случае воздействия бегущего магнитного поля потери снижаются с помощью электромагнитных экранов. Для исследования эффективности этого способа был проведен ряд экспериментов. На

В режиме ПЗ абсолютный максимум удельных потерь приходится на точку «е», а в режиме ЗП -наточку «и».

Потери с увеличением частоты нарастают по экспоненциальному закону и при частотах больших 12 Гц зависимости выходят на установившейся уровень

Рис.8

В режиме ЗП максимальная удельная мощность потерь (для исследуемых соленоидов) более чем в 5 раз больше, чем режиме ПЗ во всем

рис.9 представлена зависимость мощности потерь в оболочке гелиевой полости криомодуля от частоты бегущего магнитного поля при расположении экрана в азотной полости. Использование медного экрана снижает данную мощность ~ на 40% при частоте 40 Гц что говорит о целесообразности применения пассивного экранирования.

Если экран переместить в гелиевую полость, эффективность экранирования увеличивается, но против такого конструктивного решения говорят результаты исследований переходных режимов работы СПОВ, под которыми понимаются режимы ввода и вывода тока из СПОВ. Режим ввода тока в СПОВ может осуществляться с постоянной скоростью изменения тока от регулируемого

'Л

М и

^ эк?.)

Рц (С ЭКР

. г

/

/

\ *

iO 20 30 40 50 60 ■, 70 ?0 .Ги, Рис.9

источника постоянного тока, а также от аккумулятора при постоянстве напряжения. Режим вывода тока из СПОВ обычно осуществляется по экспоненциальному закону и заключается в разряде запасенной в СПОВ энергии на внешнее сопротивление. Вывод тока может быть плановый или аварийный.

Основными параметрами, определяющими данные режимы, являются допустимые скорости ввода и вывода тока - скорости, при которых разогрев СПОВ не приводит к переходу последней в нормальное состояние. В связи со сказанным была рассмотрена тепловая задача при следующих допущениях:11) тепловыделения создаются точёнными источниками; 2) СПОВ ¿ однородная анизотропная среда; 3) трехмерная задача сводилась к двухмерной, поскольку теплопроводность слоистой обмотки в направлении оси провода на два порядка превосходит теплопроводность в поперечных направлениях; 4) граничные условия могут быть заданы любые (1,2,3 рода) на каждой поверхности СПОВ,

независимо от условий на других поверхностях СПОВ; 5) коэффициент тепло-36

iOh

проводности Я, = const; 6) температурная зависимость удельной теплоемкости определена выражением С = Со Т3, где Со - удельная теплоемкость при 4Д°К.

Расчет температурного поля СПОВ сводился к решению двухмерного, нелинейного, нестационарного уравнения теплопроводности методом конечных разностей. (,

Расчеты показали, что с увеличением требуемой величины транспортного тока максимальная скорость ввода тока уменьшается. Например, если для

соленоида (размеры по среднему витку 2,0 * 0,6 м2; размеры сечений обмотки 60 * 60 мм2; количество витков - 410 шт.; обмоточный провод - шинка 2 * 3,5 мм2 СПНТ-3630-0,35) с номинальным транспортным током 1,7 кА, максимальная скорость ввода составила 57 А/с, то при номинальном токе 2,2 кА скорость уменьшилась до 41 А/с. ' Н

Расчет режима планового вывода тока осуществлялся при условии изменения тока в СПОВ по экспоненциальному закону и для данного соленоида при начальном токе 2,2 кА максимальная скорость составила 110 А/с. Что соответствует постоянной времени 21 с.

Можно заметить, что режим ввода более тяжелый, т.к. в этом случае критическая плотность тока падает из-за роста температуры и величины магнитной индукции в объеме СПОВ. а плотность транспортного тока возрастает. Для режима вывода тока условия более легкие, т.к. с ростом температуры в процессе вывода тока одновременно происходят уменьшение плотности транспортного тока.

