Линейные асинхронные электродвигатели в низкоскоростных транспортных системах

УДК 624.313 Доктор техн. наук А.П. ЕПИФАНОВ

Канд. техн. наук Г.А. ЕПИФАНОВ

ЛИНЕЙНЫЕ АСИНХРОННЫЕ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛИ В НИЗКОСКОРОСТНЫХ

ТРАНСПОРТНЫХ СИСТЕМАХ

Линейный асинхронный двигатель, низкоскоростная внутренняя транспортная система, тяговый модуль, тягово-энергетические характеристики

Ключевыми факторами повышения экономических показателей как промышленного производства, так и агропромышленного комплекса (АПК) являются освоение и внедрение наукоемких технологий и современного энергоэффективного оборудования. В этом плане основное направление отводится широкому использованию автоматизированного электропривода на базе различного типа электрических машин - классических вращающихся постоянного и переменного тока, линейных, дисковых с постоянными магнитами и других.

Внутренний транспорт предприятий во многом определяет итоговые показатели и предназначен для перемещения заготовок, комплектующих, готовой продукции внутри производственного помещения, при этом масса перемещаемых грузов колеблется в широких пределах. В промышленном производстве и ремонтных предприятиях, в частности - депо, используют локомотивы, малогабаритные тягачи с гидро- или электроприводом, тросовые системы. Указанные технические средства не удовлетворяют современным требованиям по экологии, безопасности, надежности. Здесь масса груза достигает до 500 и более тонн (сцеп вагонов).

В сфере АПК (животноводческие комплексы, теплицы) применяются тракторные тягачи, электрокары, но доля ручного труда остается значительной, особенно в тепличных хозяйствах. В последнее время за рубежом применяются монорельсовые кормораздатчики с электроприводом: вращающийся электродвигатель - редуктор - муфта - ведущие ролики - полка двутавра (рис. 1).

Рис.1. Монорельсовый кормораздатчик

В настоящее время возрос интерес к электроприводу на основе линейных асинхронных двигателей (ЛАД), как в промышленности, так и в сфере АПК. Такой привод позволяет непосредственно получить поступательное (или возвратно-поступательное) движение без промежуточного преобразования, совместить рабочий орган и вторичную структуру, упрощая тем самым кинематическую схему, при этом нет зависимости тягового усилия от коэффициента сцепления пары колесо-поверхность. Известно об успешном применении линейного асинхронного электропривода в динамических стендах, инерционных конвейерах, поточных линиях, для испытания моделей судов в опытовых бассейнах и других [1, 2, 13, 14, 16, 22]. Конструктивные исполнения таких ЛАД представлены на рис. 2.

В предлагаемой статье рассмотрены два принципиально разных по исполнению и назначению варианта применения ЛАД, объединенных единой универсальной методикой расчета, формой представления результатов.

Для монорельсовой транспортной системы сферы АПК предложен тяговый модуль с односторонним ЛАД, массивным обратным магнитопроводом (МОМ), роль которого выполняет нижняя полка двутавра (рис. 3). Реактивная шина (РШ) - алюминиевая или медная, сплошная или шлицованая. Сам индуктор расположен снизу, а трехфазная обмотка запитана от преобразователя частоты (скорости до 5 м/с, ^<15 Гц).

а)

б)

в)

/ /

/

/

Рис.2. Конструктивные схемы исполнения плоских ЛАД (а, б) и вторичной структуры (в, г):

а - двухсторонний

Для предприятий транспортного машиностроения и ремонтного комплекса для перемещения и позиционирования подвижного состава предложен тяговый модуль с двухсторонним ЛАД (рис.4). Такая система выгодно отличается от применяемых в настоящее время, питание от ПЧ дает возможность управлять режимами пуска, установившегося движения и торможения, позиционирования.

Рис. 4. Компоновочная схема тягового модуля: 1 - рельсовая колея 1520 мм, 2 - вспомогательная рельсовая колея, 3 - несущая рама, 4 - индукторы, 5 - реактивная шина, 6 - стабилизирующие ролики, 7 - механизм зацепа за экипажную часть подвижного состава, 8 - колесная пара, 9 -

токоведущие шины, 10 - опора

Выполненные ранее экспериментальные исследования лабораторной модели ЛАД и полномасштабного макета монорельсового тягового модуля при питании от ПЧ подтвердили функционирование системы на низких частотах, возможность регулирования скорости, ускорения и тягового усилия путем усиления (ослабления) поля [12, 15, 21, 23].

