丁 杰，王 麗，陳 緣，顏心戀

(湖南文理學院 機械工程學院，湖南 常德 415000)

為了更好更快地運送旅客與貨物，鐵路運輸正在向高速與重載方向發(fā)展。然而受地形、氣候和線路等因素的影響，電力機車的運行環(huán)境非常惡劣，愈發(fā)凸顯的振動問題引起了人們的高度關(guān)注。

David[1]系統(tǒng)性研究了鐵路系統(tǒng)振動噪聲的產(chǎn)生機理、仿真建模與優(yōu)化控制。張衛(wèi)華 等[2]針對鐵路機車狀態(tài)評估問題，將機車狀態(tài)進行了分類，從剩余壽命預(yù)測、修程修制等方面進行了文獻綜述。Tao et al.[3]分析了車輪多邊形化對輪軌相互作用、振動噪聲和結(jié)構(gòu)件疲勞失效的影響。楊云帆 等[4]針對國內(nèi)某型號電力機車頻繁發(fā)生異常振動報警問題進行了車輪非圓化磨耗測試，發(fā)現(xiàn)車輪高階非圓化磨耗是電力機車異常振動的主要原因。王永勝 等[5]通過添乘測試發(fā)現(xiàn)某型機車牽引變流器振動主要源于車輪失圓，利用實測譜對牽引變流器的整柜減振方案進行了仿真對比計算，確定了減振方案的減振效果。Shireesha et al.[6]針對電力機車的懸架系統(tǒng)建立了動力學模型并分析了不同控制策略對電力機車車體振動的影響。Spangenberg[7]針對南非境內(nèi)的重載貨運機車結(jié)構(gòu)件疲勞故障問題進行了測試與分析，發(fā)現(xiàn)牽引變流器諧波導(dǎo)致牽引電動機、輪對的耦合共振。劉志偉 等[8]建立了包含柔性輪對的重載機車剛?cè)狁詈夏Ｐ?，通過仿真計算獲得了輪對、構(gòu)架和車體的振動響應(yīng)，分析了波磨對振動響應(yīng)的影響。雷成 等[9]采用根軌跡法分析某2B0機車車體的振動特性，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架蛇行運動模態(tài)與車體搖頭、側(cè)滾模態(tài)的耦合共振是車體低頻橫向晃動的主要原因，由此提出了調(diào)整減振器安裝角度和阻尼的整改方案。

本文針對HXD1G型電力機車牽引變流器功率模塊頻繁報故障問題，進行了添乘振動測試與數(shù)據(jù)分析，從功率模塊的振動加速度有效值與標準值對比、時域信號、振動頻譜等角度分析了異常功率模塊的振動特性，并從輪對和冷卻風機等傳遞路徑分析了異常功率模塊的振動來源。振動測試及分析可為功率模塊與冷卻風機的減振優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1 電力機車的振動測試方案

HXD1G型準高速客運電力機車是在既有的和諧系列電力機車基礎(chǔ)上，考慮客運專線要求研制而成的八軸交流傳動快速客運電力機車。HXD1G 0001號電力機車在試運行期間，牽引變流器中靠近冷卻風機的功率模塊多次出現(xiàn)接線松動，導(dǎo)致功率模塊頻繁報故障，為此開展了添乘振動測試。添乘振動測試的路線為武昌—廣州段的往返，采用B&K振動測試數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和三向加速度傳感器進行振動測試，分析頻率取3 200 Hz。振動測點1和2分別位于車頭前端和車頭后端的輪對軸箱上，振動測點3、4、5、6分別布置在牽引變流器柜體的左下腳、中間梁、底架梁和功率模塊安裝架前豎梁，振動測點7、8、9分別布置在冷卻風機安裝座、傳動控制箱安裝螺栓和正常功率模塊水冷散熱器，振動測點10、11、12分別布置在異常功率模塊的安裝架、水冷散熱器和電容安裝座，如圖1所示。三向加速度傳感器的縱向、橫向和垂向分別對應(yīng)車體的長度、寬度和高度方向。

電力機車按正常設(shè)定速度運行，其中武昌—長沙段之間的行駛速度相對較快，部分路段速度達到130 km/h以上，而長沙—廣州段之間的運行速度相對較慢，速度基本在120 km/h以下。