Рассмотрение режима аварийного вывода тока из СПОВ заключался в определении распределения выведенной энергии ((£) между отдельными элементами системы возбуждения: на СПОВ, на электропроводящем экране, расположенном в гелиевой полости, на сверхпроводящем ключе (СПК), обеспечивающим'режим ЗП, и на защитном сопротивлении (Нзмц). Зависимость ~ имеет явно выраженный максимум. -

Для <м лена и да со следующими параметрами: 1) диаметр по среднему, витку 185Ч(м;'2) размеры сечения обмотки 60*60 мм2; 3)тип провода - шинка 1 СПН'Г 2*3,5; 4) номинальный транспортный ток -1 кА; 5) количество витков -

37

320 шт., оптимальная величина составила 0,025 Ом. В этом случае на выделяется 44,5% запасенной энергии, на экране - 37,1%, на СПОВ -16,85%, наСПК-1,6%.

Использование более мощных СЛОВ при величинах защитного сопротивления, не равных оптимальному, может привести к тому, что основная часть запасенной в СПОВ энергии выделится на экране (до 80%). Такие тепловыделения за короткий промежуток времени могут привести к резкому повышению давления в криостате вплоть до его деформации и разрыва гелиевой полости.

В связи с этим сделано заключение о нецелесообразности использования экранов в гелиевой полости.

Выбор оптимального значения защитного сопротивления актуален и для системы защиты импульсного электродинамического ускорителя электропро-

водящих сна-рядов, схема которого показана на рис. 10.

Ускоритель работает следующим образом. Сверхпроводящий соленоид 1 затаптывается от источника ЭДС 2, а затем с помощью С ПК 3 переводится в режим ЗП. Далее конденсаторная батарея 4 разряжается на «теплую» ускоряющую катушку 5. В результате взаимодействия возникшего импульсного поля и токов, индуцированных в проводящих стенках вкладыша 6, последний

Рис.10

сжимается вместе с захваченным начальным полем, созданным соленоидом 1. Из-за работы соленоида в режиме ЗП эквивалентная индуктивность разрядного контура уменьшается из-за исключения индуктивности источника ЭДС. Сказанное ведет к уменьшению времени достижения стенками вкладыша скорости порядка 1 км/с, т.е. к уменьшению потерь начального магнитного поля.

Из-за конической формы вкладыша импульс сжимаемого магнитного поля движется в сторону снаряда 7, индуцируя в нем токи, результатом взаимодействия которых с импульсным полем является возникновение электродинамической силы, приводящей снаряд в движение.

Импульсное магнитное поле также воздействует на сверхпроводящий соленоид, который переходет в резистивное состояние. Чтобы избежать аварийной ситуации используют ранее рассмотренную схему защиты с внешним разрядным сопротивлением, оптимальная величина которого выбирается по результатам исследований, приведённых в данной работе.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Основные практические и научные результаты работы:

1. Разработанный метод сверхпроводящего подвеса, основанный на принципе электромагнитной инерции, может использоваться на стоянках экипажа ТС в условиях переменной нагрузки. Осуществление, устойчивость и жесткость подвешивания зависит от начальных высот подвеса и токов в СЛОВ.

2. Разработанный метод кондукционного подвеса, где экипажные СПОВ работают в режиме «замороженного» магнитного потока, позволяет на участках стоянки и движения с малой скоростью осуществить устойчивое пространственное удержание экипажа. По сравнению с ЭДП значительно снижаются металлоемкость путевой структуры подвеса и электромагнитная тормозная мощность.

3. Корректность расчетных исследований упомянутых подвесов была подтверждена результатами экспериментов на двух стендах, созданных при участии автора (при исследовании кондукционного подвеса использовался экипажный сверхпроводящий соленоид с намагничивающей силой 125 кА и путевая активная шина с намагничивающей силой равной 6 кА; при исследо-

39

вании сверхпроводящего подвеса максимальная намагничивающая сила экипажного соленоида равнялась 288 кА, а путевого - 7,6 кА).

4. Взаимодействие сверхпроводящих соленоидов, из которых хотя бы один работает в режиме ЗП, легло в основу разработанного способа автоматического причаливания космических аппаратов.

