趙東超 謝貴生
摘要:為了分析某型機(jī)車(chē)牽引電機(jī)中頻感應(yīng)釬焊鼠籠式轉(zhuǎn)子斷條的原因,使用電鏡掃描和宏觀金相分析斷口組織,運(yùn)用ANSYS有限元軟件分析了轉(zhuǎn)子鐵心沖片與導(dǎo)條在不同接觸模式下斷口部位的應(yīng)力分布及固有頻率對(duì)轉(zhuǎn)子斷條的影響,提出了檢修電機(jī)斷條預(yù)防措施和新造電機(jī)改進(jìn)方案,解決了該型電機(jī)轉(zhuǎn)子斷條故障,保證了機(jī)車(chē)的運(yùn)行安全。
關(guān)鍵詞:牽引電機(jī);導(dǎo)條斷裂;失效分析
中圖分類(lèi)號(hào):TG441.7 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A 文章編號(hào):1001-2303(2020)01-0109-05
DOI:10.7512/j.issn.1001-2303.2020.01.21
0 前言
電力機(jī)車(chē)牽引電機(jī)位于機(jī)車(chē)底部,在運(yùn)行中受交變的疲勞載荷和較大的動(dòng)應(yīng)力,鼠籠式電機(jī)轉(zhuǎn)子作為電機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)部件,頻繁啟動(dòng),端環(huán)與導(dǎo)條承受的電磁力、熱應(yīng)力、離心力均很大,其大小方向都在變化。某型機(jī)車(chē)牽引電機(jī)鼠籠式轉(zhuǎn)子在運(yùn)行5年后發(fā)現(xiàn)導(dǎo)條自端環(huán)內(nèi)端面水平面處斷裂,如圖1、圖2所示,給機(jī)車(chē)安全運(yùn)行帶來(lái)隱患。
對(duì)部分故障轉(zhuǎn)子端環(huán)進(jìn)行軸線(xiàn)與徑向跳動(dòng)量檢測(cè),發(fā)現(xiàn)傳動(dòng)端軸線(xiàn)跳動(dòng)量(1.0~1.5 mm)大于非傳動(dòng)端軸線(xiàn)跳動(dòng)量(0.2~0.7 mm);傳動(dòng)端徑向跳動(dòng)量(0.5~1 mm)大于非傳動(dòng)端徑向跳動(dòng)量(0.2~0.5 mm)。軸向竄動(dòng)增大,徑向跳動(dòng)大,斷條電流發(fā)熱嚴(yán)重時(shí),端環(huán)與定子鐵心內(nèi)圓接觸,出現(xiàn)定子掃膛。在斷條處理時(shí)鐵心中的殘留斷條容易剔出,表明導(dǎo)條與鐵心配合較松,導(dǎo)條打出后上面有鐵心沖片的痕跡,說(shuō)明導(dǎo)條在槽內(nèi)發(fā)生振動(dòng)。端環(huán)與導(dǎo)條分離后,發(fā)現(xiàn)傳動(dòng)端端環(huán)橢圓度大于非傳動(dòng)端,導(dǎo)條斷裂主要發(fā)生在端環(huán)橢圓短軸處。
1 斷口失效分析
1.1 斷口宏觀分析
為了分析斷條原因,對(duì)電機(jī)進(jìn)行定、轉(zhuǎn)子解體分離。由圖1、圖2可知,斷條故障主要發(fā)生在轉(zhuǎn)子傳動(dòng)端端環(huán)釬縫處的導(dǎo)條熱影響區(qū),且裂紋幾乎緊貼端環(huán)內(nèi)端面,其中有1~3根較為突出,導(dǎo)條徑向外圓面有磨損與電弧燒傷現(xiàn)象,轉(zhuǎn)子鐵心表面槽口處也有電弧燒損現(xiàn)象。導(dǎo)條起裂位置如圖3所示,導(dǎo)條裂縫由側(cè)下(鐵心槽底方向)向上(轉(zhuǎn)子鐵心外圓方向)延伸,大部分?jǐn)嗝嫖呛蠂?yán)密,不易發(fā)現(xiàn)。
