基于實測譜的礦卡逆變模塊振動可靠性研究

王婷，艾伍軼，俞鵬程，曹強

（株洲變流技術國家工程研究中心有限公司，株洲 412001）

引言

礦用運輸行業(yè)的振動測試無相關標準，以至于在開展礦用自卸車產(chǎn)品開發(fā)時無相應的試驗載荷譜標準來參照，嚴重制約了產(chǎn)品的結構設計工作。以往的分析多采用鐵路標準[1]，礦用變流器雖然在該標準下通過振動試驗考核，但是產(chǎn)品在運行過程中由于礦區(qū)實際路況復雜而引發(fā)許多振動導致的質量問題。因此，目前急需針對礦卡變流器應用的實際工況環(huán)境，測量歸納其實際路譜，從而對后續(xù)礦用產(chǎn)品的結構設計提供較為真實、準確的輸入條件。

如圖1所示，逆變模塊為將直流端母排輸入的直流電逆變?yōu)槿嘟涣麟?，并從模塊交流端A、B、C輸出，為電機供電。逆變模塊重約為50 kg，該模塊采用快速插頭電連接，安裝在模塊側的快插母頭與安裝在復合母排上的快插公頭通過快插母頭上的片簧產(chǎn)生的彈性夾緊力進行接觸連接[2]，此種連接方式較常規(guī)的接觸電連接尚未開展過系統(tǒng)性的振動疲勞考核，且該模塊未應用于礦用車復雜、惡劣的工作環(huán)境中，缺少相關的應用經(jīng)驗，因此基于礦用車的實測路譜，開展對礦卡變流器逆變模塊的振動可靠性研究十分必要。

圖1 變流器模塊結構三維模型

1 實測譜數(shù)據(jù)處理及歸納

對變流器所應用的礦用車平臺，采集了逆變模塊位置振動加速度數(shù)據(jù)，并歸納為加速度譜密度曲線，對實測譜計算得到了其加速后的振動載荷譜。

1.1 振動載荷譜測試條件及工況分析

1.1.1 測試條件

以國內某礦山運行的某型號礦用車為例，采用數(shù)據(jù)采集儀對模塊處進行振動數(shù)據(jù)實時采集，根據(jù)采樣定理其采樣頻率取5120 Hz[3]。

1.1.2 工況分析

礦用車經(jīng)歷了滿載運輸、卸載、裝載、空載返程等工況，通過跟車測試實際體感及分析振動時域數(shù)據(jù)可知：裝載、卸載階段各測點振動量級較小，滿載運輸與空載返程階段振動量級相對較大。

1.2 振動數(shù)據(jù)處理與歸納

實測的振動加速度數(shù)據(jù)是隨機振動的時域數(shù)據(jù)，需要進行數(shù)據(jù)處理才能得到規(guī)律性的曲線，以使實測數(shù)據(jù)具有復現(xiàn)性。本文采用統(tǒng)計容差法進行數(shù)據(jù)歸納[4]，其基本流程如圖2所示。

圖2 隨機振動環(huán)境測量數(shù)據(jù)歸納流程圖

1.3 模擬長壽命加速試驗設計

在獲得變流器模塊各個工況下的實測載荷譜后，為了快速、準確地評估出產(chǎn)品潛在的故障與失效風險，需要進行等效加速試驗來考核產(chǎn)品的整個壽命周期。本文采用增強幅值的加速試驗方法對其進行加速。

結合逆冪率加速模型[5]以及Steinberg理論，可得極限加速因子及最短加速試驗時間為：

式中：

σs—材料屈服強度；

σ1s—加速前的產(chǎn)品結構危險位置的1σ應力值；

Np—疲勞循環(huán)次數(shù)；

Tsr—加速試驗計算的服役壽命；

v+—為平均振動頻率；

m—材料疲勞特性參數(shù)。

因此加速后的PSD譜及加速試驗時間可以表示為：

式中：

TS、Tt—加速前后試驗時間；

GS(f)、Gt(f)—加速前后功率譜密度；

α—加速因子；

m—材料疲勞參數(shù)。

結合礦用變流器應用的幾大不同礦區(qū)的實測譜數(shù)據(jù)，依據(jù)式（3）、（4）計算變流器模塊在滿載、空載工況下的加速試驗的PSD載荷譜及試驗參數(shù)如圖3、表1所示。

