牽引電機鼠籠式轉子斷條失效分析

趙東超　謝貴生

摘要：為了分析某型機車牽引電機中頻感應釬焊鼠籠式轉子斷條的原因，使用電鏡掃描和宏觀金相分析斷口組織，運用ANSYS有限元軟件分析了轉子鐵心沖片與導條在不同接觸模式下斷口部位的應力分布及固有頻率對轉子斷條的影響，提出了檢修電機斷條預防措施和新造電機改進方案，解決了該型電機轉子斷條故障，保證了機車的運行安全。

關鍵詞：牽引電機;導條斷裂;失效分析

中圖分類號：TG441.7 文獻標志碼：A 文章編號：1001-2303（2020）01-0109-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.01.21

0 前言

電力機車牽引電機位于機車底部，在運行中受交變的疲勞載荷和較大的動應力，鼠籠式電機轉子作為電機的轉動部件，頻繁啟動，端環與導條承受的電磁力、熱應力、離心力均很大，其大小方向都在變化。某型機車牽引電機鼠籠式轉子在運行5年后發現導條自端環內端面水平面處斷裂，如圖1、圖2所示，給機車安全運行帶來隱患。

對部分故障轉子端環進行軸線與徑向跳動量檢測，發現傳動端軸線跳動量（1.0～1.5 mm）大于非傳動端軸線跳動量（0.2～0.7 mm）;傳動端徑向跳動量（0.5～1 mm）大于非傳動端徑向跳動量（0.2～0.5 mm）。軸向竄動增大，徑向跳動大，斷條電流發熱嚴重時，端環與定子鐵心內圓接觸，出現定子掃膛。在斷條處理時鐵心中的殘留斷條容易剔出，表明導條與鐵心配合較松，導條打出后上面有鐵心沖片的痕跡，說明導條在槽內發生振動。端環與導條分離后，發現傳動端端環橢圓度大于非傳動端，導條斷裂主要發生在端環橢圓短軸處。

1 斷口失效分析

1.1 斷口宏觀分析

為了分析斷條原因，對電機進行定、轉子解體分離。由圖1、圖2可知，斷條故障主要發生在轉子傳動端端環釬縫處的導條熱影響區，且裂紋幾乎緊貼端環內端面，其中有1～3根較為突出，導條徑向外圓面有磨損與電弧燒傷現象，轉子鐵心表面槽口處也有電弧燒損現象。導條起裂位置如圖3所示，導條裂縫由側下（鐵心槽底方向）向上（轉子鐵心外圓方向）延伸，大部分斷面吻合嚴密，不易發現。

故障轉子斷條位置獲取的斷口形貌如圖4所示。由圖4可知，斷裂面經過多次碰撞磨損及電弧燒損，看不出疲勞裂紋面的原始形貌，無法分析裂紋的起裂情況。圖2b、圖3b和圖4b斷口保存相對較為完整，圖2b導條斷口下方、圖3b左側斷口左上角和圖4b左側，靠近端環外圓處的導條外側有電弧燒損，其他部位仍能看到大部分疲勞裂紋擴展痕跡，這說明該部位的受力較大或應力集中較為嚴重，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

為了充分了解導條斷裂的原因，將導條斷口（靠近鐵心側導條的斷口）通過線切割沿垂直于裂紋的起裂源面處切開，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生。鑒于該導條出現了明顯的電弧燒損高溫現象，且裂紋表面出現明顯的磨蹭，可以認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小且有扭曲的晶粒組織，說明有較大的塑性變形發生。

圖5b為圖3b中左側導條的斷口金相，母材裂紋面表層有一層比圖5a導條裂紋面薄的疏松組織。該導條的裂紋面保存較完好，可見明顯的疲勞灰紋，所以該層組織不是由于表層磨蹭引起的，而是裂紋產生后，由于電流作用產生局部高溫，加上塑性變形引起的，緊接裂紋面附近的晶粒較細，遠離裂紋面的晶粒和熱影響區的晶粒無明顯區別。

分析圖5起裂源附近的金相可知，未發現組織不均勻、成分偏析、低熔點共晶物等現象，結合前述斷裂主要發生在端環短軸處的導條及應力集中處，可以認為導條斷裂不是由于釬焊及材料性能變化所致。

2 導條受力分析

2.1 轉子導條受力理論分析

在電機啟動過程中，轉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”產生很高的啟動電流“擠向”導條的槽高方向上部，造成電流密度太大，使啟動瞬間的溫升高達200～300 ℃，引起導條上部電熱損耗發熱，造成同根導條槽高方向上、下層溫差懸殊較大，膨脹不均，引起導條熱彎曲，導條內側槽底受力大于外側（槽頂）。由于導條大部分處于轉子鐵心槽內，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）。導條受熱彎曲力和約束力疊加就會向導條的兩端延伸，而導條兩端是通過中頻感應釬焊固定于端環上，勢必在導條末端引起應力集中。此外端環是導條的短路環，電流總是沿電阻最小方向流動，端環也會受到集膚效應的影響而發熱。啟動中，由于轉子鐵心熱容量大，徑向膨脹需要一定時間，而端環發熱膨脹則較快，對導條形成一個向外的拉力，使導條與端環的根部受力[2]。

