電力機(jī)車牽引變流器的線路振動測試及載荷譜歸納

丁 杰， 尹 亮

(湖南文理學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 常德 415000)

鐵路是國民經(jīng)濟(jì)的大動脈，大功率交流傳動電力機(jī)車作為我國鐵路干線的主型車輛，承擔(dān)著極為重要的貨運與客運工作。由于鐵路貨運的重載化與客運的高速化，以及我國地形復(fù)雜、氣候多樣和部分線路老化等，使得電力機(jī)車的運行環(huán)境非常惡劣，振動問題越來越凸顯，引起了人們的廣泛關(guān)注。

Thompson[1]針對鐵路系統(tǒng)振動噪聲的產(chǎn)生機(jī)理、建模及控制開展了系統(tǒng)研究。Tao等[2]對鐵路車輛車輪多邊形化相關(guān)的問題進(jìn)行文獻(xiàn)綜述，重點介紹了車輪多邊形化對輪軌相互作用、振動噪聲以及車輛和軌道部件疲勞失效的影響。Tao等[3]通過測試發(fā)現(xiàn)電力機(jī)車車輪非圓化磨耗與輪對一階彎曲變形和車輪輪盤橫向變形有關(guān)，導(dǎo)致振動過大。劉歡等[4]建立電力機(jī)車剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型，對某和諧型電力機(jī)車車輪運營中出現(xiàn)的多邊形磨耗進(jìn)行仿真分析，指出輪對一階彎曲共振導(dǎo)致輪軌力波動大和電力機(jī)車振動異常。雷成等[5]針對某2B0機(jī)車車體低頻橫向晃動問題，利用SIMPACK軟件建立機(jī)車的動力學(xué)仿真模型，應(yīng)用根軌跡法分析車輛的振動特性，并提出抑制轉(zhuǎn)向架與車體耦合共振的整改措施。劉韋等[6]根據(jù)輪對軸箱定位系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特點，分析輪對軸箱定位偏心導(dǎo)致輪對滾動過程中產(chǎn)生縱向振動，進(jìn)而影響輪軌黏著利用。李春勝等[7]建立HXN3型內(nèi)燃機(jī)車司機(jī)室隔振結(jié)構(gòu)的動力學(xué)模型，從頻率響應(yīng)函數(shù)角度對司機(jī)室的隔振性能進(jìn)行分析。楊柳等[8]考慮齒輪嚙合剛度、不平衡質(zhì)量和輪軌接觸等影響因素，建立機(jī)車傳動系統(tǒng)的有限元模型，分析傳動系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速值與振型響應(yīng)。丁杰等[9]對比分析HXD1C電力機(jī)車實測振動數(shù)據(jù)的振動量級、標(biāo)準(zhǔn)偏差與IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)值的差異，指出開展電力機(jī)車實測振動數(shù)據(jù)的必要性。王永勝等[10]通過測試獲得某型機(jī)車車輪至牽引變流器內(nèi)部的振動特性，確定振動過大的主要原因是車輪失圓與變壓器電磁振動，開展基于實測數(shù)據(jù)的減振方案仿真計算，提出牽引變流器整柜減振方案。載荷譜是結(jié)構(gòu)可靠性評估的重要依據(jù)。李凡松等[11]針對動車組車下設(shè)備承載結(jié)構(gòu)的線路測試數(shù)據(jù)，采用多載荷時間歷程的外推方法編制出結(jié)構(gòu)疲勞試驗載荷譜。孫晶晶等[12]根據(jù)損傷等效原則對客車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架實測載荷時間歷程數(shù)據(jù)進(jìn)行載荷頻次壓縮和圓整，編制出適合構(gòu)架試驗的恒幅載荷譜。董國疆等[13]基于S變換對試驗場采集的汽車零部件應(yīng)變信號進(jìn)行處理，獲得損傷載荷加速譜。商霖等[14]針對公路機(jī)動運輸環(huán)境下的實測數(shù)據(jù)，利用雨流計數(shù)法和參數(shù)外推法分別編制了供設(shè)計分析使用的載荷設(shè)計譜和試驗評估使用的疲勞試驗譜。盧耀輝等[15]通過車輛系統(tǒng)動力學(xué)仿真獲得車體隨機(jī)載荷譜，并利用德國機(jī)械工程研究委員會制定的靜強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度評估標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行載荷譜的加速處理。

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，而功率模塊是牽引變流器內(nèi)部的核心。本文針對部分型號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊故障率非常高，嚴(yán)重影響到電力機(jī)車安全穩(wěn)定運行的問題，開展電力機(jī)車線路運行的振動測試與數(shù)據(jù)統(tǒng)計，結(jié)合振動試驗標(biāo)準(zhǔn)的對比分析，歸納整理獲得牽引變流器及其部件的疲勞試驗載荷譜。為后續(xù)開展?fàn)恳兞髌骷捌洳考挠绊懸蛩胤治?、減振對策與效果評估等工作，提高電力機(jī)車牽引變流器的現(xiàn)場應(yīng)用可靠性提供理論指導(dǎo)。

