含行星輪局部故障的行星齒輪箱振動仿真及實驗研究

樊家偉 郭瑜 伍星 林云 陳鑫

摘要：針對現有行星齒輪箱局部故障振動仿真模型使用小波變換和加窗振動分離技術進行故障診斷時效果不明顯的問題，提出了一種以齒輪嚙合沖擊響應和齒輪嚙合順序為基礎的行星輪局部故障振動仿真模型。以齒輪嚙合沖擊響應為基礎，仿真正常齒和故障齒的單次嚙合沖擊振動響應；計算每次齒輪嚙合的時間點，按照輪齒嚙合順序使用單次嚙合沖擊振動響應進行拼接，綜合考慮振動信號的時變傳遞路徑和太陽輪、行星輪和行星架轉頻的調制影響；建立了滿足加窗振動分離技術故障特征提取的行星輪局部故障振動仿真模型。通過與行星齒輪箱的試驗平臺實測振動信號和振動仿真信號的分析對比，驗證了所建立模型的正確性。

關鍵詞：故障診斷；行星齒輪箱；振動信號仿真；加窗振動分離技術

中圖分類號： TH165+.3；TH132.4??? 文獻標志碼： A??? 文章編號：1004-4523（2022）05-1270-08

DOI：10.16385/j .cnki .issn .1004-4523.2022.05.025

引言

在故障診斷領域，合理的仿真信號對新技術和方法的驗證有重要意義[1]。行星齒輪箱是故障診斷領域的重要研究對象，其通常包含多個行星輪，每個行星輪都同時與齒圈和太陽輪嚙合，因此多個嚙合點同時存在，且嚙合位置隨著時間不斷變換。當采用固定位置安裝傳感器拾取其振動信號時，行星輪和嚙合點位置的時變會導致嚙合點與傳感器之間的傳遞路徑也存在時變性，因此，行星齒輪箱局部故障信號的仿真較為復雜[2]。

基于現象的振動信號仿真模型最早由 Randall[3]提出，使用預期頻譜實現對故障齒輪振動的仿真。在行星齒輪箱振動仿真方面，近年來一些學者先后通過分析行星齒輪箱運轉中各部件的頻率，使用頻譜成分實現了行星齒輪箱振動的仿真[4?6]，這些研究成果對行星齒輪箱故障診斷方法的研究提供了重要的評價依據。

另一方面，加窗振動分離技術是消除行星齒輪箱振動時變傳遞路徑的有效方法[7?9]，可實現對行星輪或太陽輪故障的有效檢測；小波變換也是實現齒輪故障診斷的一種常用方法[10?11]。然而現有的現象模型中正常齒和故障齒沖擊均采用正弦調制產生，使用加窗振動分離技術時，截取到的信號是正弦調制的一部分，

其幅值變化較緩，無法觀察到故障沖擊特征，使用小波變換也無明顯效果。本文在現有模型的基礎上，針對該問題提出一種以齒輪嚙合沖擊響應和齒輪嚙合順序為基礎的行星輪局部故障振動仿真模型。

研究中通過對行星齒輪箱振動機理進行分析，以齒輪嚙合沖擊響應為基礎，綜合考慮振動信號的時變傳遞路徑和太陽輪、行星輪及行星架轉速調制的影響，建立了基于齒輪嚙合沖擊響應的行星輪局部故障振動仿真模型。通過與實測振動信號的加窗振動分離結果對比分析，驗證了所建立模型的正確性。

1 齒輪的嚙合沖擊響應

齒輪的嚙合過程發生在單齒嚙合與雙齒嚙合的瞬間，每次嚙合會產生一次沖擊響應，引起沖擊響應的原因不僅有嚙合力的影響，還有嚙合剛度的影響[12]。

齒輪傳動過程中，輪齒嚙合剛度是隨嚙合點位置的變化而變化的，也即是時間 t 的函數。設嚙合剛度 K（t）在單齒嚙合區內為 K1，在雙齒嚙合區內為 K2，則 K（t）可展開為如下所示的傅里葉級數形式[12]：

式中? F 為沖量，是嚙合沖擊力在單次沖擊時間內的積分；ζ為阻尼系數；me1，me2分別為主、被動齒輪的當量質量。研究中，F 設為0.139 N·s；ζ為-0.08； me1，me2分別為2和0.5；固有頻率約為1400 Hz。

