高速動(dòng)車組牽引變流器振動(dòng)特性及隔振優(yōu)化研究

王永勝， 丁 杰,， 張 平， 榮智林， 劉 大， 周 漢

(1.株洲南車時(shí)代電氣股份有限公司 技術(shù)中心，湖南 株洲 412001；2.湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，湖南 湘潭 411105)

高速動(dòng)車組牽引變流器振動(dòng)特性及隔振優(yōu)化研究

王永勝1， 丁 杰1,2， 張 平2， 榮智林1， 劉 大1， 周 漢1

(1.株洲南車時(shí)代電氣股份有限公司 技術(shù)中心，湖南 株洲 412001；2.湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，湖南 湘潭 411105)

針對(duì)某型高速動(dòng)車組車輛地板高頻振動(dòng)過大的問題，研究車底牽引變流器振動(dòng)及內(nèi)部懸掛隔振的影響。對(duì)牽引變流器進(jìn)行了裝車和車間振動(dòng)試驗(yàn)，對(duì)其振動(dòng)特性及安裝在變壓器與變流器柜體之間隔振器的隔振性能進(jìn)行了理論和試驗(yàn)評(píng)估，提出了優(yōu)化隔振器參數(shù)降低變流器振動(dòng)的措施，并利用有限元和多體動(dòng)力學(xué)軟件對(duì)優(yōu)化前、后的隔振效果進(jìn)行了仿真對(duì)比計(jì)算。結(jié)果表明采用優(yōu)化后的隔振器參數(shù)可大幅降低該牽引變流器的振動(dòng)，且可避免共振風(fēng)險(xiǎn)。

高速動(dòng)車組；變流器；隔振；仿真；優(yōu)化

隨著動(dòng)車組速度的不斷提升以及人們對(duì)乘車舒適度要求的提高，高速動(dòng)車組的振動(dòng)噪聲問題越來越受到人們的關(guān)注[1]。動(dòng)車設(shè)計(jì)速度的提升往往伴隨著車體輕量化、車下設(shè)備如牽引變流器、變壓器等重量的大幅增加，車下設(shè)備與車體之間耦合關(guān)系加強(qiáng)，從而使得車下設(shè)備的振動(dòng)噪聲對(duì)乘車舒適度影響加大，因此，研究并控制車下設(shè)備的振動(dòng)噪聲顯得越來越迫切[2]。目前，國內(nèi)對(duì)動(dòng)車牽引變壓器振動(dòng)噪聲等做了一些研究工作，如文獻(xiàn)[3]研究了動(dòng)車牽引變壓器的振動(dòng)特性及在車體中的傳遞路徑，文獻(xiàn)[4-5]研究了動(dòng)車變壓器冷卻風(fēng)機(jī)振動(dòng)噪聲的特點(diǎn)以及減振降噪措施等，但關(guān)于動(dòng)車牽引變流器振動(dòng)噪聲研究的公開報(bào)道較少。作為動(dòng)車最重要的電氣設(shè)備之一，牽引變流器內(nèi)部集成的冷卻裝置、變壓器等設(shè)備在運(yùn)行中會(huì)帶來一定的振動(dòng)激勵(lì)，這些激勵(lì)傳遞到柜體上將引起柜體的振動(dòng)[6]。柜體振動(dòng)將通過連接件進(jìn)一步向上傳遞或者通過輻射以噪聲的形式傳播，這些對(duì)動(dòng)車的乘車環(huán)境不利，也會(huì)影響變流器自身的安全和壽命[7]。

本文對(duì)某型高速動(dòng)車組牽引變流器進(jìn)行了車間和裝車振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)試和評(píng)估，了解了該型牽引變流器的振動(dòng)特性，在此基礎(chǔ)上利用有限元和多體動(dòng)力學(xué)軟件對(duì)變流器內(nèi)部主要振源進(jìn)行了隔振仿真優(yōu)化分析，為降低該型變流器的振動(dòng)提供了重要參考。

