李天水，曾凡明，蔡耀全

(海軍工程大學(xué)船舶與動力學(xué)院，湖北武漢430033)

0 引言

消磁用柴油發(fā)電機(jī)組其負(fù)載是一遞減的脈沖扭矩，如圖1所示。突加突減的負(fù)載要求在設(shè)計時必須重點(diǎn)關(guān)注機(jī)組的動態(tài)調(diào)速率過高［1］，軸系扭振劇烈等問題［2］。因此在設(shè)計時，一般會給機(jī)組配置一個大慣量儲能飛輪和高彈性聯(lián)軸器，在抑制機(jī)組動態(tài)調(diào)速率的同時改善機(jī)組的扭振特性。本文在對發(fā)電機(jī)組理論模型分析的基礎(chǔ)上，建立機(jī)組的虛擬樣機(jī)模型，通過仿真結(jié)果與理論分析結(jié)果的比較，驗(yàn)證理論模型和虛擬樣機(jī)模型的正確性，并得到一些有用的結(jié)論，為發(fā)電機(jī)組進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計打下了良好的基礎(chǔ)。

圖1 發(fā)電機(jī)組脈沖負(fù)載Fig.1 Pulse load of generator set

1 發(fā)電機(jī)組結(jié)構(gòu)組成

發(fā)電機(jī)組結(jié)構(gòu)組成如圖2所示，主要包括柴油機(jī)、高彈性聯(lián)軸器、離合器、大慣量飛輪以及發(fā)電機(jī)。

圖2 發(fā)電機(jī)組結(jié)構(gòu)組成Fig.2 Construction of generators set

2 理論模型分析

造成脈沖柴油發(fā)電機(jī)組脈動扭矩的主要原因是柴油機(jī)氣缸內(nèi)爆發(fā)壓力所產(chǎn)生的激振力矩是脈沖式周期變化的;柴油機(jī)曲柄連桿機(jī)構(gòu)的質(zhì)量及慣性所產(chǎn)生的激振力矩是周期變化的;電機(jī)的輸出扭矩是脈動變化的。其中柴油機(jī)的實(shí)際輸出扭矩是由其輸出扭矩的平均值和一系列不同振幅、不同頻率和不同初相位的簡諧力矩疊加而成［3］。

2.1 理論模型

為方便討論，將機(jī)組簡化為雙質(zhì)量模型，將彈性聯(lián)軸器分成主動和從動2部分，其簡化模型如圖3所示。

圖3 聯(lián)軸器簡化模型Fig.3 Simplified model of elastic coupling

根據(jù)達(dá)朗伯原理，雙質(zhì)量系統(tǒng)兩端質(zhì)量當(dāng)量的振動微分方程為:

式中:T(t)為脈沖扭矩;M(t)為柴油機(jī)輸出扭矩;C為雙質(zhì)量之間的阻尼;K為高彈性聯(lián)軸器的剛度;J1和J2為高彈性聯(lián)軸器輸入與輸出端轉(zhuǎn)動慣量。

由式

可得:

若令脈沖負(fù)載為一方波扭矩，柴油機(jī)輸出扭矩為正弦波，即:

2.2 在柴油機(jī)輸出扭矩單獨(dú)作用下的響應(yīng)

當(dāng)0＜t＜t1時，T(t)=0，此時雙質(zhì)量系統(tǒng)只受柴油機(jī)輸出扭矩的作用，式(3)的解由原其次方程的通解和特解組成，再代入原方程，可得聯(lián)軸器所受的諧振扭矩為

高彈性聯(lián)軸器所受的扭矩為穩(wěn)定扭矩和諧振扭矩之和，即

當(dāng)sin(ωt+α)=1，諧振扭矩達(dá)到最大值

2.3 在脈沖負(fù)載和柴油機(jī)扭矩共同作用下的響應(yīng)

當(dāng)t1＜t＜tω時，系統(tǒng)受到?jīng)_擊載荷作用，此時仍可根據(jù)沖擊載荷條件列出動力學(xué)方程。若不考慮阻尼作用，由沖擊載荷產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)角為

彈性聯(lián)軸器所受的沖擊載荷扭矩為

上式表明，在沖擊載荷下，高彈性聯(lián)軸器扭轉(zhuǎn)角和扭矩大小，不僅與轉(zhuǎn)動慣量有關(guān)，還與沖擊載荷的作用時間有關(guān)。

