电力机车牵引变流器功率模块的减振优化

丁 杰

（湖南文理学院 机械工程学院，湖南 常德 415000）

大功率交流传动电力机车作为我国铁路干线的主型机车，承担着极其重要的货运和客运工作［1］。随着铁路运输向货运重载化和客运高速化发展，并受我国地形复杂、气候多样及部分铁路线路老化等影响，电力机车的运行环境非常恶劣，振动问题越来越凸显，引起人们的高度关注。

Thompson［2］系统性研究铁路系统振动噪声的产生机理、仿真建模与优化控制，发现铁路车辆的振动问题主要与车轮多边形化有关。Tao 等［3］对铁路车辆车轮多边形化相关的问题进行文献综述，阐述车轮多边形化对轮轨相互作用、振动噪声以及车辆和轨道部件疲劳失效的影响。陶功权［4］针对我国主流电力机车车轮不圆度状态及特征开展系统调查，指出轮对结构共振是车轮多边形磨耗形成的内因，不合理的车轮镟修对其产生重要作用。杨云帆等［5］开展车轮非圆化磨耗的测试，分析得出镟后车轮磨耗的粗糙度降低，但17 阶和24 阶非圆化磨耗未能彻底消除，是某型号电力机车频繁发生异常振动报警问题的根本原因。刘欢等［6］对某和谐型电力机车车轮运营中出现的多边形磨耗问题进行动力学仿真，得出电力机车振动异常源于轮对1阶弯曲共振引起的轮轨力波动过大。为了分析铁路车辆振动的影响，部分学者利用仿真分析方法进行了研究。Jiang 等［7］通过建立考虑齿轮传动系统动态耦合效应的重载电力机车动力学模型，分析瞬态工况下的动力学响应和故障振动特征。Chen 等［8］利用动力学模型，分析齿轮传动运动、车辆垂向和纵向运动以及轨道结构垂向振动之间的耦合作用。Yang 等［9］通过建立机车传动系统的动力学模型，分析齿轮啮合刚度、不平衡质量和轮轨接触等因素对机车关键部位振动的影响。牵引变流器是电力机车牵引传动系统的关键设备，而功率模块是牵引变流器内部的核心，振动条件下的故障越来越多，有必要对其进行减振优化研究。

振动试验标准是铁路车辆及设备设计与评估的依据，部分学者对振动试验标准的应用进行研究，并与现场振动测试进行对比。丁杰等［10］针对HXD1C 型电力机车开展实际线路振动测试，并与标准IEC 61373—1993《Railway applications—Rolling stock equipment—Shock and vibration tests》对比分析，指出实际线路测试的必要性。李凡松等［11］根据动车组车下设备的线路测试数据和累积损伤相关理论，编制出疲劳试验的载荷谱。王永胜等［12］针对某型电力机车牵引变流器振动过大的问题，结合现场振动测试与仿真分析，开展牵引变流器整柜减振方案的设计及评估。通过文献可知，现有的研究工作较少涉及振动试验标准是否适用于现场应用条件的问题。

本文针对部分型号电力机车牵引变流器功率模块故障率较高，且反映出现有的振动试验标准不适用于现场应用条件的问题，开展电力机车牵引变流器功率模块的线路振动测试、振动来源分析、振动影响分析及减振优化设计和验证，为改善牵引变流器功率模块实际振动环境、提高现场应用可靠性提供理论指导。

1 振动试验标准应用中存在的问题

1.1 振动试验标准

为了在实验室条件下模拟实际应用条件，目前铁路产品的随机振动试验标准为GB/T 21563—2018《轨道交通机车车辆设备冲击和振动试验》，其是在标准GB/T 21563—2008（等同采用标准IEC 61373—1999［13］）基础上修订的。

标准IEC 61373—1999 根据设备在车辆中的安装部位进行分类，1 类A 级为直接安装在车体上的设备，1 类B 级为直接安装在车体上的柜体内部的设备，2 类为安装在转向架上的设备，3 类为安装在轮对上的设备。牵引变流器直接安装在车体上，因此，其柜体属于1类A 级设备，其内部的功率模块等部件属于1类B级设备。