在電機啟動過程中，一方面，啟動時導條自身的離心力與電磁力方向相反，當離心力增加到一定程度（大于電磁力）時，導條被推到槽底方向;當電磁力達到2倍幅值（大于離心力）時，導條被吸向槽底。這個過程不斷重復，在導條上產生了受迫振動，造成斷條轉子在槽口放電，槽口處鐵心燒損。檢查發現導條上有鐵心沖片的劃痕，是由于導條在鐵心中固定不漲緊或不完全漲緊產生振動頻繁撞擊鐵心所致。另一方面，由于導條不漲緊，熱應力使導條膨脹向外推端環，端環膨脹產生一個向外的拉力，鼠籠整體沿軸向移動，同時熱應力又使得導條產生疲勞，振動和熱應力的共同作用最終導致導條自槽高方向的槽底側內下起裂，向槽高方向槽頂外斷裂[3-4]。

2.2 受力計算分析結果

該型牽引電機實際裝配時，前期對導條不漲緊，后期對導條中間部位進行了漲緊，其他部位的導條與鐵心之間存在間隙。為了考慮不同間隙大小對模型應力的影響，共模擬了四種工況，分別為導條沿鐵心長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接觸的導條模型的受力分析、沿導條方向完全不接觸導條模型的受力分析。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。

網格單元類型為 C3D8I（8節點六面體線性非協調單元），計算模型如圖6所示。為了節省篇幅，建模過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（轉速為1 500 r/min）時的離心力，另一種為施加角速度為302.27 rad/s（轉速為2 888 r/min）時的離心力。

實際加載分為考慮扭矩和不考慮扭矩兩種情況。當考慮扭矩時，電機額定扭矩為8 124 N·m，將扭矩等效成導條沿著旋轉方向一側面的均布力，計算可得該均布力為5 577 Pa。

考慮到電機轉子在實際運行中發生斷裂的部位為端環和導條的結合處，將圖6中端環和導條交界處的端環靠近鐵心側的截面定義為A截面。導條在柱坐標系下的應力云圖如圖7所示。

轉速分別為1 500 r/min、2 888 r/min時四種工況應用情況如表1、表2所示。可以看出，轉速1 500 r/min時的完全接觸、半接觸、中間40 mm接觸模型以及轉速2 880 r/min時的完全接觸、半接觸模型的導條與端環連接處的最大應力均小于銅合金的屈服應力，一般不會產生疲勞裂紋。在轉速1 500 r/min時的完全不接觸模型以及2 880 r/min時的中間40 mm接觸和完全不接觸模型的導條與端環連接處的最大應力均大于銅合金的屈服應力，會產生疲勞裂紋。因此導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生。

3 導條固有頻率分析

分別計算幾種模型的固有頻率，包括完整鼠籠模型、中間導條固定鼠籠模型、兩種帶橢圓度鼠籠模型和鐵心與導條完全粘接鼠籠模型，分別用于模擬導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，網格單元類型為 C3D4，分析結果如表3所示。

由表3可知，根據給定的電機參數，恒功區范圍電磁頻率位于76～140 Hz，高電磁頻率140 Hz與端環為橢圓情況的141 Hz非常接近，這可能引起鼠籠的共振。此外，電機啟動或急停也會引入一系列高頻成分，成為一個共振的激振力。但由于鐵心槽的限制不會引起嚴重的共振，鼠籠的共振將很快被鐵心槽限制，只能產生有限的振動。即使如此，振動產生的應力將疊加在正常的工作應力上，引起導條的疲勞斷裂。長期多次這樣的振動，加上起停循環產生的疲勞應力，將是疲勞裂紋產生和擴展的驅動力。

小批量返修和新造電機采用導條全漲緊方式，跟蹤近2年未發生斷條。

4 結論

（1）電機轉子斷條發生在端環橢圓短軸處，裂紋自導條徑向沿槽底向槽高方向延伸，斷條與釬焊工藝及材料無關。

（2）導條不漲緊或部分漲緊，導致導條與轉子沖片槽配合過松，導條工況應力超過其本身屈服應力，使得導條發生斷裂。

（3）導條不漲緊，鼠籠發生共振現象，振動應力與頻繁起停循環產生的疲勞應力，是疲勞裂紋產生和擴展的驅動力。

參考文獻：

[1] 孫智，任耀劍，隋艷偉. 失效分析——基礎與應用[M]. 北京：機械工業出版社（第2版），2017：138-163.

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