影響逆變器供電驅(qū)動(dòng)裝置軸承可靠性的關(guān)鍵問題研究

王立國，曲天威，曲 松，楊秀娟

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

由IGBT（Insulated Gate Bipolar Transistor）等變流元件構(gòu)成的逆變器供電驅(qū)動(dòng)裝置已廣泛應(yīng)用于機(jī)車車輛走行系統(tǒng)。近年來逆變器供電驅(qū)動(dòng)裝置軸承頻繁出現(xiàn)過早失效，為解決此問題，專家學(xué)者對軸承過早失效進(jìn)行了研究：針對城軌車輛牽引電機(jī)軸承失效，王亞漢等［1］研究證實(shí)失效是電機(jī)軸電壓引致并提出抑制措施；針對高速動(dòng)車組電機(jī)軸承失效問題，相阿峰等［2］進(jìn)行了分析，得出電機(jī)軸承失效主要由逆變器供電產(chǎn)生的電機(jī)軸電壓以及接地不良流經(jīng)的大電流導(dǎo)致；針對高速動(dòng)車組聯(lián)軸節(jié)電蝕，燕春光等［3］進(jìn)行線路測試，研究得出由電機(jī)共模電壓產(chǎn)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(rèn)為典型服役工況是引起過早失效的關(guān)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(xiàn)度最大。上述研究對于電機(jī)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(jī)軸承或聯(lián)軸節(jié)失效而不考慮力學(xué)沖擊和電流路徑影響，或從力學(xué)沖擊研究軸箱軸承失效而未關(guān)注原邊電流潛在電蝕風(fēng)險(xiǎn)，導(dǎo)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(jī)產(chǎn)生的共模電流導(dǎo)致，雖然采用絕緣軸承可以避免電機(jī)軸承損傷，但是電機(jī)軸電流并未消除，從而導(dǎo)致處于其接地路徑上的聯(lián)軸節(jié)被電蝕。文獻(xiàn)［5］研究了IGBT 逆變器供電驅(qū)動(dòng)裝置軸承失效的原因，對電流路徑和共模電壓產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行了分析，但未探討力學(xué)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(yùn)用力學(xué)、電學(xué)和潤滑相關(guān)理論，從眾多因素中提煉出影響逆變器驅(qū)動(dòng)裝置軸承可靠性的力學(xué)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(jì)算標(biāo)準(zhǔn)體系，軸承彈性動(dòng)力潤滑狀態(tài)方程等關(guān)鍵因素，并對其進(jìn)行研究。在此基礎(chǔ)上，提出電蝕應(yīng)力修正系數(shù)aelectric用于解決電蝕應(yīng)力下軸承壽命遠(yuǎn)低于理論計(jì)算壽命這一課題。

1 力學(xué)沖擊耦合電蝕應(yīng)力對可靠性的影響

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

電蝕產(chǎn)生的原因首先是原邊電流電蝕。動(dòng)車組和機(jī)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(fēng)險(xiǎn)中；原邊電流電蝕會(huì)在滾子滾道表面產(chǎn)生電蝕坑而破壞表面形態(tài)，降低軸承材質(zhì)疲勞極限，加速軸承疲勞失效。 德國標(biāo)準(zhǔn)DIN VDE 0123［7］曾對列車車輛間原邊電流分布進(jìn)行過研究；2009 年JONAS［8］對某貨運(yùn)列車軸箱軸承失效分析進(jìn)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(jī)領(lǐng)域?qū)﹄姍C(jī)電流進(jìn)行的研究［10-14］證實(shí)電機(jī)電流會(huì)對電機(jī)軸承造成電蝕，且電流類型與電機(jī)功率密切相關(guān)，如圖1 所示。小型電機(jī)主要產(chǎn)生容性軸承電流，中型電機(jī)主要是定子接地電流，大功率電機(jī)主要是電機(jī)轉(zhuǎn)子接地電流，隨著電機(jī)功率增大，電機(jī)轉(zhuǎn)子電流急劇上升，軸承故障頻率也急劇升高。當(dāng)軸承電流密度超過門檻值0.1 A/mm2時(shí)，軸承容易發(fā)生電蝕失效。但其研究僅局限于電機(jī)軸承本身，很少考慮與電機(jī)相連負(fù)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(jī)功率大小關(guān)系

