屈晶晶， 張立民

(西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川成都 610031)

吊掛剛度對(duì)車體及牽引變壓器振動(dòng)指標(biāo)的影響分析

屈晶晶， 張立民

(西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川成都 610031)

介紹了用于動(dòng)車組車體和牽引變壓器振動(dòng)評(píng)定的兩種指標(biāo)，建立了車體-變壓器有限元模型。改變車體與牽引變壓器之間的連接參數(shù)——吊掛剛度，并在變壓器及車體空簧處施加不同速度級(jí)下的對(duì)應(yīng)實(shí)測(cè)振動(dòng)信號(hào)，提取車體端部及變壓器上部和底部振動(dòng)響應(yīng)，計(jì)算車體平穩(wěn)性及變壓器振動(dòng)烈度。結(jié)果表明：當(dāng)在350 km/h速度級(jí)下時(shí)，車體平穩(wěn)性隨著牽引變壓器垂向吊掛剛度的增大而減小，在385 km/h速度級(jí)下時(shí)平穩(wěn)性則隨著垂向吊掛剛度的增大先減小后增大；車體平穩(wěn)性隨著橫向吊掛剛度的增大則不發(fā)生明顯改變；牽引變壓器的振動(dòng)烈度隨著其吊掛剛度的增大也不發(fā)生明顯改變。可得結(jié)論：牽引變壓器自身的振動(dòng)受吊掛剛度變化的影響較?。粻恳儔浩鞯拇瓜虻鯍靹偠容^橫向吊掛剛度對(duì)車體平穩(wěn)性指標(biāo)的影響程度更為顯著。

振動(dòng)與波； 車體-變壓器； 吊掛剛度； 平穩(wěn)性； 振動(dòng)烈度

隨著科技的不斷進(jìn)步，高速列車在我國(guó)迅猛發(fā)展。速度的提升可謂是高速列車發(fā)展最為顯著的一個(gè)特征——從最初引進(jìn)速度200 km/h的高速列車技術(shù)，到如今利用自主科技研制速度350,380 km/h的“和諧號(hào)”動(dòng)車組[1]。速度的飛躍代表了我國(guó)高速列車科研與應(yīng)用的雄厚實(shí)力，同時(shí)極大地方便了旅客的出行。然而高速列車運(yùn)行中難以避免的振動(dòng)，也隨著速度的提升而加劇。動(dòng)車組車體和牽引變壓器之間通過(guò)吊掛連接，作為振動(dòng)的重要參數(shù)，吊掛剛度對(duì)動(dòng)車的運(yùn)行安全性以及提速的影響不容小覷[2]，有必要對(duì)其進(jìn)行分析，彌補(bǔ)當(dāng)前研究的不足。由于目前實(shí)際研究的難度較大，因此先仿真研究動(dòng)車組車體和牽引變壓器在不同的吊掛剛度和激勵(lì)工況下，其振動(dòng)評(píng)定指標(biāo)變化的規(guī)律，分析吊掛剛度對(duì)車體和牽引變壓器振動(dòng)的影響。這可以為動(dòng)車組的減振設(shè)計(jì)、舒適度改進(jìn)提供參考依據(jù)和研究基礎(chǔ)，具有一定的應(yīng)用意義。

1 振動(dòng)評(píng)定指標(biāo)

1.1 車體—變壓器有限元模型建立

車體結(jié)構(gòu)主要由底架、側(cè)墻、車頂和端墻等4部分組成[3]。根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)特點(diǎn)進(jìn)行有限元建模，車體模型主要用殼單元對(duì)車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，將牽引變壓器視為一個(gè)質(zhì)量塊下掛于車體下方，其中牽引變壓器與車體間彈性連接采用彈簧單元(COMBIN14)進(jìn)行模擬。系統(tǒng)總質(zhì)量約為35.1 t，牽引變壓器重6.5 t，車體和配重約28.6 t，計(jì)算模型包括126 953個(gè)節(jié)點(diǎn)，199 632個(gè)單元(196 940個(gè)殼單元，4個(gè)剛度矩陣單元-模擬橡膠墊，2 688個(gè)實(shí)體單元)ANSYS仿真模型如圖1所示。