标准IEC 61373—1999 根据设备质量m确定随机振动试验频率的下限f1和上限f2。以1类A 级和1类B 级设备为例，m≤500 kg时，f1=5 Hz，f2=150 Hz；500 kg ＜m≤1 250 kg时，f1=（1 250/m）×2 Hz，f2=（1 250/m）×60 Hz；m＞1 250 kg时，f1=2 Hz，f2=60 Hz。功能性随机振动试验振动加速度量级aF，根据20世纪90年代法国、英国、奥地利等地问卷调查获得的振动加速度平均有效值aA和标准偏差aS计算，为

1 类设备的垂向（车辆高度方向）、横向（车辆宽度方向）和纵向（车辆行进方向）的aA分别为0.49，0.29 和0.30 m·s-2，aS分别为0.26，0.08和0.20 m·s-2，则由式（1）可知1 类A 级设备的垂向、横向和纵向aF分别为0.75，0.37 和0.50 m·s-2，1 类B 级设备的垂向、横向和纵向aF分别为1.01，0.45和0.70 m·s-2。

为在较短的时间里模拟长寿命振动试验，通过提高振动幅值模拟长寿命随机振动试验，其振动加速度量级aL为

式中：β为加速比。

标准IEC 61373—1999 规定，5 h 试验时间对应25 a 使用寿命时的加速比为7.83。标准IEC61373—2010［14］是在标准IEC61373—1999基础上，将S-N曲线修正为2段不同斜率的折线，导致1 类和2 类设备的加速比降为5.66，3 类设备的加速比降为3.78。基于该标准模拟长寿命随机振动试验时，其振动加速度量级明显降低，但轨道交通行业对于加速比的选择有争议。因此，标准GB/T 21563—2018 同时采纳上述2 种加速比，规定aL由设备制造商与用户共同确定。

1.2 应用中存在的问题

HXD1 型电力机车牵引变流器及其功率模块的结构如图1所示。牵引变流器柜体采用框架承载结构，柜体底部通过螺杆与车体底板梁紧固相连。柜体内部包含的逆变器1—逆变器4和整流器1—整流器4采用几何结构完全相同的功率模块，通过不同的控制策略实现逆变和整流的功能。

图1 HXD1型电力机车牵引变流器结构

功率模块的集成度高，以水冷散热器为安装基础，安装了编号为V1—V8的绝缘栅双极型晶体管（IGBT 器件），通过低感母排、长母排和短母排实现电气连接。为缩短控制信号的传输，驱动板靠近IGBT 器件，脉冲分配板的引出信号线采用光纤，以避免电磁信号的干扰。此外，电容通过支撑柱安装固定，缩短了电容与低感母排的连接距离。功率模块通过支撑柱搁置在牵引变流器柜体的支撑梁上，由螺栓将水冷散热器与柜体的安装背板紧固相连。

该结构形式的功率模块已广泛应用于HXD1C，HXD1D 和HXD1G 等型电力机车牵引变流器中。HXD2和HXD1B 型电力机车牵引变流器功率模块采用相似的设计理念，即将IGBT 器件、长母排、短母排、驱动板和传感器等集成在一起，但未将电容集成在功率模块上。值得注意的是，HXD1B 型电力机车牵引变流器功率模块与柜体导轨之间有1层橡胶垫，且功率模块与柜体之间的电气连接为柔性的电缆，并非刚度大的连接母排。

实际应用中发现，尽管不同型号电力机车牵引变流器及其功率模块均通过了标准IEC 61373—1999规定的较大加速比模拟的长寿命随机振动试验验证，但是部分型号的故障率却非常高。HXD1 和HXD1C 等型电力机车牵引变流器在迎水桥、安康等地运行时，频繁出现功率模块驱动板电源线端口松动、IGBT 器件报故障及IGBT器件V3 和V6 的主端子开裂、电容焊接处开裂等故障，严重影响电力机车的安全稳定运行。

