气泡诱导下驱动电机轴承油膜击穿机理

杨传猛; 范正钊; 邱明; 董艳方; 王帅; 王高峰

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2507969

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (30) :13051-13060 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2507969

论文：机械、仪表工业

气泡诱导下驱动电机轴承油膜击穿机理

杨传猛 ¹^,²^,³ ,
范正钊 ¹ ,
邱明 ¹^,² ,
董艳方 ¹ ,
王帅 ¹ ,
王高峰 ⁴

作者信息 +

Mechanism of Bubble-induced Oil Film Breakdown and Electrical Erosion in Motor Bearings

YANG Chuan-meng ¹^,²^,³ ,
FAN Zheng-zhao ¹ ,
QIU Ming ¹^,² ,
DONG Yan-fang ¹ ,
WANG Shuai ¹ ,
WANG Gao-feng ⁴

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摘要

为探究驱动电机轴承电蚀机理,针对润滑油膜中微气泡对电击穿过程的影响开展了仿真研究。以6208型深沟球轴承为对象,建立含气泡油膜击穿理论模型及瞬态电场仿真模型,分析气泡存在下的电场分布与击穿过程,并量化气泡半径、位置及数量对击穿特性的增益效应。结果表明:气泡诱发局部电场畸变,最大场强达1.6×10⁸ V/m,击穿时间较无气泡工况缩短13.1%;增大气泡半径、减小气泡与放电电极间距或增加气泡数量均会增强电场畸变程度,显著降低油膜绝缘强度并加速击穿进程。研究揭示了微气泡对轴承油膜电击穿行为的促进机制,为驱动电机可靠性提升提供理论依据。

Abstract

To investigate the electrical erosion mechanism of drive motor bearings, a simulation study was conducted to examine the influence of micro-bubbles in the lubricating oil film on the electrical breakdown process. The 6208 deep groove ball bearing was taken as the research object. A theoretical model and a transient electric field simulation model for oil film breakdown containing bubbles were established. The electric field distribution and breakdown process under bubble conditions were analyzed, and the gain effects of bubble radius, location, and quantity on breakdown characteristics were quantified. The results show that local electric field distortion is induced by bubbles, with the maximum field strength reaching 1.6×10⁸ V/m. The breakdown time is shortened by 13.1% compared to bubble-free conditions. The electric field distortion is enhanced by increasing bubble radius, reducing the bubble-electrode distance, or raising bubble number, which significantly reduces the insulating strength of the oil film and accelerates the breakdown process. The gain mechanism of micro-bubbles on the electrical erosion behavior of bearing oil films is revealed, providing a theoretical basis for improving the reliability of drive motors.

Graphical abstract

关键词

驱动电机轴承 / 气泡 / 油膜击穿 / 电蚀 / 电场畸变 / 数值仿真

Key words

drive motor bearing / bubble / oil film breakdown / electrical erosion / electric field distortion / numerical simulation

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杨传猛, 范正钊, 邱明, 董艳方, 王帅, 王高峰. 气泡诱导下驱动电机轴承油膜击穿机理[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(30): 13051-13060 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507969

YANG Chuan-meng, FAN Zheng-zhao, QIU Ming, DONG Yan-fang, WANG Shuai, WANG Gao-feng. Mechanism of Bubble-induced Oil Film Breakdown and Electrical Erosion in Motor Bearings[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(30): 13051-13060 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507969

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近年来,随着能源转型与电动化进程的加速推进,驱动电机作为各类电动化设备的核心动力总成,其可靠性不仅直接影响设备的续航、性能与寿命,也是支撑工业自动化、智能交通及绿色能源应用的关键技术。据统计,驱动电机轴承故障占电机故障的40%以上,是导致设备停机的主要原因之一^[1-3]。当轴承滚动体与内外圈之间的感应电压超过润滑油膜绝缘强度时,将击穿油膜,诱发故障^[4]。其中,约25%的轴承故障由轴承电流引起^[5],且该比例随运行时间延长而逐渐升高^[6]。由轴承电流引发的电气损伤称为轴承电蚀^[7],其表现为滚动体与滚道接触区域因放电产生局部熔融与凹坑^[8],轴承电蚀会加速材料失效,缩短轴承寿命,严重影响电机运行可靠性^[9]。