1 電力機(jī)車車輛設(shè)備的振動試驗標(biāo)準(zhǔn)

1.1 振動試驗標(biāo)準(zhǔn)的數(shù)據(jù)

隨機(jī)振動試驗的目的是通過振動試驗臺模擬真實的使用環(huán)境來激發(fā)產(chǎn)品的潛在缺陷。目前，針對電力機(jī)車、高鐵、動車組、地鐵、輕軌等鐵路產(chǎn)品的隨機(jī)振動試驗國家標(biāo)準(zhǔn)為GB/T 21563—2018《軌道交通 機(jī)車車輛設(shè)備 沖擊和振動試驗》，是在GB/T 21563—2008(等同采用IEC 61373: 1999[16])基礎(chǔ)上修訂的。

IEC 61373: 1999根據(jù)設(shè)備在車輛中的不同部位，將試驗類別分為1類A級(車體直接安裝的柜體、組件、設(shè)備和部件)、1類B級(車體直接安裝的柜體內(nèi)部的組件、設(shè)備和部件)、2類(安裝在轉(zhuǎn)向架上的柜體、組件、設(shè)備和部件)和3類(安裝在輪對裝置上的組件、設(shè)備和部件或總成)。圖1為機(jī)車車輛設(shè)備的位置示意圖，其中的位置M,N,O,I和J屬于1類A級，位置D,E,F和K屬于1類B級，位置G屬于2類，位置H屬于3類。

圖1 機(jī)車車輛設(shè)備的位置示意圖

IEC 61373: 1999對圖1所示的測量位置運行數(shù)據(jù)采用問卷調(diào)查的方法，獲得如表1所示的加速度有效值量級。表1中，垂向、橫向和縱向分別表示車體的高度、寬度和長度方向。

表1 經(jīng)問卷調(diào)查得到的加速度有效值量級

1.2 振動試驗的ASD頻譜

IEC 61373: 1999規(guī)定了功能振動試驗和模擬長壽命振動試驗的加速度譜密度(acceleration spectral density，ASD)的形式如圖2所示。ASD頻譜下限頻率f1和上限頻率f2根據(jù)設(shè)備質(zhì)量來確定，質(zhì)量≤500 kg，f1=5 Hz，f2=150 Hz；500 kg<質(zhì)量≤1 250 kg，f1=(1 250/質(zhì)量)×2 Hz，f2=(1 250/質(zhì)量)×60 Hz；質(zhì)量>1 250 kg，f1=2 Hz，f2=60 Hz。1類B級的功能振動試驗量級標(biāo)稱值FRTL由表1問卷調(diào)查的平均量級SA加上2倍標(biāo)準(zhǔn)偏差SSTD得到，其他類別的FRTL為SA+SSTD。圖2中的上限和下限為±3 dB容差范圍，是基于隨機(jī)振動信號在時域內(nèi)不具備可重復(fù)性，然而要求振動試驗可以在不同試驗機(jī)構(gòu)或不同被試設(shè)備上按相似的試驗條件進(jìn)行復(fù)現(xiàn)的考慮。

圖2 ASD頻譜

圖3為IEC 61373: 1999標(biāo)準(zhǔn)工作組提供的實測ASD頻譜以及與功能試驗、長壽命試驗載荷譜的對比?？梢钥闯霾煌瑖液偷貐^(qū)線路運行的ASD頻譜是有區(qū)別的，也與功能振動試驗的ASD頻譜不同。IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)1999版與2010版由于加速比的定義有區(qū)別而導(dǎo)致模擬長壽命振動試驗的ASD頻譜有差異。

1.3 模擬長壽命振動試驗的加速比計算方法

為了在較短的時間里模擬長壽命振動試驗，IEC 61373: 1999采用增加振幅而縮短試驗時間的方法(即振幅增強(qiáng)法)，模擬長壽命隨機(jī)振動試驗量級SRTL=FRTLβ，其中β為加速比，由圖4(a)所示的S-N曲線計算得到。

(1)

式中:Δσs,As和Ts分別為實際運行的應(yīng)力幅值、加速度和時間;Δσt,At和Tt分別為試驗的應(yīng)力幅值、加速度和時間;m為指數(shù)，m=4。按車輛使用壽命25年，1年300天，每天運行10 h，Ts取25%正常壽命為18 750 h，令Tt為5 h，則所有類別的加速比均為7.83。

