兩種交流牽引電機焊接機座沖片疊壓靜強度有限元分析

■中車株洲電機有限公司（湖南 412001）肖連新

■成都中車電機有限公司（四川 610051）呂 政 高云霞 趙琬倩

全疊片電機具有體積小、質量輕、結構簡單和維護方便等特點。采用無機殼全焊接復合結構，不僅減輕了整個電機的質量，而且很好地改善了定子的散熱條件和磁路的均勻性，增強電機使用的可靠性，避免電機磁路的局部飽和。

1.A型牽引電機定子制造中存在的問題

本文所述定子鐵心由國內某電機生產商制造生產，所采用的材料和設備如表1所示。

定子鐵心主要生產工藝流程：定子鐵心的壓裝→打底焊（一次焊）→脫?！魏附印蚰ズ缚p后探傷→去氫處理280℃，保溫8h→表面噴丸處理；壓裝工藝流程：機座清洗（去油污和毛刺）→上壓圈、定位槽桿→放定子端板和固定塊→上壓圈、平鐵心上緊螺栓→（850±50）kN模壓→緊固定位板吊鐵心送檢。疊片方式以沖片內圓為基準，采用內圓定位筒加六根槽樣棒定位的方式進行沖片疊壓，疊壓系數為0.97，疊裝壓力為（850±50）kN。

按定子鐵心主要生產工藝流程，在進行兩道焊接后拆除緊固螺栓檢查時無一例外的是：定子鐵心兩端第一片槽口沖片出現了不同程度的凸片問題，如圖1所示。

表1 定子生產所用材料和設備名稱

電機運行時，由于槽口部分所受電場最強，一旦出現凸片現象，定子線圈的絕緣層將會有破損的風險，從而導致電機失效。本文對表2所述的三種模型進行了ANSYS分析，著重分析了端板處和第一片沖片的應力應變情況，為后續的工藝優化提供了理論基礎。

圖1 定子疊片第一片凸出的示意圖

表2 ANSYS分析模型編號

2.ANSYS模擬分析

（1）有限元模型的建立。定子端板所用的材料為冷軋鋼板ST12，密度為7800kg/m3，彈性模量為210GPa，泊松比0.3；沖片采用硅鋼片，密度為7650 kg/m3，彈性模量為200GPa，泊松比為0.27。為了優化分析步驟，在不影響分析結果的情況下，對上述壓裝模型做了相應的簡化：①機座刪除了所有螺栓孔特征，但保留了沖片通風孔。②刪去四片筋板和個別重量所占比重小且為非對稱的小部件。③不關心部分倒角、槽削等特征。④為了節約計算時間，沖片只保留了前后兩段各3片（共計6片），只創建1/4模型，并刪去了部分與本文無關的非對稱結構。其簡化后的模型如圖2所示。

從圖2兩定子結構示意圖可以清楚的看出，定子機座壓圈的結構存在很大的差異。圖2a中，壓圈呈“L”形，圖2b中呈平行四邊形。兩種結構的差異引起模壓裝配過程中整體結構的受力分布情況差別明顯。為了進一步分析研究兩種電機結構在定子疊壓過程中的受力，本文對A型、B型兩種結構的三種結構設計的電機進行ANSYS分析。

圖2 電機簡化后定子組裝幾何模型

（2）網絡模型和邊界約束條件的建立。A型電機定子有限元模型中單元總數：41638，節點總數：346271，機座的全局網格尺寸為30mm，局部網格尺寸為20mm。整體網格采用六面體的方式劃分，整體網格劃分效果如圖3所示。

圖3 A型定子網格劃分和扭曲網格分布

由圖3可以看出，質量較差的網格主要分布在端板處，占總體網格的2.4%，如表3所示。

B型電機定子有限元模型中單元總數：13021，節點總數：105130，機座的全局網格尺寸為30mm，局部網格尺寸為20mm。整體網格采用六面體的方式劃分，整體網格劃分效果如圖4所示。

表3 網格單元數

由圖4可以看出，質量較差的網格也主要分布在端板處，占總體網格的3.8%，如表4所示。

圖4 B型定子網格劃分和扭曲網格分布

表4 網格單元數

（3）邊界條件。根據沖片疊壓的工裝結構特點，選取后壓圈的支座底部為全約束，使其定子組裝固定，定子前壓圈承受137.5kN沖壓力的作用。接觸算法采用罰函數法，計算公式為

式中，KN表示法向接觸剛度；Χ表示穿透深度。

額外接觸力λ采用擴展拉格朗日法，計算公式為

相關數據如表5所示，整體加載效果如圖5所示。

表5 機座加載、受力邊界條件

圖5 定子邊界條件

3.有限元計算結果

應用ANSYS軟件分析了A型兩種（端板厚度3mm和6mm）和B型電機整個壓裝工藝受力情況，如圖6所示。

結果可以看出，A型電機最大應力如圖6a、圖6b所示，應力最大值位于前壓圈通風孔處，最大應力為57.9MPa，滿足強度要求。B型電機整體應力云圖如圖6c所示，應力最大值位于壓圈與端板交接處，最大應力為20MPa。三種工況整體模型最大應力對比分析如表6所示。對比三種設計結構的兩種型號電機ANSYS應力分析，可知B型電機最大應力是A型電機值的一半，設計結構最優。對于A型電機，6mm端板結構最大應力值略小于3mm端板結構，端板厚度增加，剛度增加，減小了通風口的應力集中。

圖6 電機整體應力云圖

表6 三種工況整體模型最大應力對比分析

為了進一步研究端板設計對于整個焊接機座沖片的定子疊壓情況，取臨端板的第一片沖片進行了ANSYS位移云圖分析，如圖7所示。

圖7 電機端板前第一片沖片位移云圖

三種工況第一片沖片變形分析值如表7所示，由圖7a、圖7b可以看出，A型電機兩種工況齒槽處位移云圖發生明顯變化，采用6mm厚端板的第一片沖片位移變化量是3mm端板的一半。而B型電機，沖片第一片位移比A型的兩種結構小一個數量級，幾乎處于穩定狀態。

表7 三種工況第一片沖片變形對比分析

4.結語

通過ANSYS靜強度有限元分析，可以認為B型結構電機的設計優于A型電機。B型電機的定子疊壓過程中，整體受力均勻，最大應力值明顯小于A型兩種結構。B型電機端板處第一片沖片的位移量小于A型電機一個數量級，整體結構的穩定性最優。建議設計電機時，采用類似于B型電機的設計結構，可以有效地避免在后續疊片焊接后的應力釋放造成的臨端板第一片沖片的凸出現象。