HXD1型電力機(jī)車的振動測試及分析

丁 杰,肖 瀟,周敘全,龔平凡,彭瑞玲,孫 波

(1.湖南文理學(xué)院 國際學(xué)院,湖南 常德 415000;2.株洲中車時代電氣股份有限公司 國際事業(yè)部,湖南 株洲 412001)

大功率交流傳動電力機(jī)車是鐵路干線重載運輸?shù)闹饕獱恳齽恿?有力推動了國民經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展[1]。電力機(jī)車的運行環(huán)境復(fù)雜,受地形、線路和氣候等因素的影響,振動已成為影響電力機(jī)車可靠運行的重要因素[1]。楊云帆等[2]通過大量試驗測試電力機(jī)車車輪非圓化磨耗情況,分析了車輪非圓化對輪軌動態(tài)沖擊作用的影響。TAO等[3]針對機(jī)車車輪非圓化形成機(jī)理與優(yōu)化控制的研究現(xiàn)狀進(jìn)行了綜述。丁杰等[4]開展了HXD1C型電力機(jī)車在不同線路條件下的振動測試,與振動試驗標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行對比分析,指出開展實際測試的必要性。李希寧等[5]對西康線運行的HXD1型電力機(jī)車車內(nèi)設(shè)備開展了振動測試,定性研究了電力機(jī)車車內(nèi)設(shè)備振動、安裝方式與線路條件的關(guān)系。王永勝等[6]根據(jù)電力機(jī)車牽引變流器控制箱的振動特性和安裝特點,利用仿真分析和裝車試驗驗證了減振方案的可行性。路景陽[7]針對HXD1型電力機(jī)車牽引變流器功率模塊頻繁發(fā)生驅(qū)動板接線故障,通過監(jiān)測運行環(huán)境發(fā)現(xiàn)電力機(jī)車振動超標(biāo),并提出了鏇輪消除車輪多邊形來減輕振動的措施。

本文針對懷化機(jī)務(wù)段HXD1型電力機(jī)車的振動情況進(jìn)行了測試,重點關(guān)注從輪軌到牽引變流器的振動傳遞以及柜體內(nèi)關(guān)鍵設(shè)備的振動,以了解牽引變流器及柜內(nèi)設(shè)備的振動環(huán)境,為后續(xù)開展車載設(shè)備的可靠性研究和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供數(shù)據(jù)支撐。

1 振動測點布置

牽引變流器是電力機(jī)車牽引傳動系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備,實時為牽引電機(jī)提供合適的電壓和電流,以滿足列車的牽引需求。圖1為HXD1型電力機(jī)車牽引變流器的三維結(jié)構(gòu)示意圖。牽引變流器柜體采用鈑金件制作成框架承載結(jié)構(gòu),內(nèi)部集成了功率模塊、傳動控制箱、接觸器、換熱器風(fēng)機(jī)、斬波器等部件。

圖1 牽引變流器的三維結(jié)構(gòu)示意圖

為了獲得電力機(jī)車從輪軌至牽引變流器內(nèi)部的振動特性,以運行在懷化—張家界的HXD1型1495號電力機(jī)車(載重3 960 t)為測試對象,利用B&K振動噪聲測試系統(tǒng)開展了實際線路運行的振動測試,測試分析頻率設(shè)置為3 200 Hz。分別在軸箱端部、車門下方位置的車體、地板梁、牽引變流器柜體右下角、功率模塊導(dǎo)軌、傳動控制箱安裝法蘭等位置布置了三向加速度傳感器,在換熱器風(fēng)機(jī)軸端橫向和接觸器垂向布置了單向加速度傳感器。縱向、橫向和垂向分別對應(yīng)車體的長度、寬度和高度方向。

2 振動時域分析

2.1 各工況振動有效值對比

表1為電力機(jī)車在待車、45 km/h勻速上坡、71 km/h勻速行駛等工況下0～3 200 Hz分析頻率的振動有效值對比。從表1可以看出:

表1 不同工況下的振動有效值對比 m/s2

(1) 在待車工況下,軸箱測點的振動有效值幾乎為0,振動的主要來源為機(jī)械間內(nèi)的設(shè)備,其中換熱器風(fēng)機(jī)橫向振動有效值最大;

(2) 在45 km/h勻速上坡工況下,各測點的振動有效值大于71 km/h勻速行駛工況下的振動有效值,其中軸箱和功率模塊的垂向振動有效值分別達(dá)到了7.48 m/s2和8.06 m/s2,這是由坡道路段的牽引功率明顯增大所致。

2.2 各工況振動有效值對比

GB/T 21563—2018《軌道交通 機(jī)車車輛設(shè)備 沖擊和振動試驗》是基于IEC 61373《鐵路應(yīng)用 鐵道車輛設(shè)備沖擊和振動》1999年版本[8]和2010年版本[9]制定的鐵路車輛設(shè)備振動沖擊試驗標(biāo)準(zhǔn)。該標(biāo)準(zhǔn)根據(jù)設(shè)備所處位置分為1類A級(車體直接安裝)、1類B級(車體直接安裝的柜體內(nèi)部安裝)、2類(轉(zhuǎn)向架安裝)和3類(車軸安裝),并根據(jù)設(shè)備的質(zhì)量推薦不同的頻率范圍。由此可確定,軸箱屬于3類設(shè)備,推薦頻率范圍為10～200 Hz;車體、地板梁、牽引變流器柜體屬于1類A級設(shè)備,推薦頻率范圍為2～60 Hz;功率模塊(質(zhì)量為90 kg)、傳動控制箱(質(zhì)量為20 kg)、換熱器風(fēng)機(jī)(質(zhì)量為8 kg)和接觸器(質(zhì)量為25.5 kg)屬于1類B級設(shè)備,推薦頻率范圍為5～150 Hz。

表2為勻速上坡工況各測點在0～3 200 Hz頻率范圍和標(biāo)準(zhǔn)推薦頻率范圍的振動有效值對比表。由表2可以看出:在0～3 200 Hz頻率范圍內(nèi),1類設(shè)備大部分都超出了標(biāo)準(zhǔn)值;按照標(biāo)準(zhǔn)推薦的頻率范圍,換熱器風(fēng)機(jī)橫向振動有效值、傳動控制箱橫向振動有效值以及功率模塊3個方向的振動有效值均超出了標(biāo)準(zhǔn)值。

表2 勻速上坡工況各測點振動有效值的對比

針對部件振動超標(biāo)問題,從部件的安裝結(jié)構(gòu)開展定性分析,換熱器風(fēng)機(jī)橫向安裝在柜體框架上,安裝基礎(chǔ)橫向剛度較小;傳動控制箱依靠安裝法蘭橫向安裝于柜體框架,底部擱放在橫梁上,橫向的剛度較小。

2.3 沖擊峰值與標(biāo)準(zhǔn)值對比

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB/T 21563—2018關(guān)于沖擊試驗的規(guī)定,需要對電力機(jī)車1級A類設(shè)備和1級B類設(shè)備施加持續(xù)30 ms的脈沖譜,縱向、橫向和垂向的沖擊峰值分別為50 m/s2、30 m/s2和30 m/s2,對3類設(shè)備施加持續(xù)6 ms的脈沖譜,縱向、橫向和垂向的沖擊峰值均為1 000 m/s2。

從各測點的時域波形中可以發(fā)現(xiàn)明顯的沖擊現(xiàn)象,提取各測點的沖擊峰值與標(biāo)準(zhǔn)值進(jìn)行對比,如表3所示。測試的振動沖擊數(shù)據(jù)可從源頭上分為輪軌的沖擊、車身的沖擊和接觸器的沖擊3類,具體表現(xiàn)為:

表3 各測點沖擊峰值的對比 m/s2

(1) 當(dāng)輪軌的橫向沖擊峰值達(dá)到744.3 m/s2時,垂向和縱向的沖擊峰值也在200 m/s2以上,但來自輪軌的沖擊在車體及牽引變流器柜體上表現(xiàn)并不明顯,說明該車的車下減振系統(tǒng)對沖擊的減振效果良好;

(2) 車體測點的沖擊峰值在3個方向都達(dá)到了20 m/s2以上,且與牽引變流器柜體右下角測點的沖擊峰值同時出現(xiàn);

(3) 接觸器的垂向沖擊峰值達(dá)到82.9 m/s2,超出標(biāo)準(zhǔn)值較多,從時域圖中也可以看出比較明顯的接觸器沖擊。同時,接觸器的沖擊在牽引變流器柜體內(nèi)的其他設(shè)備上也有明顯的體現(xiàn),如換熱器風(fēng)機(jī)、柜體右下角、地板梁的沖擊峰值與接觸器同時出現(xiàn),這說明在牽引變流器的結(jié)構(gòu)設(shè)計時應(yīng)將對沖擊敏感的部件遠(yuǎn)離接觸器。

由表3可以看出:牽引變流器功率模塊的垂向沖擊峰值達(dá)到了40.2 m/s2,這來自于電力機(jī)車啟動加速階段,并不是由沖擊造成的,而與功率模塊的安裝方式有關(guān);功率模塊通過散熱器的螺栓與柜體壁板固定,功率模塊導(dǎo)軌與柜體橫梁直接接觸,將直接向功率模塊導(dǎo)軌傳遞垂向振動。

3 振動頻域分析

3.1 待車工況

圖2為待車工況下軸箱和車體的垂向振動頻譜對比。由圖2可知,待車工況下的車體垂向振動受到來自機(jī)械間的設(shè)備振動影響,頻譜十分豐富,軸箱的振動主要是車體的振動通過一系、二系懸掛系統(tǒng)傳遞過來,部分較低的頻率(如91 Hz、100 Hz)在軸箱上體現(xiàn)較為明顯,200 Hz及以上的振動都出現(xiàn)了明顯的衰減。

圖2 待車工況下軸箱和車體的垂向振動頻譜對比

圖3為待車工況下牽引變流器柜體右下角和地板梁的垂向振動頻譜對比。由圖3可知,在待車工況下,牽引變流器柜體右下角和地板梁的振動頻譜在800 Hz以下幾乎完全重合,在1 600 Hz以上柜體右下角的振動略大,這說明牽引變流器柜體的安裝方式對振動幾乎沒有衰減作用,在高頻時還略有放大。從振動加速度峰值上看,柜體右下角和地板梁表現(xiàn)出了30 Hz、60 Hz、91 Hz和120 Hz等頻率的倍頻振動,55 Hz和110 Hz等來自換熱器風(fēng)機(jī)的倍頻振動以及50 Hz倍頻的電磁振動。

圖3 待車工況下牽引變流器柜體右下角和地板梁的垂向振動頻譜對比

從第2節(jié)的振動時域分析可知,牽引變流器內(nèi)部換熱器風(fēng)機(jī)和功率模塊高于傳動控制箱和接觸器,因此,重點分析換熱器風(fēng)機(jī)和功率模塊。圖4為待車工況下?lián)Q熱器風(fēng)機(jī)和功率模塊的垂向振動頻譜對比。由圖4可知,在待車工況下,換熱器風(fēng)機(jī)的振動以55 Hz、110 Hz、165 Hz等倍頻為主,由于換熱器風(fēng)機(jī)的葉片數(shù)為8,因此在440 Hz時振動也較大。功率模塊的振動則表現(xiàn)出較強的電磁振動特征,并且在1 800 Hz附近電磁振動明顯,這與IGBT器件的開關(guān)頻率450 Hz的4倍頻相關(guān)。