IEC 61373: 2010[17]是在1999年版本基礎(chǔ)上，采用如圖4(b)所示的S-N曲線來計算加速比。

(2)

式中:Ns為實際運行應(yīng)力幅值對應(yīng)的循環(huán)次數(shù);Nt為試驗應(yīng)力幅值對應(yīng)的循環(huán)次數(shù);ND為恒定振幅疲勞極限對應(yīng)的循環(huán)次數(shù);m1,m2為指數(shù)，m1=4，m2=m1+2=6。按車輛使用壽命25年，1年300天，每天運行10 h，不再采用1999版本中依據(jù)不明確的“25%”系數(shù)，運行時間Ts為2.7×108s，1類和2類最小頻率為2 Hz，3類的最小頻率為10 Hz，1類、2類和3類運行時間對應(yīng)的最少循環(huán)次數(shù)分別為5.4×108和2.7×109，這些數(shù)值大于圖4(b)中S-N曲線截止極限對應(yīng)的循環(huán)次數(shù)1×108。試驗時間Tt取5 h，1類、2類和3類試驗時間對應(yīng)的最少循環(huán)次數(shù)分別為3.4×104和1.8×105，由此可得1類、2類和3類的加速比分別為5.66和3.78，導(dǎo)致模擬長壽命隨機(jī)振動的試驗量級明顯降低。

(a) 高速車輛

(b) 固定編組車輛

由IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)1999版和2010版加速比計算方法的差異可以看出，2010版的模擬長壽命隨機(jī)振動試驗量級比1999版有了大幅度降低，其中1類和2類降幅為27.1%～29.0%，3類的降幅為52.0%～52.4%。究其原因，1999版采用的Miner模型中沒有考慮低于疲勞持久極限載荷的影響，沒有區(qū)分裂紋形成與裂紋擴(kuò)展兩個階段，某些情況下的疲勞壽命估計精度不高，而且標(biāo)準(zhǔn)工作組并未提供長壽命振動測試時間取25%正常壽命的理論依據(jù)，然而1999版的形式簡單，概念明確，應(yīng)用方便，不少情況下與試驗的符合度較好。2010版采用修正Miner模型，推導(dǎo)過程的邏輯相對嚴(yán)謹(jǐn)，且現(xiàn)實情況表明3類設(shè)備按照1999版的載荷譜存在明顯的“過試驗”，然而2010版中以功能性試驗ASD譜的最小頻率(1類、2類為2 Hz，3類為10 Hz)來計算振動的最少循環(huán)次數(shù)，因試驗ASD譜頻帶內(nèi)(如5～150 Hz)包含了多種頻率成分，在同一時間段內(nèi)，不同頻率上的循環(huán)次數(shù)也完全不同。隨機(jī)振動理論中以穿越0點或某一應(yīng)力等級的次數(shù)來計算循環(huán)次數(shù)，并非采用最小頻率下的循環(huán)次數(shù)來計算，因此，在IEC 61373: 2010投票時，日本、意大利等國因2010版加速比的計算方法不夠嚴(yán)謹(jǐn)而投了反對票。

(a) IEC 61373: 1999

(b) IEC 61373: 2010

IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)的變化對軌道交通行業(yè)產(chǎn)生了很大影響，主要問題在于20多年前的功能性隨機(jī)振動數(shù)據(jù)是否仍然適用于目前不同的地區(qū)、線路和車型，實際試驗中應(yīng)采取相對嚴(yán)酷的1999版本還是相對寬松的2010版本存在較大爭議。為此，GB/T 21563—2018《軌道交通 機(jī)車車輛設(shè)備 沖擊和振動試驗》同時采納了IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)1999版本和2010版本的加速比計算方法，模擬長壽命隨機(jī)振動的試驗量級由設(shè)備制造商與用戶達(dá)成協(xié)議來確定。

實際應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，盡管電力機(jī)車牽引變流器及其功率模塊通過了相對嚴(yán)酷的IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)1999版本規(guī)定的長壽命隨機(jī)振動試驗的型式驗證，但是部分車型的故障率卻非常高，嚴(yán)重影響到電力機(jī)車的安全穩(wěn)定運行，因此，有必要結(jié)合電力機(jī)車的實際運行情況來解決牽引變流器功率模塊的可靠性問題。