圖1 ANSYS仿真模型圖

1.2 平穩(wěn)性指標(biāo)

根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB 5599-85《鐵道車輛動(dòng)力學(xué)性能評(píng)定和試驗(yàn)鑒定規(guī)范》(以下稱為“規(guī)范”)規(guī)定，車體的振動(dòng)評(píng)定采用平穩(wěn)性指標(biāo)，引用德國(guó)Sperling的平穩(wěn)性指標(biāo)的基本思想，計(jì)算公式為[4]:

(1)

式中W為平穩(wěn)性指標(biāo)；A為振動(dòng)加速度,g；f為振動(dòng)頻率,Hz；F(f)為頻率修正系數(shù)，由大量試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)得出，見(jiàn)表1。

表1 頻率修正系數(shù)

評(píng)定平穩(wěn)性的等級(jí)分為3級(jí)，如表2所示。

表2 客車平穩(wěn)性指標(biāo)等級(jí)

根據(jù)“規(guī)范”，測(cè)點(diǎn)應(yīng)選擇在車體內(nèi)部地板上兩輪對(duì)中心連線中點(diǎn)前后各1 000 mm的位置處，一共4個(gè)測(cè)點(diǎn)，依次命名為測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2、測(cè)點(diǎn)3和測(cè)點(diǎn)4，如圖2所示。

圖2 車體平穩(wěn)性的測(cè)點(diǎn)位置

1.3 振動(dòng)烈度

當(dāng)牽引變壓器產(chǎn)生振動(dòng)時(shí)，以變壓器的振動(dòng)烈度作為振動(dòng)評(píng)定指標(biāo)值。按照GB 5913-86《柴油機(jī)車車內(nèi)設(shè)備機(jī)械振動(dòng)烈度的評(píng)定方法》的規(guī)定，振動(dòng)烈度是指設(shè)備在一定工況條件下，在選定的位置上按不同方向(一般是沿縱向、橫向、垂向3個(gè)方向)測(cè)量出振動(dòng)速度的有效值，利用矢量合成，計(jì)算出機(jī)械振動(dòng)速度的均方根值，符號(hào)為vrms，單位為mm/s[5]。

機(jī)械振動(dòng)烈度的基本計(jì)算公式為：

(2)

式中vx為選定位置(測(cè)點(diǎn))上縱向振動(dòng)速度均方根值,mm/s；vy為選定位置(測(cè)點(diǎn))上橫向振動(dòng)速度均方根值,mm/s；vz為選定位置(測(cè)點(diǎn))上垂向振動(dòng)速度均方根值,mm/s；Nx為縱向測(cè)點(diǎn)數(shù)；Ny為橫向測(cè)點(diǎn)數(shù)；Nz為垂向測(cè)點(diǎn)數(shù)。

振動(dòng)烈度評(píng)定中的機(jī)械設(shè)備一般分為6大類，見(jiàn)表3。

第1類到第4類機(jī)械設(shè)備的振動(dòng)烈度評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，見(jiàn)表4。

根據(jù)牽引變壓器實(shí)際工作條件的特殊性以及牽引變壓器要求堅(jiān)固的機(jī)械結(jié)構(gòu)、耐振動(dòng)和沖擊等自身特點(diǎn)，此處采用比較保守的判定方法，將其列為第一類機(jī)器進(jìn)行振動(dòng)評(píng)定。

針對(duì)變壓器振動(dòng)特點(diǎn)將測(cè)點(diǎn)放置于變壓器和車體連接的4點(diǎn)處以及變壓器底部的4點(diǎn)處，從上到下按逆時(shí)針?lè)较蛞来蚊麨闇y(cè)點(diǎn)5、測(cè)點(diǎn)6、測(cè)點(diǎn)7、測(cè)點(diǎn)8、測(cè)點(diǎn)9、測(cè)點(diǎn)10、測(cè)點(diǎn)11、測(cè)點(diǎn)12，如圖3所示。