早期,Sharbaugh等^[10]发现液态电介质中静电力可导致气泡析出;李自颖等^[11]在球-盘接触实验中观测到赫兹接触区附近施加电压后出现大量微气泡,且气泡增多会提高放电概率;Luo等^[12]通过相对光干涉强度技术也证实了带电润滑油膜中微气泡的存在;另有研究指出,充电条件下润滑接触区周围产生的微气泡可能与局部过热有关^[13]。可见,在电机实际运行工况下,轴承油膜中易产生微气泡,且气泡对局部放电行为具有显著影响。

当前研究普遍认为气泡会提高油膜的击穿概率,加剧电蚀风险^[11]。然而,关于气泡对电蚀促进效应的具体机理及其关键参数(半径、位置、数量)的定量影响,仍缺乏系统研究。经典油膜击穿理论以流注发展模型为基础,强调电场强度、油品特性与界面状态对击穿过程的影响。近年来仿真研究虽揭示了电极形状与油膜厚度对放电路径的影响,但普遍忽略气泡对电场的主动作用。此外,由于液体介质中放电过程的复杂性,目前尚缺乏对含气泡油膜中放电全过程演化机制的深入解析^[14]。

针对上述问题,现以驱动电机常用6208型深沟球轴承为对象,聚焦润滑油膜中气泡对电击穿过程的影响机制,结合电场仿真与理论建模展开系统研究。通过建立深沟球轴承油膜电击穿瞬态仿真模型,量化气泡参数对击穿过程的影响,提出基于气泡诱导电场畸变的影响机理模型,从局部场强强化角度揭示击穿加速机制,旨在系统地阐明气泡对轴承电蚀的影响规律,为深入理解轴承电蚀微观物理过程提供新视角,并为高可靠性抗电蚀轴承设计与电机寿命提升提供理论依据。

1 含气泡油膜电蚀理论模型

1.1 油膜结构模型

脉宽调制(pulse width modulation,PWM)逆变器广泛用于驱动电机中以实现变速控制^[15],逆变器的高频开关将感应高频共模电压(common mode voltage,CMV),被定义为电动机中滚动体与内外圈两端的感应电压^[5],当轴承电压超过绝缘润滑膜的阈值电压时,会出现EDM轴承电流,从而击穿油膜,造成轴承电蚀的发生^[16]。EDM电流的路径为“轴-轴承内圈-滚子-外圈”^[17],上述驱动电机轴承电蚀发生过程可总结如图1所示,因此轴承的电蚀主要发生在轴承内圈和滚子之间,为构建油膜击穿模型,需确定轴承内圈和滚子之间的油膜厚度和形状。

一般情况下,驱动电机轴承油膜被电击穿发生在最小油膜处,深沟球轴承内圈与滚动体的接触在法向载荷与相对滚动作用下形成典型的弹性流体动力润滑(elasto-hydrodynamic lubrication,EHL)状态,根据经典的赫兹接触理论,润滑油会在左侧流入,右侧流出,在出口处会形成“颈缩”,如图2所示^[18],此处就是油膜最薄处,也是油膜被击穿的位置,在此处的垂直位置布置气泡,可以有效模拟气泡对油膜击穿的影响。

由文献[19]可知,基于弹流润滑(elastohydrodynamic lubrication,EHL)理论,在等温条件下,滚动体与轴承内外滚道之间的最小油膜厚度h_min计算公式为

(1) $\begin{aligned}h_{\min }= & 0.2207 \alpha^{0.49} D_{\mathrm{w}}^{0.466}\left(\eta_{0} n D_{\mathrm{m}}\right)^{0.68} \times \\& \left(1-\gamma_{\mathrm{i}}\right)^{1.15}\left(1+\gamma_{\mathrm{i}}\right)^{0.68}\left(1-\mathrm{e}^{-0.68 k}\right) E^{-0.117} Q_{\max }^{-0.073}\end{aligned}$

式(1)中:α为黏度压力指数;η₀为润滑脂常压下的动力黏度;n为电机转速;D_m为轴承节圆直径;D_w为滚珠直径;γ_i为无量纲几何参数;Q_max为最大受载滚动体载荷;E为综合弹性模量;k为椭圆率。

