Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ литературы и выработка требований к критерию коммутационной надежности .14
1.1. Критерии безыскровой работы коллекторных электрических машин 14
1.1.1. Энергетические критерии 14
1.1.2. Критерии, связанные с формой кривой тока коммутации секции 17
1.1.3. Потенциальные критерии 19
1.2. Выработка требований к критерию коммутационной надежности ТЭДЭПС 23
1.2.1. Анализ существующих критериев безыскровой работы МПТ 23
1.2.2. Требования к новому критерию 27
Выводы по главе 1 28
ГЛАВА 2. Физические условия возникновения коммутационного искрения 30
2.1. Условия токопередачи через скользящий контакт МПТ 31
2.1.1. Электрические характеристики щеточного контакта и объясняющие их теории 31
2.1.2. Экспериментальные данные о контактной поверхности коллектора 34
2.1.3. Условия токопередачи через слой политуры коллектора 35
2.1.4. Экспериментальное определение контактной разности потенциалов 38
2.1.5. Микропараметры скользящего контакта и удельное контактное сопротивление щеток 41
2.1.6. Вольтамперные характеристики щеточного контакта 44
2.2. Методика расчета среднестатистических микропараметров скользящего контакта ТЭД 50
2.3. Упрощенная методика расчета средней температуры контактной поверхности коллектора ТЭД 52
2.4. Расчетные значения напряжений искрообразования 61
Выводы по главе 2 67
ГЛАВА 3. Основные факторы искрообразования в скользящем контакте тяговых электродвигателей 70
3.1. Электрический фактор искрообразования 71
3.1.1. Расчетное уравнение для электрического фактора 71
3.1.2. Условия устранения влияния электрического фактора 76
3.1.3. Электрический фактор без учета принятых допущений 78
3.2. Магнитный фактор возникновения искрения 82
3.2.1. Решение дифференциального уравнения для магнитного фактора 83
3.2.2. Расчет для ТЭД индуктивности обособленной секции и коэффициентов магнитного фактора 89
3.2.3. Устранение бесконечности в коэффициентах магнитного фактора 92
3.3. Механические факторы, влияющие на процесс искрообразования 94
Выводы по главе 3 105
ГЛАВА 4. Критерий коммутационной надежности тяговых электродвигателей и способы повышения эксплуатационной надежности их коллекторно-щеточного
4.1. Общее уравнение искрообразования под щетками ТЭД и критерии для частных случаев безыскровой работы скользящего контакта 107
4.2. Методика прогнозирования коммутационного искрения в ТЭД.. 110
4.2.1. Экспериментальные и теоретические исследования ОБР МПТ 110
4.2.2. Расчет ЭДС небаланса при искрообразовании 114
4.2.3. Теоретические параметры ОБР ТЭД 116
4.2.4. Параметры ОБР ТЭД при оптимальной настройке их ДП 119
4.3. Анализ условий повышения коммутационной надежности ТЭД .122
4.4. Способы дальнейшего повышения эксплуатационной надежности токосъемного узла ТЭД 126
4.5. Корреляционная связь между критерием коммутационной надежности ТЭД и показателями надежности эксплуатационной работы их щеток 132
Выводы по главе 4 136
Заключение 137
- Анализ существующих критериев безыскровой работы МПТ
- Микропараметры скользящего контакта и удельное контактное сопротивление щеток
- Расчет для ТЭД индуктивности обособленной секции и коэффициентов магнитного фактора
- Общее уравнение искрообразования под щетками ТЭД и критерии для частных случаев безыскровой работы скользящего контакта
Введение к работе
Новые экономические условия, в которых работает железнодорожный транспорт, ставят в числе первоочередных задач эффективное использование локомотивного парка с высокой эксплуатационной надёжностью для обеспечения безопасности движения поездов. Решению этой важной для железных дорог России задачи препятствует основная проблема современного технического состояния эксплуатируемого парка электроподвижного состава (ЭПС), которая заключается в том, что темпы его износа заметно опережают объемы закупок ОАО «РЖД» новых электровозов и электропоездов, особенно постоянного тока. Проводимая же заводами Дирекции «Желдормаш» модернизация ЭПС с продлением срока его службы не затрагивает важнейшие узлы, связанные с системой тяги. Одно из направлений для решения данной проблемы - это существенное увеличение показателей надежности тех узлов и деталей эксплуатируемого парка ЭПС, которые являются наиболее слабым звеном и чаще других выходят из строя.
