автореферат диссертации по электротехнике, 05.09.01, диссертация на тему:Криогенные магнитные системы перспективных преобразователей энергии

МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ АВИАЦИОННЫЙ

ИНСТИТУТ (ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ)

Р Г Б ОД

На правах рукописи

2 3 ОПТ 1935

ЛАРИОНОВ АНАТОЛИЙ ЕВГЕНЬЕВИЧ

УДК 621.362:539.2

КРИОГЕННЫЕ МАГНИТНЫЕ СИСТЕМЫ ПЕРСПЕКТИВНЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ ЭНЕРГИИ

Специальность 05.09.01 "Электрические машины"

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 1995

Работа выполнена на кафедре "Электроэнергетические и электр механические системы" Московского государственного авиационно] института (технического университета).

Научный руководитель -

кандидат технических наук, профессор Ковалев Л .К.

Официальные оппоненты -

доктор технических наук, Рубинраут A.M., ИВТ РАН; кандидат технических наук, Трусов Н.Б., НПЦ ВНИИЭМ-ТСМ

Ведущее предприятие -

ГНЦ ТРИНИТИ, г. Троицк Московской области.

(- Защита диссертации состоится " И 1995 ГОда

302, на заседании специализированного совета К.053.18.08 Московски государственного авиационного института (технического университета).

Отзывы на автореферат (в двух экземплярах), заверенные печать учреждения, просим направлять по адресу: 125871, ГСП, Москва А-£ Волоколамское шоссе, 4, Ученый Совет МАИ.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан "_"_ 1995 г.

Ученый секретарь специализированного совета

к.т.н., доцент В.Н.Базаров

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. В современной энергетике большое внимание целяется использованию явления сверхпроводимости и криопроводимо-га. Получаемые с помощью криогенных МС (KMC) сильные магнитные оля (~6 Тл и выше) позволяют существенно повысить эффективность гсектроэнергетических преобразователей, таких, как электромеханические гнераторы (синхронные, униполярные и т.д.), магнитогазодинамические гнераторы (МГДГ), индуктивные накопители энергии и т.д. Развитие скорителей элементарных частиц, термоядерных реакторов также связано использованием сверхпроводниковых (СПМС) и криопроводниковых ШМС) магнитных систем. Одним из основных элементов ысокоэффективных энфгетических и крупномасштабных физических итановок является KMC, создающие сильные магаитные поля требуемой ространственно-временной конфигурацтш. Разработка и создание адежных конструкций таких KMC требуют исследования сложных заимосвязанных электродагаамических, тепловых и термомеханических роцессов в активных и конструктивных элементах МС, которые в астоящее время рассмотрены в литературе недостаточно полно.

Настоящая диссертационная работа, посвященная исследованию тектродинамических и механических процессов в KMC, является состав-ой частью работ, выполняемых на кафедре "Электроэнергетические и тектромеханические системы" Московского государственного авиацнон-ого института (технического университета) согласно координационному лану АН СССР на 1986-1990 годы по проблеме 1.9.5 "Использование зерхпроводимости в энергетике", приоритетному научному направлению соответствии с решением экспертного совета института (протокол № 28 г 7 марта 1991г.), государственной научно-технической программе Управляемый термоядерный синтез и плазменные процессы" юстановление ГКНТ от 20 марта 1991 года, проект № 8207 "Энергетика"), также в рамках госбюджетных и хозрасчетных НИР.

Целью диссертационной работы является разработка методов ре-[ения комплексной задачи расчета магнитных полей, электродинамичес-iix усилий, напряженно-деформированного состояния (НДС) и термомеха-нческих эффектов в различных KMC (диполъных, мультипольных, типа ельмгольца и т.д.), а также использование разработанных подходов при издании KMC для электромеханических и МГД преобразователей с улученными массогабаритными и энергетическими характеристиками.

Для достижения этой цели в данной работе были поставлены и гшены следующие задачи:

- построение аналитических решений, разработка алгоритмов и паке

тов прикладных программ для исследования объемных магнитных поле! объемных локальных и интегральных электродинамических сил в КМ различного конструктивного исполнения;

-разработка аналитических методов, алгоритмов и пакетов прс грамм для расчета НДС дипольных и мультиполъных KMC, KMC тип Гельмгольца и их конструктивных элементов под действием объемны электродинамических и центробежных сил;

-разработка методов, алгоритмов и пакетов программ расчета втс ричных температурных полей в KMC, обусловленных объемной деформ; цией;

- проведение расчетно-теоретических и экспериментальных иссл( дований электромагнитных и механических параметров различных KMC;

- экспериментальное исследование параметров KMC на основе свер: проводников и сверхчистого алюминия;

- оптимизация массогабаритных характеристик автономны электроэнергетических установок (АЭУ) на базе МГДГ с KMC и СПСГ.

