馬 濤,謝貴生,宗振龍

(1.中車永濟(jì)電機(jī)有限公司,陜西 西安 710016)

(2.軌道交通牽引電機(jī)山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山西 永濟(jì) 044500)

在國(guó)家大力發(fā)展電力機(jī)車的背景下,HXN3型內(nèi)燃機(jī)車仍然是不可或缺的鐵路運(yùn)輸機(jī)車,尤其是在電力系統(tǒng)失效及電力不能到達(dá)等的情況下發(fā)揮著重大作用。隨著鐵路運(yùn)行速度和運(yùn)輸能力的不斷提高,鐵路機(jī)車車輛的運(yùn)行環(huán)境不斷惡化,而主發(fā)電機(jī)作為內(nèi)燃機(jī)車的主要?jiǎng)恿?lái)源有著舉足輕重的作用,其能否穩(wěn)定運(yùn)行直接關(guān)系到鐵路機(jī)車工作的可靠性。

在對(duì)機(jī)車常規(guī)檢修時(shí)發(fā)現(xiàn)運(yùn)行了8年左右的電機(jī)其中有些焊接風(fēng)扇焊縫端部出現(xiàn)裂紋,若裂紋不斷擴(kuò)展將導(dǎo)致風(fēng)扇斷裂[1]從而引發(fā)電機(jī)故障,因此有必要對(duì)風(fēng)扇焊縫裂紋萌生原因進(jìn)行分析研究。本文依據(jù)內(nèi)燃機(jī)車實(shí)際運(yùn)行所受載荷對(duì)主發(fā)電機(jī)焊接風(fēng)扇進(jìn)行了不同工況下的應(yīng)力計(jì)算及強(qiáng)度校核[2],判斷最大應(yīng)力點(diǎn)是否與實(shí)際故障位置吻合,為后續(xù)確定實(shí)測(cè)應(yīng)力時(shí)的應(yīng)變片布點(diǎn)位置及疲勞試驗(yàn)加載方式和載荷大小提供依據(jù);結(jié)合仿真結(jié)果進(jìn)行等效疲勞試驗(yàn),對(duì)焊接變形引起的不同初始平均應(yīng)力水平下的風(fēng)扇疲勞壽命進(jìn)行了對(duì)比分析;最終結(jié)合仿真與試驗(yàn)結(jié)果找到故障原因,同時(shí)提出了一些改進(jìn)措施及建議,并進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 建模與仿真

為了快速獲得故障結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài),將通過(guò)有限元仿真分析初步確認(rèn)焊接風(fēng)扇結(jié)構(gòu)應(yīng)力大小及分布情況,查看整體受力情況及故障位置及其應(yīng)力大小,評(píng)估不同類型載荷對(duì)應(yīng)力大小的影響程度,為后續(xù)的試驗(yàn)測(cè)試做好準(zhǔn)備。

1.1 基本理論

有限元方法[3]將復(fù)雜的結(jié)構(gòu)看作由有限個(gè)單元僅在節(jié)點(diǎn)處連接的整體,首先需要分析每一個(gè)單元的特性,并依據(jù)單元之間的聯(lián)系建立整體方程進(jìn)行求解,得出整個(gè)結(jié)構(gòu)的解;然后列出節(jié)點(diǎn)應(yīng)力矩陣方程:

P(e)=K(e)U(e)

(1)

式中:P(e)為單元節(jié)點(diǎn)力向量,K(e)為單元?jiǎng)偠染仃?U(e)為節(jié)點(diǎn)位移列向量。

通過(guò)節(jié)點(diǎn)位移和力的關(guān)系,在每個(gè)單元上使用節(jié)點(diǎn)應(yīng)力矩陣方程得到整個(gè)模型的平衡方程:

(2)

σcr4={0.5[(σ1-σ2)2+(σ2-σ3)2+

(3)

式中:σ1、σ2、σ3分別為第1、第2、第3主應(yīng)力,[σ]為許用應(yīng)力強(qiáng)度。

1.2 仿真對(duì)象

主發(fā)電機(jī)焊接風(fēng)扇由底板和扇葉焊接而成,再通過(guò)螺栓安裝于磁軛上,沿磁軛周向均勻布置5片扇葉,對(duì)電機(jī)進(jìn)行自通風(fēng)散熱,結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 主發(fā)電機(jī)焊接風(fēng)扇結(jié)構(gòu)示意圖

