王立權(quán)，安永東，孫榮華，安少軍

(哈爾濱工程大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

目前，螺旋槳推進(jìn)是船舶推進(jìn)的主要形式，為獲得高的推進(jìn)效率，螺旋槳正在向大直徑、低轉(zhuǎn)速方向發(fā)展，為此，需在高速柴油機(jī)作為主機(jī)的船舶中使用減速器進(jìn)行減速增扭，以達(dá)到發(fā)動(dòng)機(jī)與推進(jìn)器的動(dòng)力匹配.船舶用柴油機(jī)一般分為低速(小于500 r/min)、中速(500～1 000 r/min)和高速(大于1 000 r/min)3種，而螺旋槳推進(jìn)器的最佳工作轉(zhuǎn)速一般為50～150 r/min，為更好地發(fā)揮螺旋槳的工作效率，必須通過(guò)減速器將柴油機(jī)的轉(zhuǎn)速降至最佳范圍.目前以中、高速柴油機(jī)作為主機(jī)的民用船舶都是使用單雙速或多速齒輪傳動(dòng)裝置，所傳遞的功率從幾千瓦到幾萬(wàn)千瓦以上，如6700TEU(南安普敦型)主機(jī)為12缸的蘇爾壽RTA96-C型柴油機(jī)(65.88 MW)、9000TEU 配置14缸的 RTA96-C 柴油機(jī)(80.08 MW)等［1-2］.

由于齒輪箱工作條件惡劣，為了保證傳動(dòng)裝置可靠的技術(shù)性能，船用減速箱出廠前往往需要在實(shí)驗(yàn)臺(tái)上做嚴(yán)格、大量的測(cè)試工作，以便檢查其效率、噪聲和振動(dòng)、軸承和潤(rùn)滑油的溫升以及齒輪的接觸精度、承載能力、疲勞和壽命等試驗(yàn)，因而對(duì)實(shí)驗(yàn)設(shè)備提出了新的要求和內(nèi)容，以往對(duì)傳動(dòng)裝置(包括對(duì)元件、附件)進(jìn)行動(dòng)態(tài)負(fù)荷實(shí)驗(yàn)所用的開(kāi)式試驗(yàn)臺(tái)，需要相當(dāng)容量的原動(dòng)機(jī)和測(cè)試機(jī)，動(dòng)力全部消耗，對(duì)于疲勞耐久實(shí)驗(yàn)來(lái)說(shuō)能量消耗非常大，且隨著功率大幅度的提高，原動(dòng)力與大容量的測(cè)功設(shè)備難以解決.電反饋封閉試驗(yàn)臺(tái)，雖能節(jié)約50%左右的電能，但是電動(dòng)機(jī)與發(fā)電機(jī)的功率至少與實(shí)驗(yàn)齒輪箱的功率相當(dāng)才行，所以需要相當(dāng)容量的原動(dòng)機(jī)、發(fā)電機(jī)以及一整套的電能回收控制系統(tǒng)，投資高昂，而電能回收一般僅達(dá)60% ～70%，且操作較復(fù)雜.而機(jī)械封閉試驗(yàn)臺(tái)卻具有獨(dú)特良好性能以及較低的能耗而得到廣泛應(yīng)用［1］.

機(jī)械封閉試驗(yàn)臺(tái)中加載裝置是形成封閉功率流的重要部件，而對(duì)于船用大功率減速器的封閉試驗(yàn)臺(tái)，如何設(shè)計(jì)出結(jié)構(gòu)緊湊、振動(dòng)小、能耗低且施載角無(wú)限的加載裝置就顯得尤為重要.本文針對(duì)船用大功率減速器設(shè)計(jì)了一種新型的串入式力矩加載裝置，并進(jìn)行了能耗分析及動(dòng)態(tài)加載試驗(yàn).