Методы исследования. В основу разработанного метода расчета ма] нитных полей, электродинамических усилий и НДС мультиполъных КМ положено аналитическое решение дифференциальных уравнений электр« динамики и теории упругости при заданных граничных условиях сопр: жения на границах. Построение решений задач расчета НДС базировалос на методах теории упругости, технической теории составных оболочек круговых стержней. Решения задач электродинамики и прочност строились для сложных самосопряженных эллиптических и парабол!рю ких задач математической физики и методов нелинейног программирования.

Научная новизна. В диссертационной работе получены следуюиц новые результаты:

-разработаны универсальные методы расчета объемных магнитнь: полей и электродинамических сил в KMC различного конструктивног исполнения (дипольные цилиндрические и конические седлообразные М( мультипольные рейстрековые МС, МС типа Гельмгольца и т.д.);

- на основе решения задач термоупругости, технической теории с< ставных оболочек и теории круговых стержней получены новые аналип ческие соотношения, позволяющие рассчитывать НДС в обмотках и 6ai дажных элементах мультиполъных седлообразных МС и МС типа Гелы гольца с учетом характера распределения магнитного поля и электрода намических сил в центральной зоне, режима захолаживания, типа закре1 ления лобовых частей и т.д.;

- определены критерии устойчивости низкотемпературных КМ различного конструктивного исполнения, учитывающие влияние терм оме 4

аническнх эффектов на работу низкотемпературных сверхпроводников;

- получены экспериментальные данные, подтверждающие теорети-еские положения данной работы;

- проведен расчетный анализ АЭУ на основе СПСГ и МГДГ с KMC дя бортовых и транспортных установок в широком диапазоне ющностей.

Практическая ценность работы состоит в том, что ее результаты поз-оляют создавать АЭУ с высокими массогабаритными и энергетическими арактеристиками. В частности:

- разработан комплекс алгоритмов и пакетов программ расчета дву-[ерых и трехмерных магнитных полей и электродинамических сил, механи-еских напряжений, деформаций и перемещений, а также вторичных темпе-атурных полей, необходимых на стадии проектирования и поверочного асчета различных вариантов конструктивного выполнения KMC;

- проведены расчетные исследования электромагнитных и механи-еских процессов в конкретных конструктивных схемах KMC, которые ис-ользованы при проектировании и разработке электромеханических и 4ГД преобразователей энергии (СПСГ мощностью ~ 0,7 МВт, цагональных и холловских МГДГ мощностью 10-40 МВт);

- проведены экспериментальные исследования параметров различ-ых KMC на основе сверхпроводников и криопроводников при темпера-уре жидкого гелия;

- разработаны пакеты программ оптимизации массогабаритных ха-актеристик АЭУ на основе СПСГ и МГДГ с KMC и проведены расчеты, озволяющие сформулировать рекомендащш для создания высокофорси-ованных электромеханических и МГД преобразователей энергии.

Реализация результатов работы. Результаты диссертационной ра-оты были использованы в ГНЦ ТРИ НИТИ и в АО АЭРОЭЛЕКТРИК ри проектировании и изготовлетш различных KMC перспективных реобразователей энерпш. Внедрение результатов подтверждается актами практическом использовании результатов диссертационной работы. На снове проделанной работы были рассчитаны, изготовлены и испытаны бразцы криогенных магнитных систем для СПСГ и МГДГ.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы и ; отдельные разделы докладывались; на 1~и Всесоюзной конференции Импульсные источники энергии для физических и термоядерных исследо-аний" (Рига, 1983 г.), на Международных конференциях по МГД методу реобразования электроэ1^огии (Индия, 1989 г., Китай. 1991 г.), на конфе-енции "Высотемпературное преобразование энергии" (Киев, 1990 г.), на

конференции в ВИКИ им. Можайского (Ленинград, 1991 г.) и в в/ч 73791 М (г. Юбилейный Московской обл., 1993 г.). Материалы диссертаци опубликованы в 10 печатных работах, в том числе в одной без соавторов.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит i Введения, пяти глав, Заключения, Списка использованных источников Приложения. Основная часть диссертации содержит 142 страниц машинописного текста, 83 рисунка и 15 таблиц на 52 листах. Списс использованных источников содержит 14 страниц машинописного текста включает 148 наименований. Общий объем работы составляет 208 с транш

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во Введении определена решаемая научно-техническая проблем обоснована актуальность темы и сформулированы цель и основные задач диссертации, показана ее научная новизна и практическая ценность р зультатов, а также дана информация по структуре, апробации, публикац] ям и практическому использованию материалов диссертационной работы

В первой главе проведен обзор и дан анализ различных типов KMC методов расчета магнитных полей и электродинамических сил в них. Ра смотрены KMC с плоскомеридианальным магнитным полем, мультипол] ные KMC и другие (рис. 1). Методы расчета распределения магнитного п< ля в перечисленных KMC разбиты на три основные группы: прямь методы расчета, построенные на основе решения трехмернь электродинамических задач; методы расчета, основанные на решеш: плоских двумерных электродинамических задач; методы проектных оценс с использованием формпараметра. Определены области их рационально! использования.

