黃斌，呂幫俊，向前，彭利坤

1海軍工程大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院，湖北武漢430033

2武昌工學(xué)院計(jì)算機(jī)工程系，湖北武漢430065

0 引 言

艦船柴燃聯(lián)合動(dòng)力裝置（CODOG）有2種運(yùn)行模式：一是正常運(yùn)行模式，即巡航時(shí)采用雙軸柴油機(jī)推進(jìn)，高速時(shí)采用雙軸燃?xì)廨啓C(jī)推進(jìn)；二是非正常運(yùn)行模式，即采取單軸柴油機(jī)推進(jìn)、單軸燃?xì)廨啓C(jī)推進(jìn)或雙軸一臺(tái)柴油機(jī)一臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)（以下稱“一柴一燃”）非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)。鑒于艦船使命任務(wù)的特點(diǎn)，日常訓(xùn)練中動(dòng)力裝置使用頻繁，且強(qiáng)度大、故障率高，或因作戰(zhàn)破損導(dǎo)致發(fā)生故障，故經(jīng)常會(huì)啟用非正常運(yùn)行模式，這也是軍艦與民船最顯著的差別之一。

在艦船發(fā)生作戰(zhàn)破損或故障的情況下，對(duì)于非正常運(yùn)行模式使用的調(diào)距槳（CPP）螺距和主機(jī)轉(zhuǎn)速匹配的聯(lián)控曲線，設(shè)計(jì)部門一般無法提供，而是由軍方自行研究。文獻(xiàn)［1］對(duì)某四機(jī)雙槳全柴（CODAD）推進(jìn)系統(tǒng)的單機(jī)和三機(jī)工作制進(jìn)行了研究，提出了相應(yīng)的“一機(jī)一槳”聯(lián)控曲線，取得了較好的效果。而對(duì)于CODOG推進(jìn)系統(tǒng)，由于主機(jī)采用柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)2種不同的機(jī)型，所以在非正常運(yùn)行模式下，通常采取如下方式：低速時(shí)使用柴油機(jī)單軸推進(jìn)，中速時(shí)使用燃?xì)廨啓C(jī)單軸推進(jìn)，高速時(shí)使用一柴一燃工作的非對(duì)稱主機(jī)雙軸推進(jìn)方式；若某臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)生故障或失效而又要求高速航行時(shí)，則必須采用一柴一燃非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)模式。雖然燃?xì)廨啓C(jī)單軸推進(jìn)也能保證艦船以較高的航速航行，但此時(shí)不僅有另一軸的拖槳阻力，還存在偏航修正航向產(chǎn)生的舵附加阻力，而且中、高速航行時(shí)產(chǎn)生的拖槳阻力和舵附加阻力均較大。對(duì)于一柴一燃非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)模式，它不僅可消除另一軸的拖槳阻力，還可減小舵附加阻力，最主要的是它還有另一軸的柴油機(jī)可提供額外的推進(jìn)功率，故在上述情況下可確保一柴一燃非對(duì)稱推進(jìn)主機(jī)模式所獲得的航速好于燃?xì)廨啓C(jī)單軸航行所獲得的航速。而有關(guān)一柴一燃非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)模式的研究在國(guó)內(nèi)尚屬首次。

本文將對(duì)CODOG動(dòng)力裝置的非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)工作制進(jìn)行研究，通過建立CODOG推進(jìn)系統(tǒng)仿真模型，計(jì)算一種柴、燃非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)模式的最佳“機(jī)—槳”匹配性能，其結(jié)果可為CODOG動(dòng)力裝置在此運(yùn)行模式下制定應(yīng)急工作制提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

圖1所示為本文研究的某四機(jī)雙槳推進(jìn)系統(tǒng)，包括2套對(duì)稱的CODOG動(dòng)力裝置結(jié)構(gòu)（左、右舷布置）。按照模塊化建模思想［2-3］，首先建立CODOG推進(jìn)系統(tǒng)各部件的數(shù)學(xué)模型，然后運(yùn)用Simulink仿真軟件建立各部件對(duì)應(yīng)的模型，并進(jìn)行封裝。最后，根據(jù)各部件模塊之間的運(yùn)行參數(shù)和力參數(shù)的關(guān)聯(lián)，將其集成為CODOG推進(jìn)系統(tǒng)的整體仿真模型。

1.1 柴油機(jī)仿真模型

柴油機(jī)仿真模型包括3個(gè)部分［4-5］：柴油機(jī)調(diào)速器模型、柴油機(jī)功率—力矩計(jì)算模型和柴油機(jī)負(fù)荷限制模型。柴油機(jī)功率—力矩計(jì)算模型的依據(jù)是臺(tái)架實(shí)驗(yàn)得到的若干條對(duì)應(yīng)于不同燃油齒桿位置的外特性曲線。通過BP人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)［2］對(duì)該曲線族進(jìn)行插值擴(kuò)充，從而實(shí)現(xiàn)無級(jí)調(diào)速。臺(tái)架實(shí)驗(yàn)得到的柴油機(jī)外特性曲線以及BP人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)插值擴(kuò)充結(jié)果如圖2所示。圖中，“△”表示臺(tái)架實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，“實(shí)線”表示對(duì)實(shí)驗(yàn)已有的燃油齒桿位置外特性曲線的延伸，“虛線”表示對(duì)未知燃油齒桿位置外特性曲線的預(yù)報(bào)。由圖可見，利用BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法建立的柴油機(jī)外特性仿真模型，不僅能準(zhǔn)確地對(duì)原有外特性曲線進(jìn)行延伸，而且還能較好地對(duì)未知燃油齒桿位置對(duì)應(yīng)的外特性曲線進(jìn)行預(yù)報(bào)［6］。通過該方法建立的柴油機(jī)功率計(jì)算模型表示為