1 試驗(yàn)臺(tái)加載裝置結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)

1.1 加載裝置總體方案設(shè)計(jì)

機(jī)械封閉試驗(yàn)臺(tái)通過(guò)加載裝置將力矩封閉在整個(gè)試驗(yàn)臺(tái)中，再由小功率電機(jī)帶動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)轉(zhuǎn)動(dòng)，就形成了封閉功率流，以此來(lái)模仿減速器的實(shí)際工作狀態(tài)，然后測(cè)定傳動(dòng)效率等參數(shù).試驗(yàn)臺(tái)中被測(cè)減速器傳遞的力矩即負(fù)載是要靠加載裝置形成，其性能直接影響試驗(yàn)臺(tái)的主要技術(shù)指標(biāo)，而大功率減速器的封閉試驗(yàn)臺(tái)中的加載裝置不僅要具有結(jié)構(gòu)緊湊、轉(zhuǎn)子平衡、施載運(yùn)動(dòng)行程角無(wú)限和施載力矩穩(wěn)定等特點(diǎn)，同時(shí)還應(yīng)具有在運(yùn)轉(zhuǎn)中能自由改變施載力矩的大小、方向和反程自鎖功能［3-5］.

本文設(shè)計(jì)的加載裝置結(jié)構(gòu)(如圖1所示)主要由集流環(huán)、永磁直流力矩電機(jī)和第1、2級(jí)減速機(jī)構(gòu)組成.第1級(jí)減速機(jī)構(gòu)是諧波齒輪機(jī)構(gòu)，第2級(jí)減速機(jī)構(gòu)是NGWN(3K)行星齒輪減速裝置.

加載裝置的永磁直流力矩施載電機(jī)及兩級(jí)減速機(jī)構(gòu)均安裝在裝置的內(nèi)部，施載電機(jī)通過(guò)軸端的集流環(huán)得到電力，驅(qū)動(dòng)1、2級(jí)減速機(jī)構(gòu)轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)行施載，封閉端A與加載的外殼相連，而封閉端B與第2級(jí)減速機(jī)構(gòu)輸出軸相連，通過(guò)兩級(jí)減速機(jī)構(gòu)的減速增扭作用，可在封閉端A、B之間產(chǎn)生大力矩，再利用施載電機(jī)的鎖止機(jī)構(gòu)，將力矩封閉在試驗(yàn)臺(tái)中.試驗(yàn)臺(tái)再由驅(qū)動(dòng)電機(jī)通過(guò)驅(qū)動(dòng)端JA帶動(dòng)，以一定的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)動(dòng)，便在試驗(yàn)臺(tái)中的被測(cè)減速器中形成封閉功率，來(lái)模擬減速器的實(shí)際運(yùn)行狀況.所設(shè)計(jì)的加載裝置可用在圖2(a)所示的同側(cè)平行傳動(dòng)的封閉試驗(yàn)臺(tái)中，通過(guò)對(duì)封閉端A、B的結(jié)構(gòu)修改也可用在圖2(b)所示的同側(cè)同心傳動(dòng)的閉試驗(yàn)臺(tái)中.

圖1 加載裝置整體結(jié)構(gòu)Fig.1 The overall structure of lading device

圖2 試驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)組成Fig.2 Test-bed structures

封閉試驗(yàn)臺(tái)中的被測(cè)減速器和陪試減速器結(jié)構(gòu)完全相同，加載裝置以串入的方式接入到試驗(yàn)臺(tái)中，2個(gè)封閉端分別接入2個(gè)被測(cè)減速器和陪試減速器的相同端(高速端或低速端)，另一端接入到施載端，由施載電機(jī)驅(qū)動(dòng)，在試驗(yàn)臺(tái)中形成封閉功率流.

1.2 加載裝置減速機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

圖3 兩級(jí)減速機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)Fig.3 The structure of two-stage reducing geat

2 加載裝置性能分析

2.1 關(guān)鍵部件的有限元分析

通過(guò)加載裝置可在封閉端A、B之間產(chǎn)生大力矩，封閉端A通過(guò)電機(jī)殼體、諧波減速器殼體、花鍵套與齒圈1相連，而封閉端B通過(guò)花鍵套與齒圈2相連，這些部件都承受著大力矩，因此，應(yīng)用有限元軟件ANSYS對(duì)關(guān)鍵部件進(jìn)行了有限元分析，建立了封閉端A、B和電機(jī)殼體、諧波減速器殼體的有限元模型，單元類(lèi)型選擇SOLID187，材料參數(shù)按40Cr輸入彈性模量(206GPa)及泊松比(0.3)，得出的應(yīng)變及應(yīng)力如圖4所示［6］.