Рис. 1.

В трехмерной постановке задачи использовался метод конечных то-

:овых элементов (КТЭ), имеющих простую геометрическую форму: ггрезок линии, кольцо и прямоугольный брусок, для которых получены :онечные аналитические выражения с использованием формул типа >ио-Савара:

4л J L.

(1)

V Jpq

^ля KMC различной формы магнитное поле определялось как суперпози-[ия полей отдельных КТЭ. Данный метод обладает наибольшей точнос-ъю, но одновременно наименьшим быстродействием.

Для мультипольных KMC с большим отношением продольных раз-[еров к поперечным (L/D >2-5) рационально применение двумерных со-пношений электродинамики в форме рядов Фурье. Систематизированы и юлучены новые аналитические выражения для векторного потенциала А и [ндукции В магнитного поля, а также локальных и интегральных электродинамических сил в центральной части мультипольных KMC с различным юперечным сечением.

Метод формпараметра использован для оценки размеров KMC и со-даваемого ими поля с помощью простых аналитических формул. Построе-[ы расчетные соотношения для большого класса KMC различной формы щтольных, рейстрековых, бейсбольных и т.д.).

Полученные соотношения реализованы в виде пакета прикладных [рограмм для ЭВМ. В работе проведено численное исследование распреде-ения магнитных полей дипольной седлообразной KMC для линейного ЛГДГ, квадрупольной KMC с плоскими рейстрековыми катушками для "ПСГ и цилиндрической МС для дискового МГДГ. Проведенные расчеты частности показали, что точка В в этих МС расположена на внутрен-:ей поверхности лобовых частей (рис. 1 и 2). Отношение В*=Втах/В0 (В0 -ндукция поля в рабочей зоне) колеблется в широких пределах в зависи-юсти от типа и конфигурации KMC. Так, в дипольных седлообразных CMC В*= 1,5-2,0, в цилиндрических KMC типа Гельмгольца В*= 2,2-2,4, а квадрупольных KMC для СПСГ В*= 8-10, что необходимо учитывать ри выборе критических СП токов.

Рис. 2.

5,5

Рис. 3.

0

1

Основные особенности конструкции KMC определяются высоким значениями магнитной индукции В, плотности тока j и объемно плотности электромагнитных сил f = jxB в обмотках. Распределения f обмотках KMC рассчитывались по полученным в работе полям В использовались в двумерных моделях НДС, основанных на линейно теории упругости (рис. 3). Для моделей НДС на базе технической теори составных оболочек и круговых стержней применялись усредненные п толщине обмотки Д0 величины электромагнитных сил Г {Fr, F0}.

Во второй главе приведены постановка и аналитические решени задачи линейной теории термоупругости для расчета НДС в обмотках бандажных элементах МС различного конструктивного исполнения.

Получены аналитические решения для двух вариантов постановк граничных условий: при точных граничных условиях на внешней гранит бандажей, выполненных в виде сплошных цилиндров и при приближенны граничных условиях для бандажных элементов сложной конфигурации (п па двутавров). Построены аналитические соотношения для оценки втори1 ных температурных полей, возникающих в процессе объемной деформаци и при сдвиге обмотки относительно бандажных элементов.

В зависимости от конструкции KMC и способа закрепления их лоб< вых частей рассмотрены два варианта постановки плоских задач линейно теории упругости (Л ТУ):

- обобщенная плоская деформация, когда ezz - осевая деформаци принимается постоянной по сечению элементов KMC: ezz= P/(EW) = dnjdz = const (W - поперечное сечение обмотки);

- обобщенное плоско-напряженное состояние, когда осевое напряж< ние ctzz принимается постоянным по сечению KMC и равным erzz= P/W — const.

Решения задачи для мультипольных KMC построены на основе ypai нения Ляме для перемещений и (иг, ие) упругих элементов и обобщенног закона Гука вида (см. рис. 4а):

G Au + (G + ^)grad(divu)- KaTgradT + f = 0; (2)

= X divu + 2G

Эиг

Здесь Е

_ = X divu + 2G ^ f 1 aur

Tre=2G

\r oQ модуль Юнга; v-

dr

1 <3u

KaTT + y

W'

e

ur

dQ

(3)

— К aTT + у

W

<9u,

dr

коэффициент Пуассона; о , о60- соответс

венно нормальные радиальные и азимутальные компоненты напряжении;

\

In. т

а'xa у ее

гг гв тег

/.............. О

Рис. 4.а.

