汽車電機換向器性能設計分析方法

汪 甜，孫瑞良，鄒廣業，上官文斌

(1.華南理工大學，廣州510641;2.寧波勝克換向器有限公司，寧波315800)

0 引 言

電機是汽車的必用零部件，在起動機、發電機、燃油泵、ABS 系統、冷卻散熱系統、搖窗及雨刮等部件上均有應用，而換向器是汽車電機的重要組成部件，在汽車上應用廣泛。現代汽車尤其是高檔轎車大量采用新機械、新設備，極大地促進了電機的應用，相應地刺激了對換向器的需求［1］。換向器的作用是在發電機狀態下將電樞繞組中產生的交變電勢整流成電刷間的直流電勢;在電動機狀態下將輸入的直流電流逆變成電樞繞組中的交變電流，以產生單方向的電磁轉矩［2］。

換向器是電機的關鍵部件，結構復雜。電機運行時，換向器既要通過很大的電流，又承受各種機械應力。在工作過程中，換向器會高速旋轉，并生成大量的熱。1962 年，Honsinger 等人提出了在換向器高速旋轉工況中，溫度升高發熱產生的破壞大于離心力的作用［3］。由于各部件材料差異，熱膨脹程度不同，部件間會產生極大的熱應力，使換向片在長時間高速運轉后發生的變形或飛片。換向片斷裂，或換向片飛出換向器體外，是電機的主要故障。王呼佳等［4］對換向器進行了工藝裝配過程的數值模擬，為合理選擇換向器的結構、材料和制造工藝提供了參考。但還沒有針對換向器飛片問題的研究。

本文基于有限元分析方法，模擬換向器在高溫高速下的工作狀態，計算分析換向片上應力分布情況，分析出現的飛片問題，并基于有限元模型優化換向器結構。在換向器數模設計階段，對換向器設計提出專業性、針對性修改意見，避免了反復修改樣件帶來的高額時間成本和費用成本。

1 構建換向器有限元模型

換向器一般由換向片、絕緣套筒、加固環、金屬襯套以及絕緣片組成，如圖1 所示。由于換向器各部分材料不同，如表1 所示，不同材料的線熱膨脹系數各不相同，運行時各個材料會產生膨脹程度的差別，從而使相連部件間產生熱應力。

圖1 換向器結構示意圖

表1 換向器各部件材料

1.1 材料特性參數的測量

(1)銀銅合金彈塑性力學參數

換向片的材料為銀銅合金，相比純銅材料，電導率下降甚少，且能達到抗拉強度、硬度和軟化溫度要求［5］。將其定義為彈塑性體，其力學性能參數可以通過金屬拉伸實驗獲得，試樣具體尺寸［6］如圖2 所示。

圖2 銀銅合金拉伸試驗樣件

圖3 銀銅合金真實應力-真實應變曲線

使用WAW－300 萬能試驗機進行拉伸試驗，得到材料載荷P－伸長L 曲線數據。取伸長長度約為標距的1% ～8%的相互距離適當的兩點［7］，讀出其力和伸長，用式(1)計算出彈性模量E:

式中:E 為彈性模量;ΔP =P1－P2為所取兩點的載荷差，符號為正;L 為初始標距;Δ(ΔL)=ΔL1－ΔL2為所取兩點伸長長度差;A0為原始截面面積。

由式(2)計算材料的泊松比μ:

式中:Δd為橫向應變值，無量綱;ΔL為縱向應變值，無量綱。

銀銅合金的密度參考銅材料相應參數獲得［7］，其彈性段材料參數如表2 所示。

表2 銀銅合金彈性段參數

由式(3)、式(4)將載荷－伸長曲線換算成材料名義應力－名義應變。

式中:σnom為名義應力;εnom為名義應變;ΔL 為拉伸伸長長度;P 為拉伸載荷。

拉伸試驗得到材料名義應力和名義應變，軟件計算需要真實應力與真實應變［8］。名義應力與真實應力之間的關系:

名義應變和真實應變之間的關系:

分別由式(5)、式(6)計算真實應力和真實應變曲線如圖3 所示。銀銅合金拉伸時無明顯的屈服現象，以發生微量的塑性應變0.2%時的應力σ0.2作為屈服極限［7］。強度極限由載荷極限求得:

由式(7)和式(5)，得到真實應變的強度極限值，截取屈服極限與強度極限之間的點，獲得各個點的數據，得到軟件輸入所需的銀銅合金材料的塑性段參數，如表3 所示。

表3 銀銅合金塑性段參數

(2)銀銅合金熱力學參數

物體的體積或長度隨著溫度的升高而增加的現象稱為熱膨脹，物體的熱膨脹性能通常采用熱膨脹系數α 來表示。目前材料線膨脹系數的測試裝置有激光干涉膨脹儀、頂桿膨脹儀、衍射膨脹裝置等［9］。日本的M.Okaji 等研究發現頂桿膨脹裝置操作容易、結構簡單，適用于各種形狀的樣品，測量范圍大且精度高［10］。本文采用耐馳推桿式熱膨脹儀DIL402C 進行測試，依據相關標準，確定試樣具體尺寸［11］，如圖4 所示。測定材料長度L－溫度T 曲線，從而得到試樣隨溫度升高的線膨脹率和指定溫度范圍的線膨脹系數。

圖4 銀銅合金熱膨脹試驗樣件

圖5 銀銅合金熱膨脹系數-溫度曲線

由式(8)可得到相應溫度下的熱膨脹系數α，從而得到熱膨脹系數α－溫度曲線T，如圖5 所示。

式中:ΔL=L1－L2為伸長長度;L0為試樣初始長度;ΔK=K1－K2為溫度差。

熱膨脹系數隨溫度變化而變化，選取所需溫度范圍內的幾點，讀取數據作為軟件輸入參數，如表4所示。

表4 銀銅合金熱膨脹系數

(3)電木粉材料力學參數

電木粉是一種粉狀酚醛模塑料(PVC)，屬于熱固性塑料，其試樣尺寸滿足標距50 mm，窄平行寬度10 mm，總長160 mm 要求［12］。拉伸測得的力～位移的數據，參照銀銅實驗數據處理方法，計算出電木粉的彈性模量和泊松比，其密度參考相應參數獲得［13］，電木粉力學材料參數如下表5 所示。

表5 電木粉力學材料參數

電木粉的熱膨脹試驗樣件厚度及寬度均為4 mm，長度為25 mm［11］，測得三種電木粉材料的熱膨脹系數，參數如表6 所示。

表6 電木粉熱膨脹系數

(4)其他材料力學參數

換向器其他材料參數均參考相應的資料獲取［7，13］，熱膨脹系數取平均線熱膨脹值，材料參數如下表7 所示。

表7 其他材料參數

1.2 幾何模型簡化與劃分網格

換向片和絕緣片結構決定絕緣套筒內部結構，換向片和絕緣片數量多且局部特征細小，使絕緣套筒結構復雜，整個換向器前處理時網格尺寸小，數量太大，計算困難。根據換向器結構的循環對稱性，使用最小循環對稱單元進行數值仿真，在保證工程設計精度需要的情況下可以節省大量人力和計算時間，并且只需建立一個對稱單元的模型便可以觀察整個結構的應力分布狀況［14］。在有限元建模過程中通過各部分與絕緣套筒共節點的方式連接，具體的有限元網格模型如圖6 所示。

圖6 換向器有限元模型

1.3 設置網格類型、邊界條件及加載

A.O. Cifuentes 等比較了各種單元類型在不同受力行為下的計算精度和時間，得出二階四面體單元和二階六面體單元在計算精度和計算時間基本相等［15］。本文將試驗得到的材料參數輸入各部件有限元模型，各部件網格屬性均設置為10 節點四面體單元(C3D10)，適用于ABAQUS/Standand 中的應力集中問題，只是計算代價較大［16］。

換向器裝在起動電動機，金屬襯套與軸采用過盈配合，不會產生相對運動。因此，約束金屬襯套內圈全局坐標系下三個方向的平動自由度。根據換向器高溫高速工況，分兩步進行加載。根據性能設計要求，先由室溫升至設計要求溫度;換向器整體施加高速旋轉載荷。其中溫度和角速度幅值均采用表形式勻速上升。模擬載荷跟實驗載荷工況有很好的一致性，保證換向器運轉平穩，避免網格劇烈變形，導致仿真時出現不收斂狀況。