圖4 待車工況下?lián)Q熱器風(fēng)機(jī)和功率模塊的垂向振動頻譜對比

3.2 勻速上坡工況

從第2節(jié)的振動時域分析可知,勻速上坡工況的振動要高于勻速行駛工況的振動,因此,勻速上坡工況的振動頻譜分析較勻速行駛工況更具代表性。

圖5為勻速上坡工況下軸箱和車體的振動頻譜對比。由圖5(a)可知,在勻速上坡工況下,軸箱3個方向的振動頻譜差別較大,垂向和橫向的振動較大,垂向的振動峰值主要為89 Hz、357 Hz,橫向的振動在357 Hz和1 598 Hz時峰值較大,在0～330 Hz范圍內(nèi)的振動較小。由圖5(b)可知,在勻速上坡工況下,軸箱的振動主要來自于輪軌和齒輪箱的激勵,表現(xiàn)為89 Hz及附近的寬頻激勵,345～357 Hz的寬頻振動,這些頻率在車體上也有所體現(xiàn),但大幅衰減,說明車下的減振系統(tǒng)在低頻表現(xiàn)出較好的減振效果。在400 Hz以上,軸箱的振動大幅降低,而車體的振動主要表現(xiàn)為電磁振動,來源不是軸箱。因此,兩條曲線的走勢并不能完全反映車下減振系統(tǒng)的效果。

圖5 勻速上坡工況下軸箱和車體的振動頻譜對比

4 啟動過程的振動時頻分析

對比勻速上坡工況的軸箱和車體振動頻譜,與待車工況有明顯差異,為了解振動頻譜隨時間的變化情況,下面開展電力機(jī)車啟動過程的振動時頻分析。

4.1 軸箱的振動特性

為了分析振動頻譜隨著電力機(jī)車啟動過程的變化情況,圖6為電力機(jī)車啟動過程中軸箱垂向和橫向振動時頻圖,通過不同的顏色表示振動加速度的幅值。由圖6可知:

圖6 啟動過程中軸箱振動時頻圖

(1) 從時域上看,電力機(jī)車從2 925 s開始啟動,在3 120～3 180 s之間的振動較大;從頻域上看,軸箱的垂向振動主要表現(xiàn)為400 Hz以下,橫向的振動主要表現(xiàn)為1 600 Hz和3 100 Hz左右。

(2) 根據(jù)譜線隨啟動速度的變化可以將譜線分為3類:第1類的頻率穩(wěn)定,振動幅值隨著電力機(jī)車的啟動而增大,如圖6(a)中紫色圓圈部分所示,這類振動與軸箱或者車輪的固有特性相關(guān);第2類譜線振動頻率隨著電力機(jī)車的啟動而逐漸變大,在電力機(jī)車速度穩(wěn)定后,振動頻率也保持穩(wěn)定,這類振動與車輪的非圓化、牽引電機(jī)和齒輪箱的振動有關(guān)[10-12];第3類振動如圖6(b)中綠色圓圈部分所示,其振動頻率逐漸增大,電力機(jī)車速度穩(wěn)定后,其頻率仍有增大的趨勢。

(3) 從圖6(a)可以看出,圖5(b)中軸箱345～357 Hz的寬頻振動是由頻率隨時間變化造成的。

文獻(xiàn)[2-3]指出車輪非圓化對軸箱的低頻振動影響較大。車輪非圓化引起的振動頻率f(n)可由下式計算得到:

(1)

式中:n為車輪非圓化階次,v為車速,d為車輪直徑。

車輪的非圓化一般考慮前30階,HXD1型電力機(jī)車的車輪直徑為1.25 m,以70 km/h行駛時,f(1)=4.95 Hz、f(30)=148.5 Hz,因此,車輪非圓化引起的振動頻率一般在150 Hz以內(nèi)。主要振動頻率63 Hz、82 Hz、89 Hz和326 Hz的振動有效值分別為1.29 m/s2、1.14 m/s2、1.84 m/s2和0.55 m/s2,這可以說明軸箱垂向振動集中在150 Hz以內(nèi)的中低頻段[13]。