通过现场应用的直观感受可知，振动试验标准未能真实反映现场应用的实际振动情况，因此，有必要结合电力机车的实际运行情况解决牵引变流器功率模块的可靠性问题。

2 电力机车线路振动测试与数据统计

2.1 线路振动测试

为了系统性掌握我国电力机车的实际应用情况，在迎水桥、兰州等13 个机务段开展多种型号电力机车线路运行的振动测试，具体见表1。为了便于对比分析，部分牵引变流器中采用了功率模块和IGBT 器件混装（不同厂家相同参数规格的IGBT 器件外形略有区别，机械和电气安装接口完全相同，可以混装在同一个功率模块中进行对比测试；然而实际应用中，由于不同厂家或同一厂家不同批次的IGBT 器件分布参数有差异，会对IGBT器件应用的可靠性产生影响，不建议混装使用）的方式，部分线路还多次开展了不同车次以及同一车次不同状态（如更换牵引变流器和功率模块等）的测试。测试电力机车37 台次，累计测试里程达到1.2万km。

表1 振动测试的线路与电力机车车型和车号

2.2 时域数据统计

不同型号电力机车在同一线路，或同型号电力机车在不同线路及不同工况、牵引力、负载等条件下，测试结果是有差异的。因此，对典型条件（电力机车负载约为4 000 t，行驶速度约为70 km·h-1）的电力机车牵引变流器功率模块振动数据进行系统性处理。处理数据时，低频振动加速度有效值的频率范围依据标准IEC 61373 选取，为5～150 Hz；高频振动加速度有效值的频率范围目前尚无相关标准，可依据振动频谱或载荷谱确定。例如，由HXD1 型电力机车牵引变流器功率模块的振动频谱可知，700～1 600 Hz 频段的振动显著，可选择该频率范围进行分析。

功率模块支撑柱部位测点在5～150 和700～1 600 Hz频段的振动加速度有效值如图2所示。

由图2可知如下结果。

图2 各电力机车牵引变流器功率模块的振动对比

（1）迎水桥、安康等机务段配属的HXD1 型电力机车牵引变流器功率模块低频振动加速度有效值（5～150 Hz）超出标准值。

（2）HXD1 型1162 号和1256 号电力机车牵引变流器功率模块高频振动加速度有效值（700～1 600 Hz）远大于其他机车，这与运行时间、线路、负载、工况、镟轮等因素有关［5］；HXD2 和HXD1B等型号电力机车牵引变流器功率模块高频振动加速度有效值均很小。

（3）低频段超出标准要求的多为横向振动，高频段振动最剧烈的为纵向振动，初步分析原因为功率模块垂直固定在牵引变流器柜体的横向壁板上，低频段的横向振动与柜体壁板固有频率低有关，而高频段的纵向振动与较大的列车纵向冲击有关。

2.3 振动频域

根据图2 中的振动加速度有效值可知，HXD2型电力机车牵引变流器功率模块的振动与HXD1B型相近，从HXD1，HXD1B 和HXD1C 这3 种型号电力机车中选择振动相对较大的车号进行振动频域的对比分析。HXD1 型1256号，HXD1B 型0154 号和HXD1C 型0292 号电力机车牵引变流器功率模块支撑柱部位测点的垂向振动频谱对比如图3所示。

图3 不同型号电力机车牵引变流器功率模块的振动频谱

由图3 可以看出：在0～3 200 Hz 频率范围内，HXD1 型1256 号和HXD1C 型0292 号电力机车牵引变流器功率模块存在非常明显的高频振动，而HXD1B 型0154 号的高频振动则非常小，由此表现出HXD1和HXD1C型电力机车牵引变流器功率模块与HXD1B型电力机车的振动差异很大。

2.4 实测载荷谱编制

考虑到牵引变流器功率模块的振动条件与标准IEC 61373 存在较大差异，尤其是该标准仅考虑了5～150 Hz 低频段的振动，直接忽略中高频的振动影响。为给后续的减振设计和试验验证提供数据基础，采用统计容差法［10］进行实测载荷谱编制的流程如图4所示。

