航空直流起動(dòng)發(fā)電機(jī)換向火花抑制研究

摘 要：針對(duì)航空直流起動(dòng)發(fā)電機(jī)大電流、高轉(zhuǎn)速產(chǎn)生的換向火花導(dǎo)致?lián)Q向器表面高溫?zé)g換向片，同時(shí)換向火花產(chǎn)生的電磁輻射對(duì)飛行器的通訊系統(tǒng)造成干擾的問題，根據(jù)經(jīng)典換向理論建立直流起發(fā)電機(jī)換向數(shù)學(xué)模型，從電磁優(yōu)化和機(jī)械試驗(yàn)兩個(gè)方面研究了換向火花的抑制措施。首先，從電磁角度研究主磁極計(jì)算極弧系數(shù)對(duì)電流換向的影響，當(dāng)計(jì)算極弧系數(shù)為0.65時(shí)電機(jī)近似直線換向；當(dāng)電刷覆蓋系數(shù)為2.41時(shí)，較小電抗電動(dòng)勢(shì)降低了換向電流，同時(shí)對(duì)電機(jī)起動(dòng)性能和發(fā)電性能影響忽略不計(jì)。然后，從機(jī)械結(jié)構(gòu)角度對(duì)不同電刷材料和不同電刷壓力開展試驗(yàn)，結(jié)果表明選取52 kPa的電刷壓力和TDQ52有芯柱電刷，脈動(dòng)電壓從0.88 V降低到0.53 V，電機(jī)在起動(dòng)和發(fā)電兩種狀態(tài)下的換向火花都顯著減小。所采取措施對(duì)于提高電機(jī)航空電源品質(zhì)和延長(zhǎng)電機(jī)使用壽命具有重要價(jià)值。

關(guān)鍵詞：直流起動(dòng)發(fā)電機(jī)；換向火花；電磁優(yōu)化；電刷壓力；電刷材料

DOI：10.15938/j.emc.2024.10.014

中圖分類號(hào)：TM35

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1007-449X（2024）10-0147-08

收稿日期： 2023-02-14

基金項(xiàng)目：國(guó)防科工局技術(shù)基礎(chǔ)研究項(xiàng)目（JSZL2022204A001）；1912項(xiàng)目

作者簡(jiǎn)介：張命楊（1995—），男，碩士，研究方向?yàn)楹娇罩绷麟姍C(jī)設(shè)計(jì)及其控制、永磁直流電機(jī)設(shè)計(jì)及控制；

陳 強(qiáng)（1974—），男，研究員，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)及風(fēng)機(jī)技術(shù)；

彭輝燈（1991—），男，碩士，工程師，研究方向?yàn)槲⑻仉姍C(jī)設(shè)計(jì)與制造；

孫若蘭（1991—），女，碩士，工程師，研究方向?yàn)榫芪⑻仉姍C(jī)設(shè)計(jì)、三級(jí)式發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)及其控制；

施道龍（1988—），男，碩士，高級(jí)工程師，研究方向?yàn)楹娇蘸教炱鸢l(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)與高溫高速永磁電機(jī)設(shè)計(jì)。

通信作者：陳 強(qiáng)

Study on commutation spark suppression of aviation DC starter-generator

ZHANG Mingyang^1，2， CHEN Qiang^1，2， PENG Huideng²， SUN Ruolan²， SHI Daolong²

（1.College of Electrical Engineering， Guizhou University， Guiyang 550025， China; 2.National Research Center of Precision Micro and Special Electrical Engineering Technology， Guizhou Aerospace Linquan Electric Machine Co.， Ltd.， Guiyang 550081， China）

Abstract：Aiming at the commutation sparks generated by the high current and high speed of the aviation DC starter generator， which cause high-temperature erosion of the commutator blades on the commutator surface， and the electromagnetic radiation generated by the commutation sparks interferes with the communication system of the aircraft， based on the classical commutation theory， the mathematical model of DC starter generator commutation was established， and the suppression measures of commutation spark were studied from two aspects of electromagnetic optimization and mechanical test.Firstly， the influence of the calculated polar arc coefficient of the main pole on the current reversal was studied from the electromagnetic point of view. When the calculated polar arc coefficient is 0.65， the motor is approximately rectilinear reversal. When the brush coverage coefficient is 2.41， the smaller reactance electromotive force reduces the commutation current， and the effect on motor starting performance and generation performance is ignored. Then， different brush materials and different brush pressures were tested from the perspective of mechanical structure. The results show that when 52 kPa brush pressure and TDQ52 core brush are selected， the pulsating voltage is reduced from 0.88 V to 0.53 V， and the reversing spark of the motor is significantly reduced in both starting and generating states. It is of great value to improve the quality of aviation power supply and prolong the service life of motor.