4.2 軸箱到車體振動傳遞特性

圖7為電力機(jī)車啟動過程中車體垂向振動時頻圖,其他方向的結(jié)果未列出。由圖7可以看出:車體的垂向振動譜線主要集中在30～100 Hz、850～1 150 Hz和1 800～2 300 Hz的范圍內(nèi),來源包括輪軌的振動、電磁振動和機(jī)械間內(nèi)設(shè)備的振動。

圖7 啟動過程中車體垂向振動時頻圖

電力機(jī)車在行駛過程中,振動由輪軌通過2次減振后傳遞到車體,減振系統(tǒng)的減振效果將對車輛的振動產(chǎn)生較大的影響。由于車體測點包含了機(jī)械間內(nèi)設(shè)備及車底主變壓器的振動信息,中高頻時電磁振動特征明顯。圖8為電力機(jī)車減振系統(tǒng)的減振效果分析結(jié)果,圖8(a)為車體垂向振動與軸箱垂向振動的相干性分析結(jié)果,從圖8(a)可以看出相干性較強的頻率集中在400 Hz以內(nèi),因此將分析頻率設(shè)為0～400 Hz。圖8(b)為軸箱至車體振動的傳遞函數(shù)?？傮w而言,電力機(jī)車在40～80 Hz范圍內(nèi)的減振效果較差,在這個頻率范圍內(nèi),軸箱的振動較大,有可能會造成牽引變流器在該頻率段的振動也較大。

圖8 電力機(jī)車減振系統(tǒng)的減振效果

4.3 牽引變流器的振動特性

圖9為電力機(jī)車啟動過程中功率模塊垂向和換熱器風(fēng)機(jī)橫向振動時頻圖,其他方向的結(jié)果未列出。由圖9可以看出:

圖9 啟動過程中不同部件振動時頻圖

(1)功率模塊的振動從時間上可分為3個階段,階段1為待車階段,表現(xiàn)出一定的電磁振動;階段2為低速階段,其振動集中在1 700～1 900 Hz頻率范圍內(nèi);階段3為高速階段,電力機(jī)車速度達(dá)到30 km/h,功率模塊的振動明顯增強,振動顯著的頻譜范圍擴(kuò)大到1 400～2 400 Hz,這主要是由于電容在諧波電流激勵下產(chǎn)生的電磁振動引起的[14-17]。

(2)電力機(jī)車啟動過程中,換熱器風(fēng)機(jī)的振動大小受啟動過程的影響較小,主要振動頻譜不隨車速變化,電磁振動特征不明顯,高頻振動很小,由于換熱器風(fēng)機(jī)的安裝基礎(chǔ)剛度較低,容易出現(xiàn)橫向的共振。

5 牽引變流器的模態(tài)分析

牽引變流器的振動響應(yīng)包括強迫激勵與模態(tài)共振,在獲得牽引變流器振動特性的基礎(chǔ)上,進(jìn)一步開展?fàn)恳兞髌鞯哪B(tài)分析。針對牽引變流器柜體的結(jié)構(gòu)特點,利用HyperMesh軟件對柜體框架和壁板抽取中面劃分殼單元網(wǎng)格,對安裝部件劃分實體單元網(wǎng)格,焊縫和螺栓采用剛性單元簡化處理,柜體底部安裝孔設(shè)置為約束條件。