由式（3）可知，嚙合剛度變化會影響齒輪的嚙合沖擊響應。由于局部故障會使齒輪的嚙合剛度減小，導致嚙合沖擊響應幅值增加，可用其仿真行星輪局部故障對應的沖擊響應。

2 故障行星輪振動信號仿真模型

2.1 正常狀態下行星齒輪箱振動信號仿真模型

本文以由三個行星輪、一個太陽輪和一個齒圈組成的行星齒輪箱為例，其存在內齒圈與行星輪嚙合、太陽輪與行星輪嚙合共6個嚙合點。實際振動拾取中振動傳感器一般固定安裝在箱體上。由于傳感器安裝位置正下方拾取到的嚙合振動信號最強，為簡化模型，在故障行星輪振動信號模型建立過程中，僅考慮傳感器正下方區域的行星輪與齒圈嚙合點的振動信號[5]。理想情況下，正常狀態每個行星輪與齒圈嚙合產生振動沖擊響應均相同。

由于行星輪繞行星架中心軸的公轉，行星輪在輪系中的位置發生周期性的變化，并導致嚙合點與傳感器之間的振動傳遞路徑發生變化。如圖1所示，當輪系順時針旋轉時，紅色行星輪由遠及近靠近傳感器安裝位置、再由近及遠遠離傳感器安裝位置，傳感器拾取到的振動信號幅值變化為由小到大再從大到小，該時變傳遞路徑引起的幅值變化可以用漢寧窗表示[6，14]。

行星架每旋轉一周，三個行星輪分別通過傳感器正下方區域一次，行星輪與齒圈嚙合的時變傳遞路徑效應可表示為[6]：

式中 A 為傳遞函數幅值系數，傳遞路徑最遠點幅值為最近點的（A -1） A 倍，N 為行星輪個數，fc 為行星架旋轉頻率。

依據行星齒輪傳動原理，對于行星輪，當行星架轉過一定的圈數，行星輪輪齒與齒圈上特定齒（如傳感器正下方的輪齒）的嚙合會重復出現，定義重復嚙合的最小圈數為NReset [15]：

式中 LCM 為求最小公倍數操作，Zr 為齒圈齒數，Zp為行星輪齒數。行星輪整周期嚙合次數Nend可表示為：

單齒嚙合時間：

式中fm為嚙合頻率，其倒數為單次嚙合時間。根據式（3），計算第 n 個Δt 內的嚙合沖擊響應rnΔt，按照整周期內的嚙合順序將正常齒單次嚙合沖擊響應拼接起來，得到未經時變傳遞路徑函數與轉速調制的整周期的仿真信號，可表示為：

由式（8）綜合考慮時變傳遞路徑、太陽輪、行星輪與行星架轉頻引起的調制影響，可得到如下正常狀態行星齒輪箱振動信號仿真模型：

式中? As，Ap 和 Ac 為太陽輪、行星輪和行星架的調幅系數；φs，φp 和φc 為太陽輪、行星輪和行星架的初始相位；fs，fp和fc 為太陽輪、行星輪和行星架的的轉頻。研究中，As，Ap 和 Ac 分別設置為0.3，0.2和0.5；φs，φp 和φc 分別設置為π/7，π/5和π/3，通過齒數計算得到太陽輪、行星輪和行星架的轉頻數值。

圖 2 為行星架旋轉一圈時正常狀態下傳感器拾取的振動仿真信號，反映了 3 個行星輪依次通過傳感器正下方前后，由于行星輪時變傳遞路徑的影響產生的3個幅值調制包絡。

2.2 故障行星輪振動信號仿真模型

當某個行星輪發生局部故障，其故障輪齒與齒圈的嚙合剛度 K（t）發生變化，由式（3）可知其嚙合產生的沖擊響應也將發生變化。減小式（3）中嚙合剛度的數值，其他參數保持不變，即可得到單次嚙合時間Δt 內故障齒嚙合沖擊響應 RΔt 。當故障行星輪所有輪齒與齒圈嚙合一次出現一次故障嚙合沖擊響應，即每Zp次嚙合中有一次故障沖擊。將式（8）中特定嚙合位置的信號替換為故障沖擊響應信號，即可得到如下未經時變傳遞路徑函數與轉速調制的故障行星輪振動信號仿真模型：