表1 礦卡逆變變流器模塊長壽命振動試驗參數(shù)

圖3 歸納處理后的加速度密度譜

2 基于實測譜的礦卡變流器逆變模塊結構仿真分析

2.1 仿真分析方法與流程

逆變模塊在儲存、運輸和工作時，會受到各種振動載荷和沖擊力的作用，造成接觸件間的間隙量變大，當間隙增大到一定程度，接觸壓力會瞬時消失，從而導致電接觸的“瞬斷”[6]。另外，在振動、沖擊載荷作用下，電連接器內部會產(chǎn)生應力，當應力超過材料的屈服強度時，會使材料產(chǎn)生破壞和斷裂，在應力長期的作用下，材料也會發(fā)生疲勞損傷，最后引發(fā)疲勞失效，本節(jié)將基于1.3節(jié)所求得的加速度載荷譜，對逆變模塊進行模態(tài)分析及隨機振動疲勞分析，評估其結構疲勞壽命是否滿足要求。

本文采用Block Lanczos法對模塊進行模態(tài)分析，同時對模塊進行隨機疲勞分析，根據(jù)Miner法則[7]的線性累積損傷理論，假設應力幅循環(huán)n次時，損耗了材料疲勞壽命的n/N部分，其他應力水平的循環(huán)也以同樣的方式對材料造成了部分損傷，那么產(chǎn)生的總的累積損傷為：

當ni=Ni時，即D=1時，發(fā)生破壞。采用Steinberg模型高斯三區(qū)間法[8]，隨機振動疲勞損傷可表示為：

式中：

n1σ、n2σ和n3σ—1σ、2σ和3σ應力水平的實際循環(huán)數(shù)目；

N1σ、N2σ和N3σ—根據(jù)材料疲勞曲線查到的1σ、2σ和3σ應力水平對應的許可循環(huán)次數(shù)；

v+—Von Mises應力的統(tǒng)計平均振動頻率；

v1σ、U1σ—節(jié)點對應的1σ速度解和位移解[9]。

2.2 模塊結構組成及材料參數(shù)

如圖1所示，變流器模塊主要由快插連接件、控制盒蓋、控制盒底板、外殼、散熱板等結構件組成，其材料也各不相同，計算其主要材料的S-N曲線如圖4所示。

圖4 材料的S-N曲線

2.3 模塊有限元模型

圖5所示為逆變模塊的有限元模型，其中X方向為縱向（礦車行進方向），Y方向為橫向，Z方向為垂向。

圖5 變流器模塊及復合母排有限元模型

2.4 仿真結果分析

2.4.1 模態(tài)分析

模塊及復合母排前六階模態(tài)振型云圖如圖6所示。

模塊組件前六階的固有頻率和振動形式如表2所示。

表2 模塊組件前六階固有頻率

由模態(tài)仿真結果不難發(fā)現(xiàn)局部模態(tài)占優(yōu)，變流器模塊及其組件前6階固有頻率主要集中在驅動板以及模塊外殼在橫向（Y向）的前后擺動，這是由于驅動板橫向方向較長，支撐僅由四端M4×10十字盤頭螺釘緊固，與其他結構相比其法向剛度較小，因此，在受到法向（橫向）振動時容易發(fā)生共振；另外，第4階、第6階主要是模塊內部的絕緣板在橫向（Y向）的前后擺動，這是由于絕緣板結構面積大、支撐少所決定的，與骨架結構相比其剛度較小，在受到振動時容易發(fā)生共振。模塊及其組件其余結構件固有頻率較大，均超過100 Hz。由圖6可知，當外界激振力的振動頻率與一階固有頻率接近時，產(chǎn)生的共振現(xiàn)象最嚴重，由此，應避免電連接器受到這種振動頻率的干擾，而前期對礦車實際振動譜的分析可知，礦車變流器上的主要激勵為路面不平順引起的30 Hz以下的低頻激勵，因此，逆變模塊及其組件其他結構均避開了低頻激勵對其造成的共振影響。