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

表1 典型高速動(dòng)車組驅(qū)動(dòng)裝置電機(jī)參數(shù)[15]

表2 典型電力機(jī)車驅(qū)動(dòng)裝置電機(jī)參數(shù)

2 電流路徑與類型對可靠性的影響

驅(qū)動(dòng)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(jī)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(fēng)險(xiǎn)，文中不再贅述。第2 種電流路徑，文獻(xiàn)［8］于1985 年對此有過論述，但近40 年來標(biāo)準(zhǔn)未有更新，而且僅分析了交直傳動(dòng)，未研究交直交傳動(dòng)；2009 年，文獻(xiàn)［9］分析某電力機(jī)車軸箱軸承失效時(shí)，證實(shí)電力機(jī)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(dǎo)致，因此原邊接地電流和列車間的電流分布會(huì)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(chǎn)生的共模電壓與在正弦電壓供電時(shí)不起作用的電機(jī)內(nèi)部定子繞組與定子外殼間耦合電容CSF、轉(zhuǎn)子與定子外殼之間耦合電容CRF共同作用產(chǎn)生的電機(jī)電流接地。當(dāng)電機(jī)不接齒輪箱時(shí)，電機(jī)中感應(yīng)出環(huán)路電流（綠線所示：電機(jī)定子外殼—驅(qū)動(dòng)端軸承—電機(jī)定子外殼—非驅(qū)動(dòng)端軸承），此時(shí)環(huán)路電流對電機(jī)軸承產(chǎn)生電蝕風(fēng)險(xiǎn)；當(dāng)接齒輪箱時(shí)，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(jī)定子繞組與轉(zhuǎn)子間耦合電容CSR相互作用產(chǎn)生電機(jī)軸電壓，當(dāng)電機(jī)軸與負(fù)載齒輪箱相接時(shí)，產(chǎn)生轉(zhuǎn)子接地電流經(jīng)L3 接地。當(dāng)電機(jī)軸承絕緣后，轉(zhuǎn)子接地電流進(jìn)一步增強(qiáng)，當(dāng)齒輪箱接地路徑L3 被切斷時(shí)，對齒輪箱中的軸承造成電蝕風(fēng)險(xiǎn)。

綜上，根據(jù)電流路徑和電流類型產(chǎn)生機(jī)理不同，將逆變器驅(qū)動(dòng)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(jī)本身軸承電蝕風(fēng)險(xiǎn)，6、7這2 種主要對負(fù)載中軸承、齒輪、聯(lián)軸節(jié)等造成電蝕。載荷相同時(shí)，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(yīng)力與電流密度也要高，所以軸承是決定驅(qū)動(dòng)裝置可靠性的最關(guān)鍵零件。

圖5 IGBT 逆變器供電的驅(qū)動(dòng)電流類型

此外，由結(jié)構(gòu)不對稱導(dǎo)致磁場不平衡產(chǎn)生的經(jīng)典軸承電流，由于其數(shù)值一般較小，可忽略不計(jì)，在進(jìn)行軸承壽命可靠性分析時(shí)，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(yīng)力嚴(yán)重影響軸承可靠性，軸承疲勞壽命計(jì)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(qū)動(dòng)球軸承和圓柱滾子軸承疲勞壽命進(jìn)行計(jì)算，比較各模型壽命相對系數(shù)，比較結(jié)果如圖6 所示。

圖6 各模型計(jì)算壽命與ISO 281 計(jì)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(jì)算的球軸承疲勞壽命與ISO 281：1990［21］標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算的軸承疲勞壽命比值。圖中，假定依ISO 標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算壽命為1（曲線與y軸重合），L-P 模型和計(jì)算結(jié)果與ISO 模型計(jì)算結(jié)果一樣，Zaretsky 模型計(jì)算的軸承壽命居中，I-H 模型計(jì)算的軸承壽命最高，且都隨著應(yīng)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(yīng)力2 000 MPa 時(shí)，I-H 模型計(jì)算壽命（ISO 281：2007［22］的內(nèi)核）比ISO 281：1990 壽命高10~300 倍，ISO 281：1990 偏于保守。