Известно, что ЛАД отличаются от вращающихся машин особенностями физических процессов, связанных в основном с разомкнутостью магнитной системы, наличием массивных элементов в конструкции (РШ, ОМ) [1, 5, 6, 8, 12, 17, 18, 19]. Поэтому методы расчета их характеристик строятся, как правило, на основе решения задачи о распределении электромагнитного поля в зазоре, РШ и ОМ. В зависимости от степени идеализации, расчетные модели делятся на одномерные, двухмерные и трехмерные [12, 21, 23]. Самыми точными являются трехмерные модели, и среди них наиболее универсальной в плане исследований характеристик ЛАД различных исполнений, в зависимости от конструктивных параметров, расчетная модель и методика расчета [12, 21].

Представляется немаловажным и то, что здесь решение дифференциальных уравнений электромагнитного поля, выражения локальных и интегральных характеристик получены в аналитическом виде, имеется программа для РС, реализующая все возможности самого метода. На рис. 5 приведена расчетная модель ЛАД по [12]. При этом все обозначения соответствуют реальным параметрам и физическим свойствам материалов.

Рис.5. Трехмерная расчетно-математическая модель ДЛАД:

а - общая схема ДЛАД, б - продольный разрез (по оси х), в - распределение МДС по оси x, г - распределение МДС по

поперечной оси z

Исходными для зазора и РШ являются уравнения электромагнитного поля (Максвелла), выраженные через векторный магнитный потенциал [10]:

rot А = В, Е = divA = 0.

at'

Допущения в основном являются общепринятыми. Заданной является бегущая синусоидальная волна линейной плотности тока, выраженная через линейную токовую нагрузку

индуктора A = mipT1'1 = const. При этом решается внутренняя задача (электромагнитные процессы в

зазоре, РШ, ОМ), но в программу заложено определение параметров обмотки по геометрии зубцового слоя с использованием общих соотношений для асинхронных машин.

Модель периодизирована в продольном и поперечном направлениях, поэтому и окончательные выражения индукции В, сил Fx, Fy, электромагнитной мощности получены в виде двойных рядов Фурье (выражения 2-6), а n, v - номера гармоник по поперечной z и продольной x осям.

МДС :

F(x,z,t) = Cn,v expj(nnz + = ^¡^InlvYncos Kvexpj(wt + ^

Нормальная составляющая индукции в зазоре: B5,y = rotyA6 = ^ - ^ = -j 2~Sn 2v Ciyn cos A(chAy + C2shAy) exp j(wt + 2Лр).

Тяговое усилие:

F = — V V Г1 Г2 n,vB * п,уВ * dx = 64ЦрЬА2К;;бу у „2 У|Ку|2^тС2

^ = Яе( В6,х)Й2 * ¿%=о = -Па-„2 №Л6+С2^Л6|2

Нормальное усилие в виде суммы магнитного притяжения и электродинамического отталкивания.

L

Fy = FysM + Fyэд =

-гхг|2) ах. ^=угад

Электромагнитная мощность рассчитывается через вектор Пойнтинга, как Сэм = са^, где 8 = [Е хЙ] - вектор Пойнтинга, - элемент поверхности, (поверхность индуктора, у=5 (рис. 5)):

с _р + ;0 =  32ЦоЫА2Крб у у у2 л |Ку|2С2

Сэм Рэ^ ^эм J па4 У-Л |8ЬА6+С2сЬАб|2 •

Механическая Р2 и потребляемая Р1 мощности:

Р2=РхУ=Рх

Р1=Р2 +АР

где Ус=2тЛ - синхронная линейная скорость поля.

Потери во вторичной структуре:

АРэл2=Рэм -Р 2 =Рэм - РхУ= РэмS.

Общие потери (без учета потерь в стали):

А Р2 = А Р1 +А Р2=ш112Я1+ АРэл2.