Keywords： DC starter-generator; commutation spark; electromagnetic optimization; brush pressure;brush material

0 引 言

航空直流起動(dòng)發(fā)電機(jī)（aviation DC starter-generator，ADCSG）既能用作電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)，又可用作發(fā)電機(jī)為飛行器電氣系統(tǒng)提供電源，有效減輕飛行器總體重量，提高功率密度，在航空航天領(lǐng)域獲得廣泛應(yīng)用^［1-4］。但是，隨著飛行高度增加，空氣濕度、氧氣含量都大幅下降，換向器表面氧化膜的損傷難以迅速修復(fù)，電弧息滅時(shí)間延長(zhǎng)，換向火花顯著增加導(dǎo)致電機(jī)使用壽命降低^［5-6］，甚至直接損壞電機(jī)，給航空航天飛行器造成嚴(yán)重?fù)p失。直流電機(jī)換向火花實(shí)際上是電磁、熱、機(jī)械、化學(xué)、環(huán)境等因素相互影響的綜合結(jié)果^［7-8］，但文獻(xiàn)［9-10］研究表明，直流電機(jī)的換向火花主要受電氣和機(jī)械因素影響，其中電氣火花與電機(jī)電刷下的電流密度成線性相關(guān)，機(jī)械火花與電機(jī)的轉(zhuǎn)速、換向周期、換向裝置的結(jié)構(gòu)相關(guān)。直流有刷電機(jī)換向火花導(dǎo)致的故障一直是國(guó)內(nèi)外研究的難點(diǎn)，也是限制直流有刷電機(jī)大功率持續(xù)發(fā)展的關(guān)鍵問題。文獻(xiàn)［11-12］主要研究直流電動(dòng)機(jī)換向故障的摩擦學(xué)機(jī)制，使用掃描電子顯微鏡研究換向器表面氧化膜結(jié)構(gòu)粗糙度，發(fā)現(xiàn)故障電機(jī)換向器表面形成了球形磨損顆粒，對(duì)比正常使用的換向器表面無此結(jié)構(gòu)，總結(jié)出均勻的氧化膜有利于換向。文獻(xiàn)［13］主要研究影響換向器和電刷的使用壽命、碳刷磨損的原因，以換向片和電刷間的摩擦系數(shù)為主要研究點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)如果換向器表面氧化膜良好，換向片的摩擦系數(shù)可以降低到原來裸銅摩擦系數(shù)的10%;同時(shí)，摩擦系數(shù)隨著換向器溫度的升高而降低到一定程度，然后隨著換向器溫度的繼續(xù)升高而增加。文獻(xiàn)［14］介紹了電刷壓力、繞組形式、極弧系數(shù)對(duì)彈用永磁直流伺服電機(jī)換向區(qū)域的影響，單波繞組相比單疊繞組更有利于換向，不同的海拔高度需要選取不同極弧系數(shù)，但只是定性分析變化趨勢(shì)，缺少工程實(shí)踐數(shù)據(jù)證明。文獻(xiàn)［15-17］介紹了分辨電刷的特點(diǎn)，采用分辨電刷，不同刷辦之間接觸電阻增加了橫向電阻，使得換向元件在換向回路中電阻增大，從而減小換向電流達(dá)到改善換向的目的，但增大電阻會(huì)使得負(fù)載電刷壓降增大，因此針對(duì)具體應(yīng)用場(chǎng)景需要選擇合適的電刷材料。文獻(xiàn)［18］主要介紹直流電機(jī)在運(yùn)行過程中換向火花產(chǎn)生的部分原因，提供了解決措施的經(jīng)驗(yàn)總結(jié)。國(guó)內(nèi)外關(guān)于換向的理論都局限于定性研究，沒有完整的數(shù)學(xué)理論推導(dǎo)換向火花的影響因素。