故障轉(zhuǎn)子斷條位置獲取的斷口形貌如圖4所示。由圖4可知,斷裂面經(jīng)過(guò)多次碰撞磨損及電弧燒損,看不出疲勞裂紋面的原始形貌,無(wú)法分析裂紋的起裂情況。圖2b、圖3b和圖4b斷口保存相對(duì)較為完整,圖2b導(dǎo)條斷口下方、圖3b左側(cè)斷口左上角和圖4b左側(cè),靠近端環(huán)外圓處的導(dǎo)條外側(cè)有電弧燒損,其他部位仍能看到大部分疲勞裂紋擴(kuò)展痕跡,這說(shuō)明該部位的受力較大或應(yīng)力集中較為嚴(yán)重,具有明顯的方向性,是疲勞載荷引起的典型疲勞斷口[1]。
1.2 斷口金相分析
為了充分了解導(dǎo)條斷裂的原因,將導(dǎo)條斷口(靠近鐵心側(cè)導(dǎo)條的斷口)通過(guò)線(xiàn)切割沿垂直于裂紋的起裂源面處切開(kāi),打磨拋光,然后用20%~50%的硝酸溶液腐蝕,得到垂直裂紋面的金相組織,圖5a為圖4a導(dǎo)條的金相照片,靠近裂紋面表層均有一層較厚的疏松層,且有明顯的塑性變形發(fā)生。鑒于該導(dǎo)條出現(xiàn)了明顯的電弧燒損高溫現(xiàn)象,且裂紋表面出現(xiàn)明顯的磨蹭,可以認(rèn)為這層組織是由表面高溫塑性變形引起的。緊接著疏松層的是一層細(xì)小且有扭曲的晶粒組織,說(shuō)明有較大的塑性變形發(fā)生。
圖5b為圖3b中左側(cè)導(dǎo)條的斷口金相,母材裂紋面表層有一層比圖5a導(dǎo)條裂紋面薄的疏松組織。該導(dǎo)條的裂紋面保存較完好,可見(jiàn)明顯的疲勞灰紋,所以該層組織不是由于表層磨蹭引起的,而是裂紋產(chǎn)生后,由于電流作用產(chǎn)生局部高溫,加上塑性變形引起的,緊接裂紋面附近的晶粒較細(xì),遠(yuǎn)離裂紋面的晶粒和熱影響區(qū)的晶粒無(wú)明顯區(qū)別。
分析圖5起裂源附近的金相可知,未發(fā)現(xiàn)組織不均勻、成分偏析、低熔點(diǎn)共晶物等現(xiàn)象,結(jié)合前述斷裂主要發(fā)生在端環(huán)短軸處的導(dǎo)條及應(yīng)力集中處,可以認(rèn)為導(dǎo)條斷裂不是由于釬焊及材料性能變化所致。
2 導(dǎo)條受力分析
2.1 轉(zhuǎn)子導(dǎo)條受力理論分析
在電機(jī)啟動(dòng)過(guò)程中,轉(zhuǎn)子的槽漏抗在槽高方向不均勻,越接近槽底槽漏抗越大,“擠流效應(yīng)”產(chǎn)生很高的啟動(dòng)電流“擠向”導(dǎo)條的槽高方向上部,造成電流密度太大,使啟動(dòng)瞬間的溫升高達(dá)200~300 ℃,引起導(dǎo)條上部電熱損耗發(fā)熱,造成同根導(dǎo)條槽高方向上、下層溫差懸殊較大,膨脹不均,引起導(dǎo)條熱彎曲,導(dǎo)條內(nèi)側(cè)槽底受力大于外側(cè)(槽頂)。由于導(dǎo)條大部分處于轉(zhuǎn)子鐵心槽內(nèi),其彎曲完全受到指向槽底的電磁力和槽壁的約束力限制(該兩種力合稱(chēng)約束力)。導(dǎo)條受熱彎曲力和約束力疊加就會(huì)向?qū)l的兩端延伸,而導(dǎo)條兩端是通過(guò)中頻感應(yīng)釬焊固定于端環(huán)上,勢(shì)必在導(dǎo)條末端引起應(yīng)力集中。