2 電力機(jī)車線路運行的振動測試說明

2.1 振動測試的線路與電力機(jī)車車型

為了系統(tǒng)性掌握我國電力機(jī)車的實際應(yīng)用情況，在迎水橋、蘭州、安康、重慶、南寧、株洲、懷化、廣州、杭州、嘉峪關(guān)、武漢、侯馬和大同等13個機(jī)務(wù)段開展了電力機(jī)車線路運行的振動測試，電力機(jī)車車型涵蓋HXD1,HXD1B,HXD1C,HXD1D,HXD1G,HXD2,HXD3等7種。牽引變流器的品牌包括時代電氣、永濟(jì)、東芝和西門子等4種，IGBT器件的制造商有三菱、英飛凌、ABB、日立、中國中車和丹尼克斯等。為了便于對比分析，部分牽引變流器中采用了功率模塊和IGBT器件混裝的方式，部分線路還多次開展了不同車次以及同一車次不同狀態(tài)(如更換牽引變流器和功率模塊等)的測試。測試的電力機(jī)車有37臺次，累積測試?yán)锍踢_(dá)到1.2萬km，積累了非常豐富的現(xiàn)場振動測試數(shù)據(jù)。振動測試的線路與電力機(jī)車車型如表2所示。

表2 振動測試的線路與電力機(jī)車車型

2.2 測試對象說明

不同型號電力機(jī)車的車體結(jié)構(gòu)以及安裝設(shè)備有差異，為便于對比分析，實際線路的振動測試中，選擇軸箱、車體、地板梁、牽引變流器柜腳，以及牽引變流器內(nèi)部的功率模塊和傳動控制單元等為測試對象。

以HXD1型電力機(jī)車為例進(jìn)行說明，圖5為HXD1型電力機(jī)車的設(shè)備布置以及牽引變流器和功率模塊的三維結(jié)構(gòu)圖。牽引變流器位于電力機(jī)車的中部，其底部為蓄電池柜和主變壓器。為便于查看牽引變流器柜體內(nèi)部的電氣設(shè)備布局，對牽引變流器的柜門進(jìn)行了隱藏處理。牽引變流器內(nèi)部包含的逆變器1～4和整流器1～4采用了幾何結(jié)構(gòu)完全相同的功率模塊，通過不同的控制策略來實現(xiàn)逆變和整流的功能。功率模塊以水冷散熱器為安裝基礎(chǔ)，集成了IGBT器件V1～V8、電容、脈沖分配板、驅(qū)動板、傳感器、復(fù)合母排、長母排和短母排等。功率模塊通過支撐柱擱置在牽引變流器柜體的支撐梁上，由螺栓將水冷散熱器與柜體的安裝壁板緊固相連。該結(jié)構(gòu)形式的功率模塊已廣泛應(yīng)用于HXD1，HXD1C，HXD1D和HXD1G等型電力機(jī)車牽引變流器中。

1.牽引風(fēng)機(jī)；2.充電機(jī)；3.低壓電器柜；4.衛(wèi)生間/床；5.衣帽間；6.信號柜；7.輔助變壓器柜；8.壓縮機(jī)及干燥器；9.制動柜；10.風(fēng)缸；11.工具柜；12.冷卻塔；13.牽引變流器柜；14.蓄電池柜；15.主變壓器。

(b) 牽引變流器結(jié)構(gòu)示意圖

(c) 功率模塊的結(jié)構(gòu)示意

2.3 振動測試方案

測試工作是在統(tǒng)一組織和協(xié)調(diào)下開展的，振動測試與電力機(jī)車的電氣參數(shù)(如網(wǎng)側(cè)、整流側(cè)、中間環(huán)節(jié)和逆變側(cè)的電壓、電流等)測試、溫濕度測試、車輛運行數(shù)據(jù)(如機(jī)車牽引力、運行速度)的獲取等同步進(jìn)行。

采用B & K振動噪聲數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)開展振動測試。三向加速度傳感器的安裝位置盡可能確保安裝表面平整，沒有油污、碎屑等雜物，安裝時先使用快粘膠粘接再使用膠帶固定。圖6為HXD1型電力機(jī)車的振動測點位置說明。由于車軸是旋轉(zhuǎn)部件，其振動測量難度很大，故選擇軸箱端部進(jìn)行測試。車體的測點選擇軸箱測點正上方的車體上，該處經(jīng)過了一系懸掛和二系懸掛的減振。牽引變流器柜腳與地板梁通過T型螺桿進(jìn)行固定，分別在地板梁和牽引變流器柜腳上布置測點。功率模塊的測點布置在支撐柱上，傳動控制單元的測點布置在安裝法蘭上，冷卻風(fēng)機(jī)的測點布置在熱交換器中心部位的電機(jī)安裝座上。

(a) 軸箱

(c) 地板梁與牽引變流器柜腳

(e) 傳動控制單元

布置的振動測點較多，測試的路徑較長，使用高質(zhì)量的原裝加長線，杜絕使用中間接線的方式。為了避免導(dǎo)線晃動而引起導(dǎo)線電容的變化，采用膠帶將導(dǎo)線進(jìn)行綁扎與固定，并做好導(dǎo)線前后端的編碼。測試過程中，嚴(yán)禁踩踏導(dǎo)線，以免引入干擾。

