黃勇，唐子謀，王成，周茜茜

(中車株洲電機有限公司，湖南株洲 412001)

0 引言

異步牽引電動機因結構簡單可靠，功率大、轉(zhuǎn)速高，調(diào)速性能穩(wěn)定，特別適合鐵路運輸高速重載的發(fā)展方向，加之現(xiàn)代調(diào)速理論與元器件發(fā)展，變頻電源價格降低，異步牽引電動機已廣泛應用于軌道交通行業(yè)。

異步牽引電動機為軌道車輛提供牽引力及電制動力，其結構主要由轉(zhuǎn)子、定子、端蓋、軸承及附屬部件等組成。其中，轉(zhuǎn)子包括轉(zhuǎn)子齒壓板、轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)軸、轉(zhuǎn)子壓圈等部件，齒壓板的作用是壓緊轉(zhuǎn)子沖片，使轉(zhuǎn)子鐵心成為一個整體。異步牽引電動機運行過程中，轉(zhuǎn)子齒壓板承受沖片壓緊反彈力、自身旋轉(zhuǎn)離心力、振動、溫度等作用力。本文對轉(zhuǎn)子齒壓板進行受力分析，并通過靜強度仿真，計算轉(zhuǎn)子齒壓板的結構應力，為優(yōu)化設計方向提供參考。

1 理論受力分析

1.1 轉(zhuǎn)子齒壓板結構

為保證轉(zhuǎn)子鐵心齒部的貼緊狀態(tài)，牽引電機采用一定厚度的齒壓板將壓圈壓緊力傳遞到齒部進行壓緊。轉(zhuǎn)子齒壓板的結構形式與轉(zhuǎn)子沖片一致，齒槽數(shù)量相同，齒形輪廓與轉(zhuǎn)子沖片相同、齒形尺寸比轉(zhuǎn)子沖片略小，如圖1所示。

圖1 轉(zhuǎn)子及齒壓板結構

1.2 受力分析

轉(zhuǎn)子疊壓工藝過程是通過油壓機將轉(zhuǎn)子壓圈、齒壓板、沖片壓緊為一個整體，轉(zhuǎn)子裝配結構及齒壓板結構參數(shù)如圖2所示。轉(zhuǎn)子靜態(tài)條件下，齒壓板主要承受軸向疊壓反彈力的作用。由于轉(zhuǎn)子壓圈壓住的是齒壓板的內(nèi)徑部位，可將齒壓板按懸臂梁的結構模型進行理論分析，即齒壓板的齒部為高h寬b的懸臂梁，受軸向反彈力作用。按照懸臂梁的受力結構形式分析，齒壓板的齒根部是受力最大位置，如圖3所示。

圖2 轉(zhuǎn)子裝配結構及齒壓板結構參數(shù)

圖3 齒壓板懸臂梁結構示意圖

根據(jù)懸臂梁理論，齒壓板受力分析如下：(1)齒壓板的抗彎截面系數(shù)為W=bh2/6，齒根部應力大小為彎矩M除以抗彎截面系數(shù)W，若要增強齒壓板的抗彎能力、減小齒根部應力，則優(yōu)先增加齒壓板厚度h。(2)齒壓板齒根部與壓圈上部間距d主要影響齒懸臂梁結構的約束狀態(tài)，d越小可認為接近固定約束，d越大可認為是簡支約束(可釋放一定的彎矩)。(3)齒壓板齒根部倒圓角R影響齒根部的應力集中狀態(tài)，R越小，齒根部應力集中越明顯。(4)齒壓板寬度b的大小由轉(zhuǎn)子沖片的槽數(shù)及槽型尺寸決定，對于電磁參數(shù)確定的牽引電機，齒壓板寬度b基本確定，可優(yōu)化空間有限。

2 靜強度仿真計算

根據(jù)理論定性分析，轉(zhuǎn)子齒壓板厚度h、齒壓板齒根部與壓圈上部間距d、齒根部倒圓角R是影響齒部強度的主要參數(shù)，本文以h、d、R為變量，齒根部應力為目標進行靜強度仿真計算，探究h、d、R變量的影響度大小及轉(zhuǎn)子齒壓板的優(yōu)化方向。

2.1 計算模型

以某一型號的牽引電機轉(zhuǎn)子(見圖1)為計算模型，主要參數(shù)如表1所示。

表1 模型主要參數(shù)

由于該轉(zhuǎn)子具有結構對稱性，可對模型進行簡化處理，仿真時取該轉(zhuǎn)子的壓圈及齒壓板單齒三維模型進行模擬計算，其他結構的配合關系通過施加約束的方式來實現(xiàn)，如圖4所示。