當(dāng)t-t1=π/ωn時，彈性聯(lián)軸器所受到脈沖負(fù)載產(chǎn)生的扭矩達(dá)到最大值

此時聯(lián)軸器的振動周期T為

彈性聯(lián)軸器所受到的總扭矩可以表示為

由式(11)～式(13)可得到以下結(jié)論:

1)在沖擊載荷作用下，彈性聯(lián)軸器剛度的高低 (體現(xiàn)在軸系固有頻率ωn的大小上)對沖擊載荷引起并經(jīng)聯(lián)軸器傳遞的最大扭矩振幅Tcmax沒有影響，只是改變振動周期T的長短。聯(lián)軸器的剛度K愈小，固有頻率ωn就愈低，經(jīng)彈性聯(lián)軸器傳遞的振動達(dá)到最大值的時間就愈長。因此，減小高彈性聯(lián)軸器的剛度K對改善傳遞扭矩的平穩(wěn)性有利。

2)影響經(jīng)彈性聯(lián)軸器傳遞的最大扭矩幅值因素之一是聯(lián)軸器兩側(cè)轉(zhuǎn)動慣量的比值。當(dāng)作用在沖擊載荷一側(cè)的轉(zhuǎn)動慣量J1大于另一側(cè)J2時，就能減小傳給發(fā)動機(jī)端沖擊載荷的數(shù)值［5］。

當(dāng)彈性聯(lián)軸器具有阻尼時，由于阻尼要消耗一部分的沖擊能量，因而，也能減小傳給發(fā)動機(jī)側(cè)沖擊載荷的數(shù)值。通常，阻尼是降低沖擊載荷幅值的最重要因素。

3 基于虛擬樣機(jī)的發(fā)電機(jī)組響應(yīng)分析

3.1 虛擬樣機(jī)的建立

根據(jù)發(fā)電機(jī)組實(shí)際結(jié)構(gòu)，將柴油機(jī)機(jī)身、氣缸以及各軸承統(tǒng)一為固定部件;柴油機(jī)簡化為曲軸-連桿-活塞機(jī)構(gòu);高彈性聯(lián)軸器以橡膠塊為分界點(diǎn)簡化為3部分 (聯(lián)軸器輸入端、橡膠塊、聯(lián)軸器輸出端);發(fā)電機(jī)簡化為等慣量的轉(zhuǎn)子模型。柔性部件包括飛輪軸、高彈性聯(lián)軸器的橡膠塊以及曲軸。

圖4 發(fā)電機(jī)組虛擬樣機(jī)模型Fig.4 Virtual prototyping of generator set

在CATIA中完成零部件建模與裝配后，經(jīng)Simdesigner數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換后導(dǎo)入Adams。而柔性部件在Hypermesh中劃分完網(wǎng)格后導(dǎo)入Ansys生成模態(tài)中性文件，并在Adams中替換相應(yīng)的剛性部件。再添加約束以及邊界條件即可得到發(fā)電機(jī)組的虛擬樣機(jī)模型［6］，如圖4所示。虛擬樣機(jī)的詳細(xì)構(gòu)建過程可參見文獻(xiàn) ［6］。虛擬樣機(jī)構(gòu)建完畢后，改變樣機(jī)的參數(shù)并依次仿真，就可以得到不同參數(shù)下軸系響應(yīng)曲線。

3.2 飛輪轉(zhuǎn)動慣量的影響

為研究飛輪轉(zhuǎn)動慣量對軸系響應(yīng)的影響，本文對不同轉(zhuǎn)動飛輪轉(zhuǎn)動慣量下的虛擬樣機(jī)模型依次進(jìn)行仿真，得到聯(lián)軸器處扭矩和扭轉(zhuǎn)角如圖5和圖6所示。從圖5中可以看出，在t1時刻以前，聯(lián)軸器扭矩幅值動慣量的變化不大;而在t1時刻以后由于受到脈沖扭矩影響，隨著飛輪轉(zhuǎn)動慣量的增加，聯(lián)軸器所受扭矩的幅值上升;同時軸系的振動周期也隨著轉(zhuǎn)動慣量的增大而增大。在扭轉(zhuǎn)剛度不變的情況下，聯(lián)軸器的扭矩與扭轉(zhuǎn)角成正比關(guān)系，因此飛輪轉(zhuǎn)動慣量對聯(lián)軸器扭轉(zhuǎn)角和扭矩的影響有相同的變化趨勢。