1.3 有限元建模

利用有限元分析軟件ANSYS建立扇葉有限元計(jì)算模型,綜合扇葉結(jié)構(gòu)的幾何形狀、受力特點(diǎn)以及對(duì)計(jì)算精度的要求等因素,對(duì)扇葉結(jié)構(gòu)進(jìn)行離散化處理,離散后有限元模型如圖2所示,共計(jì)375 433個(gè)節(jié)點(diǎn),84 279個(gè)單元。

圖2 焊接風(fēng)扇有限元模型

各部分材料屬性見表1。

表1 材料屬性

在圓柱坐標(biāo)系下,對(duì)風(fēng)扇與磁軛連接位置施加固定約束,按照風(fēng)扇實(shí)際受力狀態(tài)施加轉(zhuǎn)速、風(fēng)載、角加速度以及振動(dòng)加速度載荷。其中風(fēng)載載荷通過(guò)有限元流場(chǎng)分析得到,將其直接與結(jié)構(gòu)場(chǎng)耦合[4],獲得風(fēng)扇表面所受風(fēng)載載荷,具體值如圖3所示。

圖3 風(fēng)載載荷

1.4 仿真結(jié)果

風(fēng)扇的受力及變形情況見表2,由表可知,施加單一載荷工況下的最大應(yīng)力均小于各種載荷同時(shí)作用時(shí)的最大應(yīng)力,最大應(yīng)力值為141.53 MPa,小于材料許用應(yīng)力,滿足靜強(qiáng)度要求。最大應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫端部焊趾處,與實(shí)際起裂位置一致。風(fēng)扇的應(yīng)力云圖如圖4所示。

綜上所述，LW16-40.5型斷路器的主要故障都是彈簧機(jī)構(gòu)引起的，因此作為檢修斷路器的技術(shù)人員必須要熟練掌握斷路器的工作原理，盡快尋找出斷路器出現(xiàn)故障的原因，只有這樣才能及時(shí)的解決斷路器出現(xiàn)的問(wèn)題。同時(shí)在對(duì)斷路器的檢修過(guò)程中要對(duì)設(shè)備的工作年限予以考慮，針對(duì)機(jī)器磨損情況確定合理的檢修方式，因此作為斷路器檢修人員思維一定要靈活。在工作之中積累經(jīng)驗(yàn)，不斷轉(zhuǎn)換工作思路，只有這樣才能準(zhǔn)確的找到斷路器的故障所在，并及時(shí)對(duì)故障進(jìn)行處理。

表2 不同工況下仿真結(jié)果

圖4 綜合載荷下風(fēng)扇應(yīng)力結(jié)果

2 應(yīng)力測(cè)試

仿真分析結(jié)果顯示靜強(qiáng)度均滿足要求,為進(jìn)一步探究風(fēng)扇焊縫裂紋產(chǎn)生的原因,委托第三方檢測(cè)機(jī)構(gòu)對(duì)故障風(fēng)扇進(jìn)行了斷口、金相組織、顯微硬度和化學(xué)成分等的分析,發(fā)現(xiàn)各項(xiàng)指標(biāo)均符合設(shè)計(jì)要求,結(jié)論為疲勞斷裂。

在對(duì)風(fēng)扇各項(xiàng)設(shè)計(jì)尺寸和工藝過(guò)程進(jìn)行排查時(shí)發(fā)現(xiàn),由于板材較薄,導(dǎo)致風(fēng)扇在焊接后產(chǎn)生了變形[5],尤其是扇葉與磁軛的安裝接觸面平面度較差。用塞尺測(cè)量其不平度,如圖5所示,發(fā)現(xiàn)在安裝的同一批次中風(fēng)扇安裝面不平度從0.15 mm到1.25 mm不等,不平的安裝面使安裝后的扇葉產(chǎn)生不同程度的應(yīng)力,導(dǎo)致風(fēng)扇在運(yùn)行前產(chǎn)生初始平均應(yīng)力[6],直接影響其疲勞壽命。為了確定該應(yīng)力真實(shí)大小,對(duì)風(fēng)扇安裝過(guò)程中應(yīng)力的變化進(jìn)行實(shí)測(cè)。