表3 振動(dòng)烈度評(píng)定中的機(jī)械設(shè)備分類

表4 常用機(jī)械設(shè)備的振動(dòng)烈度等級(jí)表

圖3 牽引變壓器振動(dòng)烈度的測(cè)點(diǎn)位置

2 仿真計(jì)算

2.1 激勵(lì)點(diǎn)選取

設(shè)定每一種工況下車體和牽引變壓器都將有信號(hào)激勵(lì)。仿真所采用的原始信號(hào)為某線路試驗(yàn)中動(dòng)車組分別在350 km/h和385 km/h速度級(jí)下的車體空簧處以及變壓器4端隔振器處的實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度信號(hào)。因此，為提高仿真計(jì)算的精度和可靠性，激勵(lì)點(diǎn)選取在車體的空氣彈簧處和牽引變壓器的4端隔振器處，如圖4所示。

圖4 車體和變壓器激勵(lì)加載

2.2 原始信號(hào)處理

由于ANSYS軟件無(wú)加速度激勵(lì),因此將原始加速度信號(hào)經(jīng)二次積分所得的位移信號(hào)作為激勵(lì)進(jìn)行加載。根據(jù)實(shí)測(cè)信號(hào)的特點(diǎn)，采取兩種不同的信號(hào)處理方式。其中，牽引變壓器的原始信號(hào)為明顯規(guī)律的倍頻信號(hào)，因此經(jīng)快速傅里葉變換(FFT)以后取信號(hào)的前五階主頻，再二次積分得到變壓器激勵(lì)位移函數(shù)，將其加載在牽引變壓器的4端隔振器處；車體空簧處的原始信號(hào)為隨機(jī)信號(hào)，無(wú)明顯規(guī)律，則直接將其進(jìn)行二次積分得到位移信號(hào)，以矩陣的形式加載在模型的車體空簧處。

2.3 工況說(shuō)明

由文獻(xiàn)[6]可知，牽引變壓器縱向吊掛剛度的變化對(duì)車體和變壓器的振動(dòng)評(píng)定無(wú)明顯影響。因此本文同時(shí)改變牽引變壓器垂向吊掛剛度和橫向吊掛剛度，剛度變化設(shè)在40%～200%之間，表5為該模型中牽引變壓器的原始吊掛剛度值，表6為仿真計(jì)算的剛度變化值。

表5 牽引變壓器原始吊掛剛度值 MN/m

表6 仿真計(jì)算中牽引變壓器的變剛度值 MN/m

對(duì)車體空簧處和牽引變壓器同時(shí)進(jìn)行激勵(lì)，提取車體測(cè)點(diǎn)處的橫向振動(dòng)加速度、垂向振動(dòng)加速度進(jìn)行平穩(wěn)性指標(biāo)的計(jì)算，以及變壓器測(cè)點(diǎn)處的縱向振動(dòng)速度、橫向振動(dòng)速度、垂向振動(dòng)速度進(jìn)行振動(dòng)烈度的計(jì)算。

3 結(jié)果分析

3.1 車體平穩(wěn)性

以車體地板測(cè)點(diǎn)3的平穩(wěn)性為例，不同速度級(jí)下平穩(wěn)性與吊掛剛度的關(guān)系如圖5～圖8所示。

圖5 橫向平穩(wěn)性隨吊掛剛度變化圖(v=350 km/h)

圖6 垂向平穩(wěn)性隨吊掛剛度變化圖(v=350 km/h)

圖7 橫向平穩(wěn)性隨吊掛剛度變化圖(v=385 km/h)

圖8 垂向平穩(wěn)性隨吊掛剛度變化圖(v=385 km/h)