Эксплуатационная надежность и работоспособность ЭПС во многом определяется типом используемого тягового электропривода. Несмотря на наметившуюся тенденцию к использованию электровозов и электропоездов с более перспективными бесконтактными тяговыми электродвигателями (ТЭД), подвижной состав с коллекторными ТЭД будет эксплуатироваться в широких масштабах еще продолжительный период, так как он составляет подавляющее большинство приписного парка железных дорог России, тем более что в настоящее время в ОАО «РЖД» действует «Программа создания и освоения производства локомотивов с коллекторными и бесколлекторными тяговыми двигателями в 2004-2010 г.г.», согласно которой ОАО «НЭВЗ» и ОАО «ДМЗ» серийно выпускают электровозы и электропоезда с коллекторными ТЭД.
«Поскольку существующие коллекторные тяговые двигатели постоянного и пульсирующего тока останутся основными и в ближайшем будущем,
вопросы их дальнейшего совершенствования и использования являются весьма актуальными» [1].
Эффективная и безотказная работа эксплуатируемого парка ЭПС во многом зависит от надежности коллекторных ТЭД. «Из современного отечественного и зарубежного опыта эксплуатации электровозов следует, что количество их отказов из-за неисправностей тяговых двигателей постоянного и пульсирующего тока находится на уровне 20 - 22%. Наибольшую трудность представляет повышение коммутационной надежности» [2]. После заводского ремонта эти показатели еще выше. Так по данным Дирекции «Желдормаш» на электрические машины электровозов приходится 53% от общего количества отказов, а из них более трети (36%) - на их коллекторно-щеточный узел.
Следовательно, для повышения вероятности безотказной работы и увеличения времени наработки на отказ электротехнических систем и установок тягового подвижного состава, прежде всего, необходимо исследовать новые возможности повышения эксплуатационной надежности коллекторно-щеточного узла ТЭД, которая, как известно, определяется коммутационной надежностью этого узла.
При расстройстве коммутации ТЭД возникает прогрессирующее искрение, вызывающее чрезмерный износ скользящего контакта, а при определенных условиях - и так называемый «круговой огонь» по коллектору, приводящий к потере работоспособности ЭПС и к сокращению пробега двигателя до капитального ремонта. «Об этом вполне объективно свидетельствуют полученные зависимости среднего пробега двигателей от качества коммутации. Если ТЭД ТЛ-2К1 при темной коммутации проходит в среднем 2 млн. км, при интенсивности искрения Iі/4 балла - примерно 1,2 млн. км, то при 1 !/г балла - лишь около 300 тыс. км» [3].
Следовательно, качество коммутации ТЭД в значительной мере определяет надежность ЭПС и расходы на его эксплуатацию (замена щеток,
проточка коллектора и последующая обработка его рабочей поверхности весьма трудоемкие и материалозатратные операции), поэтому обеспечение безыскровой работы двигателей является острой необходимостью и часто решающим образом воздействует на технико-экономические и эксплуатационные показатели работы ЭПС в целом. Для некоторого типа ЭПС, например, для рудничных электровозов, искрение щеток ТЭД вообще недопустимо.
Ощутимые в настоящее время трудности, связанные с дальнейшим повышением эксплуатационной надежности коллекторно-щеточного узла ТЭД ЭПС, объясняются тем, что известные способы улучшения качества их коммутации уже практически себя исчерпали. Для решения этой важной и актуальной задачи необходима разработка новых конструктивных решений по токосъемному узлу ТЭД, которые должны базироваться на уточнении теоретических взглядов на процесс коммутации тока в их якорных секциях, тем более что- в наиболее разработанных теориях этого процесса имеется целый ряд разногласий, из которых можно выделить следующие [4]:
Во-первых, в них по разному трактуется сам механизм реверса тока в коммутируемой секции: в классической теории реверс тока осуществляется посредством «коммутации сопротивлением» [5,6]; в среднепрямолинейной [7] и энергетической [8,9] теориях за реверс тока ответственны дополнительные полюса (ДП) машины, индуктирующие в короткозамкнутых секциях «коммутирующую» электродвижущую силу (ЭДС) вращения; в теориях коммутации «со ступенью малого тока» [10] и оптимальной коммутации [11,12] к «коммутирующей» ЭДС добавляется так называемое «контактное напряжение» [13], вводимое в коммутируемый контур щеточным контактом.