考慮到電力機(jī)車內(nèi)部包含大量的大功率電氣設(shè)備，電磁環(huán)境非常復(fù)雜，振動測試過程中，加速度傳感器的導(dǎo)線會存在靜電干擾和磁場干擾。主要采用導(dǎo)電鉑紙和網(wǎng)狀編織型金屬絲對導(dǎo)線進(jìn)行屏蔽的方式來減小靜電場的影響，采用導(dǎo)線盡量遠(yuǎn)離大電流電磁設(shè)備的方式來減小磁場的影響。光纖測試技術(shù)是近年來快速發(fā)展的一種測試技術(shù)，光纖傳感器具有靈敏度高、響應(yīng)速度快、抗電磁干擾、適合遠(yuǎn)距離傳輸?shù)龋稍诤罄m(xù)振動測試中應(yīng)用。

電力機(jī)車按照實際運行方式工作，每次測試時間是從電力機(jī)車開啟到最終停止或更換車頭為一次測試，中途不間斷，因此在測試之前做好充足的準(zhǔn)備工作，如檢查所有用到的設(shè)備，確保設(shè)備工作正常。考慮到電力機(jī)車經(jīng)常過道岔，且過道岔時車頭的AC 220 V電源會斷開，使用不間斷電源確保數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)工作的連續(xù)性。由于全程測試的數(shù)據(jù)量非常龐大，在減小數(shù)據(jù)采集誤差的基礎(chǔ)上，盡可能確保全程數(shù)據(jù)的可靠存儲，采樣頻率取3 200 Hz。

3 電力機(jī)車線路運行的振動測試數(shù)據(jù)統(tǒng)計

3.1 功率模塊振動與電力機(jī)車功率的關(guān)系

現(xiàn)場測試發(fā)現(xiàn)，當(dāng)電力機(jī)車啟動、爬坡牽引、下坡制動等階段，電力機(jī)車實際牽引力或制動力增大時，牽引變流器功率模塊的振動也隨之增大，而當(dāng)電力機(jī)車行駛于平直路段時，電力機(jī)車所需牽引力或制動力較小，電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的振動也相對較小。圖7為HXD1C 6030號電力機(jī)車運行于重慶—內(nèi)江線路時，功率模塊縱向振動加速度與電力機(jī)車牽引力及運行速度的對應(yīng)關(guān)系曲線。由圖7可知,電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的振動與電力機(jī)車功率存在耦合關(guān)系，當(dāng)電力機(jī)車功率增加，牽引變流器功率模塊的振動隨之增大。

3.2 時域數(shù)據(jù)統(tǒng)計

對具有典型意義的電力機(jī)車牽引變流器及其部件的振動數(shù)據(jù)進(jìn)行系統(tǒng)性處理，為保證對比的電力機(jī)車條件基本相同，提取的數(shù)據(jù)確保電力機(jī)車負(fù)載為4 000 t左右，行駛速度為70 km/h左右。分別提取了各型號電力機(jī)車牽引變流器柜腳、功率模塊和傳動控制單元在0～3 200 Hz內(nèi)的振動加速度有效值，如圖8所示?？梢钥闯觯孩?HXD1 1256號電力機(jī)車牽引變流器柜腳的縱向振動最大，加速度有效值為3.8 m/s2，其次為HXD2 1086號電力機(jī)車牽引變流器柜腳的縱向振動，加速度有效值為2.6 m/s2;② HXD1型電力機(jī)車牽引變流器功率模塊在迎水橋機(jī)務(wù)段的振動遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出其他機(jī)務(wù)段，迎水橋機(jī)務(wù)段的HXD1 1162號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的縱向振動加速度有效值的最大值達(dá)到37.6 m/s2，其次為HXD1 1256號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的縱向振動，為26.8 m/s2;③ HXD1型電力機(jī)車牽引變流器傳動控制單元在迎水橋機(jī)務(wù)段的振動高于其他機(jī)務(wù)段，HXD1 1256號電力機(jī)車牽引變流器傳動控制單元的橫向振動最大，加速度有效值為8.8 m/s2。

(a)

(b)

(c)