6208型轴承和润滑脂相关参数如表1所示。

根据表1中的6208型轴承参数,选定驱动电机轴承相关工况:转速为1 200 r/min,运行温度为45 ℃,单个滚动体的最大受载为2 000 N;此时,计算得到滚动体与轴承内圈之间的最小油膜厚度为0.3 μm,故以油膜厚度0.3 μm作为轴承油膜被电击穿仿真的参考值。令中心油膜厚度为h_c,且存在h_min=(3/4)h_c^[20],得到如图3所示油膜结构简化模型,做如下仿真场景设定:气泡半径为0.006 μm,单个气泡,气泡圆心距放电电极距离为0.03 μm,并建立二维轴对称模型进行仿真研究,如图3所示。

1.2 油膜击穿模型

驱动电机轴承润滑绝缘油分子在轴电压的作用下,电离出电子,自由电子在外部电场作用下被加速,高能电子撞击油分子,使其电离,产生新电子-正离子对,新电子继续被加速,进一步碰撞电离,使得电子数量呈指数级增长,形成电子崩。当电子崩的尾部带负电荷的电子云与头部带正电荷的离子形成强局部电场,畸变电场进一步诱发二次电子崩,新电离的粒子与原始电离粒子融合,形成离子束,发展至油膜尽头,形成电击穿通路。

电击穿通路本质上是由高密度电子-离子混合体构成的导电通道,当该通道贯穿油膜厚度,也就是从高压电极到油膜再到金属表面,意味着绝缘屏障被彻底穿透;穿透瞬间电流密度剧增,产生大量焦耳热,从而烧融轴承滚道,造成电蚀损伤,如图4所示。

1.3 轴承含气泡油膜理论模型

为建立简洁且物理意义明确的模型,作如下简化。

(1)气泡形状:视为半径为R的理想球体,近似满足实际微气泡形状。

(2)介质属性:油与气泡均为线性均匀各向同性电介质,忽略电导率。

(3)边界效应:忽略电极边缘效应及油膜曲面影响,气泡位于无限大油介质中。

1.3.1 单气泡电场畸变的理论推导

根据静电场理论,球坐标下拉普拉斯方程$\nabla^{2} \varphi=0$的通解为

(2)ϕ(r,θ)=$\stackrel{\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{n}=0}}\left({\mathit{A}}_{\mathit{n}}{\mathit{r}}^{\mathit{n}}+\frac{{\mathit{B}}_{\mathit{n}}}{{\mathit{r}}^{\mathit{n}+1}}\right)$P_ncosθ

式(2)中:ϕ(r,θ)为球坐标(r,θ)处的标量电势;A_n、B_n为级数待定系数;P_n为n阶勒让德多项式。

在气泡界面(r=R)处,满足电场连续性边界条件,即

(3)$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{\varphi }}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}(\mathit{R},\mathit{\theta })={\mathit{\varphi }}_{\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{t}}(\mathit{R},\mathit{\theta })\\ {\left.{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}\frac{\partial {\mathit{\varphi }}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}}{\partial \mathit{r}}\right|}_{\mathit{r}=\mathit{R}}={\left.{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}\frac{\partial {\mathit{\varphi }}_{\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{t}}}{\partial \mathit{r}}\right|}_{\mathit{r}=\mathit{R}}\end{array}\right.$

式(3)中:ε_b为气泡介电常数,取ε_b=1; ε_oil为油膜介电常数;ϕ_in(r,θ)、ϕ_out(r,θ)为气泡内外电势;r、θ为球坐标系下径向距离和极角。

考虑外电场E₀沿z轴方向(θ=0),仅保留n=1项主导畸变,解得气泡内外电势分布为

(4)$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{\varphi }}_{\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{t}}(\mathit{r},\mathit{\theta })=-{\mathit{E}}_{0}\mathit{r}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathit{\theta }+\frac{\mathit{\beta }{\mathit{E}}_{0}{\mathit{R}}^{3}}{{\mathit{r}}^{2}}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathit{\theta }\\ {\mathit{\varphi }}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}(\mathit{r},\mathit{\theta })=-\mathit{\gamma }{\mathit{E}}_{0}\mathit{r}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathit{\theta }\end{array}\right.$