1 振動(dòng)試驗(yàn)分析

在某型高速動(dòng)車組進(jìn)行出廠前調(diào)試試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)部分車廂牽引變流器上方車體地板局部出現(xiàn)較大振動(dòng)，人體感覺明顯，經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)排查初步確定振動(dòng)主要是由牽引變流器引起。以往試驗(yàn)結(jié)果和相關(guān)經(jīng)驗(yàn)表明，牽引變流器的振動(dòng)主要來源于內(nèi)部變壓器和冷卻風(fēng)機(jī)等。

1.1 裝車振動(dòng)測(cè)試

為進(jìn)一步了解引起車地板振動(dòng)過大的原因，在裝車現(xiàn)場(chǎng)對(duì)車輛地板進(jìn)行了振動(dòng)測(cè)試。測(cè)點(diǎn)的布置方式參考了文獻(xiàn)[8]，主要集中在變流器上部車輛地板區(qū)域，并以未安裝變流器的車廂地板振動(dòng)進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果表明，安裝牽引變流器上方車體地板振動(dòng)加速度有效值最大達(dá)到0.57 m/s2，遠(yuǎn)大于未安裝變流器車廂地板的振動(dòng)(約為0.04 m/s2)。變流器上方車地板振動(dòng)加速度頻譜(如圖1)顯示振動(dòng)能量主要集中在100 Hz附近，且具有明顯的諧波特征。通過對(duì)變流器內(nèi)部變壓器、冷卻風(fēng)機(jī)等主要振源單獨(dú)啟動(dòng)進(jìn)行測(cè)試排查基本確定地板振動(dòng)主要由變流器內(nèi)部變壓器引起?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果的頻譜特征與文獻(xiàn)[9]中關(guān)于變壓器鐵芯磁致伸縮力Fc的描述吻合，鐵芯的磁致伸縮力Fc是引起變壓器振動(dòng)的主要激勵(lì)，其計(jì)算公式如下：

式中，H為磁場(chǎng)強(qiáng)度，μ為介質(zhì)磁導(dǎo)率，τ為體積密度，F(xiàn)cmax為主能量，t為時(shí)間，ω為電源頻率。由該式可知，磁致伸縮力Fc的主頻為外加電場(chǎng)頻率(50 Hz)的兩倍，且還包括高次諧波分量。

圖1 變流器上方車地板振動(dòng)加速度頻譜Fig.1 The acceleration spectrum curve of the car floor

1.2 車間振動(dòng)試驗(yàn)

為進(jìn)一步驗(yàn)證裝車振動(dòng)測(cè)試結(jié)論及了解該型牽引變流器振動(dòng)特性，將變流器柜體頂部通過螺栓連接固定在夾具上進(jìn)行了車間振動(dòng)試驗(yàn)。

1.2.1 測(cè)點(diǎn)布置與試驗(yàn)工況

牽引變流器內(nèi)部振源主要包括變壓器和冷卻風(fēng)機(jī)，其振動(dòng)通過柜體頂部連接螺栓傳遞到車體，因此，將振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置在柜體頂部靠近振源的連接螺栓安裝座附近，且增加4個(gè)變壓器與變流器柜體裝配位置附近的測(cè)點(diǎn)。試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置示于圖2。

圖2 變流器車間振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Measuring points layout of vibration test of converter

試驗(yàn)工況如表1所示，在這些工況中考慮了變壓器、冷卻風(fēng)機(jī)兩個(gè)振源對(duì)牽引變流器柜體振動(dòng)的影響以及不同類型變壓器的振動(dòng)大小，其中變壓器A為目前裝配型號(hào)，變壓器B為備選型號(hào)。