為進(jìn)一步研究牽引變流器功率模塊在電力機(jī)車運行于不同線路條件下的振動特性，提取各型號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊在5～150 Hz和700～1 600 Hz兩個頻率段的振動加速度有效值進(jìn)行對比和分析，其中5～150 Hz頻率是依據(jù)IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)選取的。同時，根據(jù)IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定，牽引變流器屬于1類A級，牽引變流器內(nèi)部的功率模塊屬于1類B級。1類B級功能性振動試驗的垂向，橫向和縱向加速度有效值分別為1.01 m/s2，0.45 m/s2和0.70 m/s2。時域數(shù)據(jù)統(tǒng)計結(jié)果及與相對嚴(yán)酷的IEC 61373: 1999標(biāo)準(zhǔn)對比如圖9所示。由圖9(a)所示的5～150 Hz頻率低頻振動的加速度有效值對比可知：迎水橋和安康等機(jī)務(wù)段多臺電力機(jī)車牽引變流器的功率模塊在橫向的低頻振動超出IEC 61373: 1999標(biāo)準(zhǔn)值，在縱向的低頻振動接近于標(biāo)準(zhǔn)值，HXD1 1553號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊垂向低頻振動接近于標(biāo)準(zhǔn)值。由圖9(b)所示的700～1 600 Hz頻率高頻振動的加速度有效值對比可知：HXD1 1162和HXD1 1256號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的縱向振動遠(yuǎn)高于其他車型，HXD2(大部分配備東芝公司牽引變流器，極少數(shù)配備永濟(jì)公司牽引變流器)、HXD1B(配備西門子公司牽引變流器)、HXD3(配備東芝公司牽引變流器)等型電力機(jī)車牽引變流器的功率模塊振動均非常小，對比圖9(b)與圖8(b)可知迎水橋機(jī)務(wù)段的HXD1 1162,HXD1 1256，安康機(jī)務(wù)段的HXD1 1553號，南寧機(jī)務(wù)段的HXD1C 0632號等電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的主要振動來源為700～1 600 Hz的高頻振動。

(a) 牽引變流器柜腳

(b) 功率模塊

(c) 傳動控制單元

3.3 頻域振動分析

對振動測試數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析發(fā)現(xiàn)，功率模塊的振動主要由0～200 Hz的低頻振動和700～1 600 Hz的高頻振動兩部分組成。各電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的振動特征如圖10所示。針對HXD1 1182號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊，由圖10(a)所示的縱向振動時頻圖和圖10(b)所示的低頻段(0～200 Hz)振動頻譜可知，安康機(jī)務(wù)段HXD1 1182號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊在700 Hz以上高頻振動明顯，低頻振動以40～70 Hz的寬頻振動為主。對其余部分電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的振動頻譜進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)低頻振動基本集中在30～80 Hz。由10(c)所示的HXD1 1162號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊垂向振動頻譜可以看出，迎水橋機(jī)務(wù)段HXD1 1162號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊垂向的高頻振動集中于700～1 600 Hz，主要峰值頻率有800 Hz,900 Hz和1 000 Hz等。由圖10(d)所示的HXD1 1256，HXD1C 0292和HXD1B 0154號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊垂向振動頻譜對比可知，HXD1，HXD1C型電力機(jī)車牽引變流器的功率模塊振動主要集中在高頻振動區(qū)間700～1 600 Hz，而HXD1B型電力機(jī)車牽引變流器的功率模塊高頻振動值則非常小。不同電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的高低頻振動差異性及其產(chǎn)生來源有待進(jìn)行深入分析。

(a) 低頻振動對比(5～150 Hz)

(b) 高頻振動對比(700～1 600 Hz)

考慮到牽引變流器功率模塊的振動條件與IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)存在較大差異，因此，有必要基于實測載荷譜的歸納理論，開展實測載荷譜與IEC 61373: 1999標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的差異性分析。

(a) HXD1 1182號電力機(jī)車功率模塊縱向振動時頻圖

(b) HXD1 1182號電力機(jī)車功率模塊低頻振動頻譜

(c) HXD1 1162號電力機(jī)車功率模塊垂向振動頻譜

(d) 不同型號電力機(jī)車牽引變流器功率模塊垂向振動頻譜

4 電力機(jī)車牽引變流器及其部件的實測載荷譜

4.1 隨機(jī)振動的參數(shù)統(tǒng)計

隨機(jī)振動從振動的單次現(xiàn)象觀察存在著不確定性，無法用確定性函數(shù)描述，但根據(jù)相同條件下多次測試的結(jié)果，可以采用概率統(tǒng)計方法進(jìn)行定量描述，得到具有一定統(tǒng)計特征的結(jié)果，如均值、均方根值、功率譜密度等。通常將自然界中的各種隨機(jī)振動概率分布假設(shè)為高斯分布，其特征是偏斜度S和歸零化峭度K等用于表示隨機(jī)過程的高階統(tǒng)計量均為零，而高階統(tǒng)計量不全為零的隨機(jī)振動稱為非高斯隨機(jī)振動[18]。

偏斜度S表示統(tǒng)計數(shù)據(jù)分布偏斜方向及程度，計算式為

(3)

歸零化峭度K表示概率分布曲線頂端扁平或尖峭的程度，計算式為

(4)

