温度对接触线特性的影响

此参数B为长度单位，可用来估计因截面积改变或受局部附加热源影响而受到牵连的长度。可以认为： 导线温度是在±3B，总计为6B的长度上增长的。

例题： 在表2.11中可读到CuAC-100型接触线的以下数据，当λ=377W/ (K·m) 时;U=0.0412m、A=10^-4m²、v_w＝1m/s时α=36W/ (K·m²)，将这些代入式 (11.35) 中可得出B=0.16m的数据，这表示在距离为3B=0.5m处过渡状态事实上已经衰弱。

对于由CuMg0.5制成的CuMgAC-120型沟槽式接触线来说，在同样的风速条件下和U=0.0454m、λ=59W/ (K·m) 时，可得B =0.07m。

这些例子证实了在截面积局部减少情况下，假若磨损线段为0.4～0.5m长或更长些的话，只有剩余的、减少了的截面积可用来评估CuAC-100型接触线的热能。对CuMgAC-120型接触线来说，此长度为0.2m。

应用此知识，可对接触线磨损加剧的影响加以评估。例如质量集中形成波纹或扭折(见第14章)。

[11.19] 讲述了沿着一条新的CuAC-100型接触线所进行的局部温度分布测试和计算。该接触线具有一段40mm长、减少的截面积为标称截面积50%的线段。图11.35示出调研结果： 处在持续载流量区域内的指示电流，即使它们经过较长时间仅仅会造成截面减少处的轻微温度超出。然而，两倍于持续载流量值的电流会导致几乎在60s内局部温度升高15K。

图11.35 沿着一条新的CuAC-100型接触线的局部温度分布

故障长度l=40mm，剩余截面50mm²，v_w＝1m/s

在 [11.19] 和[11.40] 中讲述的系列综合测试证实了CuAC-100型接触线，仅在连接配件附近地点的温度与配件温度稍有差别。　表11.13示出所测得的加热及冷却时间常数值，以及架空接触配件和连接件的热传导系数值。

表11.13 在架空接触网配件和连接件上测得的加热时间常数 (min) 和热传导系数 (W/(K·m²)] [11.19]

注 1) 在v_w＝0.9m/s时。

11.2.6 在接触线和受电弓滑板接触面处的接触线抗拉强度

在所有架空接触网设施的损坏中，有相当比例是因为接触线和受电弓滑板两者之间的不良电气接触形成电弧带来短期热效应造成的。导致接触线损坏的过程伴随着铜的局部再结晶和形成孔洞及凹痕。

有几个发生在受电弓滑板和接触线间接触点上的物理过程，是它们促使接触线失去功效。

—在接触点处接触线和受电弓滑板的电流分布;

—在这些区域里的热分布;—接触线的机械应力;

—在接触点处接触线中产生的塑性变形;

—磁常

图11.36 在接触点处的受电弓碳滑板接触表面温度作为电流作用周期的函数，由不同方法确定 (见[11.40])，电流1000A碳滑板性质：

γ=1810kgm^-3

c=140Wskg-1K^-1

λ=30W/ (K·m)

ρ₀＝30·10^-6Ωm

正式提出几种理论来阐述这些同时发生的过程。通常采用基于接触区或单点接触上的模型。图11.36示出在接触点处的碳滑板接触表面温度增长作为时间函数的情况。

当短路发生在牵引车辆上的情况下，由于接触线与受电弓滑板的相互作用，温度分布等式不能直接估算出用来毁坏接触线的时间周期。接触线加热模型将不得不补充上接触线变形和破坏进程模型。在 [11.40] 中所用的、向这方面扩展的模型是用片状长条形曲线来建立CuAC-100型接触线抗拉强度与温度之间的关系 (如图11.37所示)。此模型对短期发热存在时在铜中发生的过程也予以解释，铜材料即使当产生400～500℃温度不足1s时就开始再结晶。这种情况实际上在车辆静止不动或缓慢移动高额取流或接触滑板磨损和损坏时都可以发生。

图11.37 CuAC-100型接触线抗拉强度和其温度间关系的片状长条形近似值

1—新接触线;

2—接触线长期使用后至少暴露在热量下几分钟;

3—新接触线，由电流脉冲加热少于数秒钟

11.2.7 结论

从上述对接触线热特征的讨论中可得出以下结论：

—假若接触线在运行应力100N/mm²和130N/mm²下加热到120℃至140℃，不会发生突然的抗拉强度和弹性极限的改变。在此运行范围内可能导致接触线损坏的主要机理是，在过度磨损处、受流组件中的热损伤处以及有缺陷的电连接件处造成塑性变形和低温材料蠕变;

—在温度100℃～140℃和应力超过130N/mm²时电解铜接触线中的微结构变化开始发展，然而暴露在这种条件下30min之久并不引起任何明显的微结构变化;