屈晶晶， 張立民

(西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室， 四川成都 610031)

吊掛剛度對車體及牽引變壓器振動指標的影響分析

屈晶晶， 張立民

(西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室， 四川成都 610031)

介紹了用于動車組車體和牽引變壓器振動評定的兩種指標，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下的對應實測振動信號，提取車體端部及變壓器上部和底部振動響應，計算車體平穩(wěn)性及變壓器振動烈度。結(jié)果表明：當在350 km/h速度級下時，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速度級下時平穩(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；牽引變壓器的振動烈度隨著其吊掛剛度的增大也不發(fā)生明顯改變?？傻媒Y(jié)論：牽引變壓器自身的振動受吊掛剛度變化的影響較??；牽引變壓器的垂向吊掛剛度較橫向吊掛剛度對車體平穩(wěn)性指標的影響程度更為顯著。

振動與波； 車體-變壓器； 吊掛剛度； 平穩(wěn)性； 振動烈度

隨著科技的不斷進步，高速列車在我國迅猛發(fā)展。速度的提升可謂是高速列車發(fā)展最為顯著的一個特征——從最初引進速度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”動車組[1]。速度的飛躍代表了我國高速列車科研與應用的雄厚實力，同時極大地方便了旅客的出行。然而高速列車運行中難以避免的振動，也隨著速度的提升而加劇。動車組車體和牽引變壓器之間通過吊掛連接，作為振動的重要參數(shù)，吊掛剛度對動車的運行安全性以及提速的影響不容小覷[2]，有必要對其進行分析，彌補當前研究的不足。由于目前實際研究的難度較大，因此先仿真研究動車組車體和牽引變壓器在不同的吊掛剛度和激勵工況下，其振動評定指標變化的規(guī)律，分析吊掛剛度對車體和牽引變壓器振動的影響。這可以為動車組的減振設計、舒適度改進提供參考依據(jù)和研究基礎，具有一定的應用意義。

1 振動評定指標

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)實際結(jié)構(gòu)特點進行有限元建模，車體模型主要用殼單元對車體結(jié)構(gòu)進行模擬，將牽引變壓器視為一個質(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，計算模型包括126 953個節(jié)點，199 632個單元(196 940個殼單元，4個剛度矩陣單元-模擬橡膠墊，2 688個實體單元)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

根據(jù)國家標準GB 5599-85《鐵道車輛動力學性能評定和試驗鑒定規(guī)范》(以下稱為“規(guī)范”)規(guī)定，車體的振動評定采用平穩(wěn)性指標，引用德國Sperling的平穩(wěn)性指標的基本思想，計算公式為[4]:

(1)

式中W為平穩(wěn)性指標；A為振動加速度,g；f為振動頻率,Hz；F(f)為頻率修正系數(shù)，由大量試驗統(tǒng)計得出，見表1。

表1 頻率修正系數(shù)

評定平穩(wěn)性的等級分為3級，如表2所示。

表2 客車平穩(wěn)性指標等級

根據(jù)“規(guī)范”，測點應選擇在車體內(nèi)部地板上兩輪對中心連線中點前后各1 000 mm的位置處，一共4個測點，依次命名為測點1、測點2、測點3和測點4，如圖2所示。

圖2 車體平穩(wěn)性的測點位置

1.3 振動烈度

當牽引變壓器產(chǎn)生振動時，以變壓器的振動烈度作為振動評定指標值。按照GB 5913-86《柴油機車車內(nèi)設備機械振動烈度的評定方法》的規(guī)定，振動烈度是指設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個方向)測量出振動速度的有效值，利用矢量合成，計算出機械振動速度的均方根值，符號為vrms，單位為mm/s[5]。

機械振動烈度的基本計算公式為：

(2)

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

振動烈度評定中的機械設備一般分為6大類，見表3。

第1類到第4類機械設備的振動烈度評價標準，見表4。

根據(jù)牽引變壓器實際工作條件的特殊性以及牽引變壓器要求堅固的機械結(jié)構(gòu)、耐振動和沖擊等自身特點，此處采用比較保守的判定方法，將其列為第一類機器進行振動評定。

針對變壓器振動特點將測點放置于變壓器和車體連接的4點處以及變壓器底部的4點處，從上到下按逆時針方向依次命名為測點5、測點6、測點7、測點8、測點9、測點10、測點11、測點12，如圖3所示。

表3 振動烈度評定中的機械設備分類

表4 常用機械設備的振動烈度等級表

圖3 牽引變壓器振動烈度的測點位置

2 仿真計算

2.1 激勵點選取

設定每一種工況下車體和牽引變壓器都將有信號激勵。仿真所采用的原始信號為某線路試驗中動車組分別在350 km/h和385 km/h速度級下的車體空簧處以及變壓器4端隔振器處的實測振動加速度信號。因此，為提高仿真計算的精度和可靠性，激勵點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 車體和變壓器激勵加載