表1 測(cè)試工況

1.2.2 測(cè)試結(jié)果及分析

由于各工況垂向振動(dòng)加速度有效值都大于行車和枕木方向，因此本文主要研究垂向振動(dòng)。圖3是各工況16個(gè)測(cè)點(diǎn)垂向加速度有效值對(duì)比，由該圖可以看出，工況1與工況2在3、4、5、6、7、8等6個(gè)測(cè)點(diǎn)處振動(dòng)加速度有效值差別很小，但在其他10個(gè)測(cè)點(diǎn)處，工況2的加速度有效值要遠(yuǎn)大于工況1，這說明靠近變壓器端柜體的振動(dòng)能量主要來自于變壓器，冷卻風(fēng)機(jī)的影響較小，這一點(diǎn)也可以從工況2、3結(jié)果的比較中得到驗(yàn)證；工況3與工況4的結(jié)果對(duì)比顯示，變壓器A引起變壓器端柜體的振動(dòng)要遠(yuǎn)大于變壓器B，這說明目前裝配的變壓器振動(dòng)過大，是引起車地板振動(dòng)異常的主要原因。

圖3 各工況16個(gè)測(cè)點(diǎn)加速度有效值對(duì)比Fig.3 Comparison diagram of acceleration RMS of 16 points between different conditions

圖4列出了工況2測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)16的加速度頻譜，其中測(cè)點(diǎn)1的頻譜與圖1頻譜曲線特征十分相似，這進(jìn)一步說明變壓器是引起車地板振動(dòng)異常的主要原因，且變壓器的振動(dòng)呈現(xiàn)出以100 Hz為基頻的諧波特征；另外對(duì)比測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)16的頻譜曲線可以看出，變壓器振動(dòng)通過柜體向上傳遞時(shí)，高頻成分基本衰減，但100 Hz的振動(dòng)衰減較少。這說明安裝在變壓器與柜體之間的隔振器對(duì)100 Hz振動(dòng)的隔振效果有限。

圖4 工況2測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)16加速度頻譜曲線Fig.4 The acceleration spectrum curve of point 1, 16 in condition 2

2 隔振效果評(píng)估

前面的試驗(yàn)結(jié)果分析表明，牽引變流器上方車地板振動(dòng)過大主要有兩個(gè)原因：變流器內(nèi)部變壓器振動(dòng)過大；安裝在變壓器與柜體之間的隔振器對(duì)100 Hz振動(dòng)的隔振效果較差。因此，要解決該問題主要是從兩個(gè)方面采取措施，其中降低變壓器的振動(dòng)是從源頭著手，而優(yōu)化隔振器參數(shù)是在路徑上降低振動(dòng)的傳遞。降低變壓器的振動(dòng)主要是通過生產(chǎn)商對(duì)設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化，一般周期較長(zhǎng)，且易受生產(chǎn)商技術(shù)實(shí)力的限制；而對(duì)隔振器參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化相對(duì)來說周期較短、見效快，且可控性強(qiáng)。因此，本文將從隔振的角度對(duì)變流器進(jìn)行減振研究。

2.1 理論評(píng)估

目前在工程應(yīng)用中對(duì)隔振器隔振效果進(jìn)行評(píng)估主要是基于單自由度隔振理論，其基本計(jì)算公式如下：

(2)

式中,μF為力傳遞函數(shù)，ω為激勵(lì)力頻率，ωn為隔振系統(tǒng)固有頻率，ζ為阻尼比。由式(2)可知只有當(dāng)頻率比λ=ω/ωn>1.414時(shí)，系統(tǒng)才有隔振效果。根據(jù)該理論，可以推算當(dāng)前安裝在變壓器與柜體之間隔振器的隔振效果如表2。

表2 隔振效果理論評(píng)估表

表2顯示當(dāng)前隔振器對(duì)變壓器100 Hz振動(dòng)的垂向隔振效率理論計(jì)算值為72.9%，但由于單自由度理論未考慮基礎(chǔ)柔性及非線性等因素的影響，與實(shí)際情況存在出入，僅能作為設(shè)計(jì)參考。

