王立國，曲天威，曲 松，楊秀娟

（1 中國石油大學（華東） 工程力學系，山東青島 266580；2 中車大連機車車輛有限公司 機車開發(fā)部，遼寧大連 116022）

由IGBT（Insulated Gate Bipolar Transistor）等變流元件構成的逆變器供電驅動裝置已廣泛應用于機車車輛走行系統(tǒng)。近年來逆變器供電驅動裝置軸承頻繁出現(xiàn)過早失效，為解決此問題，專家學者對軸承過早失效進行了研究：針對城軌車輛牽引電機軸承失效，王亞漢等［1］研究證實失效是電機軸電壓引致并提出抑制措施；針對高速動車組電機軸承失效問題，相阿峰等［2］進行了分析，得出電機軸承失效主要由逆變器供電產生的電機軸電壓以及接地不良流經的大電流導致；針對高速動車組聯(lián)軸節(jié)電蝕，燕春光等［3］進行線路測試，研究得出由電機共模電壓產生的電流是造成聯(lián)軸節(jié)損傷的原因；針對高鐵車輛軸箱軸承疲勞損傷問題，潘碧琳等［4］研究認為典型服役工況是引起過早失效的關鍵外部因素，其中單位里程道岔沖擊工況對軸承疲勞損傷貢獻度最大。上述研究對于電機軸承及軸箱軸承失效取得可借鑒的成果，但囿于專業(yè)分工，或孤立研究電機軸承或聯(lián)軸節(jié)失效而不考慮力學沖擊和電流路徑影響，或從力學沖擊研究軸箱軸承失效而未關注原邊電流潛在電蝕風險，導致分析的軸承失效原因不全面，譬如聯(lián)軸節(jié)電蝕就是由電機產生的共模電流導致，雖然采用絕緣軸承可以避免電機軸承損傷，但是電機軸電流并未消除，從而導致處于其接地路徑上的聯(lián)軸節(jié)被電蝕。文獻［5］研究了IGBT 逆變器供電驅動裝置軸承失效的原因，對電流路徑和共模電壓產生機理進行了分析，但未探討力學模型和潤滑的影響，也未考慮軸承疲勞壽命模型對軸承壽命的影響。

鑒于此，綜合運用力學、電學和潤滑相關理論，從眾多因素中提煉出影響逆變器驅動裝置軸承可靠性的力學沖擊耦合電蝕作用、電流路徑與電流類型、軸承疲勞壽命模型計算標準體系，軸承彈性動力潤滑狀態(tài)方程等關鍵因素，并對其進行研究。在此基礎上，提出電蝕應力修正系數(shù)aelectric用于解決電蝕應力下軸承壽命遠低于理論計算壽命這一課題。

1 力學沖擊耦合電蝕應力對可靠性的影響

高速重載沖擊增大耦合電蝕應力是逆變器供電驅動裝置軸承過早失效的重要因素。高速動車組運行速度達350 km/h，重載電力機車軸重達到30 t，若車輪不圓度超標，線路不平順會導致沖擊載荷急劇上升。鐵科院為解決某電力機車一系彈簧斷裂問題，測量其軸箱和電機各向加速度［6］，機車速度為55 km/h 時，五位輪對右側軸箱體垂向加速度達455.8 m/s2，機車速度59.1 km/h 時，電機垂向加速度值也達207.3 m/s2。EN 13749［6］規(guī)定安裝于車軸上的設備能承受垂向25g的疲勞載荷沖擊，安裝于構架上的設備承受6g的疲勞沖擊載荷，當軸承承受沖擊載荷超過標準規(guī)定的極限載荷時，會加劇其失效風險。 作者統(tǒng)計了某電力機車驅動裝置某圓柱滾子軸承過早失效數(shù)據(jù)90 個，依據(jù)威布爾分析，得出重載沖擊耦合電蝕應力下的壽命系數(shù)約為0.16，可見沖擊載荷耦合電蝕應力大大降低了軸承壽命。