Коэффициент полезного действия и коэффициент мощности:

С08 фэм=Р эм/Sэм; СОЯ«? = ^эм = ]р2М; Л= Р"'

где и1, 11 - фазные напряжение и ток, Sl=3UlIl.

Полученные при Ь=соп81 результаты в силу линейности расчетной модели пересчитываются на условие и=соп81 с использованием последовательной схемы замещения ЛАД [8, 12].

Методика проверена расчетом локальных и интегральных характеристик вращающихся асинхронных двигателей с короткозамкнутым ротором, выполненных ЛАД транспортных средств, лабораторной модели [12, 21] в широком диапазоне изменения параметров (у,5^2,2с/т, 2т/А, у2,уз) и показала высокую степень сходимости рассчитанных и опытных данных (расхождение до 5%).

Основными требованиями к электроприводу транспортных средств являются:

- обеспечение требуемого тягового усилия в режимах разгона, движения с постоянной скоростью и торможения в соответствии с уравнениями движения электропривода [16, 17, 24];

- максимально возможные энергетические показатели КПД и со8 ф;

- минимальная масса активных материалов.

Требования по силе тяги обоснованы расчетами сил сопротивления в различных режимах. Например, для сцепа вагонов массой 500 т тяговый модуль (рис. 4) при ускорении араз=0,02 м/с2 должен обеспечить тяговое усилие Fx= 16,5 кН; движении со скоростью (4-7) км/ч, Fx уст=6,3 кН, торможении с замедлением аТОр=0,04 м/с2, Рх тор=-14 кН.

Эти характеристики обеспечиваются модулем с параметрами: 5=3 мм, d2=5 мм, у2=3,5^ 107 См/м, 2р=

Для модуля монорельсовой системы (рис. 3) при полной нагрузке т=2 т и радиусе роликов Яр=75 мм сила трения составляет Fx тр=390 Н

Значение основных параметров ЛАД следующие: 5=(2-4) мм, d2/2=2 мм, у2 =4,6107 См/м, 2р=4, т=(0,15-0,2)м, А=(25-30)*103 А/м, 2с=0,15м, f=(8-12) Гц

При разработке ЛАД тяговых модулей необходима достоверная информация об их характеристиках в зависимости от параметров на начальной стадии и в доступной форме. С этой целью были выполнены расчетно-теоретические исследования тягово-энергетических показателей: удельной силы тяги на единицу площади активной поверхности индуктора /х уд =Рх^и, КПД и со8 ф, как электромагнитных, так и общих. Рабочая точка по скольжению 8ш (при 11=соп81;) , при котором

достигается наибольшее тяговое усилие. При этом КПД и оо8ф также близки к наибольшим значениям. При перечете на режим и=и ^=00^1 обеспечивается примерно двукратная перегрузочная способность.

Указанные выше характеристики ЛАД согласно расчетной модели (рис. 5) могут быть записаны в виде функциональных зависимостей типа

Б=В

Анализ характеристик показал, что в качестве основных параметров (независимых переменных) из (11) возможно принять: немагнитный зазор Д=2 5+d 2 для ДЛАД и Д/2=5+d 2/2 для ОЛАД, полюсное деление т, электропроводность РШ, интегральную 02= У2 ¿2 или удельную у 2 при ¿2=00^1. Остальные параметры приняты постоянными или зависимыми.

Так, число полюсов 2р=4=ооп81;, отношение 2о/т=1, а при других значениях вводится эквивалентная проводимость у2'/, аналогично расчету приведенного активного сопротивления короткозамкнутого ротора вращающегося АД [9, 11] (для шлицованной РШ).

Параметры зубцового слоя задаются по общепринятым для АД соотношениям ^ Ьп, Ьп, .Г1). Пределы изменения исследуемых параметров определены с учетом ограничений величины зазора 5, материала РШ.

Для ЛАД модуля (рис. 4) 0,25< т <0,35 м, 3,5-107< у2 <5,7-107, 3< 5<5 мм при d 2=5 мм=оо^1

Для модуля монорельсовой системы (рис. 3) 0,15< т <0,25 м, 3,5-107<у2<5,7^ 107, 2< 5<4 мм при ¿2 /2=2 мм=ооп81. Следует отметить, что полюсное деление определяет индукцию и поток в зазоре, поток в ОМ, поэтому его значения в данном случае ограничены насыщением ОМ.