由圖5和圖6可以看出，在350 km/h速度級(jí)時(shí)，平穩(wěn)性隨著牽引變壓器垂向吊掛剛度Kz的增大逐漸減小，在Kz=3.64 MN/m時(shí)最??；而牽引變壓器橫向吊掛剛度的改變對(duì)平穩(wěn)性的大小沒(méi)有明顯影響。

由圖7和圖8可以看出，在385 km/h速度級(jí)時(shí)，平穩(wěn)性隨著牽引變壓器垂向吊掛剛度Kz的增大先減小后增大，在Kz=2.18 MN/m時(shí)最小；而牽引變壓器橫向吊掛剛度的改變同樣對(duì)平穩(wěn)性的大小沒(méi)有明顯影響。

3.2 牽引變壓器的振動(dòng)烈度

提取測(cè)點(diǎn)5、6、7、8、9、10、11、12的縱向、橫向和垂向振動(dòng)速度計(jì)算牽引變壓器的振動(dòng)烈度，如圖9和圖10所示。

圖9 振動(dòng)烈度隨吊掛剛度變化圖(v=350 km/h)

由圖9和圖10可以看出，無(wú)論牽引變壓器垂向、橫向吊掛剛度如何改變，其振動(dòng)烈度均無(wú)明顯變化。

3.3 不同速度級(jí)下的振動(dòng)評(píng)定指標(biāo)的比較

除了牽引變壓器的吊掛剛度變化會(huì)對(duì)振動(dòng)評(píng)定指標(biāo)產(chǎn)生影響以外，不同的運(yùn)行速度對(duì)車體和牽引變壓器的振動(dòng)評(píng)定指標(biāo)也會(huì)產(chǎn)生一定的影響。

圖10 振動(dòng)烈度隨吊掛剛度變化圖(v=385 km/h)

對(duì)于車體運(yùn)行平穩(wěn)性而言，同樣以測(cè)點(diǎn)3為例，如圖11和圖12所示。

圖11 兩個(gè)速度級(jí)下測(cè)點(diǎn)3的平穩(wěn)性隨垂向剛度Kz變化的對(duì)比(橫向剛度Ky=0.16 MN/m)

由圖11和圖12可知，動(dòng)車在速度350 km/h下的車體平穩(wěn)性均略大于在速度385 km/h下的車體平穩(wěn)性。文獻(xiàn)[7]對(duì)京津城際鐵路高速列車在350 km/h及以上的行駛速度下的車輛振動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行了試驗(yàn)分析，有如下規(guī)律：在一定范圍內(nèi)，速度提升，車體的橫向、垂向振動(dòng)加速度均有不同程度的減小。由式(1)可知，車體平穩(wěn)性由振動(dòng)加速度計(jì)算而來(lái)。因此，本文針對(duì)350 km/h和385 km/h兩個(gè)速度級(jí)而言，速度增大，車體平穩(wěn)性略有減小，與文獻(xiàn)[7]符合。

圖12 兩個(gè)速度級(jí)下測(cè)點(diǎn)3的平穩(wěn)性隨橫向剛度Ky變化的對(duì)比(垂向剛度Kz=2.91 MN/m)

牽引變壓器的振動(dòng)烈度同樣會(huì)受到動(dòng)車運(yùn)行速度的影響，如圖13和圖14。

圖13 振動(dòng)烈度隨垂向剛度Kz變化圖(橫向吊掛剛度Ky=0.48 MN/m)

由圖13和圖14可知，當(dāng)動(dòng)車在385 km/h速度級(jí)時(shí)，其振動(dòng)烈度較在350 km/h速度級(jí)時(shí)略有增加。由牽引變壓器的主要工作原理和振動(dòng)機(jī)理可知[8]，隨著列車運(yùn)行速度的提高，外界激勵(lì)對(duì)牽引變壓器的影響加劇，增加了牽引變壓器的振動(dòng)，不過(guò)還需要通過(guò)充分的理論分析和大量試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

圖14 振動(dòng)烈度隨橫向剛度Ky變化圖(垂向吊掛剛度Kz=2.18 MN/m)