В действительности механизм реверса тока в коммутируемой секции связан только с относительным перемещением коллекторных пластин, к которым она присоединена, вдоль контактной дуги токопроводящей щетки, т.е. реверс тока в короткозамкнутой секции осуществляется не посредством
«коммутации сопротивлением» или под действием в ее коммутируемом контуре ЭДС, а под влиянием протекающего через скользящий контакт тока нагрузки коллекторной машины [14].
Во-вторых, в этих теориях не в полной мере учитываются реальные характеристики скользящего контакта (дискретность, наличие политуры на рабочей поверхности коллектора, температурная зависимость удельного сопротивления материала щетки и т.д.) и по разному трактуется роль щеток в коммутационном процессе: в классической теории скользящий контакт непрерывен, и щетка обеспечивает «коммутацию сопротивлением»; в среднепрямолинеинои и энергетической теориях роль щеточного контакта вообще игнорируется; в теориях коммутации «со ступенью малого тока» и оптимальной коммутации щетка представлена активным элементом комму-ируемого контура, способным генерировать «контактное напряжение».
В действительности скользящий контакт дискретен, а щетка является пассивным элементом, основное назначение которой заключается в осуществлении надежной безыскровой токопередачи на вращающийся коллектор. Углеродистые щетки, обладая высоким значением удельного сопротивления и низким коэффициентом трения, больше всего способствуют их спокойной работе на коллекторе и ограничению величины токов разрыва до допустимых по условиям искрообразования значений и поэтому широко используются в коллекторных машинах.
В-третьих, разработанные на основе этих теорий критерии безыскровой коммутации не раскрывают физическую сущность возникновения под щеткой низковольтного искрения. В них односторонне учтены основные факторы, влияющие на этот процесс. Предложенные критерии непосредственно не связаны с экспериментальными методами настройки коммутации и поэтому не позволяют прогнозировать область безыскровой работы (ОБР) машин постоянного тока (МПТ) и производить теоретическую оценку ее надежности к различному роду коммутационных нарушений.
Иными словами, предложенные критерии безыскровой коммутации МПТ не в полной мере характеризуют их коммутационную надежность и поэтому практически не связаны с эксплуатационной надежностью их коллекторно-щеточного узла.
В предлагаемой диссертационной работе для объяснения основных электрических характеристик скользящего контакта углеродистой щетки с медным коллектором уточнена теория фриттингов Р. Хольма, на основе которой разработана методика расчета среднестатистических микропараметров контактной поверхности коллектора и упрощена методика расчета ее средней температуры нагрева, а также теоретически обоснованы физические условия возникновения под щеткой низковольтного коммутационного искрения.
Анализ схем замещения коммутируемых контуров позволил вывести уравнение для электрического фактора искрообразования, при помощи которого получены расчетные формулы для напряжения, приложенного к разрываемой ламели коллектора от ЭДС, наведенных в коммутируемых секциях.
Путем решения дифференциального уравнения для разрываемого контура «секция - щетка» получена расчетная формула для магнитного фактора искрообразования с учетом реальных свойств щеточного контакта и индуктивности обособленной секции, коммутируемой последней в пазу железа якоря.
Выявлено влияние на устойчивую работу скользящего контакта ТЭД внешних и внутренних механических факторов и предложены меры по снижению их воздействия на процесс искрообразования под щеткой.
С учетом универсальной связи физического условия возникновения под щеткой коммутационного искрения с основными факторами, влияющими на этот процесс, предложено общее уравнение искрообразования в сбегающем крае скользящего контакта ТЭД, позволившее получить
частные критерии безыскровой работы щеток (на контактном кольце, на коллекторе машины без ДП).
На основе этого общего уравнения выведены расчетные формулы для ЭДС небаланса при искрообразовании и для оптимальной величины ЭДС вращения от магнитного поля ДП.
Расчетные формулы для ЭДС набаланса при искрообразовании позволили разработать методику прогнозирования ОБР ТЭД. Ее теоретические параметры дали возможность получить критерий для оценки коммутационной надежности ТЭД, на основе которого проанализированы условия ее повышения и предложены конструктивные решения по скользящему контакту, реализующие эти условия.