图4 载荷谱编制流程

HXD1 型电力机车牵引变流器功率模块在迎水桥路段的实测载荷谱与标准载荷谱的对比如图5所示。由图5可以看出：实测载荷谱涵盖1～2 000 Hz频率范围，高频部分存在明显的峰值，而标准载荷谱只包括5～150 Hz 频率范围。实测载荷谱应用时，可以根据仿真分析或试验测试的需要，选取全频段或部分频段。

图5 迎水桥路段的实测载荷谱与标准载荷谱对比

3 牵引变流器功率模块振动来源

为分析牵引变流器功率模块的振动来源，考虑到安康—西安区间线路上同时运行的有HXD1 和HXD2 这2 种型号共3 台电力机车（HXD1 型1182号、HXD1 型1153 号和HXD2 型1557 号），在电力机车轴箱、车体、车体地板、牵引变流器柜脚、功率模块和传动控制单元等部位布置3向加速度传感器，开展对比分析。

HXD2 型1557 号电力机车的振动在3 台电力机车中最小，可以反映振动相对正常的状态。HXD2型1557号电力机车各测点的振动加速度对比如图6所示。由图6可以看出：轮对轴箱处的振动明显高于其他位置的振动。其他2 台电力机车各测点的振动也是以轮对轴箱处的振动最为明显。轮对是电力机车的行进驱动装置，轮轨作用是电力机车的主要振源，其振动幅值及频率将对其他部件构成重要影响。

图6 HXD2型1557号电力机车各测点振动加速度对比

3.1 低频振动来源

镟轮后运行时间较长、振动相对剧烈的HXD1型1182 号和HXD2 型1557 号电力机车分别在73 和74 km·h-1速度下的轴箱振动频谱如图7 所示。由图7 可以看出：HXD1 型电力机车轴箱振动同时包括低频（如88 Hz 等）和高频振动（如547 和1 094 Hz 等），HXD2 型电力机车轴箱振动主要以高频振动（如646 Hz等）为主。

图7 不同型号电力机车轴箱振动频谱

由文献［3-6］可知，车轮失圆多边形振动是产生车轴低频垂向振动的主要原因。车轮多边形与垂向振动频率f的关系为

式中：N为车轮多边形阶数；v为车速；R为车轮滚动圆半径。

由式（3）可知，HXD1 型1182 号电力机车在车速为73 km·h-1时，振动频率88 Hz 对应的车轮多边形阶数为17阶，这与文献统计结果相符。表明车轮多边形会导致车轮出现明显的低频垂向振动。

HXD1 型电力机车驱动齿轮箱采用斜齿轮，传动比为106/17，啮合时接触齿数为2～3个，车速为73 km·h-1时的车轴振动频率与车轮旋转频率之比为105.8，轴箱高频振动频率547 和1 094 Hz分别对应齿轮啮合频率及其2 倍频［15］。HXD2 型电力机车驱动齿轮箱采用直齿轮，传动比为120/23，车速为74 km·h-1时的车轴振动频率与车轮旋转频率之比为123.3，轴箱高频振动频率646 Hz对应齿轮啮合频率。分析电力机车其他行驶速度下的轴箱振动频率，均可以得到相同的结论。表明轴箱的振动频率与齿轮啮合频率直接相关。

根据轴箱与车体的垂向振动传递特性可知，轮轨激励经过一系、二系悬挂等减振装置，车体、牵引变流器柜脚及功率模块等测点的中高频振动大幅降低，但低频段振动频率与轮对主要振动频率基本相同。对轴箱振动的低频和高频主要频率点的加速度进行提取，并计算该频率下轴箱到车体的时域振动传递率。低频主要频率点的垂向、横向和纵向的时域振动传递率分别为16.43，25.54 和8.54 dB，振动传递性能相对较差。高频主要频率点的垂向、横向和纵向的时域振动传递率分别为45.64，38.55 和51.18 dB，产生大幅度衰减。尽管电力机车内有很多振动源，然而牵引变流器柜体及其内部部件不同位置的加速度传感器具有与车体相似的特征频率，通过分析可得出相同的结论，进一步明确了轮轨作用是整个电力机车低频振动的主要来源［16］。