N+dN

Q+dQ

Рис. 4.6.

^ - касательное напряжение; G = Е / [2(1 +v)] - модуль сдвига; X = X (Е, v) - коэффищгент Ляме; К = 3A.+2G - модуль всестороннего сжатия; ат -емпературный коэффициент линейного расширения; Т - температура; Д -оператор Лапласа в двумерных цилиндрических координатах.

Для сплошных бандажных элементов записаны аналогичные уравнены со своими значениями констант Е и v.

На границах сопряжения обмотки и бандажных элементов KMC принты условия непрерывности нормальных напряжений с^ и перемещений г, а также допошштельное условие тг0 = 0 при нежестком скреплении эле-гентов KMC (вариант с проскальзыванием). Для варианта с жестким креп-ением обмотки и бандажных элементов (без проскальзывания) использо-аны дополнительные условия непрерывности тг0 и и0 на границах сопряжения. На свободных поверхностях заданы условия ст^ = т^ = 0.

Для построеш1я аналитических решений задачи (2), (3) вектор и пред-тавлен в виде:

u = grad Ф + rot X. (4)

десь Ф и X - скалярньш и векторный потенциалы деформащш. Подста-овка (4) в (2) дает систему бигармонических уравнений для Ф и Xz:

|GAAXZ = grad jz X grad Az; (5)

\(X + 2G)AAO= -jzAAz + grad j2 • grad Az + К a AT;

также дополнительные ограничения, накладываемые на Ф и X условием еразрывности тела при его деформации:

G rot АХ + (X + 2G)rot АФ - К a grad Т + jz • grad Az = 0 (6) В силу линейности уравнений решение задачи (5), (6) (после заверше-ия этапа захолажтгвания, когда grad Т = 0) представлено в виде:

Ф = Фт(Т) + Фг(0 + Фсо(со); (7)

Х = Хт(Т) + Хг(0 + Хи (со). (8)

десь Фт , Хт, Фа и Хш - частные решения, связанные с температурными еформацпями и вращением KMC; Фг и Xf - общие решения, определяемые

электромагнитными силами и представляются рядами Фурье.

С учетом граничных условий задачи аналитические выражения для и о^, а60 и тг0 находились из (4) и (5) с помощью обычных операций дифф ренцирования по г и 6. На рис. 5 приведен пример расчета азимутальных радиальных напряжений в KMC с jz = j0cos9 и бандажными элементами виде сплошных цилиндров. Решение получено в приближении плоской д< формации для варианта граничных условий с проскальзыванием обмотк относительно бандажных элементов. Видно, что азимутальны напряжения сте0, связанные с изгибными моментами, на порядо превышают радиальные напряжения grr. Наибольшие значения сг( наблюдаются в зоне полюсов (0 = п/2) и средней линии (0 = 0).

Рис. 5.

В работе также приведены постановка и решение задачи расчет НДС обмотки и бандажных элементов цилиндрических KMC (тип Гельмгольца) за счет объемных электродинамических сил. Решение та к л получено в рамках двумерной постановки задач линейной теори термоупругости (см. рис. 4а).

На рис. 6 показан пример распределения напряжений ае и стг элементах цилиндрической KMC в зависимости от толщины бандажа Л2-

Выражения для параметров НДС дипольных и мультипольны цилиндрических KMC и KMC типа Гельмгольца приведены в Приложени к диссертации.

При трении обмотки и бандажного цилиндра на границе г - R0, п< являются значительные вторичные нестационарные температурные noi Та (г, 0, t). С точностью до членов 0 (A2/R2) в начальный момент времен распределения Та в зоне сопряжения описывается системой уравнеш] теплопроводности вида:

AT, К

- 1,0

0,5

п

\ х=гс2

\

\ х=г гн 0,005

/ х: =rcf,0« - 5 _

1,25

1,35 1,45

PlIC. 6.

1,55 г,м 0

2 3 4 t, с

Рис. 7.

(9)

|ат/а = к052Т /<Зг2 + я,.5(г - Ы02) /р0с0; г < Я02; |дТ /дх = к232Т /дт2; г>Я02.

1,есь индексы 0 и 2 относятся к материалам обмотки и бандажного ци-шдра; к = 'Ц(рс); X - коэффициент теплопроводности; р - плотность мате-шлов; 8 (г - Я02) - дельта-функция. Мощность тепловыделения на гра-ще сопряжения г = Г102 за счет работы сил трения находится как

Ч^^.а^-Сиео-ив^Ц^Ы/! (10)

[есь и0о и и02 - азимутальные перемещения соответственно обмотки и 1ндажного цилиндра на границе г = R02; К,= 0,2-0,3 - коэффициент тре-1я; т( - характерное время сдвига элементов KMC; S (tx) - ступенчатая гикция [S (tt) = 1 при 0 < t < т, и S (t-r) = 0 при t < 0 и t > т,]. Распределение s вблизи границы записывается в виде

flvOl)^ (11)

To=J,G[(r-R02),(t-t1)]<

Росо

Kit,.