本文針對(duì)航空大功率ADCSG換向火花故障，建立換向電流的數(shù)學(xué)模型，通過有限元軟件仿真優(yōu)化ADCSG主磁極極弧系數(shù)和電刷寬度，使得電機(jī)在起動(dòng)性能和發(fā)電性能不變的前提下接近直線換向。最后，在一臺(tái)12 kW樣機(jī)上比較不同電刷壓力和不同電刷材料在起動(dòng)和發(fā)電2種工況下的換向火花，為此類電機(jī)選取合適的電刷壓力和電刷材料提供指導(dǎo)。

1 直流起發(fā)電機(jī)換向

1.1 換向故障現(xiàn)象

ADCSG工作在航空缺水、缺氧環(huán)境中，電刷滑動(dòng)接觸的換向器表面難以形成良好的氧化膜，失去氧化膜的潤(rùn)滑和氧化膜的電阻作用，電刷與換向器之間摩擦系數(shù)增大，電刷使用壽命縮短，換向回路電阻減小導(dǎo)致?lián)Q向電流增大，電刷下電弧熄滅時(shí)間延長(zhǎng)，惡劣的飛行環(huán)境中換向火花逐步發(fā)展成環(huán)火，換向片出現(xiàn)高溫?zé)g翹片，如圖1所示，嚴(yán)重影響電機(jī)工作可靠性和壽命。

1.2 換向過程分析

電機(jī)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)過程中，勵(lì)磁磁勢(shì)分布、氣隙的均勻程度及磁路的飽和狀況均會(huì)影響氣隙磁密，對(duì)換向線圈中的剩余電勢(shì)產(chǎn)生影響。主磁極下的氣隙磁通密度B（x）變化如圖2所示，在一個(gè)極距范圍內(nèi)磁通^［19］為

Φ=∫B（x）ds=l_ef∫^τ2_－τ2B（x）dx=B_maxα^′_pτl_ef。（1）

式中：Φ為每極磁通；B_max為最大氣隙磁密；l_ef為電樞導(dǎo)體有效長(zhǎng)度；τ為極距；α^′_p為極弧系數(shù)，表達(dá)式為

α^′_p=1τ∫^τ2_－τ2B（x）dxB_max=B_δavB_max=b^′_pτ。 （2）

其中B_δav為換向區(qū)域平均磁感應(yīng)強(qiáng)度。

ADCSG繞組換向過程如圖3所示，線圈中變化的磁通及電流產(chǎn)生合成電勢(shì)∑e，忽略線圈自身微小電阻，換向線圈（圖3中粗線圈）、電刷和換向片構(gòu)成一條閉合回路，列寫KVL方程并求解換向電流為：

（i_a+i）r₁－（i_a－i）r₂=∑e=e_r+e_k；（3）

i=i_ar₂－r₁r₁+r₂+∑er₁+r₂=i_a1－2tT_k+

∑er₁+r₂=i_L+i_k。（4）

式中：i為換向電流；i_a為非換向線圈電樞導(dǎo)體中電流；r₁、r₂分別為換向片1、2與電刷的接觸電阻；T_k為換向周期；i_L為直線換向電流；i_k為附加換向電流；e_r為線圈電抗電動(dòng)勢(shì)；e_k為旋轉(zhuǎn)電動(dòng)勢(shì)；e_r和e_k分別為^［20］：

e_r∝4ub_b+2βl_efλ_s×10^－6;（5）

e_k=2N_yB_δavl_efV_a。（6）

式中：u為虛槽數(shù)；b_b為電刷寬度；β為電刷覆蓋系數(shù)；λ_s為等效比漏磁導(dǎo)，一般取值在4～8 μH/m范圍內(nèi)；N_y為換向元件匝數(shù)；V_a為電樞表面旋轉(zhuǎn)線速度。