圖1 振動測點布置

2 功率模塊的異常振動分析

2.1 振動加速度有效值與標準值對比

根據(jù)GB/T 21563—2018《軌道交通 機車車輛設(shè)備 沖擊和振動試驗》要求，輪對軸箱上的振動測點屬于3類，牽引變流器柜體上的振動測點屬于1類A級，功率模塊、傳動控制箱和冷卻風機上的振動測點屬于1類B級。標準提供了用于功能性振動試驗和模擬長壽命振動試驗的加速度功率譜密度，其頻率范圍根據(jù)設(shè)備的質(zhì)量M來確定。對于1類A級和1類B級振動測點，M≤500 kg時，f1=5 Hz，f2=150 Hz；500 kg1 250 kg時，f1=2 Hz，f2=60 Hz。對于3類振動測點，f1為10 Hz，M≤50 kg時，f2=500 Hz；50 kg125 kg時，f2=200 Hz。根據(jù)設(shè)備的實際質(zhì)量可知，輪對軸箱上的振動測點頻率范圍為10～200 Hz，牽引變流器柜體上的振動測點頻率范圍為2～60 Hz，功率模塊、傳動控制箱和冷卻風機上的振動測點頻率范圍均為5～150 Hz。

表1為電力機車在武昌—長沙段運行時，不同部位測點的振動加速度有效值與標準值的對比。由表1可以看出：(1)在標準頻率范圍內(nèi)，除異常功率模塊橫向振動加速度有效值超出標準值外，其余測點各方向的振動加速度有效值均小于標準值；(2)在0～3 200 Hz范圍內(nèi)，異常功率模塊和冷卻風機各方向的振動加速度有效值均超出標準值。其中，冷卻風機垂向和橫向的振動加速度有效值約為標準值的5倍，說明冷卻風機的中高頻振動大，需要引起關(guān)注。

表1 不同部位測點的振動加速度有效值與標準值對比 m/s2

2.2 功率模塊的時域信號分析

現(xiàn)場添乘發(fā)現(xiàn)，當電力機車運行速度較快時，特別在130 km/h以上時，遇彎道等路況相對較差的路段，電力機車將會產(chǎn)生劇烈的振動，可明顯感受到駕駛室等部位產(chǎn)生嚴重的左右搖擺晃動，駕乘舒適性急劇下降。

圖2為振動測點9和11的時域信號，對應(yīng)了正常功率模塊和異常功率模塊在不同路段的振動時域數(shù)據(jù)。由圖2可以看出：在0～110 min時，電力機車運行于武昌—長沙段，運行速度較高，異常功率模塊振動測點的加速度出現(xiàn)明顯的沖擊信號，瞬時加速度急劇增大。經(jīng)檢查確認，沖擊信號并非外部電磁干擾等因素造成的；110 min之后，電力機車在長沙—廣州段開行，異常功率模塊振動測點的加速度相對穩(wěn)定，無明顯的沖擊信號；而整個武昌—廣州段，正常功率模塊振動測點的加速度始終保持相對穩(wěn)定，無沖擊現(xiàn)象。

圖2 振動測點9和11的時域信號

分別提取異常功率模塊和正常功率模塊在武昌—長沙段和長沙—廣州段的數(shù)據(jù)，結(jié)合電力機車行駛速度進行對比分析。圖3為不同功率模塊的振動加速度有效值和峭度對比，其中，工況1指異常功率模塊在武昌—長沙段，工況2指異常功率模塊在長沙—廣州段，工況3指正常功率模塊在武昌—廣州段。由圖3可知：

(1) 異常功率模塊在武昌—長沙段的垂向、橫向和縱向的振動加速度均為1.4 m/s2左右，在長沙—廣州段的垂向、橫向和縱向的振動加速度均為0.4 m/s2左右，與正常功率模塊振動加速度大小相當。