;есь G - функция Грина задачи (9), учитывающая наличие тепловыделе-1Я qv в зоне обмотки.

На рис. 7 показаны типичные распределения от t*= t/т, приведенных ачешш максимальных температур Т*= Т^л/т, для KMC с jz=j0cos9 и рактерными параметрами j0 = 120 МА/м2, В0 ~ 3,5 Тл, к0 к 0,6 мм2/с, = 20 мм2/с. Видно, что при т, < 1 значение Та достигает 3-5 К, что может иять на стабилизацию СП обмотки. Для варианта адиабатической абилизации СП провода получено следующее критериальное отношение, учитывающее qv на границе сопряжения обмотки и

ндажных элементов:

= Цр Гс а"

рс(тс -ТНе)

< 3

т„

Тс тНе j

есь j и Тс - соответственно критические плотность тока и температура

СП материала; ТНе - температура жидкого гелия; а - диаметр СП жил КС5 - коэффициент заполнения кабеля сверхпроводником.

Из анализа приведенных здесь решений для Та (11) получен

%

R02"3 и Т„

К02"3. Отсюда следует, что рассмотренные выше термов ханические явления будут проявляться в большей степени в крупном; штабных СПМС в результате действия размерного эффекта.

В третьей главе приведены постановка и решение задачи расче НДС в рамках технической теорий составных оболочек (ТСО) и кругов! стержней (ТКС). Модели НДС на основе ТСО могут применяться ддя р; чета мультипольных KMC с относительно тонкими обмотками и банда ными элементами (Д/R < 1/5). При выводе расчетных соотношений прин малось, что в центральной части KMC отсутствуют скручивающие и изг бающие моменты, связанные с действием лобовых зон. С учетом сделанш замечаний уравнения равновесия элемента обмотки (см. рис. 46) ими вид:

dQytte-N + ^Ro + PzRo + F^O; (12

dN /19 + Q + F6 = 0; (13

dM /19 - Q • R0 = 0.

(14

Здесь R0 - радиус срединной поверхности до деформации; Q, N и M - с ответственно поперечная и нормальная силы и главный момент в сечен] элемента; pt и р2 - распределенные нормальные реакции на элеме обмотки со стороны опорной трубы и бандажного цилиндра.

Для используемого варианта ТСО принималось также а^ ди^дг = и тг0= 0, a зависимость N и M от радиального ur = С и азимутально ue = Е, перемещений срединной поверхности записала как

N = W Е* (Ç7 + Ç); M = J Е* (%и + Ç)/R0 (15

Е* = Е / (1 — v2) (16

Здесь J и W соответственно момент инерции и площадь поперечного се1 ния единицы длины обмотки. Римские цифры означают порядок диффе[ нцирования по 9. Величина азимутальных напряжений определялось как aee=N/W+M(R0-r)/j + KcxT. (17

Система (12)-(14) сводится к дифференциальным уравнениям относ тельно и Ç для обмотки, опорной трубы и бандажного цилиндра:

EJ R4

EW

■1\\+X\2+V[x+V\2 +

i

+ T*i(Tu +тй + тн +Ti2) + (Fe +РД yài,

+ Pil +P>2 -(Fe "Fr)i fci +(EWaT Д).Т.

(18), (19

lecb индекс i = 0 соответствует обмотке, i = 1 - опорной трубе, i = 2 - бан-1Жному цилиндру. Электродинамические силы F = 0 при i = 1, 2.

Решение системы (18)-(19) построено в форме рядов Фурье в предложении непрерывности радиальных смещений (Е,0= ¿2= £)• Для азиму-1льных смещений С, использовано, как и во второй главе, две группы усло-[й: жесткое скрепление элементов KMC или их свободное взаимное про-:альзывание. На рис. 8 показаны зависимости максимальных напряжении обмотке (ае0о) и наружном бандаже (сге02) дипольной KMC при 1зличных толщинах обмотки Д0 и бандажа Д2 и при неизменной 1дукции магнитного поля В0. Видно, что при Д,*= A2/R0t <0,2 значение )90 в обмотке резко растет с уменьшением Дд*= Ду/R :стремума по Д,* ;

о/1Хоо-

Наличие

692

при умеренных Д2 ~ 0,2 связано с -рераспределением изгибных моментов между обмоткой и бандажным штдром с ростом А-,*. Падение сгее2 при Д0*> 0,2 с ростом Д2*

>ъясняется увеличением пзгпбной жесткости бандажного элемента.