1.3 換向火花抑制措施

換向火花產(chǎn)生是電磁、機(jī)械、熱力學(xué)等因素綜合影響的結(jié)果。由式（1）～式（6）可知，直線換向電流i_L取決于前刷邊和后刷邊的接觸電阻，而附加換向電流i_k不僅和這些電阻大小有關(guān)，還和換向線圈合成電勢(shì)大小及方向有關(guān)。因此，主要從電磁和機(jī)械兩方面采取措施抑制換向火花。選擇合適的主磁極計(jì)算極弧系數(shù)α^′_p電刷寬度，減小交軸電樞反應(yīng)對(duì)主磁場(chǎng)的干擾。換向極繞組在換向區(qū)域建立一個(gè)換向磁場(chǎng)，使得換向元件在換向期間產(chǎn)生的電抗電勢(shì)e_r和旋轉(zhuǎn)電動(dòng)勢(shì)e_k大小相等，方向相反。選取適當(dāng)電刷材料、電刷壓力以減小振動(dòng)引起的機(jī)械換向火花。

2 電磁優(yōu)化有限元分析

采用有限元法對(duì)電機(jī)的運(yùn)行工況進(jìn)行仿真分析，電機(jī)基本參數(shù)如表1所示。仿真分析中，發(fā)電機(jī)狀態(tài)仿真環(huán)境溫度設(shè)置為65 ℃，電動(dòng)狀態(tài)環(huán)境溫度設(shè)置為70 ℃。在Maxwell中建立電機(jī)二維仿真模型如圖4所示。

2.1 極弧系數(shù)對(duì)換向的影響

由式（2）可知，極弧系數(shù)過大導(dǎo)致?lián)Q向區(qū)域減小，使得換向條件惡劣；極弧系數(shù)過小導(dǎo)致電機(jī)的磁通減小，使得電磁轉(zhuǎn)矩指標(biāo)下降，同樣功率電機(jī)增大了體積。所以合適的極弧系數(shù)選擇對(duì)電機(jī)換向及其他性能指標(biāo)設(shè)計(jì)非常重要。文獻(xiàn)［19］研究表明電機(jī)的計(jì)算極弧系數(shù)范圍為0.52～0.8較為合理，針對(duì)航空特殊環(huán)境下的直流起動(dòng)發(fā)電機(jī)，分別取計(jì)算極弧系數(shù)0.55、0.65、0.75進(jìn)行仿真，其電機(jī)的換向電流的變化如圖5所示。可以看出，當(dāng)極弧系數(shù)取0.55時(shí)，電流在電刷后刷邊急劇變化，滯后換向在電刷后刷邊產(chǎn)生換向火花；當(dāng)極弧系數(shù)取0.75時(shí)，超前換向在電刷前刷邊產(chǎn)生換向火花；當(dāng)電機(jī)極弧系數(shù)為0.65時(shí)，電機(jī)接近直線換向，換向性能好。

2.2 電刷寬度對(duì)換向的影響

根據(jù)1.2節(jié)直流電機(jī)換向過程分析，當(dāng)電刷寬度小于等于一片換向片寬度（對(duì)應(yīng)β≤1）時(shí)，一對(duì)電刷下只有一個(gè)線圈換向，線圈中電流變化引起電抗電動(dòng)勢(shì)及磁通變化引起的旋轉(zhuǎn)電動(dòng)勢(shì)，但電刷電流密度較大，極易發(fā)熱導(dǎo)致?lián)Q向惡性循環(huán)。當(dāng)電刷同時(shí)覆蓋多片換向片（對(duì)應(yīng)β≥3）時(shí)，不僅有上述2個(gè)電勢(shì)，還有相鄰換向線圈之間的互感電勢(shì)，由式（5）可知，電抗電動(dòng)勢(shì)與電刷覆蓋系數(shù)同向變化，增加電刷寬度會(huì)導(dǎo)致并聯(lián)支路中有效線圈數(shù)減少，使得發(fā)電機(jī)輸出電壓不能滿足要求。因此，選擇合適的電刷寬度對(duì)于電機(jī)換向及工作性能至關(guān)重要。該直流起發(fā)電機(jī)的換向片寬度為5.8 mm，采用不同寬度電刷（b_b=10.6、14、17.4 mm，對(duì)應(yīng)電刷覆蓋系數(shù)β分別為：1.82、2.41、3.0），針對(duì)電機(jī)的起動(dòng)性能、發(fā)電性能進(jìn)行仿真。

