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)行軸線與徑向跳動(dòng)量檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)傳動(dòng)端軸線跳動(dòng)量（1.0～1.5 mm）大于非傳動(dòng)端軸線跳動(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。可以看出，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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