3.2 高频振动来源

牵引变流器柜体作为功率模块、传动控制单元和冷却风机等部件的承载件，其振动大小直接反映部件的振动环境好坏。HXD1 型1182 号电力机车在车速73 km·h-1时牵引变流器柜脚和功率模块的垂向振动频谱如图8 所示。由图8 可以看出：功率模块振动主要包括100 Hz 以下的低频振动和700～2 000 Hz的高频振动，其中后者为功率模块振动的主要组成部分，功率模块的振动量级高于牵引变流器柜脚；轴箱振动中547 和1 094 Hz 等频率有体现，但振动量级明显小于900和1 800 Hz等频率。

图8 HXD1型1182号电力机车牵引变流器及其功率模块垂向振动频谱

考虑到电力机车上的环境复杂，尤其是HXD1型电力机车牵引变流器下方为主变压器，主变压器的功率大，其因磁致伸缩效应而产生的电磁振动是以2 倍电源频率（100 Hz）为倍频的谐波成分［17］，极有可能与功率模块的高频振动频率重合。对同一电力机车仅从低频和高频角度进行频谱和幅值对比分析，无法厘清高频振动的来源。

为研究牵引变流器功率模块的高频振动来源，尽可能消除外部振源对牵引变流器功率模块的影响，在检测试验中心将牵引变流器柜体单独置于木制支架上，与之组合试验配套的电力机车主变压器、牵引电机等部件距离牵引变流器10 m 以上。功率模块的水冷散热器、电容等部件的振动测试结果如图9所示。

图9 功率模块的振动测试结果

由图9 可以看出：电容振动频率与水冷散热器基本相同，主要包括800，900 和1 000 Hz等，但电容的垂向、横向和纵向的振动均远大于水冷散热器的振动且纵向振动最大，约为水冷散热器振动以及标准IEC 61373—1999 中1 类B 级设备标准值的30 倍以上；整流器1 的电容振动峰值的频率为900 Hz，其他振动频率以100 Hz 为间隔，这是由于整流器采用四象限脉冲整流方式，IGBT 器件开关频率为450 Hz，电源频率为50 Hz，包含大量谐波电流成分，由文献［18］可知，交流条件下电容极板之间的交变电磁力峰值频率正好对应IGBT 器件开关频率的2 倍频，交变电磁力使电容内部元件产生振动，继而通过电容的机械结构传递至电容外壳。逆变器采用基于脉冲宽度调制（Pulse Width Modulation，PWM）的直接转矩控制，IGBT 器件开关频率≤500 Hz，从逆变器1 和逆变器2 的电容振动频谱亦可发现电容振动峰值的频率与IGBT 器件开关频率的2 倍频呈对应关系。因此，可以确定电容振动是功率模块内部的主要振动源。

4 振动对功率模块主要部件影响

功率模块各零部件的结构形式、固定方式不同，各零部件本身的固有频率存在明显差异，在较大的低频振动和高频振动的长期作用下，将导致不同程度的失效和故障。因此，针对功率模块的主要部件开展振动影响因素分析。

4.1 对功率模块驱动板及其安装板影响

单独针对驱动板及其安装板进行模态测试，发现驱动板及其安装板的1 阶固有频率分别为59 和34 Hz，固有频率未脱离实测载荷谱峰值频率区间，因此共振可能性极高。

为进一步确定振动对驱动板可靠性的影响，将功率模块通过夹具固定于振动试验台，试验载荷采用按照标准IEC 61373—1999 加速后的迎水桥路段实测载荷谱，并对功率模块通低压电后用示波器实时监测振动试验过程中IGBT 器件是否报故障。试验至28 min 时IGBT 器件V3，V4 和V6 报故障，与现场异常故障相吻合。而后，试验现场将所有电源线束（光纤除外）用胶带固定在临近驱动板上，则无故障产生，由此确定驱动板线束松动是引起IGBT器件报故障的主要原因。