5. Расчетными исследованиями показано, что выбором ширины сплошной путевой структуры ЭДП можно достигнуть величины подъемной силы такой же, как и в случае бесконечно широкого полотна или даже превысить ей, причем величина этого превышения зависит от высоты подвеса.

6. Определены количественные соотношения по подъемной и тормозной силам, связанные с режимом включения соленоидов возбуждения. При чередующейся полярности включения последних система ЭДП со сплошной путевой структурой развивает подъемную силу более чем 1,2 раза (в случае дискретной катушечной структуры - в 2 раза) больше, а тормозную более чем в 1,5 раза больше, нежели системы ЭДП с одноименной полярностью включения соленоидов возбуждения.

7. Использование группы однополярно включенных электрически не связанных соленоидов вместо одного длинного соленоида возбуждения, обеспечивает сохранение части подъемной силы при выходе из строя какого-либо соленоида, т.е. позволяет повысить надежность эксплуатации.

8. В случае сильной магнитной связи между соленоидами возбуждения действие продольных сил для некоторых соленоидов совпадает с направлением движения.

9. На основе разработанной методики расчета силовых характеристик ЭДП с ДКС, учитывающей угловое и боковое смешение СПОВ относительно ДКС и размеры поперечных сечений обмоток, и результатов экспериментов установлено:

а) левитационное качество ^вменяется пропорционально углу наклона (а) СПОВ к плоскости ДКС;

б) при вертикальном расположении СПОВ (а = 90°) выбором величины

поперечного смещения можно боковой силе придать стабилизирующий харак-40

40т2-

тер, либо свести её к нулю

в) режим ПЗ работы СПОВ характеризуется более быстрым нарастанием подъемной силы (~1,5 раза) с увеличением скорости по сравнению с режимом ЗП, что приводит к ускоренному выходу экипажа на ЭДП, т.е. к сокращению длины участков разгона

Iii !-';'■,».

10. Для класса задач, связанных с исследованием процессов при про-

■' - '

дольном движении экипажа, создана математическая модель СЛСД, на основе

<

которой были выполнены исследования силовых характеристик двигателя.

11. Установлено, что СЛСД характеризуемые высокими значениями параметра кх (кх = ХУг, где Х,г - индуктивное и активное сопротивления статора) обладают большей устойчивостью в избранном направлении при возмущениях по другим. Верхний предел в выборе кх связан с величиной к.п.д. и углом нагрузки в номинальном режиме 4 ^

12. Разработаны основы расчета и проектирования СЛСД для квазиу-становившегося режима, базирующиеся на соотношениях для мощностей и тока в путевой обмотке СЛСД.

13. Предложены конструктивные решения универсальных СЛСД, создающих, помимо тяговой направляющую и подъемную силы. Все решения защищены авторскими свидетельствами.

14. Создана математическая модель СЛСД, при рассмотрении последнего как системы с 6 степенями свободы. Определены условия устойчивости СЛСД при малых возмущениях продольной координаты центра инерции экипажа. Показано, что в случае регулирования статорного напряжения по производной угла нагрузки его предельное значение, определяющее границу устойчивой работы, становится больше тс/2.

15. В результате рассмотрения электромагнитных процессов в СЛСД со статорной обмоткой, выполненной по схеме нулевого потока, выявлено, что жесткость бокового удержания экипажа может достигать 107 Н/м, что ведет к необходимости проведения мероприятий по её снижению.

16. Предложен, разработан и исследован метод магнитного удержания в радиальном направлении вращающегося ротора сверхпроводникового син-

хронного двигателя со статорной обмоткой, соединенной по схеме нулевого потока.

17. Установлено что, при воздействии на СПОВ внешних переменных магнитных полей по уровню и интенсивности диссипативных процессов режим ЗП по сравнению с режимом ПЗ более тяжелый.

18. Размещение электромагнитных экранов в азотной полости криоста-та позволяет эффективно и безопасно осуществить защиту СПОВ от бегущих магнитных шлей.