При выборе метода исследования характеристик учитывались их свойства в зависимости от параметров и конечная цель исследований. Анализ показал, что функции являются монотонными, близкими к линейным, достигают наибольших (экстремальных) значений на границах интервала задания (рис.6).

Рис.6. Влияние полюсного деления т и удельной электропроводности вторичной структуры у2 на исследуемые

характеристики

Среди методов решения поставленной задачи в наибольшей степени отвечает аппроксимация исследуемых показателей линейными полиномами, коэффициенты регрессии которых определяются с использованием теории планирования эксперимента [7]. Под экспериментом здесь понимается расчет характеристик /х уд, Пэм, П, cos фэм, cos ф по принятой трехмерной методике, а под планом -план проведения расчетов. Используется план первого порядка ПФЭ23 (полный факторный эксперимент), когда три параметра (фактора) принимают два граничных значения (на двух уровнях). Следовательно, необходимо выполнить расчет для восьми сочетаний параметров, определенных план-матрицей ПФЭ23 [7].

Уравнение регрессии имеет вид: У = Ь0 + Ек^к ^ + El<i<k bijXiXj + bijqXiXjXq.

Коэффициенты Ь0, Ьь Ьщ, Ь^ определяются по результатам расчета функций в узлах следующим образом:

и _ Хи=1'и и _ Еи^^ш'и^)

Ьо = "Т", bi = - ,

, _ Хи=1

= - , bijq = - '

где Х;и - кодовое значение 1-ого фактора в и-м опыте (расчете); х^ = ±1; п - число сочетаний факторов (параметров), или опытов (расчетов); Уи — значение функции в и-м опыте;

Ь0 - коэффициент, определяющий средний вклад всех факторов;

Ь - коэффициент, определяющий изменение отклика при изменении >ого фактора на интервал; Ьщ, Ьщ - коэффициенты, учитывающие взаимное влияние параметров. В выражениях (12-16) значения факторов приведены в кодовых значениях.

После выполнения расчетов в 8 узлах и определения необходимых значений функций ^худ, пэм, П, cosфэм, cosф=f(s)) для интервала т=(0,30-0,35) м получены полиномы:

ДЛАД тягового модуля: Sш=0,30+0,0425-0,06672-0,028т-0,008572+0,0025т+0,00972т+0,002572т 1худ =12,67-1,7935-0,00072+ 1,030т-0,0205у2-0,1205т-0,016т2г-0,006572т П sш=0,54-0,0495+0,04972+0,031т+0,006572-0,0045т-0,00672т-0,001572т ^ф sш=0,76+0,0055+0,00572-0,007т-0,001572+0,0085т+0,00372т+0,004572т Пэм =0,70-0,0395+0,068т2+0,031т+0,009572+0,0005т-0,00472т-0,0035т2т cosфэм=0,70+0,0005-0,00l72-0,004т+0,002572+0,0055т+0,00472т-0,002572т .

ОЛАД монорельсовой системы:

/худ =3600-5805+353т+0у2+34тй+1,485у2-9,72ту2+31,945ту2 Sш =0,388+0,0255-0т-0,03872+0,013т5-0572+0т72+0,0135т72 П =0,324-0,0315-0,039т+0,0172+0,01т5+0572-0тт2-05т72

^ф =0,768-0,0045+0,024т+0,01572+0,012т5+0572+0т72+0,015?72

Пэм =0,618-0,0265+0,007т+0,038т2-0,013т5+0572-0т72-0,015т72

cosфэм =0,621-0,01765+0,029т+0,00572+0,03т5+0,015т2-0т72-05т72 .

Степень адекватности полученных полиномов исходной расчетной модели проверялась на нулевом уровне (по Ь0), в узловых точках и для произвольных сочетаний параметров из области их задания. Во всех случаях расхождения результатов не превышают 5%. Таким образом, в основе полученных полиномов лежат формализированные математические связи между характеристиками и параметрами ЛАД. Знак каждого коэффициента определяет направление движения к экстремуму, а величина характеризует угол восхождения к нему. Видно, что значимость коэффициентов различна.