4 彈性動(dòng)力潤滑對可靠性影響

良好的彈性動(dòng)力潤滑是保障軸承可靠性的重要因素。當(dāng)軸承在電氣環(huán)境運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，軸承接觸區(qū)域潤滑膜形成電容，當(dāng)電容電壓達(dá)到門檻值時(shí)，電容放電產(chǎn)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(jì)算軸承在不同溫度、不同轉(zhuǎn)速時(shí)潤滑油膜厚度，以確定軸承電容并計(jì)算電蝕坑直徑，與試驗(yàn)室檢測結(jié)果比較可驗(yàn)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(qū)動(dòng)裝置軸承電流路徑（2 年檢）

現(xiàn)有計(jì)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(jì) 算 繁 瑣 且 驅(qū) 動(dòng) 裝置軸承在齒輪箱內(nèi)部，相關(guān)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(jì)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(nèi) 徑；Z0為 絕 對 黏 度；=G0.49，當(dāng)OD、ID和hc單 位 是 mm 時(shí)，kh=1.49×10-12。

計(jì)算的驅(qū)動(dòng)裝置5 種軸承40 ℃軸承滾子與內(nèi)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(jì)算的電蝕坑直徑與試驗(yàn)室檢驗(yàn)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證其簡化模型的準(zhǔn)確性。并依據(jù)各軸承位置及電蝕情況，驗(yàn)證了存在電機(jī)轉(zhuǎn)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(guān)，潤滑油膜越厚，其作為電容儲(chǔ)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(chǎn)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(nèi)圈與滾珠間最低潤滑膜厚度、電容和電蝕坑直徑計(jì)算結(jié)果

5 考慮電蝕應(yīng)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(yīng)力的影響，在上述分析的基礎(chǔ)上，文中首次提出電蝕應(yīng)力壽命修正系數(shù)并將其應(yīng)用于ISO 281 標(biāo)準(zhǔn)中，以修正實(shí)際壽命遠(yuǎn)低于理論計(jì)算壽命這一問題。ISO 281：2007 軸承壽命計(jì)算公式為式（2）：

引入電蝕應(yīng)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(jī)功率大??；n是軸承轉(zhuǎn)速；T為軸承溫度；fs為變流器逆變頻率；l為電機(jī)中性點(diǎn)到逆變器電纜長度；g為電機(jī)接地狀態(tài)，接地時(shí)為1，不接地時(shí)為0；aelectric取值范圍為0~1，當(dāng)無電蝕應(yīng)力時(shí)aelectric取值為1，電蝕越嚴(yán)重，取值越小。

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

圖9 某軸承實(shí)際壽命Weibull 擬合

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

6 結(jié) 論

從系統(tǒng)角度剖析了影響逆變器供電驅(qū)動(dòng)裝置軸承可靠性的關(guān)鍵因素，提出電蝕應(yīng)力壽命修正系數(shù)aelectric并應(yīng)用于ISO 281 標(biāo)準(zhǔn)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(jié)論：

（1）沖擊加大耦合電蝕應(yīng)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(jì)算壽命偏于保守，引入疲勞極限的某些情況下會(huì)過高估計(jì)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(fù)雜、驅(qū)動(dòng)各異、其路徑和電流密度大小與電機(jī)懸掛方式、電機(jī)功率、齒輪箱連接方式都有關(guān)，需要具體車型具體分析。

文中將電力電子研究領(lǐng)域的理論研究成果，運(yùn)用到驅(qū)動(dòng)裝置軸承可靠性分析中，引入電蝕應(yīng)力修正系數(shù)，今后將加強(qiáng)各參數(shù)對電蝕應(yīng)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(chǔ)上對其分布范圍進(jìn)一步細(xì)化。