Результаты опытной эксплуатации разработанной конструкции щеток позволили установить корреляционную связь между критерием коммутации-онной надежности ТЭД ЭПС и показателем надежности работы их щеток.
Хотя приведенные в диссертации экспериментальные исследования и расчетные методики относятся к ТЭД отечественных электровозов, но полученные результаты этих исследований можно использовать для любых типов коллекторных электрических машин. Так, при помощи предложенного в диссертации критерия безыскровой работы МПТ без ДП удалось оптимизировать коммутационные параметры коллекторного двигателя с магнитоэлектрической системой возбуждения для электропривода стрелочного перевода [15,16,17].
Целью диссертации является повышение эксплуатационной надежности коллекторно-щеточного узла тяговых двигателей электроподвижного состава железных дорог путем разработки новых конструктивных решений по их скользящему контакту, основанных на уточнении теоретических взглядов на процесс коммутации.
Для достижения поставленной цели в работе необходимо было решить следующие задачи:
уточнить условия токопередачи в скользящем контакте углеродистой щетки с медным коллектором, объясняющие его реальные электрические характеристики;
разработать методику расчета среднестатистических микропараметров щеточного контакта;
упростить методику расчета средней температуры контактной поверхности коллектора ТЭД;
теоретически обосновать физические условия возникновения под щеткой низковольтного коммутационного искрения;
вывести расчетные формулы для электрического фактора искрообразо-вания, учитывающие тип якорной обмотки, влияние магнитного поля главных полюсов (ГП) и реальных свойств скользящего контакта;
получить расчетную формулу для магнитного фактора искрообразова-ния с учетом дискретности щеточного контакта и индуктивности обособленной секции;
определить влияние на процесс возникновения искрения механических факторов и предложить меры по снижению их воздействия на коллек-торно-щеточный узел ТЭД ЭПС;
получить общее уравнение искрообразования и определить критерии для частных случаев безыскровой работы щеток;
вывести расчетные формулы для ЭДС небаланса при искрообразовании и оптимальной величины ЭДС вращения от магнитного поля ДП;
разработать методику прогнозирования ОБР ТЭД ЭПС и получить критерий для оценки их коммутационной надежности;
проанализировать условия, при которых повышается коммутационная надежность ТЭД ЭПС, и предложить конструктивные решения по их скользящему контакту, реализующие эти условия;
установить корреляционную связь между критерием коммутационной надежности ТЭД ЭПС и показателями надежности работы их щеток.
Анализ существующих критериев безыскровой работы МПТ
Переходя к анализу предложенных энергетических критериев искрообразования под щеткой, необходимо, в первую очередь, отметить, что запасенная в индуктивности разрываемых секций магнитная энергия, безусловно, играет решающую роль в развитии прогрессирующего коммутационного искрения под сбегающим краем щеточного контакта МПТ. Часть этой энергии трансформируется в магнитосвязанные с разрываемой секцией короткозамкнутые контуры, а другая - частично гасится на контактном сопротивлении сбегающей ламели коллектора, сильно нагревая последние точки контакта, и при определенных условиях может выделяться в виде импульсов дугового разряда. С другой стороны эта энергия лишь частично характеризует процесс искрообразования под щеткой, так как при определенных условиях искрение может возникнуть как под набегающим ее краем, так и под щеткой, работающей на контактном кольце, когда запасенная в секции магнитная энергия отсутствует. Следовательно, эта энергия лишь частично влияет на процесс искрообразования под сбегающим краем щеточного контакта и поэтому не раскрывает физическую сущность этого процесс-са.
Другой существенный недостаток энергетических критериев заключается в трудности их экспериментального определения, поэтому у различных исследователей критические значения удельной мощности отличаются друг от друга в несколько раз: по Е. Арнольду - 5000 Вт/м; по А.Б. Иоффе - 10 Вт/м; по B.C. Хвостову - 100 Вт/м.
Что же касается энергетического критерия (1.5) А.С. Курбасова, то он характеризует не условия искрообразования под щеткой, а общую коммутационную напряженность ТЭД, так как не учитывает коммутирующую способность щеточного контакта и не имеет непосредственной связи с запасенной в индуктивности разрываемой секции магнитной энергией.