0,04

0.08

0,12 0,16 д.

0,04

0,08

0,12

0,16 А,

Рис. 8. Рис. 9.

Для ряда конструкций KMC изгибающие напряжения см = (MRA/J); щественно превосходят напряжения растяжеш!я-сжатия c?N = (N/W)f n/ctm< 0,2). В этом случае вместо уравнения (19) для С, использовано ловие нерастяжимости срединной поверхности элемента £, = —С/. С учетом ого из (18) получено следующее уравнеш!е для

С'7+2;

IV

У2

¿-4=0

R

Л

У2

¿-4=0

EJ R4

(20)

впадающее по форме с уравнениями теории круговых стержней (ТКС). В [боте было получено общее решение (20) в форме рядов Фурье.

На рис. 9 приведен пример расчета стее, выполненный по методам "О и ТКС. Видно, что при относительной толщине элементов KMC Д(*~ 0,1 -0,2 расчетные значения согласуются между собой с точностью до %. Подход, основанный на ТКС, был использован для расчета KMC с

о

L

V

секторным сечением обмоток. Расчетные соотношения при этом имели < щественно более простой вид по сравнению с ТСО. Выражения для па] метров НДС в рамках ТУ, ТСО и ТКС приведены в Приложении к дпссс тационной работе.

В четвертой главе представлены результаты экспериментальных i следований МС различных типов. Основными задачами этих исследован в данной работе являлись: определение распределений магнитных поле! МС различной конфигурации (дипольных, квадрупольных, типа Гель гольца и т.д.); определение перемещений в дипольных магнитных систем; исследование магнитных систем на основе сверх- и криопроводникс опытная проверка работоспособности спроектированных на базе разраС танных методик крупномасштабных МС различного класса.

В экспериментах использовались следующие модели: СП К ИМ-06-м для линейного МГДГ (ГНЦ ТРИНИТИ); СП индуктор СП< мощностью ~0,7 МВА (АКБ "Якорь"); МС для дискового МГД генерато (кафедра 310 МАИ); маломасштабные катушки из сверхчистого алюмин (совместное изготовление НПО "Энергомаш" и кафедры 310 МАИ).

Экспериментальное исследование магнитных полей СПМС ИМ-06 индуктора СПСГ и МС для дискового МГДГ и сравнение их с расчетны значениями показали высокую точность расчетных моделей. На рис. 10 г казано сопоставление теоретических и экспериментальных дани методом регрессионного анализа. Видно, что при расчете полей в рабоч зонах МС достигается точность до 5 %.

0,8

0,6

0,4

0,2

--• -СПМС МГДГ СПСГ '' / / / //4 ■-'/M *у//' / 'А '/

---♦ -слов /,/// (А" У' у

/У/. '/ // Ь / ♦

л** Г/.V

Ur , мм 6.0

4.0

2.0

0,2 0,4 0,6

Рис. 10.

0,8 В

200 400 600 800 I ,

п

Рис. 11.

Прочностные эксперименты проводились на СПМС ИМ-06-м. ПoJ ченные данные (перемещения наружной поверхности внешнего бандажа при 9 = 0) приведены на рис. 11. На этом же рисунке показана теоретичес

я кривая перемещений в зависимости от тока 1П, рассчитанная с исполь-ванием параметров исследуемой магнитной системы. Видно, что экспе-1ментальные данные с точностью ~ 20-25 % совпадают с расчетными.

Были проведены экспериментальные исследования электрофизичес-IX параметров криопроводниковых соленоидов при температуре жидкого лия, намотанных шиной ШАОЧ-76 поперечного сечения 10x1 мм2 из [юминия А999, в результате которых были получены данные о свойствах итопроводника в различных условиях изготовления и эксплуатащш МС. Экспериментально показано, что при намотке наблюдается общая нденция увеличения удельного сопротивления шины по сравнению с ходным состоянием, однако даже при обычной технологии изготовления леноидов этот рост незначителен. Термообработка и длительная щержка обмоток позволяют восстанавливать первоначальные свойства [шы. Установлено, что при изменении магнитного поля от 0 до 5 Тл противление шины ШАОЧ-76 возрастает в 2,8-3,3 раза, причем новной рост происходит до В ~ 0,5 Тл.