Результаты по основным показателям ЛАД в виде таблиц, графиков и полиномов в зависимости от конструктивных параметров являются наглядной, простой, обоснованной, достаточно точной и удобной для практического использования информацией исследуемых классов машин.

Полученная информация позволила сформулировать последовательность выбора рациональных значений параметров при разработке тяговых модулей обоих классов.

Требования к тяговому модулю с ЛАД вытекают из технического задания (ТЗ) на систему, которое, в свою очередь, разрабатывается на основе технико-экономического обоснования, включающего проработку экономической эффективности, надежности, безопасности и т.д. В задании, аналогично вращающимся машинам [3, 11], могут быть заданы эксплуатационные

характеристики: тяговое усилие в расчетном и пусковом режимах, габаритные и массовые ограничения, зазор 5тп, параметры источника питания, энергетические показатели - КПД Птт, COSфmin..

Задача разработчика заключается в нахождении по меньшей мере одного варианта, удовлетворяющего всем предъявляемым требованиям. При проектировании вращающихся АД широко используются установленные связи между электромагнитными нагрузками, главными размерами и выходными характеристиками в виде аналитических выражений, таблиц, графиков. Широко используется опыт эксплуатации и эмпирические зависимости, также существуют достоверные методы теплового расчета.

Что касается рассматриваемых в работе низкоскоростных тяговых ЛАД, то на сегодня нет опыта их разработки и тем более эксплуатации. Однако основополагающие соотношения для электромеханических преобразователей энергии действительны и для ЛАД: между ЭДС обмотки и потоком в зазоре; активной, реактивной и полной электромагнитной мощностью; МДС зазора и напряженностью магнитного поля; индукцией в зазоре и намагничивающим током и др.

Предлагается следующий алгоритм решения вопросов выбора параметров, исследуемых в работе ЛАД: от заданных интегральных характеристик ^х, п, cosф) к основным параметрам, магнитной индукции в зазоре В5у, размерам элементов магнитной цепи через магнитные потоки. При этом связь между значениями характеристик и основными параметрами (Д, G2, т или 5,у2, т) в виде полиномов таблиц установлена на основе достоверного расчетного метода. Решаемая задача может быть сформулирована следующим образом: выбрать параметры ЛАД, при которых обеспечивается требуемое тяговое усилие с наилучшими энергетическими показателями, удовлетворяющие всем налагаемым ограничениям.

Изложенная выше последовательность апробирована путем выбора параметров тяговых модулей монорельсовой системы и на основе ДЛАД для условий ремонтных предприятий. Заданными являются указанные ранее значения силы тяги, а КПД и cosф послужили дополнительными условиями.

Для модуля с ДЛАД параллельно рассматривались 4 варианта:

1. Алюминиевая шина, 2р=6 и 2р=4, 5=3 мм и 5=4 мм.

2. Медная шина, 2р=6 и 2р=4, 5=3 мм и 5=4 мм. Результаты расчетов по полиномам (15) приведены в таблице.

Т а б л и ц а. Результаты расчетов по полиномам основных параметров ЛАД, рассматриваемых

в качестве практических примеров

Исходные данные для расчета У2, См/м fхуд, кН/м2 Зт п зт СОЗфэт Пэм 2с,м В5у, Тл

1 2р=6 т=0,25 м Ь8=1,5 м 5=3 мм ¿2=5 мм А=4*104 А/м 11=4 А/мм2 3,5-107 11,34 0,4 0,45 0,76 0,6 0,61 0,62

5,7-107 11,34 0,25 0,56 0,77 0,75

2 2р=4 т=0,3 м Ь8=1,2 м 5=4 мм ¿2=5 мм А=4*104 А/м 11=4 А/мм2 3,5-107 11,65 0,36 0,49 0,76 0,6 0,505

5,7-107 11,65 0,24 0,59 0,76 0,76

Как и следовало ожидать, для медной РШ КПД выше, а скольжение Зт ниже. Это объясняется особенностями работы асинхронных двигателей [9, 11]. Достаточно же низкие значения КПД также естественны, т.к. при низких частотах удельный вес потерь в РШ (потери скольжения) увеличивается.

Фазное напряжение определяется как U,f,=Ii•Z^, где + гэм)2 + (хэм + хст1)2 - полное

сопротивление фазы обмотки.