圖4 單齒計算模型

2.2 計算條件與假設

本文不考慮振動、轉(zhuǎn)子離心力、轉(zhuǎn)子鐵心與轉(zhuǎn)軸的過盈配合作用力及轉(zhuǎn)子溫度的影響，對壓圈施加固定約束，對齒壓板與壓圈施加不分離約束，并約束齒壓板的徑向與切向位移(即齒壓板僅發(fā)生軸向變形)，主要目的是探究在疊壓反彈力的作用下齒壓板槽底應力的變化趨勢。

根據(jù)該型號牽引電機轉(zhuǎn)子鐵心的疊壓工藝特點，轉(zhuǎn)子齒壓板承受沖片反彈力并不均勻，屬于徑向發(fā)散分布載荷，越靠近轉(zhuǎn)子齒頂部，疊壓反彈力越小，越靠近轉(zhuǎn)子內(nèi)圓部位，疊壓反彈力越大。假設轉(zhuǎn)子鐵心內(nèi)圓處的壓力為3MPa，齒壓板外圓處的壓力為0.5MPa，并呈線性關系變化，如圖5所示。根據(jù)圖5，計算出齒壓板內(nèi)徑處疊壓反彈壓力值為1.736 MPa。

圖5 轉(zhuǎn)子鐵心疊壓反彈力分布

仿真計算中，對模型施加線性載荷如圖6所示。

圖6 仿真計算施加線性載荷

2.3 計算結果及分析

根據(jù)懸臂梁理論，轉(zhuǎn)子齒壓板的最大變形發(fā)生在齒頂部，最大應力發(fā)生在槽底圓角部位。仿真計算應力分布云圖如圖7所示，槽底圓角部位的應力最大，與理論分析結果相符。

圖7 仿真計算應力分布云圖

在齒壓板厚度h、齒壓板齒根部與壓圈上部間距d、齒壓板齒根部倒圓角R三個參數(shù)變化的情況下，分別計算齒壓板的齒根部應力及齒頂部應變量。計算參數(shù)如表2所示。

表2 仿真計算參數(shù)/mm

考慮到h、d、R的不同組合，仿真計算結果如下所示。

(1)齒壓板厚度h取3mm，間距d取值0～15mm(跨距1.0mm)，圓角R取值1mm、1.5mm、2mm。

圖9 3mm厚度齒壓板最大變形量計算結果

(2)圓角R值2mm，齒壓板厚度h取值3～6mm(跨距1.0mm)，間距d取值0～15mm(跨距1.0mm)。

圖10 圓角R2最大應力計算結果

根據(jù)圖8、圖9、圖10仿真計算結果

(1)齒壓板厚度h對齒根部應力影響顯著，如圖10所示。在相同倒圓角R和間距d情況下，齒壓板厚度h從3mm依次增至4mm、5mm、6mm，齒根部應力從約310MPa依次降至180MPa、118MPa、84MPa，降幅分別為41.9%、34.4%、28.8%。疊壓反彈壓力一定，隨著齒壓板厚度的增加，應力降幅呈現(xiàn)逐漸減小趨勢。

(2)倒圓角R對齒根部應力影響較大，如圖8所示，在相同圓角板厚和間距d情況下，圓角從R1增至R2，齒根部應力降低約22%。

(3)相對于齒壓板厚度h和倒圓角R，間距d值對齒根部應力影響不是很明顯，整體趨勢是d值越大，齒根部應力整體應力越小(降幅小于5%)。

(4)間距d值影響齒壓板齒頂部變形量，d值越大，齒頂變形量越大，如圖9所示。增大d值可在一定程度上減小齒根部應力，但需要考慮齒頂部變形過大問題，防止出現(xiàn)散片現(xiàn)象。

3 結語

綜上所述，齒壓板厚度h、倒圓角R和間距d越大對轉(zhuǎn)子齒壓板齒根部受力越有利；齒壓板厚度h能顯著提升自身的抗彎能力，倒圓角R能大大降低應力集中，間距d能改善齒根部的約束度；齒壓板厚度h對齒根部應力的影響程度大于倒圓角R和間距d。

對于齒壓板的結構優(yōu)化，更改倒圓角R最為方便，若空間尺寸允許，則優(yōu)先增加齒壓板厚度h。在齒壓板厚度h不變情況下，小圓角一定要配大間距，大圓角盡量配大間距，但間距d的選擇要同時考慮齒頂部變形量。

本質(zhì)上，齒壓板的齒根部附近的彎曲剛度要與轉(zhuǎn)子壓圈的壓緊結構剛度進行匹配。

本文在不考慮振動、離心力、溫度等因素條件下，以轉(zhuǎn)子齒壓板厚度h、齒壓板齒根部與壓圈上部間距d及齒根部倒圓角R為變量，以齒根部應力為目標進行了靜強度仿真計算，探究了在轉(zhuǎn)子疊壓反彈力作用下h、d、R三個變量對齒根部應力的影響度，為轉(zhuǎn)子齒壓板的結構優(yōu)化提供了一定的參考依據(jù)。