圖6 變流器模塊及復合母排模態(tài)振型圖

2.4.2 隨機振動疲勞分析

以圖3所示歸納的功率譜密度譜（PSD）作為激勵，對模塊及其組件的結構進行隨機振動仿真分析得到不同方向隨機載荷作用下的應力分布云圖，如圖7所示。

圖7（a）是垂向空載隨機振動應力分布云圖，最大1σ Von Mises應力值為13 MPa，出現(xiàn)在底部擋塊組焊處；圖7（b）是縱向空載隨機振動應力分布云圖，最大1σ Von Mises應力值為10.68 MPa，出現(xiàn)在復合母排快插公頭處；圖7（c）是橫向空載隨機振動應力分布云圖，最大1σ Von Mises應力值為19.57 MPa，出現(xiàn)在模塊內部銅排附近?；?.1節(jié)中的疲勞損傷評估方法，以空載工況（最嚴苛工況）所確定的加速試驗時間15 h考核，結合式（7）以及S-N曲線所確定的N1σ、N2σ、N3σ，并將以上計算所得數(shù)據(jù)帶入式（6），可以分別得到不同方向激勵下的疲勞累計損傷值如表3所示。

圖7 模塊不同方向振動時的1σ應力云圖

由表3可知，不同方向激勵下模塊及其組件的疲勞累積損傷值均小于1，總體疲勞累積損傷亦小于1，仿真結果說明該模塊結構滿足空載工況（最嚴苛工況）下疲勞強度設計要求。

表3 不同方向激勵下疲勞強度

3 基于實測譜的礦卡變流器逆變模塊振動試驗分析

為了考核礦卡逆變模塊在實測振動譜下的疲勞強度是否滿足要求，并與前述仿真分析進行對比，基于圖3以及表1開展對礦卡逆變模塊及其組件的隨機振動疲勞加速試驗。

3.1 試驗方案

如圖8所示將模塊、復合母排安裝在試驗夾具上，布置8個加速度傳感器分別用于監(jiān)測散熱板/IGBT、外殼、控制盒、脈沖板、快插部位的振動特性，其中設置2個振動監(jiān)測控制點。

圖8 礦卡逆變變流器模塊振動試驗

3.2 試驗結果分析

3.2.1 振動試驗結果分析

“問題”是調動學生積極性、引發(fā)學生數(shù)學思考的有效載體。它可以優(yōu)化教學方式，實現(xiàn)學生學和教師教的有效統(tǒng)一。如果能將“靜態(tài)”的數(shù)學知識轉化為“動態(tài)”的結構性問題，教學活動就可以成為圍繞問題解決而展開的主動建構活動，即成為學生循序漸進、邏輯構建的認知途徑。

通過對振動試驗采集的各方向的PSD譜的分析并計算其加速度均方根值，將其與輸入激勵進行對比，可得圖9所示的各部件振動激勵放大因子對比圖。

圖9 監(jiān)測點響應放大因子對比

分析可知：

1）三個方向振動試驗完成后，模塊及其組件外觀檢查均無異常，其中垂向、橫向激勵下，響應最大位置為控制盒插頭處，其加速度均方根值分別為1.991 g，1.069 g，相對于輸入分別放大了2.26倍、1.42倍，橫向激勵下響應最大位置為驅動板處，其加速度均方根值為4.63 g，相比輸入放大了5.78倍，試驗結束后對驅動板處的結構件進行了檢查，無異常，電氣控制檢查也未報故障，但是類似結構的驅動板在礦卡產(chǎn)品上出現(xiàn)過由于振動所引發(fā)的斷線、接觸不良等故障，因此為了規(guī)避潛在的共振風險，建議對驅動板處增加支撐緊固點以抑制振動對其造成的影響。