19. Предложен импульсный электродинамический ускоритель электропроводящих снарядов с использованием СПОВ, характеризующийся уменьшенной величиной индуктивности разрядного контура. Данное уменьшение обусловлено работой СПОВ в режиме ЗП.

По материалам диссертации опубликованы следующие работы:

1. .A.c. 1060081,МКИ3 Н02К7/09. Синхронная электрическая машина с магнитным подвесом ротора/Ким К.К., Смирнов В.А.(СССР).-Опубл.

30.10.81. ДСП.

2. A.c. 1096737, МКИ3 Н02К23/30. Машина постоянного тока с радиальной стабилизацией вращающегося якоря/Ким К.К.(СССР).-Опубл. 6.02.83, Бюл.21.

3. A.c. 1533195, МКИ3 B60L13/10. Транспортная система с электродинамическим подвесом/Васильев C.B.,Ким К.К.,МатинВ.И. и др.(СССР).-Опубл.5.П.87.ДСП.

4. A.c. 1552523, МКИ3 B60L13/10. Система высокоскоростного наземного транспорта с электродинамическим подвесом/Васильев С.В.Дим К.К,Куракин A.B. и др.(СССР).-Опубл.14.12.87.ДСП.

5. A.c. 1552522, МКИ3 B60L13/04. Транспортная система с электродинамическим подвесом/Васильев C.B.,Ким К.К.,Куракин A.B. и др.(СССР).-Опубл. 14.01.88.ДСП.

6. А.с.1563110, МКИ3В60ЫЗ/10. Транспортная система с электродинамическим подвесом/Васильев C.B.,Ким К.К.,Куракин A.B. и др.(СССР).-

Опубл.27.05.^.ДСП. 42

lôf

7.A.C.I573710, MKH3B60L13/04. Электродинамическая подвеска транспортного средства/Васильев C.B.,Ким К.К.,Куракин A.B. и др.(СССР).-Опубл.21.12.87.ДСП.

8. A.c. 1575500, МКИ3В601ЛЗ/04. Транспортная система с электродинамическим подвесом/Васильев С.В.,КимК.И.,КимК.К. и др.(СССР).-Опубл. 14.03.88.ДСП.

9. A.c. 1568417, МКИ3В60Ь13/04. Электродинамический левитационный узел/Васильев C.B.,Ким К.К.,Куракин A.B. и др.(СССР).-Опубл. 29.12.87. ДСП.

ю. A.c. 1552524, МКИ3В60ЫЗ/10. Транспортная система на электродинамическом подвесе/Ким К.И.,Ким К.К.(СССР).-Опубл.25.01.88.ДСП.

11. A.c. 1598396, МКИ3В60ЫЗ/10. Транспортная система на магнитном подвесе/Ким К.И.,Ким К.К.(СССР).-Опубл.6.03.89.ДСП.

12. А.с.1792850, МКИ3В60ЫЗ/10. Путевое полотно для транспорта с магнитным подвешиванием/Ким К.К.,Ребров В.М.(СССР) -0публ.01.03.91. ДСП.

13. А.с.1706902, МКИ3В60Ь13/10. Путевое полотно для транспорта с магнитным подвешиванием/Васильев C.B.,Ким К.И.,Ким К.К.(СССР).-Опубл. 29.08.89.ДСП.

14. A.c. 1746406, МКИ3Н01В17/26. Разъемный токоввод/Васильев C.B., Ким К.И.,Ким К.К. и др.(СССР).-Опубл. 18.04.89. ДСП.

15. A.c.l551151,MKH3H01F7/22. Сверхсильный импульсный магнит/ Ким К.И.,Ким К.К.(СССР).-Опубл. 15.11.88. ДСП.

16. Патент 2018152, MKH3G01R33/035. Установка для измерения потерь энергии в сверхпроводниках/Лупкин И.Д.,Ким К.К.,Середа Г.Е. и др. (СССР).-Опубл.15.08.94.Бюл.15.

17. Свидетельство на полезную модель 2556. Транспортное средство на электродинамическом подвесе/Гамаюнов A.B.,Ким К.К. .Петров А.Ф. и др. (РФ).-Опубл. 19.02.96.