В пятой главе рассмотрены перспективные АЭУ на основе различных тогенных источников электроэнергии большой мощности для транс->ртных систем и аэрокосмической техники. В этой связи актуальной за-чей является оптимизация массогабаритных параметров таких источни->в. Для решения данной задачи в работе использовалась азиодномерная методика расчета выходных и массогабаритных |раметров МГДГ с KMC и СПСГ, а также метод скользящего допуска гформируемого многогранника) в качестве оптимизационного горитма. Данный метод обладает высокой надежностью при поиске шимума целевой функщш (массы МГДГ и СПСГ) при наличии явных и явных (функциональных) ограничений. В качестве минимизируемой левой функщш выбиралась "сухая" масса источника. В вектор зависимых переменных были включены основные геометрические змеры источника. Явные ограничения задавались исходя из тех-шогических требований. Расчет функциональных ограничений для KMC ГДГ И СПСГ проводился с помощью методов, изложенных в главах 1, 2 3.

В таблице 1 показаны результаты расчета массогабаритных харак-ристик АЭУ на базе линейного диагонального МГДГ, холловского ГДГ дисковой геометрии и сверхпроводникового синхронного генерато-. Приведены варианты гондольной компоновки АЭУ с линейным МГДГ СПСГ.

В Заключении .работы приведены основные результаты и выводы, »лученные автором в процессе исследований.

1. Разработаны численные методы расчета трехмерных магнитных по-

15

Таблица

Массогабарнтные характеристики линейного МГДГ_

Тип источника

Параметр Диагональный МГДГ Дисковый МГДГ СПСГ

Тип KMC спмс кпмс СПОВ

Мощность, МВт 20 25 20

Габаритные 2,62 х 0 1,13 1,00 х 0 2,20 1,40 х 0 0,70

размеры, м

Напряжение, В 10 ООО 4 600 1 000

Ток, А 2 000 5 500 20 000

Привод Камера Камера Газотурбинный

сгорания Керосин + О 7 сгорания Н7 + О-, двигатель

"Сухая" масса KMC, кг 2 000 1 320

"Сухая" масса 2 580 2 100 800

источника, кг

Относительная -0,15 -0,084 -0,04

масса источн-

ика, кг/кВт

лей и объемных электродинамических усилий в МС перспективных эл( тромеханических преобразователей энергии различного назначения (i дукторов СПСГ, линейных и дисковых МГДГ и т.д.). Систематизирова: аналитические решения для анализа спектрального состава магнитн полей и объемных электродинамических сил в зоне обмоток МС.

2. Получены аналитические решения двухмерных задач термоуп] гости, позволяющие рассчитывать напряженно-деформированное сост< ние (НДС) в МС различного типа (дипольных и мультипольных МС, К вша Гельмгольца и др.). Построены распределения вторичных TeMnq турных полей, возникающих в обмотках и конструктивных элемент KMC при действш! объемных электродинамических сил и динамическ нагрузок. Разработаны приближенные аналитические методы расче НДС дипольных и мультипольных седлообразных магнитных систем основе совместного решения двухмерных задач термоупругости, теор составных оболочек и теории круговых стержней.

3. Разработан пакет прикладных программ для расчета магнитн полей, электродинамических сил и НДС в KMC различного назначен] Проведены численные исследования структуры магнитных полей i конкретных МС криогенных источников электроэнергии больш мощности 1-20 МВт: цилиндрических и конических дипольных МС ; МГДГ, квадрупольных МС для СПСГ, систем типа Гельмгольца ; дисковых МГДГ.

4. Показано, что отношение В* величин максимального магнитного ля в токовой зоне обмоток Втах и поля в рабочей зоне МС В0 (В*= Втах/В0) составляет: в дипольных седлообразных МС В*^ 1,5-2,0; в МС па Гельмгольца В*« 2,2-2,4; в квадрупольной МС для СПСГ В*= 8,0— ,0. Величина В* существенно зависит от соотношения размеров МС и ложения рабочей зоны относительно МС, особенно в МС СПСГ обращенной конструкции.

5. Показано, что наибольшие напряжетшя в дипольных седлообраз-[х KMC концентрируются в конструктивных элементах с наибольшей сткостью. KMC для МГДГ мощностью ~10 МВт (характерный размер этлой" зоны ~240 мм и уровень поля ~3,5 Тл) с тонкими обмотками (25 [ и менее) при высоких плотностях тока j > 200 МАУм2 должны иметь лщину профилированного бандажа из легированной стали 12Х18Т10Т

менее 50-60 мм для обеспечения их работоспособности. KMC с мотками толщиной 100 мм и более обладают эффектом чобандажирования, если приняты меры к снятию наружных стягивающих напряжений, например, послойным бандажированием.

6. В дипольных магнитных системах вторичные температурные поля, оанные с объемными деформациями и напряжениями в упругой зоне, зникающими в элементах KMC при нагружении обмотки электродина-чески ми силами, не превышает 1 К и не оказывает заметного влияния на итические параметры СП обмотки. Вторичные температурные поля, званные микропластическими деформациями в обмотках KMC с отностью тока jcp= 120 А/мм2, магнитной индукцией В0= 3,5 Тл и рактерным размером "теплой" зоны R = 240mm, могут достигать 1ичин порядка 3-4 К. Наиболее опасными с точки зрения змомеханической деградации KMC являются импульсные (срывные) эемещения обмоток относительно бандажных элементов. В этом случае эвень температурных полей в зоне сопряжения может достигать величин

=:5,0К, что снижает критерий адиабатической стабилизации СП на ■40 %.