4.2 对IGBT器件影响

由图1（b）所示的功率模块结构示意图可知，功率模块的振动通过2 条路径传到IGBT 器件。传递路径1是功率模块振动依次通过支撑柱、母排至IGBT 器件主端子；传递路径2 是功率模块振动通过水冷散热器与IGBT 器件的固定螺栓至IGBT 器件基板。相对而言，IGBT 器件主端子的强度和刚度弱于IGBT 器件基板。由于功率模块的结构复杂，需要结合仿真分析与试验测试来开展振动对IGBT器件的影响研究。

4.2.1 功率模块的仿真分析

针对图1（b）所示的功率模块，将水冷散热器、电容、IGBT 器件等划分为六面体的实体单元网格，脉冲分配板、驱动板、长母排和短母排等划分为四边形的壳单元网格，不同零部件之间的连接关系采用刚性连接单元模拟，水冷散热器的安装孔设置为约束条件。建立的包含IGBT 器件内部详细结构的功率模块振动仿真模型如图10所示。

图10 功率模块的振动仿真模型

将图5所示的实测载荷谱乘以加速比7.83，作为输入进行随机振动分析［19］，获得功率模块不同部位的1σ应力分布。由仿真分析结果可知：横向振动时，IGBT 器件V6和V3主端子处的1σ应力值最大，分别为平均值的1.80和1.65倍，表明V6和V3 处的振动环境较其他位置更为恶劣，原因在于实测载荷谱激励频率区间，短母排和低感母排无明显共振峰，不会出现振动放大，而长母排的1阶固有频率为70.1 Hz，处在实测载荷谱激励频率区间。横向振动时IGBT 器件V6 主端子的1σ应力分布如图11所示。

图11 IGBT器件V6主端子的应力分布

为分析低频和高频振动对IGBT 器件的影响，将图5 所示的实测载荷谱分为实测低频载荷谱（0～400 Hz）和实测高频载荷谱（500～2 000 Hz），分别乘以加速比7.83 得到加速后的实测低频和高频载荷谱，并与加速后的IEC 61373—1999 标准载荷谱为输入条件，计算得到不同方向振动载荷谱作用下的1σ应力最大值，见表2。由表2 可以看出：实测高频载荷谱作用下的IGBT器件的1σ应力远高于标准载荷谱和实测低频载荷谱的作用。

表2 不同载荷谱作用下的1σ应力最大值

4.2.2 功率模块的试验测试

在振动试验台上用加速实测载荷谱对功率模块进行振动试验，为能直接反映输入到IGBT 器件内部的结构振动，测点位置设置在IGBT 器件V5，V6，V7 和V8 的连接螺栓处。受安装空间限制，V3不便测试，未设置测点。

由振动测试结果可知：所有测点中，V6（连接长母排）的横向振动最大，为平均值的2.3 倍；其次为V8（连接短母排）的横向振动，约为平均值的1.5倍；而V5（连接长母排另一侧）、V6（连接低感母排））、V7（连接低感母排和短母排另一侧）的振动则相对较小。试验测试结果说明V6 处的振动环境恶劣，同时验证了仿真分析的准确性。

在振动试验台上分别完成7 片IGBT 器件的低频振动和高频振动试验，发现低频振动对IGBT 器件的影响小，试验后的电气参数（IGBT 开通门槛电压Vge（th）、集电极-发射极饱和电压Vce（sat）和二极管正向压降Vf等）检查合格；然而高频振动试验后的IGBT 器件电气参数出现明显变化且主端子断裂，这与现场反馈以及仿真分析结果完全吻合。因此，可以确定高频振动影响IGBT器件的可靠性。