電蝕產生的原因首先是原邊電流電蝕。動車組和機車的牽引功率可超10 000 kW，原邊電流的大小與牽引功率大小成正比，且均通過軸端接地裝置接地，因此軸箱軸承處于沖擊增大和電蝕的雙重風險中；原邊電流電蝕會在滾子滾道表面產生電蝕坑而破壞表面形態(tài)，降低軸承材質疲勞極限，加速軸承疲勞失效。 德國標準DIN VDE 0123［7］曾對列車車輛間原邊電流分布進行過研究；2009 年JONAS［8］對某貨運列車軸箱軸承失效分析進行研究發(fā)現(xiàn)，47%的軸箱軸承失效由電蝕引致。

此外，電力電子和電機領域對電機電流進行的研究［10-14］證實電機電流會對電機軸承造成電蝕，且電流類型與電機功率密切相關，如圖1 所示。小型電機主要產生容性軸承電流，中型電機主要是定子接地電流，大功率電機主要是電機轉子接地電流，隨著電機功率增大，電機轉子電流急劇上升，軸承故障頻率也急劇升高。當軸承電流密度超過門檻值0.1 A/mm2時，軸承容易發(fā)生電蝕失效。但其研究僅局限于電機軸承本身，很少考慮與電機相連負載中的軸承、齒輪、聯(lián)軸節(jié)等失效問題［10-14］。

圖1 軸承電流類型、故障頻率與電機功率大小關系

因此，分析驅動裝置軸承過早失效，提高其可靠性時，不但要考慮沖擊載荷的影響，更要考慮原邊電流和電機電流對軸承電蝕的影響。分析軸承電蝕失效時，首先要區(qū)分存在的電流路徑，以及電機產生的電流類型及其相關接地路徑。而電機電流種類與接地路徑，又與電機功率、電機懸掛方式以及與齒輪箱、聯(lián)軸節(jié)等聯(lián)接方式相關，因此在分析軸承過早失效問題時，一定要依據(jù)電機功率和懸掛方式系統(tǒng)分析。各動車組和電力機車驅動裝置電機功率和懸掛方式見表1、表2，以供參考。

表1 典型高速動車組驅動裝置電機參數(shù)[15]

表2 典型電力機車驅動裝置電機參數(shù)

2 電流路徑與類型對可靠性的影響

驅動裝置中存在3 種電流路徑和7 種電流類型。3 種電流路徑，如圖2~圖4 所示，第1 種電流路徑為原邊電流接地路徑；第2 種為列車車輛間或機車與其牽引車輛間的原邊電流分布路徑；第3 種為主電路電流路徑。

圖2 原邊電流接地路徑

圖3 列車車輛間電流路徑

圖4 主電路電流接地路徑

第1 種原邊電流接地路徑，主要對軸箱軸承造成電蝕風險，文中不再贅述。第2 種電流路徑，文獻［8］于1985 年對此有過論述，但近40 年來標準未有更新，而且僅分析了交直傳動，未研究交直交傳動；2009 年，文獻［9］分析某電力機車軸箱軸承失效時，證實電力機車與其牽引的貨車車輛間存在原邊電流分布。這種通路依列車牽引車輛多少呈規(guī)律性分布，首尾車輛軸承承受的原邊電流較中間車輛要大，軸箱軸承失效超過47%是由于電蝕導致，因此原邊接地電流和列車間的電流分布會大大降低軸箱軸承的疲勞可靠性。第3 種是主電路電流路徑如圖4 所示：電流路徑L2 是為了將逆變器逆變產生的共模電壓與在正弦電壓供電時不起作用的電機內部定子繞組與定子外殼間耦合電容CSF、轉子與定子外殼之間耦合電容CRF共同作用產生的電機電流接地。當電機不接齒輪箱時，電機中感應出環(huán)路電流（綠線所示：電機定子外殼—驅動端軸承—電機定子外殼—非驅動端軸承），此時環(huán)路電流對電機軸承產生電蝕風險；當接齒輪箱時，此環(huán)路電流的一部分通過齒輪箱接地路徑L3 接地。此外，共模電壓與電機定子繞組與轉子間耦合電容CSR相互作用產生電機軸電壓，當電機軸與負載齒輪箱相接時，產生轉子接地電流經L3 接地。當電機軸承絕緣后，轉子接地電流進一步增強，當齒輪箱接地路徑L3 被切斷時，對齒輪箱中的軸承造成電蝕風險。