(2) 異常功率模塊在武昌—長沙段的垂向、橫向和縱向的峭度分別為105.6、118.9和125.1，遠遠大于峭度正常值(正常值為3)，在長沙—廣州段的垂向、橫向和縱向的峭度分別為8.4、5.9和5.3，稍大于正常值，而正常功率模塊整個路段的垂向、橫向和縱向的峭度均與正常值接近。峭度遠大于3則表明機械振動呈非高斯狀態(tài)，其對結(jié)構(gòu)件的損傷非常嚴重。

(3) 采用振動積分求位移的方法，異常功率模塊在武昌—長沙段發(fā)生沖擊時，其位移量大于0.2 mm，而正常功率模塊位移量小于0.02 mm。異常功率模塊位移量是正常功率模塊和牽引變流器柜體的10倍左右，說明沖擊發(fā)生時，異常功率模塊相對于牽引變流器柜體和正常功率模塊產(chǎn)生了相對移動，即異常功率模塊極有可能已經(jīng)產(chǎn)生了松動。

圖3 不同功率模塊的振動加速度和峭度對比

2.3 功率模塊的振動頻譜分析

為進一步分析功率模塊的振動特性，對異常功率模塊和正常功率模塊在武昌—長沙段和長沙—廣州段的數(shù)據(jù)進行頻譜分析，不同功率模塊的振動頻譜如圖4所示，由圖4可以看出：

(1) 電力機車運行于長沙—廣州段時，異常功率模塊和正常功率模塊振動頻譜特性基本相同，振動頻譜主要包括1 Hz低頻振動和52～70 Hz振動。

(2) 電力機車運行于武昌—長沙段時，異常功率模塊振動產(chǎn)生劇烈變化，振動頻率演變?yōu)?個突出的振動峰值頻率，垂向、橫向、縱向3個方向的振動頻譜峰值頻率均為1 Hz和58 Hz。

(3) 除了功率模塊以外的振動測點(如電容安裝座、功率模塊安裝支架等)，在武昌—長沙段和長沙—廣州段均表現(xiàn)出相同的振動頻譜特性。

2.4 功率模塊的時頻域分析

功率模塊通過螺栓固定在牽引變流器柜體內(nèi)部，其振動特性受到牽引變流器內(nèi)部其他設(shè)備傳遞至柜體的振動以及輪對經(jīng)車體傳遞至牽引變流器柜體的振動共同作用。圖5為異常功率模塊和正常功率模塊在武昌—長沙段運行時的垂向振動時頻圖，其他方向的結(jié)果未列出。由圖5可以看出，異常功率模塊和正常功率模塊均存在非常明顯的58 Hz振動頻率。因此，有必要深入分析功率模塊的振動來源。

圖4 不同功率模塊的振動頻譜對比

圖5 武昌—長沙段不同功率模塊的垂向振動時頻圖

3 功率模塊的振動來源分析

3.1 輪對的振動分析

通過振動測試發(fā)現(xiàn)，輪對振動是電力機車振動的主要來源，其振動特征也將對駕駛室、牽引變流器柜體等部件振動構(gòu)成影響。同時發(fā)現(xiàn)，當電力機車高速通過彎道或分岔路口時，會產(chǎn)生劇烈的左右晃動，低頻振動顯?。挥銎街甭范螘r，電力機車運行則相對平穩(wěn)。下面將電力機車運行分為平穩(wěn)運行和沖擊2種工況，分別處理其頻譜特征。

平穩(wěn)運行工況時，電力機車運行速度平穩(wěn)，輪對振動無明顯沖擊現(xiàn)象，時域加速度數(shù)據(jù)無突變現(xiàn)象。圖6和圖7分別為電力機車以90 km/h平穩(wěn)運行時的輪對軸箱和牽引變流器柜體中間梁的振動結(jié)果?？梢钥闯觯?/p>

(1) 電力機車以較低速度(圖6(a)中顯示電力機車速度有小幅變化)平穩(wěn)運行時，電力機車主要頻率為58 Hz，其中垂向和橫向振動相對較大。

圖6 平穩(wěn)運行工況時輪對軸箱的振動頻譜圖

圖7 平穩(wěn)運行工況時牽引變流器柜體中間梁的振動頻譜圖

(2) 牽引變流器柜體振動主要包括垂向55～65 Hz的寬頻振動，峰值頻率為58 Hz，而橫向振動主要包括1 Hz和12 Hz兩個頻率，橫向振動時頻圖顯示58 Hz存在一個較大振動峰值以及與車速有關(guān)的振動特征。