2.2 試驗(yàn)評(píng)估

目前常用的隔振系統(tǒng)性能試驗(yàn)評(píng)估指標(biāo)主要包括插入損失和振級(jí)落差，考慮到振級(jí)落差易受安裝基礎(chǔ)剛度的影響，本文采用插入損失來評(píng)估當(dāng)前隔振器實(shí)際隔振效果。根據(jù)文獻(xiàn)[10]，插入損失為隔振系統(tǒng)采取隔振措施前后基礎(chǔ)響應(yīng)的有效值之比，具體計(jì)算公式如下：

(3)

式中，LI為插入損失，AR為采取隔振措施前基礎(chǔ)加速度響應(yīng)有效值，A為采取隔振措施后基礎(chǔ)加速度響應(yīng)有效值。根據(jù)式(3)選取圖2中柜體上靠近變壓器的1、2、9、10、11、12等6個(gè)測(cè)點(diǎn)得到工況2時(shí)6組插入損失數(shù)據(jù)如圖5所示。

圖5 工況2測(cè)點(diǎn)1、2、9、10、11、12插入損失曲線Fig.5 Insertion loss of points 1、2、9、10、11、12 in condition 2

由圖5可看出，6個(gè)測(cè)點(diǎn)中除測(cè)點(diǎn)10外，其余5個(gè)測(cè)點(diǎn)插入損失都大于0，但最大的測(cè)點(diǎn)9也才5.2 dB，這再一次驗(yàn)證了前面關(guān)于隔振器對(duì)變壓器振動(dòng)有一定隔振效果，但效果十分有限的結(jié)論。

3 隔振器參數(shù)優(yōu)化仿真分析

前面的分析已經(jīng)表明，當(dāng)前隔振器對(duì)變壓器的隔振效果有限，優(yōu)化隔振器參數(shù)是降低該型變流器振動(dòng)的重要措施之一。根據(jù)變壓器質(zhì)量、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、安裝空間等參數(shù)，并在參考相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的基礎(chǔ)上，本節(jié)將首先對(duì)減振剛度參數(shù)在1 000～500 000 kN/m范圍內(nèi)進(jìn)行仿真計(jì)算，其中選擇1 000、5 000、10 000、50 000、100 000、500 000 kN/m等六組參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析；在此基礎(chǔ)上，根據(jù)變流器內(nèi)部實(shí)際允許變形及安裝空間等要求，結(jié)合廠家提供的隔振器可選型號(hào)，選出一款減振效果最優(yōu)且安裝可實(shí)現(xiàn)的隔振器(垂向動(dòng)剛度為1 233 kN/m)，并將之與原隔振器從變流器系統(tǒng)隔振效果的角度進(jìn)行仿真對(duì)比，驗(yàn)證隔振器參數(shù)優(yōu)化后的隔振效果，評(píng)估隔振器的系統(tǒng)匹配性能，排除共振等風(fēng)險(xiǎn)，為隔振器選型優(yōu)化提供支持。

3.1 有限元分析

3.1.1 有限元模型

考慮到變壓器振動(dòng)主要是影響靠近變壓器端的柜體，建模時(shí)忽略遠(yuǎn)離變流器端柜體，并對(duì)內(nèi)部一些的結(jié)構(gòu)和部件進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，這樣在不影響計(jì)算可靠性的前提下減少了工作量和計(jì)算成本。模型中板梁結(jié)構(gòu)采用面單元，部分設(shè)備采用體單元，隔振器用三個(gè)方向的彈簧阻尼單元模擬，橡膠材料阻尼比假定為0.08，柜體頂部螺栓連接處采用剛性約束。建立的有限元模型如圖6所示，并在變壓器安裝位置附近選擇7個(gè)節(jié)點(diǎn)以提取結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，其中測(cè)點(diǎn)1為輔助變壓器，測(cè)點(diǎn)2至測(cè)點(diǎn)4分別為四個(gè)隔振器安裝位置附近的梁，測(cè)點(diǎn)6、7分別為兩側(cè)支撐橫梁。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