18. Свидетельство на полезную модель 5957. Транспорт с электродинамическим подвесом/Гамаюнов A.B.,Ким К.К.,Меньшов C.B. и др.(РФ).-

Опубл. 16.02.98.Бюл.2,

19. Свидетельство на полезную модель 5956. Электродинамический узел подвеса/Гамаюнов A.B.,Ким К.К.,Меньшов С.В. и др.(РФ). Опубл. 16.02.98. Бюл.2.

20. Ким К.И„Ким К.К. Линейный синхронный двигатель со свойствами системы нулевого потока/Ленингр.политехн.ин-т.-Л.,1981.-13с.-Деп.в ВИНИТИ 28.01.82. №1625. . ,

21. Ким К.И.,Ким К.К. Теория линейной синхронной машины при произвольном положении системы возбуждения относительно стагора/Ленингр. политехн.ин-т.-Л.,-13с.-Деп.в ВИНИТИ 28.01,82.№1626.

22. Ким К.К.,Федосов М.И. О возможности создания радиальной стабилизирующей силы в электрических машинах/Ленингр.политехн.ин-т.-Л.,-1982. -13с.-Деп.в ИНФОРМЭЛЕКТРО 23.09.82. №254эт-Д82,

23. Ким К.К,.Федосов М,И. Синхронная машина с радиальным стабилизирующим эффектом вращающегося ротора//Изв. АН СССР.Энергетика и транспорт.-1983.-№5.-С.ЗЗ-42.

24. Ким К.К. Свойства синхронной машины с электродинамическим подвесом ротораУ/Изв.АН СССР,Энергетика и транспорт.-1985.-№5.-С.111-119.

25. Ким К.К., Федосов М.И. Расчет параметров синхронной машины с радиальным стабилизирующим эффектом/Ленингр.политехн,ин-т.-Л.,1985.-21с-Деп. В ИНФОРМЭЛЕКТРО 20.06.85. №131эт-85. ,

26. Ким К.И., Ким К.К. Момент нутации в синхронной машине с электродинамическим подвешиванием ротора/Ленингр.ин-т инж.ж.-д.трансп,-Л., 1987.-18с..-Деп. В ИНФОРМЭЛЕКТРО 26.02.87. №689-эт87.

27. Ким К.И., Ким К.К. Проблема устойчивости магнитного подвешивания в синхронных машинах/Ленингр.ин-т инж.ж.-д.трансп.-Л.,1987.-26с..-Деп. В ИНФОРМЭЛЕКТРО 26.02.87. №691 -эг87.

28. Ким К.И.,;Ким К.К. Силовые характеристики синхронной машины с электродинамическим подвешиванием ротора/Ленингр.ин-т ток. ж.-д.трансп,-Л.,1987.-24с..-Деп. В ИНФОРМЭЛЕКТРО 26.02.87. №690-эт87.

29. Ким К.К. Электромагнитные силы, в синхронной машине при эксцен-

№

триситете ротора/Ленингр.политехн.ин-т.-Л.,1989.-8с.-Деп. в ИНФОРМЭ-ЛЕКТРО 22.03.89. №95-эт89.

30. Ким К.К., Леквеишвшги И.И. Некоторые аспекты динамики тепловых процессов в мощных электрических машинах/Лез.докл.2-ой Дальневосточной научн.-практ.конф. «Совершенствование электрооборудования и средств автоматизации технологических процессов промышленных предприятий», 25-27 мая 1989г.-Комсомольск на Амуре, 1989.-С.98.

31. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин A.B. и др. Вибрационный стенд. -Л.,1988.-4с.-(Информлисток ЛенЦНГИ, №638-88).

32. Ким К.К. Электродинамический ускоритель проводящих тел// Электромеханика.-] 993.-№3.-С. 57-61.

33. Ким К.И.. Ким К.К. Анализ характеристик синхронной машины с нульпоточной обмоткой статора//Изв. ВУЗ. Электромеханика.-1988.-№7.-С.40-45.

34. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин A.B. и др. Стенд для исследования сверхпроводящего подвеса.-Л.,1988.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №855-88).

35. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин A.B. и др. Исследование электромагнитных процессов на лабораторной модели электродинамического подвеса с катушечной путевой структурой/ГГр. Научно-техн.семинара «Проблемы создания высокоскоростного наземного транспорта на сверхпроводящих магнитах», 17-18 мая 1990г.-Л., 1990.-С.32-39.

36. Ким К.И., Ким К.К. Динамические свойства синхронной машины с нульпоточной обмоткой как системы электродинамического подвешивания// Тез.докл.Всесоюзной научн.-техн.конф. «Динамические режимы электрических машин и электроприводов», 6-8 сент.1988г.-Каунас,1988.-Ч.2.-С.35-36.

37. Ким К.И., Ким К.К. Свойства синхронной машины с бёсконтактньш подвесом ротора при перекосе его оси/ЛГез.докл. Республиканской научи.-техн. конф.»Перспективы развития электромашиностроения на Укра1ше», 6-8 дек.

1988г.-Харьков, 1988.-С.120-121. ''

38. Ким К.И., Ким К.К. Уравнения синхронной машины с электродинамическим подвешиванием ротора//Электричество.-1989.-№1 .-С.29-36.

39. Ким К.К. Уравнения динамики синхронной машины с нуль-поточной обмоткой статора/УЗадачи динамики электрических машин.-Омск., 1988.-С.63-69.

40. Ким К.К., Лупкин И.Д.. Максимова К.П. и др. Установка для измерения потерь в сверхпроводящих образцах в переменных магнитных полях.-Л., 1989.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №89-5$.

41. Ким К.К., Лупкин И.Д. Расчет температуры сверхпроводящей обмотки при произвольном законе изменения источников тепла на её поверхности/ Ленингр.политехн.ин-т.-Л., 1989,-Деп. В ИНФОРМЭЛЕКТРО 27.03.89. №101-эт89.

42. Ким К.К., ЛеквеишвилиИ.И. Динамика тепловых процессов в сверхпроводниковых обмотках//Задачи динамики электрических машинах Омск, 1989.-С.51-55.

43. Васильев Г. А., Васильев C.B., Ким К.К. и др. Стевд для исследования электродинамического подвеса.-Л., 1989.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №88-27).

44. Васильев В.В., Васильев C.B., Дзегоерский В.А., Ким К.К. и др. Характеристики электродинамического подвеса с дискретной путевой структуре при угловом и боковом смещении обмотки возбуждения/Ленингр.политехн. ин-т.-Л.,1989.-20с.-Деп. в ВИНИТИ 07.12.88, №70-В89.

45. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин A.B. и др. Гелиевые криостаты.-J 1989.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №89-45).

46. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин A.B. и др. Сверхпроводящие клнз чи.-Л., 1989.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №133-89).

47. Васильев C.B.. Ким К.К. Кураюгш A.B. и др. Криогенные сильного1 ные охлаждаемые токовводы.-Л., 1989.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №134-

Щ

48. Kim К.И., Ким К.К. Методы магнитного подвешивания тел/Ленинг) политехи.ин-т.-Л., 1987.-41 с.-Деп. в ИНФОРМЭЛЕКТРО ,! 26.03.87, №688эт*

49. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин A.B. и др. Измеритель уровня

жид- кого гелия.-Л.,1990.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №90-72). 46

■îfo

so. Васильев C.B., Ким K.K., Куракин A.B. и др. Экспериментальные исследования транспортных устройств на магнитном подвесе в динамических режимах//Динамика электрических машин.-Омск.ОмПИ, 1990.-С.11-17.

51. Васильев C.B.. Ким К.К.. Куракин A.B. и др. Двухканальный элек-три- ческий измеритель уровня жидкого гелия//Элекгротехника.-1991.-№5,-С.43-44.

52. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин A.B. и др. Стенд для исследования характеристик образцов высокотемпературных сверхпроводников.-Л.,1990.-4с. -(Информлисток ЛенЦНТИ, №90-41).