Наконец,, удельная мощность руд обратно пропорциональна длине щеточного контакта, поэтому увеличение Ьщ должно положительным образом сказаться на коммутирующей способности МПТ. Однако эксперименты не подтверждают этот факт. Так, в [13] приводятся результаты опытов, при которых на ряде различных по габаритам и мощности МПТ был произведен обратный эксперимент, заключающийся в поднятии щеток на 1А и даже на Уг длины скользящего контакта. При этом видимого ухудшения условий коммутации обнаружено не было, хотя значения руд были увеличены соответственно в 1,3 и 2 раза. Аналогичные опытные данные по снятию ОБР МПТ с укороченной длиной щеточного контакта приводятся в [62]. Таким образом, удельная электромагнитная мощность, выделяющаяся при разрыве коммутируемого контура, является всего лишь одним из факторов искрообразования под щеткой и не может в полной мере служить критерием коммутационной надежности МПТ.
Анализируя группу критериев, связанных с формой кривой тока в коммутируемых секциях, следует отметить, что они дают лишь качественную оценку характера протекания коммутационного процесса, причем даже в этом вопросе имеются серьезные разногласия, связанные, главным образом, с ошибочными взглядами существующих теорий коммутации на механизм реверса тока [4].
Даже в простейшем случае отсутствия в коммутируемой секции какой-либо ЭДС форма кривой ее тока зависит от многих факторов. При этом мгновенное значение тока реверса однозначно определяется мгновенным положением коллекторных пластин, к которым подключена пассивная секция, на контактной дуге щетки и мгновенным распределением в ней проходящего через скользящий контакт тока нагрузки [14]. Учитывая, что эти мгновенные параметры могут иметь сколь угодно сложную временную зависимость, то классический прямолинейный характер реверса тока в пассивной секции (1.6) является сильной идеализацией, связанной с принятыми в этой теории допущениями.
Следовательно, однозначно судить по кривой тока коммутируемой секции о коммутационной надежности МПТ крайне затруднительно, что и обуславливает отсутствие расчетных формул для количественной связи кривой is(t) с процессом искрообразования под щеткой.
Что же касается парадокса с критерием Е.Арнольда (1.7), то он тесно связан с идеализацией в классической теории скользящего контакта. При учете его дискретности контактное сопротивление разрываемой ламели коллектора не увеличивается до бесконечности, а имеет в момент разрыва коммутируемого контура конечную величину, в пределе равную сопротивлению последней точки контакта.
Общим недостатком потенциальных критериев является их эмпирический характер, т.е. отсутствие какой-либо аналитической связи с основными факторами и параметрами коммутационного процесса. Попытку установления такой связи, предпринятую Е.М. Синельниковым [38], нельзя назвать удачной.
Следует отметить, что критерий, связывающий появление искрения с определенным уровнем межламельного напряжения у разрываемой секции, не учитывает падение напряжения в щеточном контакте А11щ от проходящего через него тока нагрузки МПТ. Однако это падение при определенных условиях, связанных с механическими факторами, само может создать искрение под щеткой.
Величина среднего значения реактивных ЭДС коммутируемых секций характеризует общую коммутационную напряженность МПТ [62,63], поэтому она или эквивалентная ей ЭДС вращения от поля ДП должна входить составной частью в критерий коммутационной надежности ТЭД.
Многолетняя практика эксплуатации МПТ показывает, что одной из основных первопричин искрения щеток является наличие в коммутируемой секции результирующих ЭДС, которые создают через щетку поперечные контурные токи (добавочные токи коммутации), при разрыве которых и возникает искрение под ее сбегающим краем. Но из практики также известно, что при определенных условиях щетки искрят и на контактном кольце, когда эти ЭДС и вызванные ими контурные токи отсутствуют.
Микропараметры скользящего контакта и удельное контактное сопротивление щеток
Анализ данных табл.2.3 показывает, что расчетные значения микропараметров anns находятся в пределах опытных данных, полученных при микроскопическом анализе контактной поверхности углеродистой щетки с медным коллектором [81]. Из данных табл.2.3 также видно, что с увеличением твердости материала щетки растет ее удельное сопротивление и дискретность контактной поверхности.