2 換向器的計算與優化

2.1 換向片應力的計算

利用前文建立的有限元模型，選取某汽車發電機起動電動機換向器為例進行分析。此換向器由25 片換向片和絕緣片相間排列成圓周，如圖7 所示。其性能設計要求在180℃高溫下以38 000 r/min 旋轉10 s，無異常，且超速試驗后外徑最大變形不大于0.012 mm。但產品經過烘箱加溫后，在HG－9600S 超速試驗臺上進行超速實驗時還未達到38 000 r/min 已經出現飛片問題，如圖8 所示。

圖7 起動電動機換向器結構

圖8 起動電動機換向器飛片現象

由此換向器結構可知，共有25 個(n =25)最小循環對稱單元，設置溫度由30 ℃升溫至180 ℃，Abaqus 軟件中轉速單位為rad/s，由式(9)可得輸入參數為3 977.3 rad/s。

式中:ω 是角速度;n0是原始角速度。

由于該起動電動機電換向器使用PM6830 電木粉，確定Abaqus 中其材料輸入參數。計算的換向片所受應力分布如圖9(a)所示，從圖9(a)中可以看出，應力最大值為447.2 MPa，遠大于銀銅合金的強度極限319.6 MPa，導致換向片飛出。且對比仿真應力分布圖與換向片斷裂圖，如圖9 所示，實際換向片斷裂處與仿真計算的換向片應力最大值處(紅色圈內)完全一致，有效地驗證了有限元模型的有效性。

圖9 起動電動機換向片仿真應力分布圖

2.2 換向器選材及結構優化

電木粉材料種類繁多，不同的電木粉與同一種銀銅合金配合時，由于電木粉與銀銅合金熱膨脹系數差異的大小不同，會使高溫高速下換向片所受到的應力大小不同。選用合適的電木粉材料和銀銅合金對換向器性能有重大影響。

原起動電動機換向器生產用電木粉為PM6830，換向片上最大應力為447.2 MPa。電木粉材料改用PG6552，計算的換向片所受應力分布如圖10(a)所示，圖中可以看出應力最大值為442.1 MPa;電木粉改用PM6430，計算的換向片所受應力分布如圖10(b)所示，可以看出應力最大值為442.2 MPa。對比可知，電木粉PG6552 更適用于跟此銀銅相配合，會產生較小的應力。

圖10 換向片修改前后結構對比圖

由于該起動電動機初始結構未達到性能設計要求，需對換向片的結構進行優化，主要從改變燕尾結構著手，換向片修改前后具體結構如圖11 所示。

圖11 換向片修改前后結構對比圖

仿真分析優化后的換向器，選用電木粉PG6552，換向片應力分布情況如圖12(a)所示。由圖12 可知，換向片所受最大應力處的應力值為308.8 MPa，小于銀銅合金的強度極限319.6 MPa，換向器不會出現飛片的情況。

換向器工作時，換向片槽型部分繞上銅線，點焊到換向片上，則換向器外徑最大變形是指在換向片上碳刷工作部位的最大變形，如圖12(b)所示。超速試驗后，最大外徑變形在常溫下測得，所以僅加載旋轉速度，計算出換向片的最大位移為0. 001 9 mm，如圖12(b)所示，小于0.012 mm，符合此起動電動機換向器超速性能設計要求。

圖12 換向片優化后結果

優化結構后的換向器產品加溫至180℃，進行38 000 r/min 超速試驗后，換向器未出現飛片的情況，如圖13 所示。由于外徑變化很小，僅幾微米，無法用肉眼觀察到，使用微米千分尺測得最大外徑變化為0.002 mm，與數值仿真結果一致，說明本文的有限元方法有較高的可靠性。

圖13 優化后換向器超速后解剖圖

3 結 語

(1)本文定義了有限元分析中換向器各部分材料屬性，提出了材料參數獲取方法，確定了網格屬性和邊界條件及加載步驟，建立了換向器有限元模型，說明了計算結果的分析處理方法。

(2)建立了起動電動機換向器分析的模型，基于所建立的有限元模型，計算換向片在高溫高速工況下所受應力分布及位移情況，分析換向器結構是否符合超速性能設計要求，對仿真結果和實驗結果進行了對比分析，并根據仿真結果優化換向器選材及結構，實驗驗證了仿真結果及優化方案的可靠性。(3)本文的建模方法與分析方法，對研究換向器飛片問題具有指導意義，分析換向器飛片問題有很高的可靠性。本文描述的分析方法改善了傳統的經驗設計、生產制作樣件到試驗驗證的高周期、高成本的弊端，對換向器的設計提供參考。

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