4 結(jié) 論

針對(duì)原始實(shí)測(cè)信號(hào)的具體特點(diǎn)，增加仿真計(jì)算的實(shí)用性，分別采用快速傅里葉變換和矩陣變換得到位移激勵(lì)信號(hào)，加載至仿真模型，通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果的分析，得出如下結(jié)論：

(1) 牽引變壓器垂向吊掛剛度對(duì)車體的橫向、垂向平穩(wěn)性影響較大。其中當(dāng)動(dòng)車運(yùn)行速度為350 km/h時(shí)，在垂向吊掛剛度Kz=3.64 MN/m時(shí)車體平穩(wěn)性最?。划?dāng)動(dòng)車運(yùn)行速度為385 km/h時(shí)，在垂向吊掛剛度Kz=2.18 MN/m時(shí)車體平穩(wěn)性最小。

(2) 牽引變壓器的橫向吊掛剛度對(duì)車體的平穩(wěn)性幾乎沒(méi)有影響。

(3) 牽引變壓器吊掛剛度的改變對(duì)其振動(dòng)烈度影響不大。

(4) 385 km/h的運(yùn)行速度下車體平穩(wěn)性指標(biāo)值比350 km/h的略小。

(5) 385 km/h的運(yùn)行速度下?tīng)恳儔浩鞯恼駝?dòng)烈度比350 km/h的略有增大。

[1] 任晉峰.高鐵車輛車體振動(dòng)基礎(chǔ)性研究[D].大連:大連交通大學(xué)，2012.

[2] 余建勇,張立民,黃曉宇,唐琴.車下吊掛設(shè)備對(duì)整備車車體模態(tài)的影響[J].噪聲與振動(dòng)控制，2012,05:97-99.

[3] 藍(lán)劍紅.CRH3型動(dòng)車組車體剛度有限元分析[D].成都:西南交通大學(xué)，2012.

[4] GB 5599-85.鐵道車輛動(dòng)力學(xué)性能評(píng)定和試驗(yàn)鑒定規(guī)范[S].北京:國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)局,1985.

[5] GB 5913-86.柴油機(jī)車車內(nèi)設(shè)備機(jī)械振動(dòng)烈度的評(píng)定方法[S].北京:國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)局,1986.

[6] 班希翼.更高速列車牽引變壓器連接參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)[D].成都:西南交通大學(xué)，2014.

[7] 張曙光.高速列車設(shè)計(jì)方法研究[M].北京:中國(guó)鐵道出版社，2009.

[8] 黃曉宇.高速列車車體與牽引變壓器耦合振動(dòng)研究[D].成都:西南交通大學(xué)，2013.

Hanging Stiffness’ Effect on MU Vehicle and Traction Transformer Vibration Evaluation Indexes

QUJingjing，ZHANGLimin

(The State Key Laboratory of Traction Power,Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031 Sichuan,China)

A vehicle-transformer finite element model is constructed to research the vibration evaluation indexes of the vehicle and the traction transformer. The model is stimulated by signal from two different velocities when the hanging stiffness between vehicle and traction transformer are changing. The vibration response of vehicle and transformer is obtained to calculate the ride index and vibration intensity. The curves are drawn out to summarize the changing trends of the vibration evaluation indexes: At the speed of 350 km/h the ride indexes decrease with the increasing vertical hanging stiffness; At the speed of 385km/h the ride indexes decrease then increase with the increasing vertical hanging stiffness; The ride indexes have no change with the increasing horizontal hanging stiffness; The vibration intensity of the traction transformer is unchanging as the hanging stiffness increase. Finally, the conclusions of the study are summarized. Hanging stiffness have little effect on traction transformer; the vertical hanging stiffness have greater influence on the ride index than the horizontal ones.

vibration and wave; vehicle-transformer; hanging stiffness; ride index; vibration intensity

1008-7842 (2015) 06-0035-06

)女，碩士生(

2015-05-19)

U264.3

A

10.3969/j.issn.1008-7842.2015.06.09