式中Zp為行星輪齒數，Nend為完成一次行星輪整周期所需的嚙合次數。

根據行星輪的時變傳遞路徑，當故障輪齒與齒圈嚙合點處于傳感器正下方區域的齒圈部分時，傳感器才能拾取到最強故障沖擊響應信號。與正常狀態下振動仿真信號相同，考慮時變傳遞路徑、轉頻對 R（t）的調制可得如下故障行星輪振動信號仿真模型：

故障行星輪振動信號模型的時域波形如圖3所示。與正常狀態類似，行星架旋轉一周也存在3個等間距的包絡，但由于故障齒的存在，每進行一次嚙合，傳感器會拾取到一次故障齒與齒圈輪齒嚙合引起的故障沖擊。由于故障齒的剛度減小，其嚙合較正常齒嚙合產生一個幅值較大的沖擊。

圖4為行星架旋轉多次的振動仿真信號，可以看出，行星架每旋轉一周產生的3個幅值包絡中，存在一個突出的故障沖擊響應。值得注意的是，由于時變傳遞路徑的影響，每次故障沖擊出現的位置和幅值因為嚙合位置的變化各不相同。

3 實驗驗證

3.1 實驗簡介

為驗證本文所建立模型的正確性，使用行星齒輪箱試驗平臺獲取實測振動信號，與仿真模型進行對比分析驗證。實驗研究對象為如圖5為所示75 kW 傳動實驗臺上的 NGW 行星齒輪箱（如圖6所示）。

使用3個 DH112壓電式加速度傳感器及配套電荷放大器拾取行星齒輪箱輸入軸（圖6位置1）、齒圈（圖6位置2）和輸出軸（圖6位置3）處振動信號，采用電渦流位移傳感器（圖6位置4）獲取轉速脈沖信號。

NGW 行星齒輪箱參數如表1所示。

為模擬行星輪局部故障，在一個行星輪上采用電火花加工一個齒根裂紋故障，行星輪系結構及人造齒根裂紋故障行星輪如圖7所示。

實驗時轉速設置為1000 r/min，采樣時長為180s，采樣頻率采用51.2 kHz 。研究中，安裝在齒圈上方（圖6位置2）的傳感器獲得的振動信號傳遞路徑最短[5]、信號衰減較少，故使用該處振動信號進行驗證。

試驗中，拾取到的正常狀態和行星輪故障狀態的振動信號波形如圖8所示。由轉速1000 r/min 及表1中參數可計算出行星齒輪箱的特征頻率及以行星架為參考的特征階次，如表2所示。

3.2? 正常狀態下振動仿真信號與實測信號對比分析

正常狀態下振動仿真信號的階次譜（以行星架轉頻為參考）如圖9所示，圖中以1#，2#和3#等分別表示嚙合頻率fm對應的嚙合階次以及各階倍頻。

實測正常狀態信號階次譜圖如圖10所示，可以看出其階次譜中同樣存在嚙合頻率fm對應的嚙合階次以及嚙合階次的倍頻，如1’#，2’#和3’#等。

由于實測故障信號嚙合頻率倍頻3fm 對應階次處的邊帶成分較豐富，且比其他諧波的邊帶更清晰。為方便對比，研究中所有信號均采用3fm 處的邊帶進行局部放大。正常狀態下仿真信號與實測信號3階嚙合階次及其邊帶如圖11所示。可以看出雖然實測信號3階嚙合階次的邊帶存在一定的干擾，但其頻率規律基本與仿真信號邊帶吻合。

對比正常狀態下仿真信號與實測信號3階嚙合階次邊帶，為顯示其細節，取其右邊邊帶進行分析，如圖12所示。仿真信號3階嚙合頻率對應階次的右邊帶如圖12（ a ）依次為：3fm +fs -3fc，3fm +fc，3fm +2fc，3fm +fp，3fm +3fc 和3fm +fs 。實測信號3階嚙合階次的右邊帶如圖12（b）所示，與仿真信號依次對應，其中3fc 為行星輪時變傳遞路徑函數出現的頻率Nfc （N=3）。邊帶3fm +fs -3fc 是太陽輪轉頻和行星輪與齒圈嚙合的時變傳遞路徑效應頻率的差值調制造成；3fm +fc，3fm +2fc 和3fm +3fc 是由于行星架轉頻的調制產生；3fm +fp由行星輪轉頻調制產生；3fm +fs 由太陽輪轉頻引起。