Из статических в.а.х. (рис.2.6 - рис.2.8) для заданной плотности тока под щеткой по формулам (2.15) и (2.25) можно определить среднестатистическое число а-пятен а по углу Р между осью JUI и касательной к этим характеристикам в их начальной точке - среднестатистическое число а-пятен, образованных механическим путем: ma=Raltg(3.
Таким образом, вышеприведенная методика, основанная на физических условиях токопередачи в щеточном контакте, позволяет по его в.а.х. производить расчет микропараметров контактной поверхности коллектора, которые лежат в пределах опытных данных, полученных при микроанализе скользящего контакта углеродистой щетки с медным коллектором.
Как уже отмечалось, для расчета граничных значений напряжений, приложенных к последним точкам контакта сбегающей ламели коллектора разрываемой секции, при которых они испаряются, необходимо знать среднюю температуру контактной поверхности, зависящую от уровня механических и электрических потерь в щеточном контакте.
Но этот вопрос имеет и самостоятельное практическое значение, так как чрезмерный нагрев контактной поверхности, связанный с неправильным выбором марки щетки и режимов ее работы, может привести к размягчению меди коллектора и к слипанию точек контакта. При этом может произойти потеря монолитности коллектора и выступание его отдельных пластин, что приводит к резкому возрастанию износа коллектора и щеток, к повышению уровня вибраций последних из-за местных биений коллектора и к ухудшению коммутационных условий работы МПТ в целом. Об этом свидетельствует печальный опыт эксплуатации тягового двигателя НБ-414, у которого чрезмерные обороты коллектора часто вызывали его «распушение» и повышенный уровень местных биений, что привело к снятию этого двигателя с серийного производства. Для предотвращения этих неблагоприятных последствий сильного нагрева контактной поверхности коллектора необходимо его прогнозировать еще на стадии проектирования ТЭД.
Среднюю температуру тел коллектора и щетки сравнительно легко определить непосредственным измерением, в то время как контактные пятна ограничены настолько малыми участками, что их температуру практически невозможно точно определить из-за трудности размещения датчиков температуры в микроскопических точках контакта, которые непрерывно меняют свое месторасположение.
В связи с этим представляет большой практический интерес расчетное определение этой температуры, которое базируется на методике, предложенной в [65], при помощи которой получена следующая расчетная формула: превышения температуры контактной поверхности соответственно от потерь на трение и от электрических потерь; Ртр - удельные механические потери на коллекторе; Р эл- часть удельных электрических потерь в щеточном контакте, выделяющаяся на коллекторе; fmp - коэффициент трения контактной пары; км - теплопроводность меди; B(z) - коэффициент, учитывающий кратковременность существования а-пятен. Он определяется в зависимости от параметра где см - теплоемкость меди.
В [82] была упрощена методика Р.Хольма, что позволило в расчетной формуле (2.34) заменить микропараметры щеточного контакта на его макропараметры, которые легко определяются из опыта.
Потенциалы теплового поля от джоулевых потерь в каждой точке областей стягивания а-пятна взаимосвязаны с потенциалами электрического поля в них [65]. На рис.2.10 графически представлено это соответствие между степенью нагрева отдельных участков области стягивания а-пятна от проходящего через нее тока и распределением на каждом участке потенциала электрического поля.
Распределение в области стягивания линий тока а - пятна электрического потенциала и вызванного им превышения температуры.
Для приведенных на рис.2.10 соотношений между потенциалами теплового и электрического поля в [65] путем решения дифференциальных уравнений теплового баланса в области стягивания линий тока а-пятна получены следующие линейные зависимости:
Расчет для ТЭД индуктивности обособленной секции и коэффициентов магнитного фактора
Выражение (2.50) позволяет распространить гипотезу Хауфта на условия искрообразования в скользящем контакте углеродистых щеток с медным коллектором.
