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］研究證實失效是電機(jī)軸電壓引致并提出抑制措施；針對高速動車組電機(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，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算標(biāo)準(zhǔn)體系，軸承彈性動力潤滑狀態(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)動裝置軸承過早失效的重要因素。高速動車組運(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，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，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，會加劇其失效風(fēng)險。 作者統(tǒng)計了某電力機(jī)車驅(qū)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(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)險中；原邊電流電蝕會在滾子滾道表面產(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］證實電機(jī)電流會對電機(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，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(jī)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(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，一定要依據(jù)電機(jī)功率和懸掛方式系統(tǒng)分析。各動車組和電力機(jī)車驅(qū)動裝置電機(jī)功率和懸掛方式見表1、表2，以供參考。

表1 典型高速動車組驅(qū)動裝置電機(jī)參數(shù)[15]

表2 典型電力機(jī)車驅(qū)動裝置電機(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，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，未研究交直交傳動；2009 年，文獻(xiàn)［9］分析某電力機(jī)車軸箱軸承失效時，證實電力機(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，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)動端軸承—電機(jī)定子外殼—非驅(qū)動端軸承），此時環(huán)路電流對電機(jī)軸承產(chǎn)生電蝕風(fēng)險；當(dāng)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(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，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，對齒輪箱中的軸承造成電蝕風(fēng)險。

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，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，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)動裝置可靠性的最關(guān)鍵零件。

圖5 IGBT 逆變器供電的驅(qū)動電流類型

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，在進(jìn)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(yīng)力嚴(yán)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(qū)動球軸承和圓柱滾子軸承疲勞壽命進(jìn)行計算，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(biāo)準(zhǔn)計算的軸承疲勞壽命比值。圖中，假定依ISO 標(biāo)準(zhǔn)計算壽命為1（曲線與y軸重合），L-P 模型和計算結(jié)果與ISO 模型計算結(jié)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(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，I-H 模型計算壽命（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(dāng)軸承在電氣環(huán)境運(yùn)轉(zhuǎn)時，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，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，需計算軸承在不同溫度、不同轉(zhuǎn)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(jié)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(qū)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(qū) 動 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，kh=1.49×10-12。

計算的驅(qū)動裝置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(zhǔn)確性。并依據(jù)各軸承位置及電蝕情況，驗證了存在電機(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，以修正實際壽命遠(yuǎn)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(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)，接地時為1，不接地時為0；aelectric取值范圍為0~1，當(dāng)無電蝕應(yīng)力時aelectric取值為1，電蝕越嚴(yán)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(jié) 論

從系統(tǒng)角度剖析了影響逆變器供電驅(qū)動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(fù)雜、驅(qū)動各異、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。