此外端環(huán)是導(dǎo)條的短路環(huán),電流總是沿電阻最小方向流動(dòng),端環(huán)也會(huì)受到集膚效應(yīng)的影響而發(fā)熱。啟動(dòng)中,由于轉(zhuǎn)子鐵心熱容量大,徑向膨脹需要一定時(shí)間,而端環(huán)發(fā)熱膨脹則較快,對(duì)導(dǎo)條形成一個(gè)向外的拉力,使導(dǎo)條與端環(huán)的根部受力[2]。
在電機(jī)啟動(dòng)過(guò)程中,一方面,啟動(dòng)時(shí)導(dǎo)條自身的離心力與電磁力方向相反,當(dāng)離心力增加到一定程度(大于電磁力)時(shí),導(dǎo)條被推到槽底方向;當(dāng)電磁力達(dá)到2倍幅值(大于離心力)時(shí),導(dǎo)條被吸向槽底。這個(gè)過(guò)程不斷重復(fù),在導(dǎo)條上產(chǎn)生了受迫振動(dòng),造成斷條轉(zhuǎn)子在槽口放電,槽口處鐵心燒損。檢查發(fā)現(xiàn)導(dǎo)條上有鐵心沖片的劃痕,是由于導(dǎo)條在鐵心中固定不漲緊或不完全漲緊產(chǎn)生振動(dòng)頻繁撞擊鐵心所致。另一方面,由于導(dǎo)條不漲緊,熱應(yīng)力使導(dǎo)條膨脹向外推端環(huán),端環(huán)膨脹產(chǎn)生一個(gè)向外的拉力,鼠籠整體沿軸向移動(dòng),同時(shí)熱應(yīng)力又使得導(dǎo)條產(chǎn)生疲勞,振動(dòng)和熱應(yīng)力的共同作用最終導(dǎo)致導(dǎo)條自槽高方向的槽底側(cè)內(nèi)下起裂,向槽高方向槽頂外斷裂[3-4]。
2.2 受力計(jì)算分析結(jié)果
該型牽引電機(jī)實(shí)際裝配時(shí),前期對(duì)導(dǎo)條不漲緊,后期對(duì)導(dǎo)條中間部位進(jìn)行了漲緊,其他部位的導(dǎo)條與鐵心之間存在間隙。為了考慮不同間隙大小對(duì)模型應(yīng)力的影響,共模擬了四種工況,分別為導(dǎo)條沿鐵心長(zhǎng)度完全接觸模型的受力分析、只有鐵心中間一半接觸模型的受力分析、只有中間40 mm接觸的導(dǎo)條模型的受力分析、沿導(dǎo)條方向完全不接觸導(dǎo)條模型的受力分析。為此,分別建立了完全接觸模型、半接觸模型、中間接觸模型和完全不接觸模型。
網(wǎng)格單元類(lèi)型為 C3D8I(8節(jié)點(diǎn)六面體線(xiàn)性非協(xié)調(diào)單元),計(jì)算模型如圖6所示。為了節(jié)省篇幅,建模過(guò)程及具體分析不再贅述[5]。
模型整體施加的離心力分為兩種情況:一種為施加角速度為157 rad/s(轉(zhuǎn)速為1 500 r/min)時(shí)的離心力,另一種為施加角速度為302.27 rad/s(轉(zhuǎn)速為2 888 r/min)時(shí)的離心力。
實(shí)際加載分為考慮扭矩和不考慮扭矩兩種情況。當(dāng)考慮扭矩時(shí),電機(jī)額定扭矩為8 124 N·m,將扭矩等效成導(dǎo)條沿著旋轉(zhuǎn)方向一側(cè)面的均布力,計(jì)算可得該均布力為5 577 Pa。