由于行星齒輪箱的試驗傳動臺包含其他齒輪箱及電機等，并且行星齒輪箱不可避免地存在制造、安裝誤差，致使傳感器拾取到的信號中存在大量系統產生的干擾信號；同時，齒輪箱中包含齒輪、軸、軸承及箱體等零部件，其固有頻率各不相同，造成振動信號中共振現象復雜。因此，實測信號與仿真信號階次譜存在一定差異，但總體上兩者的階次譜基本一致，驗證了正常狀態下振動信號仿真模型的正確性。

3.3? 故障行星輪振動仿真信號與實測信號對比分析

故障行星輪振動仿真信號的階次譜如圖13所示，嚙合頻率fm對應的嚙合階次以及倍頻同樣存在。

實測行星輪故障振動信號階次譜圖如圖14所示，與仿真信號階次譜相比，兩者雖存在一定差異，但總體上實測信號階次譜與仿真信號階次譜基本一致。仿真與實測信號3階嚙合階次及其邊帶如圖15所示，可以看出幅值由于干擾的影響存在一定差異，但兩種邊帶總體吻合。

行星輪故障仿真信號與實測信號3階嚙合階次邊帶進行對比（只顯示右邊單邊），如圖16所示。仿真信號3階嚙合階次的邊帶如圖16（ a）依次為：3fm +fs -3fc，3fm +fc，3fm +2fc，3fm +fp，3fm +3fc 和3fm +fs 。實測信號3階嚙合階次的右邊帶如圖16（b）所示，與仿真信號一一對應，邊帶譜線的形成原因與正常狀態下一致。

由于行星齒輪箱振動信號受時變傳遞路徑影響，且試驗臺干擾源較多，試驗用齒輪箱的太陽輪轉頻fs 階次為3.53X、行星輪故障特征頻率frp階次為3.55X，在階次譜圖中重疊為一條譜線，正常狀態與行星輪故障的階次譜邊帶相似，僅幅值有所差別，故僅憑嚙合階次及其倍頻的邊帶判斷故障較為困難。使用齒數比為齒圈77、太陽輪43、行星輪17的行星齒輪箱振動仿真信號進行分析對比，可以在嚙合頻率邊帶處觀察到明顯的故障特征譜線。

3.4 基于加窗振動分離技術的特征提取方法試驗分析

加窗振動分離技術是可以有效消除時變傳遞路徑影響的方法，其原理與實現具體詳見文獻[8?9，16]。如前言所述，現有行星齒輪箱振動仿真信號模型采用正弦諧波擬合行星輪系的嚙合和故障沖擊響應成分，導致現有仿真模型使用加窗分離和小波變換技術提取故障齒沖擊失效，如文獻[5]所提行星輪局部故障仿真模型：

式中fpf為行星輪局部故障特征頻率；A，B 分別為故障調幅、調頻系數；?和φ為初始相位。

本文所提行星齒輪箱振動信號仿真模型按照實際齒輪嚙合順序拼接單齒嚙合沖擊響應仿真振動信號，使用加窗振動分離技術在時域波形中加窗截取時，可以截取到故障輪齒嚙合的沖擊響應，有效提取到故障沖擊，使用小波變換也可以增強仿真信號中的沖擊響應，加窗振動分離技術主要用于實驗分析。研究中加窗振動分離截取的總周期（對應行星輪與特定齒嚙合的最小圈數NReset ）為30，同步平均的長度為10個周期（對應行星輪），同步平均次數為20。對實測信號使用同樣的參數做加窗振動分離[8，16]，并對其結果進行對比。

如圖17（ a ）所示為實測故障行星輪振動信號使用加窗振動分離技術獲取到的行星輪故障振動分離平均信號，可以在分離信號中觀察到較明顯的周期性故障沖擊被有效提取；圖17（b）為本文所提仿真模型使用加窗振動分離技術獲得的振動分離信號，可以看出其中明顯的周期故障沖擊成分；圖17（ c ）為文獻[9]所提的行星輪局部故障振動仿真模型使用加窗振動分離技術獲得的振動分離信號，其不含有周期性沖擊成分，與圖17（ a ）所示實測信號振動分離結果存在較大差別。