起動(dòng)狀態(tài)下，輸入電壓22 V，負(fù)載轉(zhuǎn)矩40 N·m，電機(jī)起動(dòng)性能仿真如圖6和圖7所示。

當(dāng)電刷覆蓋系數(shù)β=1.82時(shí)，穩(wěn)定轉(zhuǎn)速2 404 r/min，電樞電流703.8 A；當(dāng)電刷覆蓋系數(shù)β=2.41時(shí)，穩(wěn)定轉(zhuǎn)速2 466 r/min，電樞電流718.37 A；當(dāng)電刷覆蓋系數(shù)β=3.0時(shí)，穩(wěn)定轉(zhuǎn)速2 524 r/min，電樞電流747.9 A。由此可見，隨著電刷寬度增加，穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速同向增加，電樞電流也增加。

發(fā)電狀態(tài)下，轉(zhuǎn)速設(shè)置8 000 r/min，勵(lì)磁電流4 A，發(fā)電功率12 kW。3種不同電刷寬度的輸出電壓仿真結(jié)果如圖8所示，可以看出，β=1.82時(shí)輸出電壓為31.12 V，β=2.41時(shí)輸出電壓為30.04 V，β=3.0時(shí)輸出電壓為29.29 V，電刷寬度增加后輸出電壓下降。

隨著電刷寬度增加，穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速、電樞電流均同向增加，穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速增加有利于拖動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)由靜止到點(diǎn)火轉(zhuǎn)速，但是電樞電流增加會(huì)給換向增加負(fù)擔(dān)，且隨著電刷寬度增加，電機(jī)作為發(fā)電機(jī)狀態(tài)下的輸出端電壓減小，若要滿足飛機(jī)供電系統(tǒng)的電源電壓要求，則需要增加電樞繞組長(zhǎng)度或電樞繞組匝數(shù)，必然導(dǎo)致電機(jī)重量和制造成本增加。電刷寬度17.4 mm相比14 mm時(shí)，起動(dòng)狀態(tài)下的電樞電流更大，發(fā)電狀態(tài)下的端電壓更小。因此，綜合選擇電刷寬度為14 mm，即電刷覆蓋系數(shù)為2.41。

3 機(jī)械因素優(yōu)化試驗(yàn)

3.1 電刷壓力對(duì)換向的影響

電刷壓力過小會(huì)造成電刷與換向器表面接觸點(diǎn)變少，換向器表面無法形成均勻致密的氧化膜，電機(jī)運(yùn)行時(shí)會(huì)產(chǎn)生較大換向火花。電刷壓力過大會(huì)破壞換向器表面氧化膜，同樣會(huì)產(chǎn)生較大的換向火花，加劇換向器與電刷磨損，電刷使用壽命縮短。選擇合適的電刷壓力對(duì)于電機(jī)換向和延長(zhǎng)電機(jī)使用壽命都至關(guān)重要。

采用圖9所示的均勻恒壓力的蝸卷彈簧提供不同的電刷壓力（43、52、62、73.5 kPa），即使電刷磨損量增加，電刷本身長(zhǎng)度逐漸減小，彈簧提供的電刷壓力也沒有變化。在圖10所示的專用試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行起動(dòng)、發(fā)電試驗(yàn)，對(duì)比不同壓力下脈動(dòng)電壓、電刷磨損率及額定電壓的勵(lì)磁電流結(jié)果如表2所示。

由表2可以看出，增大電刷壓力后，額定電壓點(diǎn)的勵(lì)磁電流基本一致，43 kPa電刷壓力時(shí)最大脈動(dòng)為0.88 V，剩余3種電刷壓力的脈動(dòng)電壓幾乎相同，為0.53 V左右，較大的脈動(dòng)電壓降低飛機(jī)電源品質(zhì)，從電源電壓脈動(dòng)角度考慮不宜選擇43 kPa電刷壓力的蝸卷彈簧；43 kPa電刷磨損率為0.49 mm/100 h，52 kPa較43 kPa電刷磨損率增加38%，62 kPa較52 kPa電刷磨損率增加69%，73.5 kPa較62 kPa電刷磨損率增加13%，將電刷壓力從52 kPa增加至62 kPa時(shí)，電刷磨損率出現(xiàn)很大的增幅，降低了電刷使用壽命，因此該型電機(jī)選用電刷壓力為52 kPa。