S>0表示偏態(tài)分布正偏，S<0表示偏態(tài)分布負(fù)偏。K=0表示其峭度與高斯分布相同，K<0表示比高斯分布扁平的亞高斯隨機(jī)過程，K>0表示比高斯分布陡峭的超高斯隨機(jī)過程。

表3為HXD1型電力機(jī)車在迎水橋—武威線路的偏斜度和歸零化峭度統(tǒng)計結(jié)果?？梢钥闯鰻恳兞髌鞴衲_、功率模塊、傳動控制單元和冷卻風(fēng)機(jī)等不同部位的偏斜度和歸零化峭度是有差異的，車速70 km/h左右的平穩(wěn)工況與全程工況的偏斜度和歸零化峭度也是有差異的。除傳動控制單元平穩(wěn)工況和全程工況的縱向偏斜度分別為0.23和0.21，明顯大于0外，其余部位的偏斜度接近于0。功率模塊平穩(wěn)工況和全程工況的歸零化峭度在2.39～4.03，說明陡峭程度非常明顯，屬于典型的超高斯振動。牽引變流器柜腳平穩(wěn)工況的歸零化峭度在0.2左右，是陡峭程度相對較小的超高斯振動。冷卻風(fēng)機(jī)平穩(wěn)工況的歸零化峭度小于0，是扁平程度相對較小的亞高斯振動。

表3 迎水橋—武威線路的偏斜度和歸零化峭度統(tǒng)計數(shù)據(jù)

對蘭州、安康、重慶等其他線路的偏斜度和歸零化峭度統(tǒng)計數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)振動劇烈線路的歸零化峭度相對較大，超高斯振動的特征明顯，振動較小線路的歸零化峭度接近于0，基本屬于高斯振動。

4.2 載荷譜歸納理論

數(shù)據(jù)歸納是對測量的數(shù)據(jù)進(jìn)行參數(shù)假設(shè)檢驗，將屬于同一總體的數(shù)據(jù)歸并為特征樣本，再按照預(yù)定的置信度和分位點進(jìn)行容差上限估計，從而得到規(guī)范的實測載荷譜。

時域數(shù)據(jù)的平穩(wěn)性檢驗一般包括物理檢驗、目視定性檢驗、均方根值檢驗、實時分析檢驗、輪次檢驗、方差檢驗和概率密度函數(shù)檢驗等方法，可以將這些方法結(jié)合使用。各態(tài)歷經(jīng)檢驗應(yīng)根據(jù)產(chǎn)生該振動數(shù)據(jù)的振源及其物理特性進(jìn)行判斷。正態(tài)性檢驗一般包括概率密度函數(shù)分析、卡埃平方擬合優(yōu)度檢驗和偏態(tài)峰態(tài)檢驗等方法。

電力機(jī)車在線路中運行時，測量得到的數(shù)據(jù)一般是非穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)，通過前面的隨機(jī)振動參數(shù)統(tǒng)計可知振動大的線路測試數(shù)據(jù)多為超高斯分布，振動較小線路的測試數(shù)據(jù)基本服從高斯隨機(jī)分布。通過計算一段測試數(shù)據(jù)的偏斜度和歸零化峭度等參數(shù)，對于偏離高斯分布太多的數(shù)據(jù)，予以剔除并記錄其超高斯值，以備后續(xù)振動試驗使用(某些配備了超高斯控制器的振動試驗臺可以輸入超高斯值)。

同類型的測點作一類進(jìn)行歸納，樣本數(shù)取45個以上。采用Welch法(也稱改進(jìn)周期圖法)計算功率譜密度(power spectrum density，PSD)，首先對經(jīng)過檢驗的時域數(shù)據(jù)分段，重疊系數(shù)取7/8，以保證計算精度；然后對每段數(shù)據(jù)乘以Hanning窗函數(shù)；再進(jìn)行快速傅里葉變換，對其模方；最后求漸近無偏估計的段平均，從而得到每個測點每個數(shù)據(jù)通道各次測量的PSD曲線。

(i=1,2,…,L1；m=1,2,…,L1；i≠m)

(5)

對PSD進(jìn)行假設(shè)檢驗，在給定的置信度(1-α)下，屬于同一總體的假設(shè)成立的條件為

(6)

式中:F(M1-1,M1-1),α/2和F(M1-1,M1-1),(1-α/2)分別為自由度為(M1-1,M1-1)的F分布α/2分位點和(1-α/2)分位點;t2(M1-1),(1-α/2)為自由度為2(M1-1)的中心t分布(1-α/2)分位點。

(7)

第p個特征樣本在h頻段內(nèi)平直譜的容差上限估計為

h=1,2,…,H1)

(8)