2.2 原始信號處理

由于ANSYS軟件無加速度激勵,因此將原始加速度信號經(jīng)二次積分所得的位移信號作為激勵進行加載。根據(jù)實測信號的特點，采取兩種不同的信號處理方式。其中，牽引變壓器的原始信號為明顯規(guī)律的倍頻信號，因此經(jīng)快速傅里葉變換(FFT)以后取信號的前五階主頻，再二次積分得到變壓器激勵位移函數(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為隨機信號，無明顯規(guī)律，則直接將其進行二次積分得到位移信號，以矩陣的形式加載在模型的車體空簧處。

2.3 工況說明

由文獻[6]可知，牽引變壓器縱向吊掛剛度的變化對車體和變壓器的振動評定無明顯影響。因此本文同時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 仿真計算中牽引變壓器的變剛度值 MN/m

對車體空簧處和牽引變壓器同時進行激勵，提取車體測點處的橫向振動加速度、垂向振動加速度進行平穩(wěn)性指標的計算，以及變壓器測點處的縱向振動速度、橫向振動速度、垂向振動速度進行振動烈度的計算。

3 結(jié)果分析

3.1 車體平穩(wěn)性

以車體地板測點3的平穩(wěn)性為例，不同速度級下平穩(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速度級時，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時最?。欢鵂恳儔浩鳈M向吊掛剛度的改變對平穩(wěn)性的大小沒有明顯影響。

由圖7和圖8可以看出，在385 km/h速度級時，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時最??；而牽引變壓器橫向吊掛剛度的改變同樣對平穩(wěn)性的大小沒有明顯影響。

3.2 牽引變壓器的振動烈度

提取測點5、6、7、8、9、10、11、12的縱向、橫向和垂向振動速度計算牽引變壓器的振動烈度，如圖9和圖10所示。

圖9 振動烈度隨吊掛剛度變化圖(v=350 km/h)

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

3.3 不同速度級下的振動評定指標的比較

除了牽引變壓器的吊掛剛度變化會對振動評定指標產(chǎn)生影響以外，不同的運行速度對車體和牽引變壓器的振動評定指標也會產(chǎn)生一定的影響。

圖10 振動烈度隨吊掛剛度變化圖(v=385 km/h)

對于車體運行平穩(wěn)性而言，同樣以測點3為例，如圖11和圖12所示。

圖11 兩個速度級下測點3的平穩(wěn)性隨垂向剛度Kz變化的對比(橫向剛度Ky=0.16 MN/m)

由圖11和圖12可知，動車在速度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[7]對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狀態(tài)進行了試驗分析，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)性由振動加速度計算而來。因此，本文針對350 km/h和385 km/h兩個速度級而言，速度增大，車體平穩(wěn)性略有減小，與文獻[7]符合。

圖12 兩個速度級下測點3的平穩(wěn)性隨橫向剛度Ky變化的對比(垂向剛度Kz=2.91 MN/m)

牽引變壓器的振動烈度同樣會受到動車運行速度的影響，如圖13和圖14。

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

由圖13和圖14可知，當動車在385 km/h速度級時，其振動烈度較在350 km/h速度級時略有增加。由牽引變壓器的主要工作原理和振動機理可知[8]，隨著列車運行速度的提高，外界激勵對牽引變壓器的影響加劇，增加了牽引變壓器的振動，不過還需要通過充分的理論分析和大量試驗進行驗證。

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

4 結(jié) 論

針對原始實測信號的具體特點，增加仿真計算的實用性，分別采用快速傅里葉變換和矩陣變換得到位移激勵信號，加載至仿真模型，通過對計算結(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車體的橫向、垂向平穩(wěn)性影響較大。其中當動車運行速度為350 km/h時，在垂向吊掛剛度Kz=3.64 MN/m時車體平穩(wěn)性最??；當動車運行速度為385 km/h時，在垂向吊掛剛度Kz=2.18 MN/m時車體平穩(wěn)性最小。

(2) 牽引變壓器的橫向吊掛剛度對車體的平穩(wěn)性幾乎沒有影響。

(3) 牽引變壓器吊掛剛度的改變對其振動烈度影響不大。

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

(5) 385 km/h的運行速度下牽引變壓器的振動烈度比350 km/h的略有增大。

[1] 任晉峰.高鐵車輛車體振動基礎性研究[D].大連:大連交通大學，2012.

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

[3] 藍劍紅.CRH3型動車組車體剛度有限元分析[D].成都:西南交通大學，2012.

[4] GB 5599-85.鐵道車輛動力學性能評定和試驗鑒定規(guī)范[S].北京:國家標準局,1985.

[5] GB 5913-86.柴油機車車內(nèi)設備機械振動烈度的評定方法[S].北京:國家標準局,1986.

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

[7] 張曙光.高速列車設計方法研究[M].北京:中國鐵道出版社，2009.

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