式(4)中:E₀为外部场强。

引入关键参数畸变因子β和内部场强系数γ,即

(5)$\left\{\begin{array}{l}\mathit{\beta }=\frac{{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}-{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}}{2{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}+{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}}\\ \mathit{\gamma }=\frac{3{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}}{2{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}+{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}}\end{array}\right.$

故当r=R、θ=180°时,即气泡表面远离电极一端处,电场达到最大,则最大电场公式为

(6)$E_{\max }=\left|-\frac{\partial \varphi_{\text {out }}}{\partial z}\right|_{\theta=0, r=R}=E_{0}|1+2 \beta|$

代入β表达式,得到最大局部电场为

(7)E_max=$\left|\frac{4{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}-{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}}{2{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}+{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}}\right|$E₀

式(7)中:ε_oil为润滑油介电常数,取ε_oil=3.8;E₀为外部场强。

如图5所示,在含气泡油膜中,由于气泡介电常数远低于绝缘油,气泡内外产生介电失配,且由于介质界面的极化效应,致使电场在气泡内部汇聚,其内部电场强度高于油液,形成局部电场畸变,最大场强集中于气泡远离电极一端,气泡内最大场强E_max为1.6×10⁸ V/m。如图6所示,气泡外最大场强E₀为8.89×10⁷ V/m,与理论模型[式(7)]相符合,误差仅8%。此时畸变电场引发更加强烈的油分子电离和电子碰撞,加剧电子崩,促进等离子体通道向底部电极延伸,最终加速击穿通路的形成。

1.3.2 气泡参数化研究理论模型

1)气泡半径R的影响

气泡作为电荷集聚的场所,当电荷量达到一个临界值时,会继续向下流动,故畸变电场的电场强度和气泡体积有正相关关系,强电场区域范围和最大电场强度随R增大而扩展增强。定义有效畸变区体积V_eff∝R³,故气泡的最大场强E_max∝R³。

2)气泡距放电端距离D的影响

当气泡远离放电电极时,气泡所处位置背景场强减弱,电离速率降低,故气泡所处位置的实际背景场强E_max(D)随D的增大而衰减,近似为

(8) E_max(D)=E_maxf(D)

式(8)中:f(D)为基于标准气泡参数下的衰减函数,近似于指数型,且f(0.03)近似于1。

此时,气泡最大局部畸变场强修正为

(9)E_max(D)=$\frac{4{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}-{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}}{2{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{o}\mathrm{i}\mathrm{l}}+{\mathit{\epsilon }}_{\mathrm{b}}}$E₀f(D)

根据式(9)可知,E_max(D)为距离D处最大场强,当D趋于标准参数0.03 μm时,E_max(D)无限趋近于E_max;当D增大时,E_max(D)快速衰减,电子崩速率下降,击穿阈值电压增大,对应标准电压下的击穿时间增大。

3)气泡数量N的影响

多气泡在电场中存在叠加效应,多气泡电场叠加模型:第i个气泡产生的畸变场E_distⁱ在空间某点P的类似合成场E_总(P)模型为

(10)E_总(P)=E₀(P)+$\stackrel{\mathit{N}}{\sum _{\mathit{i}=1}}{\mathit{E}}_{\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{s}\mathrm{t}}^{\mathit{i}}$(P)