圖5 安裝面不平示意圖

2.1 測(cè)試過(guò)程

對(duì)同一批次56件風(fēng)扇進(jìn)行安裝面不平度測(cè)量,根據(jù)測(cè)試結(jié)果選取不同不平度等級(jí)的風(fēng)扇各一件進(jìn)行應(yīng)力測(cè)試,結(jié)合有限元結(jié)果及實(shí)際故障位置選取靠近焊縫的平面位置進(jìn)行貼片,如圖6所示。其中點(diǎn)1和2分別為迎風(fēng)面風(fēng)扇離心力和垂直于安裝面方向的測(cè)點(diǎn),點(diǎn)3和4分別為背風(fēng)面風(fēng)扇離心力和垂直于安裝面方向的測(cè)點(diǎn)。

圖6 應(yīng)力測(cè)試貼片位置布置圖

對(duì)選取的風(fēng)扇進(jìn)行打磨、貼片、焊線、連線、調(diào)試和安裝測(cè)試。本文使用東華DHDAS動(dòng)態(tài)信號(hào)采集分析系統(tǒng)對(duì)應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行采集及處理,采集的某一風(fēng)扇在安裝過(guò)程中的應(yīng)變數(shù)據(jù)如圖7所示。

圖7 風(fēng)扇安裝過(guò)程中不同測(cè)點(diǎn)應(yīng)變數(shù)據(jù)

2.2 測(cè)試結(jié)果

對(duì)采集的應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行歸納、整理,得到各風(fēng)扇安裝面不平度下不同測(cè)點(diǎn)位置的應(yīng)力值,具體見表3。

表3 風(fēng)扇應(yīng)力值匯總

由表3可以看出,隨著風(fēng)扇安裝面不平度的增加,初始平均應(yīng)力逐漸增大;預(yù)緊引起的焊縫左右兩側(cè)測(cè)點(diǎn)2和4的應(yīng)力大小基本一致;沿風(fēng)扇離心力方向的測(cè)點(diǎn)1和3的應(yīng)力明顯小于垂直于安裝面方向的測(cè)點(diǎn)2和4,說(shuō)明安裝引起的初始平均應(yīng)力主要集中在垂直安裝面方向,與故障開裂方向一致。在預(yù)緊前安裝面不平度大于0.60 mm時(shí),風(fēng)扇卸載后安裝面的不平度小于預(yù)緊前的不平度,應(yīng)力水平也不能恢復(fù)到預(yù)緊前,說(shuō)明風(fēng)扇在安裝一次后材料已經(jīng)發(fā)生塑性變形。

3 疲勞試驗(yàn)

為了進(jìn)一步驗(yàn)證風(fēng)扇安裝后產(chǎn)生的初始平均應(yīng)力對(duì)風(fēng)扇疲勞壽命的影響,在疲勞試驗(yàn)機(jī)上對(duì)不同安裝面不平度的風(fēng)扇進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。由于試驗(yàn)條件限制,不能模擬實(shí)際線路運(yùn)行工況,需要結(jié)合仿真結(jié)果制定合理等效的試驗(yàn)方案。

3.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

由表2可知,離心力載荷產(chǎn)生的應(yīng)力占所有載荷產(chǎn)生的最大綜合應(yīng)力的98.6%,說(shuō)明旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力載荷是導(dǎo)致風(fēng)扇故障的最主要外部載荷。從圖8可以看出,在離心力作用下,風(fēng)扇扇葉所受載荷為偏心產(chǎn)生的彎矩,圖中灰色模型為風(fēng)扇扇葉未受力時(shí)的原始位置。

圖8 風(fēng)扇變形云圖

依據(jù)風(fēng)扇受力特性和仿真結(jié)果設(shè)計(jì)試驗(yàn)工裝,將風(fēng)扇底座通過(guò)螺栓固定在試驗(yàn)臺(tái)底座上,工裝與扇葉固定,將仿真得到的試驗(yàn)載荷施加在工裝上,載荷施加位置距離螺栓固定連線225 mm,加載載荷為 145.4 N,試驗(yàn)彎矩為 32 715 N·mm ,該彎矩值由仿真獲得。在故障位置貼片監(jiān)測(cè)其應(yīng)力值是否與只受離心力載荷作用時(shí)的仿真值一致,以保證試驗(yàn)的有效性。疲勞試驗(yàn)具體工裝及加載方式如圖9所示。

圖9 疲勞試驗(yàn)示意圖和實(shí)物圖

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

依據(jù)制定的試驗(yàn)方案對(duì)不同安裝面不平度的試驗(yàn)件進(jìn)行疲勞試驗(yàn),每件試樣所受疲勞載荷達(dá)到200萬(wàn)次[7]循環(huán)后停止試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)試驗(yàn)件焊縫進(jìn)行探傷檢查,具體結(jié)果見表4。