Таким образом, физическое условие возникновения искрения под щеткой можно сформулировать следующим образом: в скользящем контакте создаются благоприятные для искрообразования условия при приложении к его а-пятнам напряжения, превышающего предел, соответствующий напряжению испарения материала тела щетки в их областях стягивания линий тока, причем не существенны причины и факторы, создающие это напряжение. Последнее указывает на универсальность условия искрообразования. 1. Анализ опытных данных и электрических характеристик щеточного контакта показал, что они наиболее логически объясняются с позиций уточненной теории Р.Хольма, согласно которой токопередача через слой политуры медного коллектора осуществляется как за счет механического разрушения политуры при относительном скольжении контактов, так и за счет фриттинга входящей в ее состав изолирующей контакт пленки закиси меди. 2. Условия фриттинга пленки закиси меди под разнополярными щетками отличаются. Напряжение, необходимое для пробоя пленки закиси меди определенной толщины, под катодными щетками больше соответствующего напряжения под анодными щетками на удвоенную величину контактной разности потенциалов, которая с увеличением плотности тока через скользящий контакт монотонно снижается. 3. Условие эквипотенциальное контактной поверхности позволяет представить ее проводящую ток часть в виде дискретных точечных контактов со средним радиусом, равным среднему арифметическому от радиусов реальных а-пятен. 4. Падение напряжения в скользящем контакте под катодной щеткой больше падения под анодной щеткой на величину контактной разности потенциалов. Это обуславливает то, что при заданной средней плотности в контакте интенсивность фриттинга под катодной щеткой несколько ниже, чем под анодной. 5. Расчетная формула для падения напряжения в щеточном контакте, полученная на основе уточненной теории фриттингов, аналогична эмпирической формуле Р.Мейера, но в нее входят реальные микропараметры проводящей части контактной поверхности коллектора. 6. На основе опытных данных о размерах и форме «герцевых» поверхностей и приложенных к ним уровнях контактных давлений разработана методика расчета среднестатистических микропараметров контактной поверхности. Рассчитанные по ней значения микропараметров для ряда марок щеток, применяемых в ТЭД, находятся в пределах опытных данных, полученных при анализе контактной поверхности углеродистой щетки с медным коллектором. 7. Чем больше твердость и удельное сопротивление материала щетки, тем выше степень дискретности ее контактной поверхности и интенсивность фриттинга в ней при определенной средней плотности тока под щеткой. 8. В отличие от методики Р. Хольма, упрощенная методика расчета средней температуры контактной поверхности коллектора оперирует только макропараметрами щеточного контакта, которые можно легко получить из опыта. 9. Расчет средней температуры контактной поверхности коллектора по упрощенной методике показал, что она для всех режимов работы ТЭД ТЛ-2К1 и НБ-418К6 с различными марками щеток не превышает 450С, что явно недостаточно для возникновения под щеткой термоионной эмиссии. 10. Наиболее тяжелым в тепловом отношении является режим максимальной скорости вращения коллектора ТЭД, а наименьший нагрев контактной поверхности для всех режимов их работы имеют щетки марки ЭГ61А. 11. Сравнение граничных значений напряжений между разрываемыми контактами при искрообразовании под сбегающим краем щетки, полученных из опыта, с расчетными значениями напряжений, при которых происходит испарение материала тела щетки в областях стягивания линий тока а-пятен, показал возможность распространения гипотезы Хауфта на случай низковольтного коммутационного искрения. Это позволило сформулировать следующее физическое условие искрообразования под щеткой: в скользящем контакте МПТ создаются благоприятные для возникновения искрения условия, когда к его а-пятнам будет приложено напряжение, превышающее предел, соответствующий напряжению, при котором испаряется материал тела щетки в их областях стягивания линий тока, причем не существенны причины и факторы, вызвавшие это напряжение. Последнее указывает на универсальность условия искрообразования. 12. Уровень напряжения искрообразования в скользящем контакте определяется в основном только маркой щетки.
Общее уравнение искрообразования под щетками ТЭД и критерии для частных случаев безыскровой работы скользящего контакта
Радикальным средством для снижения уровня воздействия на скользящий контакт механических факторов является применение в ТЭД опорно-рамного подвешивания, при котором Gemax не превышает 6g [99]. При этом появляется возможность увеличения статического давления на щетку до 50-60 кПа, что позволяет поднять уровень допустимых в эксплуатации максимальных перепадов коллекторных пластин.
Значительное влияние на снижение уровня механических воздействий на скользящий контакт оказывают параметры щеток: их размеры, конструкция, плотность материала и т.д.
Что касается вопросов об оптимальных размерах щеток, то при их выборе необходимо учитывать все основные факторы коммутационного процесса. Так, уменьшение их высоты вступает в противоречие со сроком их службы. В ТЭД наиболее часто используются щетки высотой 50-65 мм, но в последнее время для продления срока службы щеток наблюдается тенденция к использованию их с еще большей высотой. Срок службы щеток непосредственно связан с их износом, который при искрении сильно прогрессирует, поэтому при повышении коммутационной надежности ТЭД появляется возможность снижения высоты щеток без сокращения срока их службы.