由式(10)可知,当气泡沿着电场线排列会出现畸变场同向叠加,致使E_总增大,最高局部场强E_总随N增加而上升,且强场区分布更广。

2 含气泡油膜电击穿仿真模型及方法

选用静电场和粒子流动两个物理场模块,对含气泡轴承油膜被电击穿过程进行仿真。

2.1 轴承油膜被电击穿的解析模型

空气间隙流注放电从微观来说主要包含分子电离、电子-正离子和正-负离子间复合、电子-分子附着、粒子的迁移和扩散过程等,可采用如下粒子平衡方程表征^[21],即

(11) $\left\{\begin{array}{l}\frac{\partial N_{p}}{\partial t}+\nabla \cdot\left(N_{p} W_{p} \boldsymbol{E}\right)=G_{I}(|\boldsymbol{E}|)+ \\\quad N_{e} N_{p} \beta_{e p}+N_{n} N_{p} \beta_{n p} \\\frac{\partial N_{e}}{\partial t}-\nabla \cdot\left(N_{e} W_{e} \boldsymbol{E}\right)=-G_{I}(|\boldsymbol{E}|)- \\\quad N_{e} N_{p} \beta_{e p}-\frac{N_{e}}{\tau_{a}} \\\frac{\partial N_{n}}{\partial t}-\nabla \cdot\left(N_{n} W_{n} \boldsymbol{E}\right)=\frac{N_{e}}{\tau_{a}}-N_{n} N_{p} \beta_{n p} \\\nabla \cdot(\varepsilon \boldsymbol{E})=N_{p}+N_{e}+N_{n} \\\boldsymbol{E}=-\nabla \varphi\end{array}\right.$

式(11)中:t为时间;E为电场幅值;G_I为电荷密度产生速率源项;N_e、N_p、N_n分别为电子和正、负离子的密度;W_e、W_p、W_n分别为电子以及正、负离子迁移速度;τ_a为电子吸附时间;β_ep、β_np分别为电子-正离子、正-负离子的复合系数。

单位时间内,润滑油脂分子在电场中电离产生的电子和正离子电荷数为

(12)G_I($\left|\mathit{E}\right|$)=$\frac{{\mathit{e}}^{2}{\mathit{n}}_{0}\mathit{a}\left|\mathit{E}\right|}{\mathit{h}}$exp$\left(-\frac{{\mathrm{\pi }}^{2}\mathrm{ }{\mathit{m}}^{\mathrm{*}}\mathit{a}{\mathit{\Delta }}^{2}}{\mathit{e}{\mathit{h}}^{2}\left|\mathit{E}\right|}\right)$

式(12)中:α为分子间距;m^*为液体中电子的有效质量;Δ为分子电离能;n₀为可电离的数密度;h为普朗克常数;e为元电荷。

为了尽可能模拟现实驱动电机轴承所承受的高频交流电压,选用的轴电压波形,是从实际电源电压中截取一段上升沿为50 ns,下降沿为500 ns的脉冲电压,以聚焦气泡对轴承油膜电击穿影响的机理性研究,即式(13)^[22],实际电压如图7所示。

(13)V=-V₁(${\mathit{e}}^{-\frac{\mathit{t}}{50}}$-${\mathit{e}}^{-\frac{\mathit{t}}{500}}$)

式(13)中:V为实际电压;V₁为施加外部电压,是无气泡油膜的击穿阈值电压。

2.2 轴承油膜仿真模型

基于深沟球轴承6208的结构参数,建立轴承油膜仿真简化模型,如图8所示,令其为参考标准模型:气泡半径R=0.006 μm,气泡数量N=1,气泡圆心距放电电极距离D=0.03 μm,并建立二维轴对称模型来对轴承油膜被电击穿问题进行仿真研究。

网格划分如图9所示,为减少误差,对击穿通路区域做网格细化,对气泡所在区域做二次网格细化。并对网格做网格无关性验证,如图10所示,综合考虑计算效率和结果准确性,选用网格数为23 546。

油膜在没有被完全击穿时,未完全形成完整的击穿通道,此时电蚀损伤还未发生,故选用完全击穿时间作为击穿判据,更符合工程实际意义。油膜完全击穿时间T,是从开始施加电场,到油膜完全被击穿,形成完整击穿通路的全部时间。如图11所示,仿真图可以清晰地观察击穿通路的产生,此时油膜中最大电场强度在油膜完全击穿时间T时刻之后会发生突变,故以此时间作为油膜的完全击穿时间判据。

2.3 含气泡油膜击穿仿真方法

本文仿真以标准气泡油膜仿真模型为初始仿真模型,通过更改相应气泡参数,观察仿真结果,确定气泡参数对击穿放电的影响,图12为本文仿真流程图。

3 驱动电机油膜电蚀仿真结果及讨论

3.1 含气泡油膜被电击穿放电仿真结果

由上述理论模型部分可知,电击穿的过程可以用流注放电和电子崩理论来解释,而气泡对轴承油膜被电击穿影响的本质是:气泡介电常数低于绝缘油,导致气泡内外产生介电失配,致使电场在气泡内部汇聚,其内部电场强度高于油液,加快电子崩的速率。电场畸变和路径引导双重作用加速击穿通路的形成。其中,图13是不同时刻无气泡下油膜的电场强度示意图。图14是击穿时刻油膜电流密度。图15为不同时刻标准气泡下油膜的电场强度示意图,直观地展示了轴承油膜击穿过程中的电场强度变化。