53. Васильев C.B., Ким К.К., Куракин В.В. и др. Стенд для исследования магнитного подвеса транспортного средства с активной путевой структурой. -Л.,1990.-4с.-(Информлисток ЛенЦНТИ, №90-43).

54. Ким К.К., Куракин A.B., Цыган С.Н. и др. Лабораторная модель для исследования транспорта на магнитном подвесе//Элекгротехника.-1992.-.№6-7.-С.62-65.

55. Гамаюнов A.B., Ким К.К. К вопросу устойчивости движения экипажа на магнитном подвесе//Тр. международной конф. «Нетрадиционные электромеханические и электротехнические преобразователи», 10-14 июля 1995г.-Севастополь,1995.-С.87-94.

56. Ким К.К. Об одном способе автоматического причаливания космических аппаратов//Космические исследования.-1996.-№>1 .-'Г. 34.-С. 1 -4.

57. Гамаюнов A.B., Ким К.К., Гоголев Г.В. Новый способ причаливания и стыковки космических кораблей//Тр. Международной конф. «Нетрадиционные электромеханические и электротехнические преобразователи», 15-17окт. 1996г.-Щецин, 1996.-С.715-720.

58. Гамаюнов A.B., Ким К.К., Гоголев Г.В. и др. Сверхпроводящий импульсный магнит для электродинамического ускорителя//Тр. 2-ой международной конф. «Нетрадиционные электромеханические и электротехнические преобразователи», 15-17 окт. 1996г.-Щецин. Полына.-С.721-724.

59. Гамаюнов A.B., Ким К.К. О предельном значении к.п.д. тягового

синхронного двигателя ВСНТ//С6. Молодые ученые, аспиранты и докторанты

47

Петербургского государственного университета путей сообщения.-С-П., 1996,-С.29-32.

60. Kim K.I., Kim К.К. Electrodynamic suspension of rotors of synchronous machines//Abstracts 8 International conference on magnet technology, 5-9 Sept/

1983.-Grenoble.France,l 983.-P.36.

61. Kim K.I., Kim K.K., Fedosov M.I. Stability problem for suspension of rotor of coreless synchronous machine//Abstracts 9 International conference on magnet technology, 9-13 Sept.l985.-Zurich.Switzerland, 1985.-P. 113.

62. Kim K.I., Kim K.K. The parameters of the synchronous machine with the electrodynamic suspension of rotor//Abstracts 34 Internationales wissennshaftliches kolloquium, 23-27 Oct. 1989.-Technische Hochschule. Птепаи. DDR,1989.-P.A.5.4.

63. Kim K.I., Kim K.K. Theory of a synchronous machine machine with a selflevitated rotor//Electrical machines and power and systems.-1990.-V.18.-P.383-392.

64. Kim K.K., Leckveishvile I.I. Dynamic heat processes in powerful superconductive electric machines//Abstracts of 13 International Cryogenic engineering conference with exhibition, 24-27 Apriri990.-Beijing.China.-P.13.

65. Kim K.K., Lupkin I D., Sereda G.E. Losses in superconductors submitted to rotating and travelling fields//Abstracts International Symposium on electromagnetic fields in electrical engineering, 18-20 Sept. 1991.-Southhampton UK.-P.67.

66. KimK.K., Shokin V.A. Self-regulating superconductive suspension for high speed transport/ZDigest of 40 Annual conference magnetism and magnet materials, 6-9 Novemb.l995.-Philadelphia.Pensylvania,1995.-FT-07.

67. Kim K.K., Gamaynov A.V., Nefedov S.V. New electromagnetic system of space ship junction//Abstracts ENGIN'96 world congress of industry leaders and educators, fair of engineering innovations, 22-24 Oct.1996.-Lodz.Poland.-P. 12.

68. Gamaynov A.V., Kim K.K. Magnetic field and parameters of linear synchronous machine//Abstracts International symposium in electromagnetic fields in

electrical engineering, 25-27 Sept.-Gdansk.Poland,1997.-B3-2.

A,