從分析結(jié)果可看出封閉端A扭力軸的最大剪應(yīng)力和變形為55MPa和0.312mm，封閉端B輸出軸的最大剪應(yīng)力和變形為56MPa和0.297mm，電機(jī)殼體的最大剪應(yīng)力和變形為31MPa和0.057mm，諧波減速器殼體的最大剪應(yīng)力和變形為32MPa和0.015mm，關(guān)鍵部件的應(yīng)力及變形均滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求.

圖4 關(guān)鍵部件有限元分析Fig.4 The finite element analysis of key components

2.2 加載裝置的反程自鎖性

當(dāng)封閉試驗(yàn)臺(tái)加載裝置施載運(yùn)動(dòng)完成后，在驅(qū)動(dòng)裝置驅(qū)動(dòng)整個(gè)試驗(yàn)臺(tái)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，加載裝置即轉(zhuǎn)變?yōu)橐粋€(gè)剛性聯(lián)軸器與試驗(yàn)臺(tái)同步轉(zhuǎn)動(dòng)，即這種加載裝置也稱(chēng)同步傳動(dòng)力矩式加載裝置，為保證所施加的力矩在運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程穩(wěn)定，就要求加載裝置具有反程自鎖性，使得在封閉端A和B間的相位角(行程角)不能反彈.

保證加載裝置反程自鎖的方法一種是靠永磁直流力矩式施載電機(jī)的制動(dòng)機(jī)構(gòu)，對(duì)施載電機(jī)進(jìn)行制動(dòng)，另一種是由第2級(jí)減速機(jī)構(gòu)的反程自鎖來(lái)保證的，反程自鎖性判別條件為反行程時(shí)的效率是否小于零，即

2.3 加載裝置的能耗分析

加載裝置的能耗也是影響試驗(yàn)臺(tái)應(yīng)用的一個(gè)重要因素，能耗的高低將直接影響到封閉試驗(yàn)臺(tái)制造成本，結(jié)合試驗(yàn)臺(tái)形成功率流的不同，定量地分析所設(shè)計(jì)的加載裝置的能耗問(wèn)題.下面以加載裝置封閉端A和封閉端B之間封閉力矩T=8×104N·m、試驗(yàn)臺(tái)轉(zhuǎn)速nJ=3 000 r/min為例，說(shuō)明加載裝置的能耗問(wèn)題，同時(shí)，各運(yùn)動(dòng)副效率按常規(guī)取值［2］.

2.3.1 第1類(lèi)功率流狀況

如果封閉試驗(yàn)臺(tái)按第1類(lèi)功率流狀況工作時(shí)，如圖5(a)所示，驅(qū)動(dòng)端稱(chēng)為J端，則各構(gòu)件功率如下:

1)驅(qū)動(dòng)端到封閉端A、B的絕對(duì)功率分別為

式中:T為封閉力矩(T=8×104N·m);ωJ為驅(qū)動(dòng)軸角速度(ωJ=2πnJ/60=341rad/s);ηJA、ηJB分別為驅(qū)動(dòng)端J到封閉端A和封閉端B之間的傳動(dòng)效率，(ηJA=0.9216、ηJB=1)［3］;iJA、iJB分別為驅(qū)動(dòng)端 J到封閉端A和封閉端B之間傳動(dòng)的傳動(dòng)比(iJA=1、iJB=1).

2)驅(qū)動(dòng)構(gòu)件中驅(qū)動(dòng)端J的絕對(duì)功率

加載裝置施載端C的施載絕對(duì)(施載電機(jī)的輸入功率)功率

式中:nC為施載電機(jī)轉(zhuǎn)速(按電機(jī)功率曲線得nC=161r/min);ηCB為施載端C到封閉端B間傳動(dòng)效率(ηCB=0.36，分別取第1級(jí)傳動(dòng)諧波減速器和第2級(jí)傳動(dòng)行星輪系的傳動(dòng)效率為0.6)［7-8］.