如图13(a)和图13(b)所示,0~80 ns是击穿通路初生阶段,0 ns时刻是电压施加瞬间,80 ns时刻放电端发生场致电离发射,开始出现弱电离区;如图13(c)所示,在100 ns时,纯净油膜模型中电离进一步增强,开始出现电子崩趋势,离子束呈现向接地端发展的趋势。如图13(d)所示,至150 ns时,离子束呈现明显朝向接地端发展的趋势,并形成流注,击穿通道开始成型;如图13(e)和图13(f)所示,200~250 ns时通道继续缓慢推进,电场已逐步扩展至靠近接地端方向,此时击穿路径长度已超过油膜总厚度的一半。

图13(g)中,电场集中于电子束尾部,在253 ns时,纯净油膜中由高密度电荷形成的强电场进一步延伸至0.26 μm处;在图13(h)中,继续观察纯净油膜的演化过程,在253.9 ns时,击穿通道开始初步形成,通道末端接触接地端,电场强度剧烈增长;最终在254 ns时[图13(i)],纯净油膜形成贯穿通路,标志油膜击穿正式发生。观察此时油膜中的电流密度,如图14所示,可见油膜击穿处的电流密度极大,产生大量的焦耳热,从而进一步烧熔滚道,形成电蚀坑,标志由EDM电流造成的轴承电蚀正式发生。

如图15(a)所示,0 ns是施加电压时刻,发生场致电离,使得润滑油分子被电离出正负粒子和电子;在80 ns时[图15(b)],气泡受到场致电离影响,气泡内介电常数低于润滑油液,气泡内气体的电离程度远超过外部油液,导致气泡内汇聚高电场,造成油液中的电场畸变;图15(c)中,气泡内部离子在外部电场的作用下汇聚至气泡远离放电端一极,此处的电场强度达到最强,形成强烈的电场畸变,并影响外部电场;如图15(d)~图15(g)所示,100~220 ns,油液分子发生剧烈的电子崩快速发展成离子束,并延伸至0.27 μm处;在220.6 ns时,击穿通道初步形成,通道末端接触接地端,电场强度剧烈变化;在220.63 ns时,纯净油膜形成贯穿通路,标志油膜击穿正式发生。

将击穿过程中的相关数值进行量化对比:含气泡油膜的击穿时间为220.63 ns,较纯净油膜(254 ns)缩短了33.37 ns。含气泡油膜因气泡中的电离,导致电场畸变加速电离过程,使得击穿速率更快。其最大电场强度达到1.6×10⁸ V/m,为同时刻纯净油膜(8.81×10⁷ V/m)的1.82倍,气泡引起强烈电场畸变。

且含气泡油膜被击穿瞬间,电流密度为1.43×10⁸ A/m²,相较纯净油膜,是纯净油膜的4.5倍,将生成更多的热量,从而造成更加严重的电蚀损伤。

通过观察含气泡油膜与纯净油膜各时刻电场强度沿击穿路径变化示意图,如图16和图17所示,可以清晰地观察到气泡引起的畸变电场和气泡对油膜电场的增强作用。

3.2 气泡半径对电击穿增益的影响

以标准气泡仿真结果作为参考值,只改变气泡半径,观察不同半径下的气泡内最大场强及完全击穿时间的仿真结果,如图18所示。

结果表明,当气泡半径增大时,轴承油膜被电击穿的时间会缩短,且气泡内最大场强也在增大。这说明当气泡半径增大时,气泡内累积的离子增多,会增强气泡对轴承油膜被电击穿的促进作用,与理论推导部分结果一致。

3.3 气泡位置对电击穿增益的影响

以标准气泡仿真结果作为参考值,只改变气泡圆心距放电电极距离,观察不同位置下气泡内最大场强及完全击穿时间的仿真结果,如图19所示。

结果表明,当气泡距放电电极距离增大时,轴承油膜被电击穿的时间延长,并逐渐稳定。且气泡内最大场强也在减小,最终也趋于稳定,然而,距离放电电极0.01 μm时,击穿时间出现异常,略长于预期,可能是因为距离放电端太近,影响场致电离发射,从而增加击穿时间。总体而言,仿真结果与理论推导部分结果一致。