圖18為正常狀態和行星輪故障仿真信號的振動分離信號的前50X 階次譜圖，可以明顯看出行星輪故障階次3.55X 及其諧波譜線，而正常狀態的階次譜不能觀察到明顯的故障特征階次，且幅值與行星輪故障狀態差異較大；圖19為其3階嚙合階次（213X）的邊帶，可以明顯看出行星輪故障狀態下存在3.55X 及其諧波的邊帶，而正常狀態無邊帶。

行星輪故障、正常狀態實測信號的振動分離信號的前50X 階次譜圖如圖20所示，從行星輪故障的階次譜中可以明顯觀察到3.55X 階及其諧波，而正常狀態的階次譜中該階次頻率不明顯；圖21為3階嚙合階次（213X）的邊帶，可以明顯看出行星輪故障狀態下存在3.55X 及其諧波的邊帶，而正常狀態邊帶不突出，與仿真信號對比驗證了所建立模型的正確性。

4 結論

本文針對現有行星齒輪箱振動信號仿真模型的不足，結合現有模型的優勢，以齒輪嚙合沖擊響應和齒輪嚙合順序為基礎，開展了行星輪局部故障振動仿真建模研究，并對所建模型進行了實驗及仿真驗證，得出如下結論：

（1）使用單齒嚙合沖擊響應按照輪齒嚙合順序拼接，可以獲得與實際振動波形接近的振動仿真模型。

（2）行星齒輪箱中包含多個嚙合點，振動建模時僅考慮距離傳感器較近的主要振源點便可包含振動信號的主要信息。

（3）行星齒輪箱中存在諸如齒輪、軸、軸承、行星架、箱體等部件，它們的固有頻率各不相同，同時也存在齒輪箱整體的固有頻率，造成振動信號中共振現象復雜，考慮包含多部件固有頻率的振動仿真將是進一步完善模型的方向。

（4）通過對行星齒輪箱傳動平臺開展試驗，以及對實測信號和仿真信號的對比分析，驗證了所建立模型的正確性，為加窗振動分離等方法的驗證和改進提供輔助與支撐。

參考文獻：

[1]? Buzzoni M，Elia G，Cocconcelli M . A tool for validatingand? benchmarking? signal? processing ?techniques? applied to machine diagnosis[ J ]. Mechanical Systems and Sig? nal Processing，2020，139：106618.

[2]? Lei Y，Han D，Lin J，et al . Planetary gearbox fault di?agnosis? using? an? adaptive? stochastic? resonance? method [ J ]. Mechanical Systems and Signal Processing，2013，38（1）：113?124.

[3]? Randall R B . A new method of modeling gear faults[J ].Journal of Mechanical Design，1982，104（2）：259?267.

[4]? Feki N，Karray M，Khabou M T，et al . frequency anal?ysis of a two?stage planetary gearbox using two different methodologies[ J ]. ComptesRendusMecanique，2017：S163107211730205X .

[5] 馮志鵬，褚福磊，左明健.行星齒輪箱振動故障診斷方法[M].北京：科學出版社，2015.

FENG Zhipeng，CHU Fulei，ZUO Mingjian . Vibration Fault Diagnosis Method of Planetary Gearbox[M]. Bei? jing：Science Press，2015.

[6] 雷亞國，湯偉，孔德同，等.基于傳動機理分析的行星齒輪箱振動信號仿真及其故障診斷[ J ].機械工程學報，2014，50（17）：61?68.

LEI Yaguo，TANG Wei，KONG Detong，et al . Vibra ? tion? signal? simulation? and? fault? diagnosis? of? planetary gearboxes based on transmission mechanism analysis[J ]. Journal of Mechanical Engineering，2014，50（17）：61?68.

[7]? McFadden P D . A technique for calculating the time do?main? averages? of the? vibration? of the? individual? planet gears and the sun gear in an epicyclic gearbox[ J ]. Jour? nal of Sound and Vibration，1991，144（1）：163?172.

[8]? Guo? Y ，Zhao? L ，Wu? X ， et? al . Vibration? separationtechnique based localized tooth fault detection of plane? tary? gear? sets ：a? tutorial[ J ]. Mechanical? Systems? and Signal Processing，2019，129：130?147.