5 减振优化方案及试验验证

5.1 功率模块驱动板及其安装板减振优化

结合驱动板的设计、安装、维护等要求对驱动板及其安装板进行局部结构优化。在驱动板安装板上增加胶垫，形成对驱动板的支撑及约束，降低驱动板振动。模态测试表明，增加胶垫后驱动板的1阶固有频率由原来的59 Hz 提升至103 Hz。将功率模块固定在振动试验台上，施加加速后的实测载荷谱，用示波器实时监测发现IGBT 器件在试验过程中未报故障，验证了驱动板及其安装板减振方案的有效性。

5.2 长母排减振优化

功率模块结构紧凑，可供安装减振装置的空间受限，在2 个长母排中间位置增加绝缘树脂材料的固定支架，约束长母排的振动，以减小长母排共振对IGBT器件主端子的影响。

根据振动仿真结果可知，增加长母排的固定支架后，不同位置的IGBT器件主端子1σ应力最大值降低了32.6%～80.7%，说明在长母排中间增加约束后可以显著改善IGBT器件的受力情况。

5.3 功率模块减振优化

5.3.1 减振方案设计

由于现有电力机车牵引变流器的空间结构限制，柜体底部T 型槽的安装方式导致无法直接安装减振器，需要通过过渡支架进行安装，但柜体高度的间隙不够，因此无法对牵引变流器柜体进行整体减振处理。但可针对功率模块进行结构改造，实现功率模块整体的减振。

根据减振原理，设备的减振方案可从减小振源振动和切断振动传递路径2 个方面入手。由于低频振动由轮轨作用产生，难以消除，高频振动如电容的振动与网压波动、车辆运行条件和变流控制策略等有关，电容高频振动的源头控制有待后续开展深入研究。因此，对振动传递路径进行改造，以达到减振目的。

功率模块的振动主要来源于牵引变流器柜体及功率模块本身，其传递路径共包括3条，传递路径1 是功率模块水冷散热器与柜体壁板接触处，传递路径2 是功率模块支撑柱与柜体支撑梁接触处，传递路径3是功率模块与接线板连接处。振动传入功率模块的路径最主要的是第1条，因为功率模块水冷散热器与柜体壁板之间采用6 个M10 螺栓连接，承载力大，连接刚度大，振动传入强；同时第2 条也起重要传递作用，因为支撑柱在功率模块自重的作用下，与柜体支撑梁之间接触紧密，传递率也较高。

为了减小功率模块与柜体之间的振动传递，在功率模块水冷散热器与柜体之间增加减振器。功率模块在柜体中的空间结构决定了减振器的厚度宜选择20 mm 左右，充分考虑减振器的老化及使用寿命基础上，依据功率模块的质量为95 kg，经过减振器参数计算［20］，采用国际知名公司设计生产的专用减振器，轴向和径向的刚度分别为282 和47 N·mm-1，轴向和切向的额定载荷分别为1 600 和188 N，而轴向和切向的实际载荷分别为165 和156 N，表明选择的减振器刚度与功率模块整个系统相匹配。由于减振器的厚度，功率模块与柜体连接母排加长20 mm。减振器刚度较低，将会产生约3 mm 静态位移，需要将功率模块支撑柱上原有的金属滑块改为橡胶垫。

为了分析减振器参数的合理性，将功率模块假设为1 个整体，建立包含减振器的有限元仿真模型，通过仿真分析得到功率模块振动传递率如图12所示。由图12可以看出：增加减振器后，垂向、横向和纵向的共振点频率分别为8.5，20.1 和7.7 Hz，振动源在这些频率点的振动很小，可避开共振的风险。减振器在纵向和垂向10 Hz 以上频率的振动具有隔振效果，对横向45 Hz 以上频率的振动具有隔振效果，振动频率越高，隔振效果越好。

图12 功率模块振动传递率

专用减振器有直径40 和30 mm 这2种，功率模块与接线板之间采用母排或电缆连接，由此得到4 种减振方案的组合。减振方案1 采用40 mm 直径减振器及母排连接，减振方案2采用40 mm 直径减振器及电缆连接，减振方案3采用30 mm 直径减振器及母排连接，减振方案4采用30 mm 直径减振器及电缆连接。