Поперечные размеры щеточного контакта определяются допустимой в нем плотностью тока нагрузки ТЭД, поэтому длина скользящего контакта тесно связана с шириной щетки.
С точки зрения существующих теорий коммутации желательно иметь как можно большую длину щеточного контакта, так как при этом пропорционально снижается удельная электромагнитная мощность, выделяемая под щеткой. Однако эксперименты по снятию ОБР МПТ не подтверждают этот вывод [13,62].
Увеличение ширины щетки должно положительным образом сказаться на качестве коммутации ТЭД, так как при этом снижается средняя скорость реверса тока в коммутируемых секциях и, следовательно, среднее значение их реактивных ЭДС, а также резко уменьшается уровень динамических ускорений, передаваемых щетке местными перепадами коллекторных пластин. Но практика также не подтверждает этот факт (об этом свидетельствует печальный опыт запуска в эксплуатацию ТЭД НБ - 415, у которого ширина щеточного контакта была выбрана в два раза больше, чем у серийного двигателя). При чрезмерной ширине контактной дуги щетки увеличивается коэффициент щеточного перекрытия и, как следует из формул (3.19), (3.21) и (3.26), резко возрастает влияние на искрообразование под щеткой электрического фактора.
Следовательно, для определения оптимальных с точки зрения коммутации поперечных размеров щеточного контакта необходим комплексный учет всех основных факторов, влияющих на этот процесс.
С точки зрения механики скользящего контакта желательно максимальное его подразделение, так как при уменьшении поперечных размеров его элементов заметно падает уровень подъемной силы «воздушной подушки», поэтому у тяговых электрических машин по длине контакта устанавливают не одну, а несколько щеток (у ТЭД ТЛ-2К1 и НБ-412К - по две; у ТЭД НБ- 418К6 и НБ-514 - по три, а у тягового генератора ГП - 311Б - по девять щеток). Кроме того, как показывает практика эксплуатации ТЭД [96], максимальное подразделение длины щеточного контакта и раздельное нажатие на каждую щетку способствуют равномерному распределению контактного давления по всей рабочей площади скользящего контакта и стабильности токосъема в нем, поэтому рекомендуется, чтобы длина отдельной щетки не превышала 30-35 мм.
Одним из наиболее радикальных средств для обеспечения механической стабильности работы скользящего контакта с широкими щетками является использование их разрезной конструкции, при которой щетка по ее ширине разделяется на несколько элементов с раздельным нажатием на каждый из них. Однако при этом необходимо соблюдать определенную осторожность, так как при чрезмерно узких элементах (менее 6 мм) резко возрастает вероятность их скола.
Основными причинами улучшения качества коммутации у ТЭД при разрезной конструкции их щеток является более стабильный механический контакт из-за снижения уровня подъемной силы «воздушной подушки» и лучшего прилегания щетки к коллектору, а также снижение влияния на завершающем этапе коммутации секций магнитного фактора. Последнее объясняется увеличением поперечного сопротивления тела щетки, которое ограничивает контурный ток через разрываемую ламель коллектора, к которой присоединена завершающая коммутацию секции.
Для обеспечения качественного токосъема при наличии перепадов коллекторных пластин, а также для снижения влияния подъемной силы «воздушной подушки» части разрезной щетки должны иметь возможность взаимного перемещения по вертикали не менее чем на 0,2 мм [96].
Как следует из формулы (3.71), влияние внешних и внутренних механических факторов снижается при уменьшении плотности материала щетки, поэтому для повышения механической устойчивости работы скользящего контакта желательно выбирать щетки с малой плотностью их материала или с частичным отсутствием их нерабочей части (рис.3.7).
Как уже отмечалось, на непродороженном коллекторе подъемная сила «воздушной подушки» может возрасти в десятки раз, создавая давление порядка 40-50 кПа, то есть становится больше статического давления на щетку, поэтому для предотвращения отрыва ее набегающей части необходимо в период эксплуатации ТЭД постоянно следить за своевременной продо-рожкой их коллекторов.