[9] 趙磊，郭瑜，伍星.基于包絡加窗同步平均的行星齒輪箱特征提取[J ].振動、測試與診斷，2019，39（2）：320?326.

ZHAO Lei，GUO Yu，WU Xing . Fault feature extrac ? tion of planetary gearboxes based on angle domain win? dowed? synchronous? average? of the? envelope? signal[ J ]. Journal of Vibration，Measurement & Diagnosis，2019，39（2）：320?326.

[10]丁康，陳健林，蘇向榮.平穩和非平穩振動信號的若干處理方法及發展[J ].振動工程學報，2003，16（1）：1?10.

DING? Kang，CHEN? Jianlin，SU? Xiangrong . Develop? ment in vibration signal analysis and processing methods [ J ]. ，2003，16（1）：1?10.

[11]胥永剛，趙國亮，馬朝永，等.雙樹復小波和局部投影算法在齒輪故障診斷中的應用[ J ].振動工程學報，2015，28（4）：650?656.

XU? Yonggang，ZHAO? Guoliang ，MA? Chaoyong，et al . Application of gear fault diagnosis method based on dual?tree? complex? wavelet? transform? and? local? projec? tive? method [ J ]. Journal? of? Vibration? Engineering，2015，28（4）：650?656.

[12]姚文席，魏任之.漸開線直齒輪的非線性振動[ J ].中國礦業大學學報，1989，18（2）：4?11.

YAO Wenxi，WEI Renzhi . Nonlinear vibration of invo ? lute spur gear [ J ]. Journal of China University of Min? ing& Technology，1989，18（2）：4?11.

[13]姚文席，魏任之.漸開線直齒輪的嚙合沖擊響應[ J ].振動、測試與診斷，1992，12（2）：31?34.

YAO Wenxi，WEI Renzhi . Meshing impact response of involute? spur? gear [ J ]. Journal? of? Vibration，Measure ? ment& Diagnosis，1992，12（2）：31?34.

[14] Chaari F，Fakhfakh T，Haddar M . Dynamic analysis ofa planetary gear failure caused by tooth pitting and crack? ing [ J ]. Journal? of? Failure? Analysis? and? Prevention，2006，6（2）：73?78.

[15] Lewicki D? G，Samuel P D，Conroy J K，et al . Plane ?tary transmission diagnostics[ R ]. NTRS-NASA Tech ? nical Reports Server，NASA/CR-2004-213068.

[16]趙磊，郭瑜，伍星.基于振動分離信號構建和同步平均的行星齒輪箱輪齒裂紋故障特征提取[ J ].振動與沖擊，2018，37（5）：142?147.

ZHAO Lei，GUO Yu，WU Xing . Fault feature extrac ? tion of gear tooth crack of planetary gear?box based on constructing? vibration? separation? signals? and? synchro? nous? average [ J ]. Journal? of? Vibration? and? Shock，2018，37（5）：142?147.

Vibration simulation and experiment of planetary gearbox with planetary gear local fault

FAN Jia?wei，GUO Yu，WU Xing，LIN Yun，CHEN Xin

（Faculty of Mechanical and Electrical Engineering，Kunming University of Science and Technology，Kunming 650500，China）

Abstract： In order to solve the problem that wavelet transform and windowed vibration separation technology are not effective in fault diagnosis of existing planetary gearbox local fault vibration simulation models，a planetary gear local fault vibration simulation model based on gear meshing impact response and gear meshing sequence is proposed . The single meshing impact vibration re? sponse of normal teeth and fault teeth is simulated，and the time points of each gear engagement are calculated . The single meshing impact response is used to splice according to the gear meshing sequence . Considering the time-varying transmission path of the vi? bration signal and the modulation effect of the rotation frequency of the sun gear，planetary gear and planetary carrier，the local fault vibration simulation model of the planetary gear to meet the fault feature extraction of the windowed vibration separation tech ? nology is established . The correctness of the model is verified by analyzing and comparing with the simulated and measured vibra? tion signals collected on the planetary gearbox test platform .

Key words ： fault diagnosis；planetary gearbox；vibration signal simulation；windowed vibration separation method

作者簡介：樊家偉（1994—），男，博士研究生。電話：18829898005；E ?mail：342774912@qq .com。

通訊作者：郭瑜（1971—），男，教授。電話：15911509207；E ?mail：kmgary@163.com。