7. Разработанные методики расчета магнитных полей и НДС исполь-заны при проектировании ряда полномасштабных KMC (дипольной для нейного МГДГ, квадрупольной для СПСГ, системы типа Гельмгольца я дискового МГДГ). Полученные в ходе испытаний экспериментальные шределения магнитных полей в полномасштабных KMC с точностью до % находятся в соответствии с расчетными значениями. Эксперимен-1ьные измерения радиальной деформаций дипольной KMC соответ-5уют теоретическим расчетам НДС таких систем в пределах 10-15 %.

8. На основе методов нелинейного программирования с использова-ем квазиодномерных уравнений магнитной газодинамики и полученных эаботе аналитических решений для НДС KMC построена комплексная годика расчета и оптимизации локальных и выходных энергетических и

17

массогабаритных параметров линейных и дисковых МГДГ с KMC.

9. Проведено расчетное исследование характеристик линейных и д1 ковых МГДГ с KMC. Показано, что основной вклад в массу установ мощностью 10-50 МВт дает KMC (до 40-70 %). При этом для выбраннс топлива наилучшие характеристики обеспечивают сверхзвуковые МГД1 линейным диагональным и дисковым холловским каналом. Относительн масса диагонального МГДГ мощностью N « 20 МВт составляет п: а 0,15 кг/кВт. Дисковый холловский МГДГ мощностью N = 25-40 M имеет относительную "сухую" массу m*« 0,083 кг/кВт. Показано, что л мощностей N = 10-50 МВт удельная масса СПСГ составляет it а 0,025-0,045 кг/кВт, что существенно меньше, чем для электромеха! ческих преобразователей других типов. Низкие значения удельных м; позволяет рекомендовать применение МГДГ с KMC и СПСГ в составе п( спектавных транспортных и аэрокосмических энергетических установ большой мощности.

Основные публикации по теме диссертации.

1. Бут Д.А., Глиник P.A., Кейлин В.Е., Ковалев И.А., Ларионов А. Тютин В.К., Хазов В.Н. Экспериментальное исследование характер] тик гиперпроводящих соленоидов. - Вопросы атомной науки и Texi кн. Серия "Термоядерный синтез", 1982.

2. Бут Д.А., Глиник Р.Х., Кейлин В.Е., Ковалев И.А., Ларионов А. Тютин В.К., Хазов В.Н. Экспериментальное исследование гиперщ водящей шины для мощных магнитных систем. - В сб. "Доклады ni вой Всесоюзной конференции "Импульсные источники энергии i физических и термоядерных исследований" Рига: 1983.

3. Гаврилов Л.В., Ковалев Л.К., Ларионов А.Е., Трусов Н.П. Авторе! свидетельство № 242267, 1986.

4. Ковалев Л.К., Ларионов А.Е., Полтавец В.Н., Полулях Е.П. Cßq проводниковая магнитная система для МГД-генератора. Автора-свидетельство № 1496563, 1987.

5. Ларионов А.Е. Расчет дипольной магнитной системы МГДГ на пр< ность. - В сб. трудов МАИ "Электрические сети и преобразовате энергии Л А". - М.: МАИ, 1989.

6. Bout D.A., Kovalev L.K., Larionoff А.Е. Stressed-deformed State of i perconducting Windings and Ring Girders for Dipole Magnetic Systems MHD Generators. - In proc. "10th Int. Conf. on MHD Elec. Power Gei ration. Tiruchirappalli, India, December 4-8, 1989, Vol. 1", pp. VI.I VI.24.

7. Бут Д.А., Ковалев Л.К., Ларионов А.Е. Напряженно-деформироваш состояние сверхпроводниковых обмоток и бандажных элементов ди

польных магнитных систем. - Электричество, 1991, № 7, с. 20-26. Ковалев J1.K., Ларионов А.Е. Криорезистивные и сверхпроводниковые магнитные системы для МГД генераторов. - В сб. "Плазменные и магнитогидродинамические установки". - Киев, 1992, с. 120-126.

Ковалев Л.К., Конеев С.М.-А., Ларионов А.Е. Дисковый МГД генератор с криогенной магнитной системой. - Теплофизика высоких температур, 1995, № 1, (в печати).

Ковалев Л.К., Конеев С.М.-А., Ларионов А.Е. Характеристики фара-деевских и диагональных МГД генераторов с криогенными магнитными системами. - Теплофизика высоких температур, 1995, № 3, (в печати).