3.2.2 仿真分析與試驗結果的對比

提取空載工況下模塊快插母頭處不同方向激勵下的仿真數(shù)據(jù)，與試驗進行對比如圖10所示。

圖10 不同方向PSD響應譜對比

通過對比可知：①仿真分析與試驗之間的加速度頻率響應譜整體趨勢較為一致，尤其是在5～60 Hz低頻段的近似程度最高；②對比三向仿真與試驗的加速度均方根值可知，垂向、橫向、縱向偏差分別為14 %、18 %、4.5 %；③對比三向仿真與試驗的PSD最大響應峰值對應的頻率可知，垂向、橫向、縱向偏差分別為1.5 %、15.5 %、4.3 %。綜上所述，證明了仿真分析的有效性和可靠性。

3.2.3 快插接頭接觸電阻試驗結果分析

接觸電阻值可以作為判斷電連接器是否可靠工作的重要依據(jù)[10]。如圖11所示，試驗中，通過微電阻器測量快插頂端、底端的接觸區(qū)域在不同方向振動前后的電阻值，其中每個方向振動試驗完成后上、下接觸端各測量5次，每次測量30 s，取其平均值，并與試驗前電阻值對比，其變化量如圖12所示。

圖11 接觸電阻測量

由圖12可知，垂向振動后，快插上端、下端接觸電阻較試驗前分別增加了5 μΩ、7.6 μΩ；縱向（行車方向）振動后，快插上端、下端接觸電阻較試驗前分別增加了13.9 μΩ、10.5 μΩ；橫向振動后，快插上端、下端接觸電阻較試驗前分別降低了1.5 μΩ、1 μΩ。

圖12 接觸電阻變化量

分析認為：①不同方向激勵下的快插接觸電阻值的變化均未超過試驗前電阻值的2倍，符合快插接頭機械疲勞試驗要求；②縱向、垂向振動試驗過程中，激振力均垂直于快插接觸法向，導致快插公頭與母頭接觸對之間產(chǎn)生沿振動方向的位移，以至于快插接觸力出現(xiàn)應力松弛現(xiàn)象，因此接觸電阻有所增加，其中縱向方向的位移量較大，故接觸電阻變化最大；③橫向振動中，激振力平行于接觸力并作用在快插接觸區(qū)域，對快插形成一個“壓緊”的作用，因此其接觸電阻有所下降。

4 結語

本文針對礦卡變流器所應用的礦山環(huán)境，測試并歸納了其實際振動載荷譜，基于實測譜并結合隨機振動疲勞仿真分析和振動考核試驗，對逆變模塊進行了可靠性分析和探討，并從結構角度提出了優(yōu)化方案。

主要結論如下：

1）建立了預測礦卡逆變模塊隨機振動響應及其疲勞損傷的仿真分析模型；通過分析可知模塊前六階固有頻率集中在驅動板以及外殼在橫向的局部諧振；結構整體共振頻率均超過70 Hz，可有效避免低頻共振現(xiàn)象的發(fā)生；不同方向激勵下的總體疲勞損傷值均小于1，滿足疲勞強度設計要求。

2）逆變模塊及其組件的疲勞加速試驗結果表明：逆變模塊在垂向和縱向激勵方向下的結構剛度較好，而橫向激勵下驅動板處的放大因子為5.78，建議對驅動板進行加固支撐以降低其故障風險；同時，仿真結果與試驗結果整體趨勢一致，驗證了仿真分析的有效性和可靠性。

3）通過對快插連接的可靠性研究可知，其接觸電阻值的變化未超過標準值，接觸連接可靠性滿足機械疲勞要求，因此，認為快插結構的電連接接觸可以適用于礦用車復雜的振動工況。