綜上，根據(jù)電流路徑和電流類型產生機理不同，將逆變器驅動裝置中存在的電流類型劃分為2大類7 種，如圖5 所示。1 類為非感生電流，包括第1~3 種為原邊電流、列車車輛間平衡電流和主電路接地電流L1；第2 類為感生電流，包括第4~7 種，4、5 這2 種主要造成電機本身軸承電蝕風險，6、7這2 種主要對負載中軸承、齒輪、聯(lián)軸節(jié)等造成電蝕。載荷相同時，軸承赫茲接觸面積均比齒輪和聯(lián)軸節(jié)要小，單位面積應力與電流密度也要高，所以軸承是決定驅動裝置可靠性的最關鍵零件。

圖5 IGBT 逆變器供電的驅動電流類型

此外，由結構不對稱導致磁場不平衡產生的經典軸承電流，由于其數(shù)值一般較小，可忽略不計，在進行軸承壽命可靠性分析時，首先要明確各電流路徑與類型，以便有針對性地采取措施。

3 軸承疲勞壽命模型對可靠性影響

不僅沖擊載荷耦合電蝕應力嚴重影響軸承可靠性，軸承疲勞壽命計算模型對軸承可靠性有根本影響。故根據(jù)4 種不同的軸承壽命模型：Weibull模 型［16］、Lundberg-Palmgren（L-P）模 型［17-18］、Ioannides-Harris（I-H）模型［19］和Zaretsky 模型［20］對某驅動球軸承和圓柱滾子軸承疲勞壽命進行計算，比較各模型壽命相對系數(shù)，比較結果如圖6 所示。

圖6 各模型計算壽命與ISO 281 計算壽命比值L/LISO

圖6 左圖為采用L-P 模型，Zaretsky 模型和I-H模型計算的球軸承疲勞壽命與ISO 281：1990［21］標準計算的軸承疲勞壽命比值。圖中，假定依ISO 標準計算壽命為1（曲線與y軸重合），L-P 模型和計算結果與ISO 模型計算結果一樣，Zaretsky 模型計算的軸承壽命居中，I-H 模型計算的軸承壽命最高，且都隨著應力降低，相對壽命系數(shù)增大，圖6 右圖中滾子軸承與球軸承有相同的趨勢。典型應力2 000 MPa 時，I-H 模型計算壽命（ISO 281：2007［22］的內核）比ISO 281：1990 壽命高10~300 倍，ISO 281：1990 偏于保守。

4 彈性動力潤滑對可靠性影響

良好的彈性動力潤滑是保障軸承可靠性的重要因素。當軸承在電氣環(huán)境運轉時，軸承接觸區(qū)域潤滑膜形成電容，當電容電壓達到門檻值時，電容放電產生電蝕坑，從而降低軸承壽命，如圖7 所示。為分析電流路徑與電流種類對軸承電蝕影響，需計算軸承在不同溫度、不同轉速時潤滑油膜厚度，以確定軸承電容并計算電蝕坑直徑，與試驗室檢測結果比較可驗證電流路徑存在，如圖8所示。

圖7 軸承潤滑油膜示意圖

圖8 某驅動裝置軸承電流路徑（2 年檢）

現(xiàn)有計算最低潤滑膜厚度的Grubin［23］模型、Dowson-Higginson［24］模 型、Archard-Cowing［25］模 型以 及Hamrock-Dowson［26］模 型，計 算 繁 瑣 且 驅 動 裝置軸承在齒輪箱內部，相關參數(shù)難以測量。文中根據(jù)Zaretsky 理論［27］，給出根據(jù)軸承基本參數(shù)就可以計算潤滑油膜厚度簡化算法，為式（1）：