3.2 電刷材料對(duì)換向的影響

由式（3）、式（4）可知，增大換向回路電阻有利于減小換向電流。低電刷電阻率對(duì)于大電流作用下?lián)Q向火花抑制不明顯，易產(chǎn)生電氣火花，高電阻率電刷在電機(jī)工作中產(chǎn)生較大電刷壓降，增加電刷損耗，故需要綜合考慮電刷材料。因此，選取不同的電刷D308、TDQ52、TD28G、J220分別安裝在起發(fā)電機(jī)上進(jìn)行起動(dòng)和發(fā)電試驗(yàn)，4種電刷的參數(shù)如表3所示。觀察不同電阻率電刷對(duì)換向火花的抑制效果如圖11、圖12所示。

由圖11、圖12可知，當(dāng)電機(jī)工作在起動(dòng)狀態(tài)時(shí)，D308、TDQ52兩款高電阻率電刷的換向火花只是局部較小狀態(tài)，TD28G、J220兩款低電阻率電刷的換向火花較為明顯；當(dāng)電機(jī)工作在發(fā)電狀態(tài)時(shí)，D308、TDQ52電刷未出現(xiàn)火花，TD28G、J220電刷依然有局部火花出現(xiàn)。從換向火花抑制效果看，該電機(jī)宜選用電阻率較大的電刷，但是D308電刷的電刷壓降大、摩擦系數(shù)大，增加了電刷損耗，相比TDQ52電刷降低了電機(jī)工作效率，同時(shí)有芯柱電刷TD52磨損產(chǎn)物中的碳粉及MoS₂等混合物在換向片間溝槽里面的堆積，相比純碳粉降低了破壞絕緣的概率，故該電機(jī)綜合選擇TDQ52有芯柱電刷。

4 結(jié) 論

本文針對(duì)航空直流起動(dòng)發(fā)電機(jī)在高空環(huán)境中換向火花引起高溫?zé)g換向片問題，在一款已經(jīng)安裝換向極和補(bǔ)償繞組的電機(jī)上，通過有限元電磁優(yōu)化和樣機(jī)試驗(yàn)對(duì)比研究，得出以下結(jié)論：

1）主磁極極弧系數(shù)為0.55時(shí)，電機(jī)出現(xiàn)滯后換向，極弧系數(shù)為0.75時(shí)，電機(jī)出現(xiàn)超前換向，在電刷前刷邊出現(xiàn)換向火花，極弧系數(shù)為0.65時(shí)，電機(jī)接近直線換向；

2）電機(jī)起動(dòng)穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速隨著電刷寬度增加而增加，同時(shí)電樞電流也會(huì)增加，使得換向負(fù)擔(dān)加重，電刷寬度增加使得發(fā)電狀態(tài)下的輸出端電壓減小。故此類電機(jī)的電刷覆蓋系數(shù)為2.41較為合理；

3）安裝電刷壓力為52 kPa直流起動(dòng)發(fā)電機(jī)的發(fā)電脈動(dòng)電壓為0.53 V，電刷壓力為43 kPa時(shí)脈動(dòng)電壓為0.88 V，前者比后者降低66%，有利于減小換向片間電位差火花，同時(shí)提升發(fā)電狀態(tài)電源品質(zhì)；電刷壓力為52 kPa時(shí)電刷磨損率為0.68 mm/100 h，電刷壓力為62、73.5 kPa時(shí)平均電刷磨損率為1.23 mm/100 h，前者比后者降低81%，有利于延長(zhǎng)電機(jī)無檢修工作時(shí)間；

4）具有高電阻率的電刷D308、TDQ52相比低電阻率的電刷TD28G、J220，在起動(dòng)狀態(tài)和發(fā)電狀態(tài)下都有更小的換向火花，對(duì)于此類電機(jī)選擇高電阻率的有芯柱電刷較為合理，但是D308號(hào)電刷壓降較大、摩擦系數(shù)較大，增加電刷損耗，降低了電機(jī)工作效率，故該型電機(jī)選擇TDQ52電刷。

參 考 文 獻(xiàn)：

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（編輯：邱赫男）