表4 風(fēng)扇疲勞試驗(yàn)結(jié)果

由表4可知,隨著風(fēng)扇安裝面不平度的增加,超過(guò)材料屈服極限的初始平均應(yīng)力對(duì)疲勞壽命的影響越大,風(fēng)扇疲勞壽命越短。

4 改進(jìn)及驗(yàn)證

由上述仿真與試驗(yàn)結(jié)果可以看出,離心力和安裝面不平是導(dǎo)致風(fēng)扇焊縫疲勞開裂的最主要因素,因此可以從以下兩方面解決問(wèn)題:1)改變風(fēng)扇結(jié)構(gòu)以降低離心力引起的交變應(yīng)力;2)減小焊接變形量從而降低初始平均應(yīng)力。

4.1 改善風(fēng)扇結(jié)構(gòu)

由圖9可知,扇葉的偏心是產(chǎn)生風(fēng)扇焊縫彎曲應(yīng)力的主要因素,因此可以通過(guò)調(diào)整扇葉質(zhì)心位置來(lái)降低彎曲應(yīng)力。在不影響風(fēng)量的前提下將風(fēng)扇安裝位置的離心力中心與扇葉質(zhì)心之間的距離減少15 mm,具體調(diào)整方案如圖10所示。調(diào)整后風(fēng)扇焊縫起裂位置的應(yīng)力由原先的141.53 MPa降低到41.32 MPa,導(dǎo)致疲勞的交變應(yīng)力大幅降低。

圖10 風(fēng)扇結(jié)構(gòu)調(diào)整前后對(duì)比

4.2 控制焊接變形

對(duì)表3中風(fēng)扇安裝面預(yù)緊前后不平度數(shù)據(jù)進(jìn)行曲線擬合,得到由焊接引起的安裝前、后的變形趨勢(shì)圖,將塑性變形擬合曲線與線彈性曲線聯(lián)立可以得到兩曲線交點(diǎn),如圖11所示,該點(diǎn)即為安裝后風(fēng)扇開始出現(xiàn)塑性變形的臨界點(diǎn)[8],由圖可知,焊接后安裝面的不平度≤0.35 mm時(shí),可以避免風(fēng)扇在安裝后出現(xiàn)超屈服的初始平均應(yīng)力。

圖11 風(fēng)扇安裝前后彈塑性變形趨勢(shì)圖

4.3 改進(jìn)后驗(yàn)證

為了驗(yàn)證降低離心力和減小焊接變形對(duì)疲勞壽命的改善效果,進(jìn)行了不同工況下的疲勞試驗(yàn),具體結(jié)果見表5。

表5 改進(jìn)后風(fēng)扇疲勞試驗(yàn)結(jié)果

由表5可以看出,將安裝面不平度控制在0.35 mm以下或改變風(fēng)扇尺寸都可以滿足風(fēng)扇設(shè)計(jì)壽命要求。但是結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)工藝條件及水平,薄壁件焊接后的變形量目前可以控制在0.50 mm以內(nèi),很難達(dá)到0.35 mm水平。綜合考慮設(shè)計(jì)及工藝等因素,返修及新造風(fēng)扇將從控制變形量在0.50 mm以內(nèi)及改變風(fēng)扇結(jié)構(gòu)兩方面進(jìn)行改進(jìn)。

5 結(jié)束語(yǔ)

本文通過(guò)仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)HXN3內(nèi)燃機(jī)車主發(fā)電機(jī)焊接風(fēng)扇故障進(jìn)行了一系列的分析計(jì)算及試驗(yàn),確定了風(fēng)扇焊縫疲勞裂紋萌生的原因,即風(fēng)扇在焊接過(guò)程中產(chǎn)生了不同程度的變形,進(jìn)而在安裝后產(chǎn)生了不同程度的初始平均應(yīng)力,變形較大風(fēng)扇的初始平均應(yīng)力已經(jīng)超過(guò)材料的屈服極限,導(dǎo)致其抗疲勞性能下降,此外由于設(shè)計(jì)的原因,扇葉質(zhì)心與離心力方向存在偏差,產(chǎn)生了較大的彎曲應(yīng)力,在兩因素共同作用下導(dǎo)致焊縫出現(xiàn)裂紋。針對(duì)這兩方面原因,結(jié)合公司工藝水平制定了相應(yīng)的改進(jìn)方案并進(jìn)行了驗(yàn)證,完成了對(duì)故障的分析和處理。