沖擊工況時，時域振動峰值顯著增大，輪對軸箱和牽引變流器柜體中間梁的振動結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯觯?/p>

(1) 前后端2組輪對的振動頻率存在顯著區(qū)別，前端輪對(1軸)以垂向振動為主，頻率為45～70 Hz，峰值頻率為53 Hz，后端輪對(2軸)振動以1 Hz為主；

(2) 牽引變流器柜體1 Hz頻率處的振動大幅增大，較平穩(wěn)運行工況增大50%以上。

圖8 沖擊工況時輪對軸箱和牽引變流器柜體中間梁的振動頻譜圖

3.2 冷卻風機的振動分析

冷卻風機作為牽引變流器內(nèi)部主要振源之一，會對功率模塊、傳動控制箱等部件振動構(gòu)成影響。牽引變流器中的冷卻風機為軸流風機，標稱轉(zhuǎn)速為3 500 r/min，工作基頻約為58 Hz。冷卻風機采用4個葉片，工作時會存在倍頻。

圖9和圖10分別為冷卻風機安裝座的振動頻譜圖和振動時頻圖。由圖9和圖10可知：

(1) 冷卻風機振動主要在850～1 100 Hz的高頻振動區(qū)間，但對結(jié)構(gòu)影響較大的低頻振動主要包括58 Hz、174 Hz、232 Hz、290 Hz和346 Hz等振動頻率，其中58 Hz為風機的基頻，其余頻率均為風機的倍頻。

(2) 對垂向振動影響較大的為6倍頻(346 Hz與之相近)，對橫向振動影響較大的為基頻58 Hz，對縱向振動影響較大為的3倍頻(174 Hz)和4倍頻(232 Hz)，冷卻風機2倍頻的振動很小。

圖9 冷卻風機安裝座的振動頻譜圖

圖10 冷卻風機安裝座的振動時頻圖

結(jié)合輪對的振動特點可知，電力機車以正常速度行駛時(速度為80～130 km/h)，輪對產(chǎn)生的50～75 Hz的垂向振動與冷卻風機振動頻率非常接近，極易產(chǎn)生共振，異常功率模塊靠近冷卻風機，因此導(dǎo)致異常功率模塊振動增大，與現(xiàn)場表現(xiàn)出接線松動的故障完全吻合。

3.3 冷卻風機的減振優(yōu)化

針對冷卻風機轉(zhuǎn)動頻率對功率模塊的影響，在冷卻風機安裝座與牽引變流器柜體之間增加一層橡膠墊，冷卻風機安裝座的垂向、橫向和縱向的振動頻譜圖如圖11所示。與圖9相比可以看出，增加橡膠墊后可以降低冷卻風機的振動加速度有效值，提高冷卻風機應(yīng)用的可靠性。冷卻風機通過其安裝座傳遞至牽引變流器柜體的振動特性也得到明顯改善，有效解決了功率模塊的振動故障，確保了牽引變流器的安全穩(wěn)定運行。

圖11 減振優(yōu)化后的冷卻風機安裝座振動頻譜圖

4 結(jié)論

(1) 電力機車在武昌—長沙段運行時，運行速度較高，遇彎道或分岔路口會在異常功率模塊上產(chǎn)生明顯的沖擊信號，振動加速度有效值增大至正常值的3倍左右，峭度達到100以上，呈非高斯振動狀態(tài)，對結(jié)構(gòu)損傷影響很大；

(2) 輪對激勵頻率50～75 Hz與冷卻風機工作基頻58 Hz耦合，異常功率模塊距離冷卻風機的安裝位置較近，是牽引變流器功率模塊頻繁報故障的根本原因；

(3) 對冷卻風機進行減隔振處理，可以減小冷卻風機轉(zhuǎn)頻對牽引變流器功率模塊等部件的影響，同時防止輪對激勵頻率與冷卻風機基礎(chǔ)共振，減小對冷卻風機的結(jié)構(gòu)損傷。