由于柜體壁板面積大、厚度小,剛度低,且牽引變流器采取底部固定方式,模態(tài)頻率在低頻段密集,大部分階次的模態(tài)振型體現(xiàn)在壁板上。圖10為模態(tài)振型體現(xiàn)在功率模塊、接觸器和換熱器風(fēng)機(jī)等部位的模態(tài)仿真部分結(jié)果。功率模塊橫向固定在柜體壁板上,垂向擱置在導(dǎo)軌上,41.4 Hz、42.0 Hz、42.9 Hz和47.1 Hz等模態(tài)頻率的振型特征主要表現(xiàn)為功率模塊的橫向扭擺,功率模塊支撐柱與導(dǎo)軌在垂向的剛性接觸方式容易導(dǎo)致垂向振動過大。換熱器風(fēng)機(jī)采用橫向安裝方式,一階模態(tài)頻率為43.7 Hz,模態(tài)振型表現(xiàn)為橫向的跳動,橫向振動相對于其他方向更為明顯。功率模塊和接觸器等部件的質(zhì)量較大,換熱器風(fēng)機(jī)的質(zhì)量較小,模態(tài)分析結(jié)果表明功率模塊等部件存在帶寬頻段的貢獻(xiàn),結(jié)合前面的軸箱至車體振動傳遞函數(shù)的分析結(jié)果來看,電力機(jī)車在40～80 Hz頻率范圍內(nèi)的軸箱至車體傳遞率過大,導(dǎo)致該頻段的車體振動能量偏高,可以說明牽引變流器局部彈性模態(tài)與之耦合,牽引變流器局部的能量放大,不利于振動疲勞。

圖10 牽引變流器的模態(tài)分析部分結(jié)果

GB/T 21563—2018規(guī)定了推薦頻率范圍內(nèi)的隨機(jī)振動試驗加速度功率譜密度(Acceleration Spectral Density,ASD)譜型和量級,5～20 Hz頻率范圍為平直段,5 Hz以下頻率范圍為斜率9 dB的上升段,20 Hz以上頻率范圍為斜率-6 dB的下降段。標(biāo)準(zhǔn)GB/T 21563—2018直接忽略了中高頻振動的影響,且認(rèn)為振動貢獻(xiàn)主要集中在5～20 Hz頻率段,主要基于低頻振動對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的疲勞破壞通常大于高頻振動,且車體的中高頻振動絕大部分被一系、二系懸掛系統(tǒng)減隔振的考慮。對于牽引變流器而言,柜腳有來自車體的振動激勵,柜體內(nèi)部有功率模塊、換熱器風(fēng)機(jī)、接觸器等部件產(chǎn)生的不同頻率成分的機(jī)械振動和電磁振動耦合,結(jié)合前面的振動測試與模態(tài)仿真結(jié)果,可以看出GB/T 21563—2018在牽引變流器的適用性方面存在不足。例如,柜體右下角存在55 Hz和110 Hz等來自換熱器風(fēng)機(jī)的倍頻振動以及50 Hz倍頻的電磁振動,功率模塊的電磁振動非常強烈等,標(biāo)準(zhǔn)GB/T 21563—2018并未考慮。為了改進(jìn)此類電力機(jī)車牽引變流器的結(jié)構(gòu)設(shè)計,后續(xù)有必要針對振動疲勞有貢獻(xiàn)的頻段和主要頻率成分開展振動傳遞路徑分析,并考慮工作模態(tài)進(jìn)一步放大的本體振動對疲勞產(chǎn)生的危害。

6 結(jié)論

(1) 電力機(jī)車的振動沖擊來源于輪軌沖擊、車身沖擊和接觸器沖擊,車下懸掛系統(tǒng)對輪軌的沖擊減振效果良好。

(2) 軸箱垂向振動集中在150 Hz以內(nèi)的中低頻,振動來源主要為車輪非圓化以及齒輪箱的振動。

(3) 功率模塊垂向沖擊峰值超標(biāo),與安裝方式有關(guān),3個方向的振動有效值超出標(biāo)準(zhǔn)值,主要由電容電磁振動引起;換熱器風(fēng)機(jī)振動以轉(zhuǎn)頻及其倍頻為主,安裝基礎(chǔ)的橫向剛度較低,易產(chǎn)生橫向共振。

(4) GB/T 21563—2018僅考慮了低頻段的振動頻譜,忽略了中高頻段振動的影響,牽引變流器等車載設(shè)備參照標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計時存在標(biāo)準(zhǔn)適用性問題,基于實際線路振動測試及分析,有助于了解電力機(jī)車不同部位在不同工況下的振動特性,為車載設(shè)備結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供數(shù)據(jù)支撐。