3.1.2 剛度參數(shù)優(yōu)化分析

考慮到車地板振動(dòng)主要體現(xiàn)在100 Hz附近，因此，對(duì)不同方案進(jìn)行諧響應(yīng)分析的頻域范圍為5～200 Hz，幅值為8 000 N(相當(dāng)于一個(gè)g的加速度)，分別提取六組不同隔振器剛度模型中測(cè)點(diǎn)3的位移頻譜進(jìn)行比較，得到圖7。由圖7可以看出，隔振器剛度參數(shù)越小，則測(cè)點(diǎn)3垂向位移頻譜主峰值頻率越低，其在絕大部分頻域內(nèi)譜值越小，隔振效果越好；特別是在100 Hz處，剛度為1 000 kN/m的隔振器模型幅值降幅與其他剛度參數(shù)相比至少多66%，且附近沒有明顯的共振波峰，不會(huì)激發(fā)共振。柜體上其他5個(gè)測(cè)點(diǎn)的結(jié)論與測(cè)點(diǎn)3類似，這里不再列出。根據(jù)優(yōu)化計(jì)算的結(jié)果，并結(jié)合廠家提供的隔振器型號(hào)，選出一款減振效果最優(yōu)且安裝可實(shí)現(xiàn)的隔振器(垂向動(dòng)剛度為1 233 kN/m)，后續(xù)將對(duì)這款隔振器與原隔振器進(jìn)行對(duì)比分析。

圖7 測(cè)點(diǎn)3垂向位移頻譜對(duì)比Fig.7 Comparison diagram of vertical displacement spectrum of point 3

3.1.3 加速度有效值對(duì)比分析

用頻率為100 Hz、幅值為8 000 N的簡(jiǎn)諧激振力來模擬變壓器振動(dòng)，從時(shí)域的角度比較優(yōu)化后的隔振器與原隔振器對(duì)100 Hz振動(dòng)的隔振效果。圖8是兩款隔振器各測(cè)點(diǎn)加速度有效值的比值曲線，由該圖可知，隔振器優(yōu)化后模型在100 Hz激勵(lì)下各測(cè)點(diǎn)加速度有效值都小于優(yōu)化前模型，其中柜體上各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)有效值至少降低64%。

圖8 各測(cè)點(diǎn)加速度有效值比值曲線Fig.8 Acceleration RMS ratio of measuring points

3.2 多體動(dòng)力學(xué)分析

[11-12]中的方法，利用多體動(dòng)力學(xué)軟件Simpack建立變流器剛/柔混合隔振系統(tǒng)的虛擬樣機(jī)模型，模擬變流器柜體在變壓器100 Hz及冷卻風(fēng)機(jī)50 Hz振動(dòng)激勵(lì)同時(shí)作用下的動(dòng)態(tài)行為。其中變流器柜體采用柔性體建模，變壓器及冷卻風(fēng)機(jī)采用剛體建模，模型通過采用FE5力元模擬部件之間的連接關(guān)系，采用FE93力元施加載荷，模型動(dòng)力學(xué)拓結(jié)構(gòu)如圖9。動(dòng)力學(xué)模型坐標(biāo)系與圖6有限元模型一致，并在相同的位置依次布置了7個(gè)測(cè)點(diǎn)。

圖9 變流器剛/柔混合動(dòng)力學(xué)拓?fù)鋱DFig.9 Rigid/flexible hybrid dynamic topology of converter