2.3.2 第2類(lèi)功率流狀況

如果試驗(yàn)臺(tái)按第2類(lèi)功率流狀況工作時(shí)，如圖5(b)所示，同理可得各構(gòu)件功率分別為

上述計(jì)算表明，試驗(yàn)臺(tái)在封閉力矩T=8×104N·m、試驗(yàn)臺(tái)轉(zhuǎn)速nJ=3 000 r/min的工況下，按第1類(lèi)功率流狀況工作時(shí)，驅(qū)動(dòng)裝置只需提供2.2×103kW的絕對(duì)功率，就能在試驗(yàn)臺(tái)中產(chǎn)生2.73×104kW的封閉功率，按第2類(lèi)功率流狀況工作時(shí)，驅(qū)動(dòng)裝置只需提供1.9×103kW，就能在試驗(yàn)臺(tái)中產(chǎn)生2.32×104kW的封閉功率，試驗(yàn)臺(tái)的能耗分別占封閉功率的8.1%和8.2%，而施載電機(jī)只需提供0.198kW的絕對(duì)功率.由此表明由該加載裝置所組成的試驗(yàn)臺(tái)的能耗僅為同量級(jí)的開(kāi)式試驗(yàn)臺(tái)的1/12，節(jié)能90%以上，具有很高的應(yīng)用價(jià)值［9-11］.

圖5 功率流狀況Fig.5 Power flow condition

3 加載裝置穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)與分析

加載裝置能實(shí)現(xiàn)動(dòng)態(tài)施載，作為一非恒態(tài)轉(zhuǎn)子，為保證加載裝置的運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定性達(dá)到G6.3級(jí)，需進(jìn)行非恒態(tài)穩(wěn)定性試驗(yàn)，測(cè)試試驗(yàn)如圖6所示［12］.

圖6 穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)Fig.6 Stability test

實(shí)驗(yàn)取加載裝置最大外徑兩端處為平衡面Ⅰ和平衡面Ⅱ，以14.4°為單位將整周分成26個(gè)測(cè)試點(diǎn)，封閉端A固定，施載電機(jī)將封閉端B驅(qū)動(dòng)到每個(gè)點(diǎn)上，然后鎖止，轉(zhuǎn)子以230 r/min做穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)，得到平衡面Ⅰ和平衡面Ⅱ上的不平衡量及不平衡角度如圖7所示.

圖7 不平衡量曲線Fig.7 Unbalance mass and angle curves

如圖7表明在平衡面Ⅰ和平衡面Ⅱ產(chǎn)生了較大的不平衡量，并且相位角離散性也較明顯，但從曲線的變化規(guī)律可以看出，平衡面Ⅰ和平衡面Ⅱ的不平衡量和不平衡相位具有相似的變化規(guī)律，這將有助于加載裝置穩(wěn)定性的平衡.平衡前后的穩(wěn)定性精度等級(jí)比較如圖8所示.

通過(guò)實(shí)驗(yàn)分析可以看出通過(guò)平衡后的加載裝置的穩(wěn)定性精度等級(jí)有了大幅度的提高，最高處提升了近77%，平衡后的精度等級(jí)均達(dá)到 G6.3，在43.2°～86.4°的范圍內(nèi)，穩(wěn)定性更高，在實(shí)際應(yīng)用中，可根據(jù)實(shí)際加載角的工況范圍，確定此區(qū)域?yàn)槔硐氲募虞d區(qū)域.

圖8 穩(wěn)定性精度等級(jí)曲線Fig.8 Stability precision grade curves

4 結(jié)論

本文對(duì)船用大功率減速器封閉功率流試驗(yàn)臺(tái)串入式加載裝置進(jìn)行了研究，并設(shè)計(jì)和分析了加載裝置的結(jié)構(gòu)和運(yùn)轉(zhuǎn)性能，得出以下幾點(diǎn)結(jié)論:

1)采用本文所研究的加載裝置結(jié)構(gòu)緊湊，功率密度高，所組成的船用大功率減速器封閉功率流試驗(yàn)臺(tái)運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定性高，振動(dòng)小;

2)加載裝置具有可靠的反程自鎖性，能確保封閉功率穩(wěn)定維持，并可實(shí)現(xiàn)空載啟動(dòng)，運(yùn)轉(zhuǎn)中變載，且載荷大小和方向的改變極為方便，且正、反行程角均無(wú)限;

3)加載裝置容量小，投資小，易于控制.相比于同級(jí)別的開(kāi)式試驗(yàn)臺(tái)，驅(qū)動(dòng)電機(jī)小，經(jīng)濟(jì)性好，所以在封閉功率流試驗(yàn)臺(tái)中使用此加載方法具有十分重要的現(xiàn)實(shí)意義.

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