高速交流牽引電機振動問題分析

洪鳳平， 陳超玉， 鄭宇華， 王長江

(南車株洲電機有限公司，湖南 株洲 412001)

0 引 言

由于電機轉子中心慣性軸線與回轉軸線并不完全重合，旋轉時將產生慣性力，對支撐處的軸承產生動壓力從而引起電機振動。高速交流牽引電機的額定運行速度約4140r/min，最高運行速度可達6120r/min，電機振動會加劇軸承與軸頸的磨損，造成軸承早期失效甚至抱死，給高速鐵路的安全運營帶來極大隱患。因此，分析及解決高速交流牽引電機振動問題對于確保高速鐵路持續可靠運營具有重要意義。

1 電機概述和振動特點

4臺300kW高速交流牽引電機于同一批次生產，組裝后在試驗臺進行出廠試驗的振動試驗項目中，轉速2000r/min以內振動平穩。當轉速達到3000r/min后，傳動端及懸掛部位振動速度出現超標。轉速達到3600r/min及以上時，軸向、徑向及懸掛部位振動開始整體上升。其中，傳動端水平向及懸掛端軸向振動速度上升明顯。圖1是按照《GB 10068—2008 軸中心高為56mm及以上電機的機械振動 振動的測量、評定及限值》，置于彈性墊上的測量點示意圖。

圖1 振動速度測量點

圖中，1、2、3點分別表示傳動端軸向、徑向水平方向及垂直方向，4、5、6點分別表示非傳動端軸向、徑向水平方向及垂直方向，7、8、9點分別表示懸掛端軸向、徑向水平方向及垂直方向。

表1選取了其中2臺電機在3000r/min及6000r/min 時的振動速度數據。

表1 2臺300kW高速交流牽引電機振動數據 (單位： mm·s-1)

2 診 斷

2.1 電氣原因

電機振動在電磁方面的原因如下： (1) 三相電壓不平衡；(2) 轉子籠條斷裂；(3) 三相電流不平衡，各相電阻電抗不平衡；(4) 電機自身設計缺陷，定轉子配合問題。

2.2 機械原因

高速三相異步電動機發生劇烈振動時通常在機械方面的原因主要有以下幾種情況： (1) 電機轉子動平衡不良；(2) 軸伸彎曲；(3) 軸承中心不正；(4) 軸頸、軸套配合緊力不夠，引起軸承跑內圈，軸承跑外圈；(5) 軸承間隙過大；(6) 其他機械部分引起。

從實際的檢測結果發現，電機振動增大后，電機電壓及電流并無明顯變化，電機本身也無發熱等現象，排除電氣故障原因，初步診斷為電機自身機械方面引起。

同時，電機轉子平衡塊檢查無異常，組裝后的軸承游隙約0.025mm，轉軸跳動量小于 0.04mm，檢查電機底角及軸承座固定螺栓，均無松動跡象。用聽診器傾聽兩側軸承聲音，也未見異常。

但是，在該型電機基礎上改進的350kW高速交流牽引電機，各轉速下振動速度卻無異常。

3 振動分析

3.1 問題查找

通過詳細比對分析，除線圈匝數增加、鐵心加長外，該兩種型號電機在轉軸錐度部位也存在一定差異。350kW電機轉軸與聯軸節采用的是純錐度配合，錐度為1/50。300kW電機轉軸與聯軸節采用的是錐度加鍵的配合形式，錐度為1/10，轉軸上存在一個鍵槽。

為驗證轉軸鍵槽所引起的不平衡量對電機振動是否存在較大影響，根據《GB/T 16908—1997 機械振動 軸與配合件平衡的鍵準則》中半鍵準則，在鍵槽部位安裝了一個仿輪廓形半鍵(即動平衡用半鍵)后，重新對該4臺電機進行振動試驗。表2再次選取了先前2臺電機安裝半鍵后3000r/min 及6000r/min時的振動速度數據。

從數據中可看出，安裝半鍵后的2臺電機振動速度均在限值以內，對另外2臺電機進行的前后對比試驗中，也同樣得出相同結論。因此，可初步判斷，轉軸鍵槽所引起的不平衡量是造成電機振動的主要原因。

表2 安裝半鍵后的振動數據 (單位： mm·s-1)

3.2 振動微分方程建立

圖2 不平衡轉換圖

他們引起的電機垂直方向振動的分量為Fp=Fsin(ωt+φ1)和Tp=Tsin(ωt+φ2)。根據牛頓運動定律和轉動方程式，Fp和Tp初相角為零時，電機在X-θ坐標系(θ為電機前后繞重心上下旋轉的角度，逆時針為正)的振動微分方程式如下：