對(duì)模型進(jìn)行時(shí)域積分計(jì)算，計(jì)算時(shí)間為10 s，分析頻率設(shè)為250 Hz，提取測(cè)點(diǎn)3、5垂向速度響應(yīng)的時(shí)域曲線并經(jīng)FFT變化得到頻域曲線，將當(dāng)前隔振器模型與隔振器優(yōu)化后模型結(jié)果對(duì)比如圖10所示。由該圖可以看出，隔振器優(yōu)化后對(duì)變壓器100 Hz振動(dòng)的隔振效果要明顯優(yōu)于當(dāng)前隔振器模型，而對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)50 Hz振動(dòng)的減振效果要劣于當(dāng)前隔振器模型，但冷卻風(fēng)機(jī)對(duì)柜體振動(dòng)影響較小。因此，即使在風(fēng)機(jī)和變壓器同時(shí)激勵(lì)下，隔振器剛度參數(shù)優(yōu)化后仍將顯著降低柜體的振動(dòng)響應(yīng)。

圖10 測(cè)點(diǎn)3、5垂向速度響應(yīng)對(duì)比(第一排對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)3)Fig.10 Comparison diagram of vertical velocity response of point 3, 5(the first row corresponds to the point 3)

4 結(jié) 論

本文通過裝車和車間振動(dòng)試驗(yàn)，了解了某型高速動(dòng)車組牽引變流器的振動(dòng)特性及引起車地板振動(dòng)過大的原因，且利用理論和試驗(yàn)的手段評(píng)估了安裝在變壓器與變流器柜體之間隔振器的隔振性能；在此基礎(chǔ)上提出了對(duì)隔振器進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，并利用有限元和多體動(dòng)力學(xué)軟件對(duì)優(yōu)化前與優(yōu)化后的模型進(jìn)行了仿真計(jì)算對(duì)比分析。得到如下結(jié)論：

(1)該型動(dòng)車組牽引變流器的振動(dòng)主要是由內(nèi)部變壓器的磁致伸縮力引起；

(2)當(dāng)前變流器內(nèi)部變壓器振動(dòng)過大，且安裝的隔振器對(duì)變壓器振動(dòng)的隔振效果十分有限，這是引起動(dòng)車組車地板振動(dòng)過大的主要原因；

(3)仿真結(jié)果表明，通過優(yōu)化當(dāng)前隔振器參數(shù)可大幅降低該型牽引變流器的振動(dòng)，且不會(huì)出現(xiàn)共振等風(fēng)險(xiǎn)，仿真結(jié)果可用于指導(dǎo)隔振器選型優(yōu)化工作；

(4)隨著動(dòng)車組速度的不斷提升，牽引變流器等電氣設(shè)備功率越來越大，其帶來的振動(dòng)噪聲問題也將越來越嚴(yán)重，因此，應(yīng)給予足夠的重視。

參 考 文 獻(xiàn)

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Vibration characteristics and isolation optimization of a traction converter of high-speed EMU

WANG Yongsheng1, DING Jie1,2, ZHANG Ping2, RONG Zhilin1, LIU Da1, ZHOU Han1

(1. Technology Center, Zhuzhou CSR Electric Times Co.,Ltd., Zhuzhou 412001, China；2. College of Civil Engineering and Mechanics, Xiangtan University, Xiangtan 411105, China)

The vibration of a certain type of high-speed EMU traction converter and its internal suspension vibration isolator were studied, aiming at the high frequency vibration on the EMU vehicle floor. Loading and workshop vibration tests were carried out, theoretical and experimental analyses were performed to evaluate the vibration characteristics of the traction converter and the vibration isolation performance of the isolator mounted between transformer and converter cabinet. A method to reduce the vibration of this type of converter was proposed by optimizing the parameters of the isolator. A comparative simulation analysis on the isolation effects before and after optimization was carried out by using finite element and multi-body dynamics softwares. The results indicate that by optimizing the parameters of vibration isolator, the vibration of this type of traction converter can be significantly reduced and resonance does not occur.

high-speed EMU; traction converter; vibration isolation; simulation; optimization

湖南省自然科學(xué)省市聯(lián)合基金重點(diǎn)項(xiàng)目(12JJ8020)

2015-10-14 修改稿收到日期：2015-12-29

王永勝 男，碩士生，工程師，1985年生

張平 男，教授，博士生導(dǎo)師，1955年生

TH212；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.02.022