式 中：hc為 潤 滑 油 膜 厚 度；kh為EHD油 膜 系 數(shù)；OD為 軸 承 外 徑；ID為 軸 承 內 徑；Z0為 絕 對 黏 度；=G0.49，當OD、ID和hc單 位 是 mm 時，kh=1.49×10-12。

計算的驅動裝置5 種軸承40 ℃軸承滾子與內滾道之間潤滑油膜最低厚度、電容和電蝕坑直徑見表3。通過比較計算的電蝕坑直徑與試驗室檢驗數(shù)據(jù)，驗證其簡化模型的準確性。并依據(jù)各軸承位置及電蝕情況，驗證了存在電機轉子接地電流路徑，如圖8 所示。軸承電蝕的概率和頻次與潤滑油膜的厚度密切相關，潤滑油膜越厚，其作為電容儲存電量的能力越大，越不容易發(fā)生擊穿放電，但是一旦發(fā)生放電，產生的電蝕坑尺寸也較大，故不同潤滑狀態(tài)方程對于軸承可靠性壽命是非常重要的。

表3 各軸承內圈與滾珠間最低潤滑膜厚度、電容和電蝕坑直徑計算結果

5 考慮電蝕應力修正系數(shù)的疲勞壽命公式

因各軸承模型均未考慮電蝕應力的影響，在上述分析的基礎上，文中首次提出電蝕應力壽命修正系數(shù)并將其應用于ISO 281 標準中，以修正實際壽命遠低于理論計算壽命這一問題。ISO 281：2007 軸承壽命計算公式為式（2）：

引入電蝕應力修正系數(shù)為aelectric，則公式（2）改寫為式（3）：

式 中：aelectric=f(I，p，n，t，fs，l，g)，I 為 原 邊 電 流；p為電機功率大小；n是軸承轉速；T為軸承溫度；fs為變流器逆變頻率；l為電機中性點到逆變器電纜長度；g為電機接地狀態(tài)，接地時為1，不接地時為0；aelectric取值范圍為0~1，當無電蝕應力時aelectric取值為1，電蝕越嚴重，取值越小。

某圓柱滾子軸承實際失效數(shù)據(jù)的Weibull 擬合如圖9 所示，圖中共統(tǒng)計了共90 個軸承的失效壽命數(shù)據(jù)。

圖9 某軸承實際壽命Weibull 擬合

軸承實際失效壽命符合兩參數(shù)Weibull 分布，但是統(tǒng)計數(shù)據(jù)發(fā)生了偏折，無偏折的軸承實際壽命為L10，actural=293 638 km，發(fā)生偏折的軸承實際壽命L10?=157 350 km，兩者均低于理論計算壽命106km。由式（4），可得aelectric的估值：無偏折時aelectric=0.29；偏折時aelectric=0.16。

6 結 論

從系統(tǒng)角度剖析了影響逆變器供電驅動裝置軸承可靠性的關鍵因素，提出電蝕應力壽命修正系數(shù)aelectric并應用于ISO 281 標準中，為分析軸承過早失效從而提高其可靠性提供借鑒，得出如下結論：

（1）沖擊加大耦合電蝕應力可縮短軸承壽命至理論疲勞壽命的1/7~1/5（aelectric=0.16~0.29）。

（2）ISO 281-1990 版計算壽命偏于保守，引入疲勞極限的某些情況下會過高估計軸承壽命。

（3）逆變器供電情況下的3 種電流路徑和7 種軸承電流由于車型復雜、驅動各異、其路徑和電流密度大小與電機懸掛方式、電機功率、齒輪箱連接方式都有關，需要具體車型具體分析。

文中將電力電子研究領域的理論研究成果，運用到驅動裝置軸承可靠性分析中，引入電蝕應力修正系數(shù)，今后將加強各參數(shù)對電蝕應力壽命修正系數(shù)aelectric的敏感度影響研究，在積累數(shù)據(jù)基礎上對其分布范圍進一步細化。