Величина тока I1 зависит от линейной токовой нагрузки и геометрии зубцового слоя: q, bn,

hn,wk, поэтому может варьироваться. Для модуля монорельсовой системы получено:

у2=3,5-107 См/м - алюминий;

5=2 мм; d2/2= 2 мм; т=0,18 м, 2р=4, 2с=0,15 м,

Ь8=2рт=0,72 м, Sm=0,4, /худ =4700 Н/м2, Пэм=0,73; cosфэм=0,67, п=0,38, соэф = 0,8.

При решении практических вопросов следует рассматривать большее число значений т, тогда

окончательный выбор будет более объективным.

На основании вышеизложенного можно сделать следующие выводы:

1. Принятая для анализа и расчетно-теоретических исследований методика показала высокую точность расчетов для большинства конструктивных исполнений ЛАД любого сочетания параметров как локальных, так и интегральных характеристик. Этот вывод подтверждается экспериментальными исследованиями.

2. Линейные асинхронные двигатели могут рассматриваться в качестве альтернативы в электроприводах механизмов поступательного и возвратно-поступательного движения внутренних транспортных систем предприятий.

3. Тяговый модуль на основе ДЛАД обладает преимуществами в условиях ремонтных предприятий по сравнению с существующими системами транспортировки и позиционирования.

4. Монорельсовые системы с ОЛАД выгодно отличаются от действующих в настоящее время простотой кинематической схемы, отсутствием ограничения по коэффициенту сцепления.

Л и т е р а т у р а

1. Аипов Р.С. Линейные электрические машины и приводы на их основе. - Уфа: Изд-во БГАУ, 2003. - 110 с.

2. Аипов Р.С. Повышение эффективности технологических машин в АПК применением линейного асинхронного электропривода с накопителями механической энергии: Дис... доктора техн. наук: 05.20.02 / Аипов Рустам Сагитович. - Уфа: Изд-во БГАУ, 2006. - 440 с.

3. Алиев И.И. Справочник по электротехнике и электрооборудованию. - Ростов-на-Дону: Феникс, 2004. -478 с.

4. Булгаков А.А. Частотное управление асинхронными электродвигателями. - 3-е изд., доп. - М.: Энергоиздат, 1982. - 216 с.

5. Веселовский О.Н. Низкоскоростные линейные электродвигатели: Дис. доктора техн. наук: 05.09.01 / Веселовский Олег Николаевич. - Новосибирск, 1979. - 366 с.

6. Веселовский О.Н., Коняев А.Ю., Сарапулов Ф.Н. Линейные асинхронные двигатели. - М.: Энергоатомиздат, 1991. - 255 с.

7. Винарский М.С., Лурье М.В. Планирование эксперимента в технологических исследованиях. -Киев: Техника, 1975. - 168 с.

8. Вольдек А.И. Индукционные магнитогидродинамические машины с жидкометаллическим рабочим телом. -Л.: Энергия, 1970. - 272 с.

9. Вольдек А.И. Электрические машины: Учебник для вузов/ А.И.Вольдек . 3-е изд., перераб. -Л.: Энергия, 1978. - 840 с.

10. Демирчян К.С., Нейман Л.Р., Коровкин Н.В., Чечурин В.Л. Теоретические основы электротехники: в 3 т. - СПб: Питер, 2004. - 3 т.

11. Домбровский В.В. Асинхронные машины: Теория, расчет, элементы проектирования / В.В. Домбровский, В.М. Зайчик. -Л: Энергоатомиздат, 1990.

12. Епифанов А.П. Научные основы проектирования тяговых линейных асинхронных двигателей: Дис... доктора техн. наук:.09.01 / Епифанов Алексей Павлович. - СПб: СПбГТУ, 1992.

13. Епифанов А.П., Малайчук Л.М., Самсонов Ю.А. Монорельсовый внутренний транспорт животноводческих комплексов и тепличных хозяйств с линейным асинхронным приводом// Известия Санкт-Петербургского государственного аграрного университета. - 2010. - №18. - С. 235-242.