I?-(k1f1-k2f2)x+(k1f1+k2f2)θ=Tsinωt

當電機軸向對稱時，即有l1=l2=l/2，d1=d2=d/2，r1=r2=r，f1=f2=f/2，k1=k2=k/2，可求得2、5點的振速幅值。其中，l1、l2分別為電機重心到2、5點的距離。

V2.5=-(m1±m2)rω/M?(m1?m2)rdlω/4I

正負號上下(前后)分別用于2、5測點的振速。

對于該4臺軸伸端存在鍵槽的電機，屬于單面不平衡情況，振速幅值算式可進一步簡化，從而得到：

V2.5=-m1rω/M?m1rdlω/4I

轉子的轉動慣量可參照圓柱體的轉動慣量算式I=mr2/2進行計算。其中，r為圓柱體半徑，m為圓柱體重量。

表3列出了鍵槽引起的不平衡量造成的電機振動的計算值與試驗值。從表中可看出，測點2與測點5振速的計算值與試驗值十分接近。但由于計算值沒有考慮軸承、電磁以及動平衡后殘余不平衡量的影響，計算值與試驗值整體存在一定的偏差。

表3 鍵槽不平衡量引起的電機振動值

圖3、圖4、圖5分別示出了無半鍵時，4臺電機測點2、5、1的振速隨電機轉速不斷提高的變化情況。圖6、圖7、圖8分別示出了安裝半鍵后，4臺電機測點2、5、1的振速隨電機轉速不斷提高的變化情況。

圖3 4臺電機測點2振動速度變化曲線(無半鍵)

圖4 4臺電機測點5振動速度變化曲線(無半鍵)

圖5 4臺電機測點1振動速度變化曲線(無半鍵)

圖6 4臺電機測點2振動速度變化曲線(有半鍵)

圖7 4臺電機測點5振動速度變化曲線(有半鍵)

圖8 4臺電機測點1振動速度變化曲線(有半鍵)

3.3 分析結論

(1) 轉子軸伸端鍵槽所引起的不平衡是造成電機振動的主要原因。通過設計專門的仿輪廓半鍵工裝安裝至鍵槽內，填充鍵槽造成的轉子不平衡量，電機振動超差問題得到解決。

(2) 對于鍵槽一類的單面不平衡情況，不平衡量發生端的振動值要明顯大于另一端，與振動微分方程的推導過程分析相一致。

(3) 從推導得出的振速算式可看出，除角速度外，轉子兩校正平面的不平衡量、不平衡半徑、電機質量等其他參數均為定值，因此振動速度與旋轉角速度實際應當呈線性關系，與圖2測點2的振動速度變化取線相吻合。

(4) 從圖4、圖5的振動速度曲線可看出，在1000～3000r/min轉速范圍內，電機非鍵槽端徑向及鍵槽端軸向振動速度并未與角速度呈現線性關系，這是由于轉動慣量I的計算值偏小、振動主要受電磁、軸承等其他因素影響造成，這也是表3中測點5在轉速3000r/min時振速與計算值偏差較大的原因。當轉速高于3000r/min后，振動速度與角速度開始呈現明顯的線性關系，由鍵槽引起的不平衡量對振動逐漸起主導作用。

(5) 在以往的不平衡量對電機振動的影響分析文獻中認為，轉子殘余不平衡量是電機徑向振動的主要原因。但是，從圖5測點1電機轉子鍵槽端軸向的振動速度變化曲線中可看出，電機軸向振動速度在轉速高于3000r/min時，與角速度也開始呈現明顯的線性比例關系。由此說明，對于轉軸錐度小、鍵槽傾斜度大的電機，其鍵槽部位不平衡量所形成的離心力不再完全垂直于電機旋轉軸線，而是存在一定的傾斜角度，形成軸向方向的激振力分量，從而對電機軸向振動造成影響，其也同樣可以通過振動微分方程進行分析計算。因此，在類似該類型電機的軸向振動分析過程中，不能單純考慮軸承徑向游隙及軸向尺寸累計誤差等因素。

4 結 語

高速交流牽引電動機是軌道牽引動力的來源，是動車組最重要的部件之一，其可靠性直接關系到車輛能否正常運行，而電機振動更是直接影響軸承的使用壽命乃至電機的運行安全。本文對于振動問題的分析同樣適用于其他由于殘余不平衡量引起的電機振動。

【參考文獻】

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