在雙對數(shù)坐標(biāo)下，用直線連接式(8)得到相鄰平直譜，即為實測隨機(jī)振動的規(guī)范載荷譜G(p)。

4.3 實測載荷譜與標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的對比

基于4.2節(jié)所述的載荷譜歸納理論，按照不同部位不同方向?qū)φ駝訑?shù)據(jù)進(jìn)行載荷譜歸納，其中每條載荷譜是基于50個樣本采用統(tǒng)計方法歸納得到，置信度為95%。圖11為根據(jù)迎水橋線路測試數(shù)據(jù)歸納得出的牽引變流器柜腳、功率模塊、傳動控制單元和冷卻風(fēng)機(jī)的實測載荷譜，以及分別與IEC 61373: 1999標(biāo)準(zhǔn)1類A級和1類B級功能振動試驗標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的對比。由圖11可知實測載荷譜與標(biāo)準(zhǔn)載荷譜存在明顯的區(qū)別，主要表現(xiàn)在振動頻率和量值兩個方面。具體為：① 牽引變流器柜腳實測載荷譜涵蓋1～1 000 Hz，而標(biāo)準(zhǔn)載荷譜只包括2～60 Hz,實測載荷譜的垂向、橫向和縱向振動量值有效值分別為1.91 m/s2,1.78 m/s2和1.11 m/s2，而標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的垂向、橫向和縱向振動量值有效值分別為0.75 m/s2,0.37 m/s2和0.50 m/s2，在5～20 Hz內(nèi)實測載荷譜的量值小于標(biāo)準(zhǔn)載荷譜;② 功率模塊和傳動控制單元的實測載荷譜頻率包括低頻和高頻兩部分，涵蓋1～2 000 Hz，而標(biāo)準(zhǔn)載荷譜只包括5～150 Hz。功率模塊和傳動控制單元的低頻振動主要峰值頻率區(qū)間為1～80 Hz，而標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的峰值區(qū)間為5～20 Hz，高頻振動主要峰值頻率區(qū)間為700～1 200 Hz，功率模塊實測載荷譜的垂向、橫向和縱向振動量值有效值分別為21.81 m/s2，12.5 m/s2和17.85 m/s2，傳動控制單元實測載荷譜的垂向，橫向和縱向振動量值有效值分別為4.73 m/s2，11.92 m/s2和7.14 m/s2，而標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的垂向，橫向和縱向振動量值有效值分別為1.01 m/s2，0.45 m/s2和0.70 m/s2；③ 冷卻風(fēng)機(jī)實測載荷譜的峰值區(qū)間為30～110 Hz，實測載荷譜的垂向、橫向和縱向振動量值有效值分別為5.18 m/s2,5.93 m/s2和4.32 m/s2。

(a) 牽引變流器柜腳

(c) 控制單元

由于實測載荷譜與標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的振動能量峰值頻率區(qū)間不同，且牽引變流器及其部件的固有頻率特性不同。在進(jìn)行牽引變流器及其部件的試驗驗證時，實測載荷譜與標(biāo)準(zhǔn)載荷譜對牽引變流器某一具體部件的影響是不同的。同時，振動量值不同，功率模塊的振動量級高于傳動控制單元和冷卻風(fēng)機(jī)，功率模塊的實測載荷譜振動量值約為標(biāo)準(zhǔn)載荷譜的25倍，各部件的振動響應(yīng)更是不同。后續(xù)可以根據(jù)歸納整理的實測載荷譜對牽引變流器，尤其是對其內(nèi)部的功率模塊等部件進(jìn)行振動影響分析與減振優(yōu)化分析等工作。

5 結(jié) 論

(1) 對全國13個機(jī)務(wù)段，37臺次電力機(jī)車牽引變流器功率模塊測試結(jié)果表明，HXD1,HXD1C型電力機(jī)車牽引變流器功率模塊實測振動量值普遍超過HXD1B,HXD2,HXD3型電力機(jī)車，部分HXD1,HXD1C型電力機(jī)車牽引變流器功率模塊振動超過IEC 61373: 1999標(biāo)準(zhǔn)值。

(2) HXD1，HXD1C型電力機(jī)車牽引變流器功率模塊振動能量介于30～80 Hz的低頻振動和700～1 600 Hz的高頻振動區(qū)間，HXD1B，HXD2，HXD3型電力機(jī)車牽引變流器功率模塊的高頻振動不明顯。

(3) HXD1型電力機(jī)車在迎水橋—武威線路運行時，功率模塊的偏斜度接近于0，歸零化峭度在2.39～4.03，屬于典型的超高斯振動。

(4) 功率模塊實測振動特性與IEC 61373標(biāo)準(zhǔn)功能試驗載荷譜差異顯著，迎水橋線路實測載荷譜的垂向、橫向和縱向振動量值有效值分別為21.81 m/s2，12.5 m/s2和17.85 m/s2，明顯高于標(biāo)準(zhǔn)值。