圖5 飛輪轉(zhuǎn)動慣量對聯(lián)軸器扭矩的影響Fig.5 Torque on coupling influenced by flywheel inertia

圖6 飛輪轉(zhuǎn)動慣量對聯(lián)軸器扭轉(zhuǎn)角的影響Fig.6 Torsional angle of coupling influenced by flywheel inertia

3.3 高彈性聯(lián)軸器扭轉(zhuǎn)剛度的影響

圖7和圖8反映了軸器扭轉(zhuǎn)剛度對聯(lián)軸器扭矩和扭轉(zhuǎn)角的影響。從圖7可以看出，在t1時刻前，即僅受柴油機(jī)輸出扭矩作用下，聯(lián)軸器所受扭矩幅值隨著聯(lián)軸器剛度的減小而減小，而脈沖負(fù)載的加入對聯(lián)軸器所受扭矩幅值的影響不大。從圖8可以看出，聯(lián)軸器扭轉(zhuǎn)角幅值隨著其剛度的減小而增加，特別是在脈沖負(fù)載下，這種變化趨勢更加明顯。

4 結(jié)語

通過理論分析和虛擬樣機(jī)仿真分析可以得到如下結(jié)論:

1)理論分析模型和虛擬樣機(jī)仿真模型結(jié)論較為一致，驗(yàn)證了模型的正確性;

2)在柴油機(jī)輸出扭矩作用的情況下，彈性聯(lián)軸器所受扭矩幅值主要由其動力放大系數(shù)決定，飛輪轉(zhuǎn)動慣量對其影響不大，減小聯(lián)軸器剛度值可以減小扭矩幅值，但會加大扭轉(zhuǎn)角幅值［6］;

3)在脈沖負(fù)載下，彈性聯(lián)軸器所受扭矩幅值隨飛輪轉(zhuǎn)動慣量的增加而迅速加大，與聯(lián)軸器剛度值關(guān)系不大;

4)通過改變飛輪轉(zhuǎn)動慣量與聯(lián)軸器剛度值可以調(diào)節(jié)機(jī)組軸系振動頻率。

通過以上分析可以為機(jī)組后續(xù)的優(yōu)化設(shè)計提供有力的依據(jù)。

［1］袁利國，曾凡明，邢廣笑.脈沖負(fù)載柴油發(fā)電機(jī)組的FBS模型設(shè)計及試驗(yàn)研究［J］.海軍工程大學(xué)學(xué)報，2010，22(5):80-85.YUAN Li-guo，ZENG Fan-ming，XING Guang-xiao.FBS model design and test of diesel generating set under pulsed load［J］.Journal of Naval University of Engineering，2010，22(5):80-85.

［2］袁利國，曾凡明，沈兵，等.脈沖負(fù)載柴油發(fā)電機(jī)組的設(shè)計及試驗(yàn)研究［J］.武漢理工大學(xué)學(xué)報(交通科學(xué)與工程版)，2010，34(4):158-161.YUAN Li-guo，ZENG Fan-ming，SHEN Bing，et al.Design and test research on diesel generating set under pulsed load［J］.Journal of Wuhan University of Technology(Transportation Science ＆ Engineering)，2010，34(4):158-161.

［3］李曉雷.機(jī)械振動基礎(chǔ)［M］.北京:北京理工大學(xué)出版社，1996.

［4］李和言，馬彪，陳漫.彈性聯(lián)軸器對柴油機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩不均勻性衰減研究［J］.機(jī)械設(shè)計，2002，9(9):29-33.LI He-yan，MA Biao，CHEN Man.Study on nonuniformity degradation of output torsion of diesel engine affected by elastic coupling［J］.Journal of Machine Design，2002，9(9):29-33.

［5］陳國均，曾凡明.現(xiàn)代輪機(jī)工程［M］.長沙:國防科技大學(xué)出版社，2001.

［6］LI Tian-shui，ZENG Fan-ming，QIN Jiu-feng.Research on virtual prototyping technology for pulse diesel generator［C］.International Conference on Electric Information and Control Engineering，Lushan，China，April 2012.