14. Епифанов А.П., Епифанов Г.А., Самсонов Ю.А. Экспериментальные исследования физической модели низкоскоростного двухстороннего линейного асинхронного двигателя (ДЛАД)// Известия Санкт-Петербургского государственного аграрного университета. - 2012 - №12. - С.235-240.

15. Епифанов А.П., Малайчук Л.М., Самсонов Ю.А. Экспериментальные исследования полномасштабного макетного образца линейного асинхронного привода для внутреннего транспорта ферм и теплиц // Известия Санкт-Петербургского государственного аграрного университета. - 2013 - №33.

16. Епифанов Г.А. Возможности использования линейного асинхронного привода в ремонтном оборудовании депо. - СПб: Петербургский государственный университет путей сообщения, 2011. - Вып.4 (29). - С.43-47.

17. Епифанов Г.А., Мазнев А.С. Расчет характеристик линейного асинхронного двигателя транспортного модуля в условиях депо //Электроника и электрооборудование транспорта. -2012. - №2-3. -С.29-32.

18. Насар С.А., Болдеа Н. Линейные тяговые электрические машины. -М.: Транспорт, 1981. - 176 с.

19. Петленко Б.И. Линейный электропривод и тенденции его развития // Электричество. - 1981. - 19 с.

20. Сарапулов Ф.Н., Сарапулов С.Ф., Шымчак П. Математические модели линейных индукционных машин на основе схем замещения: Учеб. пособие. - Екатеринбург: Изд-во БиМБ-БУПИ, 2001. - 236 с.

21. Скобелев В.Е., Соловьев Г.И., Епифанов А.П. Анализ путей улучшения характеристик тяговых линейных асинхронных двигателей для высокоскоростного наземного транспорта // Железные дороги мира. - 1978. - №2. - С. 3-12.

22. Шымчак П. Электропривод с линейным двигателем для скоростного бассейна с ограниченной длиной гидроканала. - Дис... канд. техн. наук ЛИИЖТ. -СПб, 2001. - 201 с.

23. Ямамура С. Теория линейных асинхронных двигателей. Л.: Энергоатомиздат, 1983. - 180 с.

24. Правила тяговых расчетов для поездной работы. - М.: Транспорт, 1985. - 287 с.

УДК 621.822 Канд. техн. наук П.А. ИЛЬИН

(СПбГАУ, 92130369@mail.ru) Канд. техн. наук А.В. СУММАНЕН

ИССЛЕДОВАНИЕ ОТНОШЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ КОНТАКТА МАНЖЕТА-ВАЛ К ТЕМПЕРАТУРЕ КОРПУСА ПОДШИПНИКА БДТ-7 В КАЧЕСТВЕ ДИАГНОСТИЧЕСКОГО ПАРАМЕТРА

Подшипник, температура, манжета

Интенсивность инфракрасного излучения определяется температурой поверхности подшипникового узла. Температура увеличивается в результате выделения в виде тепла мощности, которая расходуется на преодоление сил трения в подшипнике и в области контакта рабочей кромки манжеты с валом. Мощность тепловыделения определяется частотой вращения, силой нагружения, типом смазочного материала и условиями смазывания, конструктивными параметрами подшипника, величиной осевого зазора. Распределение тепла в подшипниковом узле зависит от его геометрических размеров, массы, материала, величины теплоотдачи и теплопроводности. Следовательно, в качестве диагностического параметра, определяющего техническое состояние подшипников дисковых борон, предлагается использовать температуру поверхности подшипникового узла.

В подшипниковом узле используется конический однорядный радиально-упорный роликовый подшипник, поэтому температура подшипникового узла дисковой бороны при осевом зазоре в подшипниках выше допустимого может граничить со значением температуры подшипника, которая характеризует предварительный осевой натяг. Для того чтобы различить эти два разных технических состояния подшипника, необходим диагностический параметр, который будет разграничивать их. В основе его разработки лежит зависимость удельной силы трения области контакта рабочей кромки манжеты от величины радиального биения вала, которая зависит от осевого зазора подшипника и геометрических параметров деталей подшипникового узла. На рис. 1 показано инфракрасное изображение, которое демонстрирует, что при работе с осевым зазором область контакта манжета-вал имеет более высокую температуру по сравнению с поверхностью подшипникового узла.