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全疊片電機具有體積小、質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)簡單和維護方便等特點。采用無機殼全焊接復(fù)合結(jié)構(gòu)，不僅減輕了整個電機的質(zhì)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(nèi)某電機生產(chǎn)商制造生產(chǎn)，所采用的材料和設(shè)備如表1所示。

定子鐵心主要生產(chǎn)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(nèi)圓為基準(zhǔn)，采用內(nèi)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(shù)為0.97，疊裝壓力為（850±50）kN。

按定子鐵心主要生產(chǎn)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(xiàn)了不同程度的凸片問題，如圖1所示。

表1 定子生產(chǎn)所用材料和設(shè)備名稱

電機運行時，由于槽口部分所受電場最強，一旦出現(xiàn)凸片現(xiàn)象，定子線圈的絕緣層將會有破損的風(fēng)險，從而導(dǎo)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(yīng)力應(yīng)變情況，為后續(xù)的工藝優(yōu)化提供了理論基礎(chǔ)。

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(yōu)化分析步驟，在不影響分析結(jié)果的情況下，對上述壓裝模型做了相應(yīng)的簡化：①機座刪除了所有螺栓孔特征，但保留了沖片通風(fēng)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(guān)心部分倒角、槽削等特征。④為了節(jié)約計算時間，沖片只保留了前后兩段各3片（共計6片），只創(chuàng)建1/4模型，并刪去了部分與本文無關(guān)的非對稱結(jié)構(gòu)。其簡化后的模型如圖2所示。

從圖2兩定子結(jié)構(gòu)示意圖可以清楚的看出，定子機座壓圈的結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的差異引起模壓裝配過程中整體結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)在定子疊壓過程中的受力，本文對A型、B型兩種結(jié)構(gòu)的三種結(jié)構(gòu)設(shè)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(wǎng)絡(luò)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(shù)：41638，節(jié)點總數(shù)：346271，機座的全局網(wǎng)格尺寸為30mm，局部網(wǎng)格尺寸為20mm。整體網(wǎng)格采用六面體的方式劃分，整體網(wǎng)格劃分效果如圖3所示。

圖3 A型定子網(wǎng)格劃分和扭曲網(wǎng)格分布

由圖3可以看出，質(zhì)量較差的網(wǎng)格主要分布在端板處，占總體網(wǎng)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(shù)：13021，節(jié)點總數(shù)：105130，機座的全局網(wǎng)格尺寸為30mm，局部網(wǎng)格尺寸為20mm。整體網(wǎng)格采用六面體的方式劃分，整體網(wǎng)格劃分效果如圖4所示。

表3 網(wǎng)格單元數(shù)

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

圖4 B型定子網(wǎng)格劃分和扭曲網(wǎng)格分布

表4 網(wǎng)格單元數(shù)

（3）邊界條件。根據(jù)沖片疊壓的工裝結(jié)構(gòu)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(shù)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(guān)數(shù)據(jù)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(jié)果

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

圖6 電機整體應(yīng)力云圖

表6 三種工況整體模型最大應(yīng)力對比分析

為了進一步研究端板設(shè)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(fā)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(jié)構(gòu)小一個數(shù)量級，幾乎處于穩(wěn)定狀態(tài)。

表7 三種工況第一片沖片變形對比分析

4.結(jié)語

通過ANSYS靜強度有限元分析，可以認(rèn)為B型結(jié)構(gòu)電機的設(shè)計優(yōu)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(yīng)力值明顯小于A型兩種結(jié)構(gòu)。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(shù)量級，整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性最優(yōu)。建議設(shè)計電機時，采用類似于B型電機的設(shè)計結(jié)構(gòu)，可以有效地避免在后續(xù)疊片焊接后的應(yīng)力釋放造成的臨端板第一片沖片的凸出現(xiàn)象。