5.3.2 仿真分析

为了评价减振方案的减振效果，分别建立不同减振方案的功率模块仿真模型开展仿真分析。仿真模型中，考虑到功率模块与牵引变流器柜体之间的相互作用，以及减小仿真模型的计算规模，设置功率模块周围的柜体框架及安装壁板为功率模块的支撑体，约束支撑体边界的自由度，施加迎水桥路段的实测载荷谱。功率模块减振方案1的应力仿真结果如图13 所示。由图13 可以看出：功率模块增加减振器后位移相对增大，导致功率模块与柜体框架之间的连接母排承受的载荷增大，其应力水平增大2～3倍，会加大其应力受损风险，建议将母排改为电缆连接。

图13 功率模块减振方案1的应力仿真结果

仿真计算得到的优化前原始方案、减振方案1和减振方案2 横向振动时中低频段（0～500 Hz）和高频段（800～1 400 Hz）振动频谱如图14所示。减振方案3 和减振方案4 的横向振动仿真结果分别与减振方案1 和减振方案2 的相似，故未列出。由图14 可以看出：减振方案1 和减振方案2 在32～37 Hz 范围的振动高于原始方案，这是由于减振器在较低频率范围会有一定程度的放大作用，然而振动的加速度小，36.7 Hz 频率处的振动加速度峰值低于0.09 m·s-2，不会对功率模块产生大的影响。随着振动频率的提高，减振方案对70 Hz 以上中低频振动具有较明显的减振效果，对于高频振动的减振效果非常明显。电缆连接的减振方案对部分频段减振效果不佳，劣于母排连接的减振方案。

图14 仿真计算得到的功率模块横向减振效果对比

根据优化前原始方案及减振方案1—减振方案4 的垂向和纵向振动仿真结果，可以得到与横向振动仿真结果相同的结论。

5.3.3 试验验证

为了验证功率模块整体减振方案的有效性，及检测功率模块本身各部件的振动特征，在振动试验台上采用加速实测载荷谱开展不同减振方案的振动试验验证，并采集功率模块上水冷散热器、驱动板、支撑柱和电容等关键部件的振动数据如图15所示。由图15 可以看出：各测点振动降幅基本在50%以上，部分测点振动降幅接近80%；30 mm直径减振器的减振效果略优于40 mm 直径减振器；加装电缆的减振方案与母排的减振方案相比，有利于减小应力集中。针对图14（a）在低频段的振动放大现象，由于振动量级小，未在振动冲击试验中产生明显的影响，减振器也未出现明显的发热现象。

图15 功率模块的减振效果

经过周密的准备工作，采用减振方案2 的功率模块在现有电力机车牵引变流器中得到小批量整改应用，现场应用情况表明功率模块的故障率显著降低，验证了前述工作的正确性与可行性。

6 结论

（1）全国13 个机务段37 台次电力机车牵引变流器功率模块的测试结果表明，HXD1，HXD1C 型电力机车牵引变流器功率模块实测振动量值普遍超过HXD2，HXD1B型电力机车，部分HXD1，HXD1C型电力机车牵引变流器功率模块在5～150 Hz 频率范围的振动超过IEC 61373—1999标准值。

（2）HXD1，HXD1C 型电力机车牵引变流器功率模块振动能量介于30～80 Hz 的低频振动和700～1 600 Hz 的高频振动区间，低频振动主要来源为轮轨作用，其中的车轮垂向振动频率由车轮失圆引起，高频振动主要来源为电容振动，HXD1B，HXD2 型电力机车牵引变流器功率模块未集成电容，高频成分的振动量级很小。

（3）驱动板及其安装板的1 阶固有频率与实测载荷谱主要激励区间频率吻合，共振导致驱动板线束松动是引起IGBT 器件报故障的主要原因。电容的高频振动通过母排连接传递至IGBT 器件，是IGBT器件主端子断裂的主要原因。

（4）分别针对驱动板、长母排和功率模块整体的减振方案，可以有效提高功率模块的振动可靠性，已得到仿真分析、试验测试和现场小批量整改应用的验证，可在电力机车牵引变流器产品中推广应用。