考慮到電機(jī)轉(zhuǎn)子在實(shí)際運(yùn)行中發(fā)生斷裂的部位為端環(huán)和導(dǎo)條的結(jié)合處,將圖6中端環(huán)和導(dǎo)條交界處的端環(huán)靠近鐵心側(cè)的截面定義為A截面。導(dǎo)條在柱坐標(biāo)系下的應(yīng)力云圖如圖7所示。
轉(zhuǎn)速分別為1 500 r/min、2 888 r/min時(shí)四種工況應(yīng)用情況如表1、表2所示??梢钥闯?,轉(zhuǎn)速1 500 r/min時(shí)的完全接觸、半接觸、中間40 mm接觸模型以及轉(zhuǎn)速2 880 r/min時(shí)的完全接觸、半接觸模型的導(dǎo)條與端環(huán)連接處的最大應(yīng)力均小于銅合金的屈服應(yīng)力,一般不會(huì)產(chǎn)生疲勞裂紋。在轉(zhuǎn)速1 500 r/min時(shí)的完全不接觸模型以及2 880 r/min時(shí)的中間40 mm接觸和完全不接觸模型的導(dǎo)條與端環(huán)連接處的最大應(yīng)力均大于銅合金的屈服應(yīng)力,會(huì)產(chǎn)生疲勞裂紋。因此導(dǎo)條與鐵心沖片全漲緊是最為安全的,可以有效避免疲勞裂紋的產(chǎn)生。
3 導(dǎo)條固有頻率分析
分別計(jì)算幾種模型的固有頻率,包括完整鼠籠模型、中間導(dǎo)條固定鼠籠模型、兩種帶橢圓度鼠籠模型和鐵心與導(dǎo)條完全粘接鼠籠模型,分別用于模擬導(dǎo)條與鐵心完全不接觸、中間完全接觸、有缺陷完全不接觸和完全接觸的工況,網(wǎng)格單元類(lèi)型為 C3D4,分析結(jié)果如表3所示。
由表3可知,根據(jù)給定的電機(jī)參數(shù),恒功區(qū)范圍電磁頻率位于76~140 Hz,高電磁頻率140 Hz與端環(huán)為橢圓情況的141 Hz非常接近,這可能引起鼠籠的共振。此外,電機(jī)啟動(dòng)或急停也會(huì)引入一系列高頻成分,成為一個(gè)共振的激振力。但由于鐵心槽的限制不會(huì)引起嚴(yán)重的共振,鼠籠的共振將很快被鐵心槽限制,只能產(chǎn)生有限的振動(dòng)。即使如此,振動(dòng)產(chǎn)生的應(yīng)力將疊加在正常的工作應(yīng)力上,引起導(dǎo)條的疲勞斷裂。長(zhǎng)期多次這樣的振動(dòng),加上起停循環(huán)產(chǎn)生的疲勞應(yīng)力,將是疲勞裂紋產(chǎn)生和擴(kuò)展的驅(qū)動(dòng)力。
小批量返修和新造電機(jī)采用導(dǎo)條全漲緊方式,跟蹤近2年未發(fā)生斷條。
4 結(jié)論
(1)電機(jī)轉(zhuǎn)子斷條發(fā)生在端環(huán)橢圓短軸處,裂紋自導(dǎo)條徑向沿槽底向槽高方向延伸,斷條與釬焊工藝及材料無(wú)關(guān)。
(2)導(dǎo)條不漲緊或部分漲緊,導(dǎo)致導(dǎo)條與轉(zhuǎn)子沖片槽配合過(guò)松,導(dǎo)條工況應(yīng)力超過(guò)其本身屈服應(yīng)力,使得導(dǎo)條發(fā)生斷裂。
(3)導(dǎo)條不漲緊,鼠籠發(fā)生共振現(xiàn)象,振動(dòng)應(yīng)力與頻繁起停循環(huán)產(chǎn)生的疲勞應(yīng)力,是疲勞裂紋產(chǎn)生和擴(kuò)展的驅(qū)動(dòng)力。
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