3.4 气泡数量对电击穿增益的影响

以标准气泡仿真结果作为参考值,只改变气泡数量,观察不同气泡数量下的仿真结果,多气泡数量的油膜放电电场变化如图20所示。

从图20可知,每经过一个气泡,电场强度均有所提升,第2个气泡相对第1个气泡的电场强度增大了6%,第3个气泡相对第2个气泡的电场强度又增大了15%。这说明气泡数量增多,会增强气泡对轴承油膜被电击穿的促进效果,仿真结果与理论推导部分结果一致。

4 结论

通过开展驱动电机轴承中含气泡润滑油膜的瞬态电击穿仿真,系统揭示了微气泡对油膜击穿行为的影响机理与促进规律,得出如下结论。

(1)在脉冲电压条件下,含气泡油膜在220.63 ns内发生完全击穿,局部最大畸变电场强度达1.6×10⁸ V/m。与无气泡工况相比,击穿时间缩短13.1%,局部电场峰值提升82%,表明气泡通过诱导电场畸变与引导击穿路径双重机制,显著加速电蚀进程。

(2)气泡半径增大,将扩大高场强畸变区域的范围,增加电蚀风险。

(3)气泡与放电电极之间的距离越小,其对电场的局部扰动作用越显著,击穿促进作用越强。

(4)气泡数量增多会进一步削弱油膜的整体介电强度,导致系统更易发生协同放电,电蚀概率随之上升。

基于上述结论,为提升驱动电机的运行可靠性并延长其服役寿命,建议在轴承润滑系统设计中重视气泡控制,抑制气泡的产生与积聚,从而降低电蚀发生概率。后续将拓展至含金属颗粒、油膜气隙等多种贴近工程实际的复合失效场景,并采用长脉冲高频交流电压,以更全面地逼近实际工况,进一步探索驱动电机轴承在多因素耦合作用下的电蚀机理。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	Plazenet T, Boileau T, Caironi C, et al. A comprehensive study on shaft voltages and bearing currents in rotating machines[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2018, 54(4): 3749-3759.

[2]	杨堃, 左延红, 周超, 等. 基于复合多尺度气泡熵的小样本滚动轴承故障诊断方法[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(7): 2895-2903.

[3]	Yang Kun, Zuo Yanhong, Zhou Chao, et al. Small sample rolling bearing fault diagnosis method basedon composite multi-scale bubble entropy[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(7): 2895-2903.

[4]	秦锦程, 胡业林. 基于SFOA-VMD-CMBE和SFOA-KELM的电机滚动轴承故障诊断[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(1): 163-171.

[5]	Qin Jincheng, Hu Yelin. Motor rolling bearing fault diagnosis based on SFOA-VMD-CMBE and SFOA-KELM[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(1): 163-171.

[6]	Xiao Z X, Hu M H, Chen S, et al. Bearing electrical-erosion damage in electrical drive systems: a review[J]. IEEE Transactions on Transportation Electrification, 2024, 10(2): 3428-3442.

[7]	Kudelina K, Vaimann T, Rassõlkin A, et al. Induction motor bearing currents-causes and damages[C]// 28th International Workshop on Electric Drives:Improving Reliability of Electric Drives (IWED). Moscow: IEEE, 2021: 1-5.

[8]	Singh G K, Al Kazzaz S A S. Induction machine drive condition monitoring and diagnostic research: a survey[J]. Electric Power Systems Research, 2023, 64(2): 145-158.

[9]	He F, Xie G, Luo J. Electrical bearing failures in electric vehicles[J]. Friction, 2020, 8(1): 4-28.

[10]	陈彬强, 卿涛, 曹新城, 等. 提升小波分形策略在电机轴承电蚀故障特征提取中的应用[J]. 振动与冲击, 2022, 41(19): 223-230, 247.

[11]	Chen Binqiang, Qing Tao, Cao Xinchen, et al. Application of lifting wavelet fractal strategy in feature extraction of motor bearing electrolytic corrosion fault[J]. Journal of Vibration and Shock, 2022, 41(19): 223-230, 247.

[12]	洪杨, 吴钦木. 基于自适应本地融合联邦学习的电机轴承故障诊断[J]. 科学技术与工程, 2025, 25(8): 3217-3225.

[13]	Hong Yang, Wu Qinmu. Motor bearing fault diagnosis based on adaptive local collaboration federated learning[J]. Science Technology and Engineering, 2025, 25 (8): 3217-3225.

[14]	Sharbaugh H, Devins J S, Rzad S J. Progress in the field of electric breakdown in dielectric liquids[J]. IEEE Transactions on Electrical Insulation, 1978, 13(4): 249-276.

[15]	李自颖, 陈升儒, 郭峰, 等. 电蚀对滚动轴承早期润滑状态影响的研究[J]. 摩擦学学报(中英文), 2026, 46(1): 1-11.

[16]	Li Ziying, Chen Shengru, Guo Feng, et al. Influence of electric erosion on the early lubrication state of rolling bearings[J]. Tribology, 2026, 46(1): 1-11.

[17]	Luo J, He Y, Zhong M, et al. Gas bubble phenomenon in nanoscale liquid film under external electric field[J]. Applied Physics Letters, 2006, 89(1): 013104.

[18]	Xie G X, Luo J B, Liu S H, et al. Effect of external electric field on liquid film confined within nanogap[J]. Journal of Applied Physics, 2008, 103 (9): 094306.

[19]	Ushakov V Y, Klimkin V F, Korobeynikov S M. Impulse breakdown of liquids[M]. Berlin: Springer Verlag, 2007.

[20]	Robles E, Fernandez M, Zaragoza J, et al. Common mode voltage elimination in multilevel power inverter-based motor drive applications[J]. IEEE Access, 2022, 10: 2117-2139.

[21]	Song C, Ren Y, Huang Q, et al. Effect of shaft voltage on electric damage of GCr15 bearing material[J]. Tribology International, 2024, 200: 110139.

[22]	李学军, 廖海泽, 唐虎娇, 等. 大功率变频电机轴承油膜EDM击穿概率建模[J]. 机械工程学报, 2025, 61(17): 137-149.

[23]	Li Xuejun, Liao Haize, Tang Hujiao, et al. Modeling the probability of oil film EDM breakdown in high power inverter motor bearings[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2025, 61(17): 137-149.

[24]	Guo L, Mol H, Nijdam T, et al. Study on the electric discharge behaviour of a single contact in EV motor bearings[J]. Tribology International, 2023, 187: 108743.

[25]	邓四二, 贾群义, 薛进学. 滚动轴承设计原理[M]. 北京: 中国标准出版社, 2014.

[26]	Deng Si’er, Jia Qunyi, Xue Jinxue. Rolling bearing design principles[M]. Beijing: China Quality Inspection Press, 2014.

[27]	杨传猛, 李亮, 邱明, 等. 驱动电机轴承电蚀击穿通路的形成机理[J/OL]. [2026-03-25]. 轴承. https://link.cnki.net/urlid/41.1148.TH.20260311.1809.002.

[28]	Yang Chuanmeng, Li Liang, Qiu Ming, et al. Study on the formation mechanism of electrical erosion breakdown channels in drive motor bearings[J/OL]. [2026-03-25]. Bearing. https://link.cnki.net/urlid/41.1148.TH.20260311.1809.002.

[29]	Davies A J, Davies C S, Evans C J. Computer simulation of rapidly developing gaseous discharges[J]. Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, 1971, 118(6): 816-823.

[30]	刘波洋, 蔡新景. 气泡放电对变压器油流注放电的影响[J]. 电机与控制应用, 2024, 51(5): 90-99.

[31]	Liu Boyang, Cai Xinjing. Electric of bubble discharge on transformer oil streamer discharge[J]. Electric Machines and Control Application, 2024, 51(5): 90-99.

基金资助

清华大学高端装备界面科学与技术全国重点实验室开放基金(SKLTKF24B09)

国家自然科学基金青年科学基金(52205096)

国家重点研发计划项目(2020YFB2007303)

河南科技大学优秀青年创新人才项目(2025HNKJDXYXQNCXRC15)

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Received	Published	Revised
2025-11-18	2026-10-28	2026-04-21
Online Date
2026-11-10

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