式中：PD為柴油機(jī)功率，kW；nD為柴油機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min；LD為燃油齒桿的位置，mm。根據(jù)柴油機(jī)力矩、功率和轉(zhuǎn)速三者之間的關(guān)系，可以得到柴油機(jī)的輸出力矩。

柴油機(jī)工作時(shí)，通過調(diào)速器對(duì)燃油齒桿的位置進(jìn)行調(diào)整，使柴油機(jī)的實(shí)際轉(zhuǎn)速與設(shè)定轉(zhuǎn)速保持一致。當(dāng)過大的負(fù)載使柴油機(jī)輸出功率超過最大值時(shí)，柴油機(jī)出現(xiàn)超負(fù)荷現(xiàn)象。為防止出現(xiàn)此情況，采用最大負(fù)荷限制曲線（Load Limited Line，LLL）對(duì)柴油機(jī)外特性曲線進(jìn)行限制。柴油機(jī)調(diào)速器模型采用PI控制器來實(shí)現(xiàn)［3-4］，調(diào)速器數(shù)學(xué)模型表示為

式中：U(t)為調(diào)速器輸出，即柴油機(jī)齒桿的位置；e(t)為柴油機(jī)設(shè)定轉(zhuǎn)速與實(shí)際轉(zhuǎn)速之間的差值；Kp為比例系數(shù)；Ti為積分時(shí)間常數(shù)。其中，Kp和Ti根據(jù)經(jīng)典的ZN方法得到。

1.2 燃?xì)廨啓C(jī)仿真模型

燃?xì)廨啓C(jī)仿真模型包括3個(gè)部分：燃?xì)廨啓C(jī)燃油流量控制器模型、燃?xì)廨啓C(jī)功率—力矩計(jì)算模型和燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷限制模型。根據(jù)燃?xì)廨啓C(jī)平均外特性曲線，可得到輸出功率PG與動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)速nG和燃油量Gf之間的關(guān)系為PG=f(nG,Gf)，然后得到輸出扭矩MG、輸出功率PG和動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)速nG之間的關(guān)系為MG=f(nG,PG)。外特性曲線不僅可以全面表征燃?xì)廨啓C(jī)的變工況性能，還可分析燃?xì)廨啓C(jī)對(duì)各種負(fù)荷的適應(yīng)性和預(yù)報(bào)各種變工況性能。采用BP人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)的平均外特性插值擴(kuò)充結(jié)果如圖3所示。圖中，“實(shí)線”為原實(shí)驗(yàn)得到的外特性曲線，“虛線”為對(duì)未知燃油流量時(shí)的外特性曲線預(yù)報(bào)結(jié)果。

燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷限制模型和燃油流量控制器模型與柴油機(jī)類似。需要說明的是，燃?xì)廨啓C(jī)動(dòng)力渦輪的轉(zhuǎn)速實(shí)際運(yùn)行時(shí)是圍繞某個(gè)平均值上、下波動(dòng)的，本文在仿真計(jì)算時(shí)取其平均值。

1.3 調(diào)距槳仿真模型

調(diào)距槳仿真模型包括2個(gè)部分：調(diào)距槳推力和力矩計(jì)算模型、船體伴流對(duì)調(diào)距槳的影響模型。由于有關(guān)該調(diào)距槳敞水實(shí)驗(yàn)的數(shù)據(jù)較少，難以滿足仿真計(jì)算的要求，故本文采用敞水實(shí)驗(yàn)與數(shù)值預(yù)報(bào)相結(jié)合的方法獲得該調(diào)距槳的完整敞水特性。調(diào)距槳的敞水特性數(shù)值預(yù)報(bào)采用雷諾時(shí)均（RANS）方法，按照幾何建模、計(jì)算網(wǎng)格劃分和RANS方程離散、迭代求解的步驟，對(duì)該調(diào)距槳的敞水性能進(jìn)行數(shù)值預(yù)報(bào)。設(shè)計(jì)螺距時(shí)，對(duì)調(diào)距槳推力系數(shù)KT和力矩系數(shù)KQ的數(shù)值預(yù)報(bào)結(jié)果與敞水實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較，如圖4所示。圖中，J為調(diào)距槳進(jìn)速系數(shù)。由圖可見，數(shù)值預(yù)報(bào)與敞水實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

采用RANS方法對(duì)該調(diào)距槳螺距由零螺距變化至最大螺距時(shí)的敞水性能進(jìn)行了計(jì)算。計(jì)算中，螺距變化間隔取為0.2，J由-1.1變化至1.3，數(shù)值預(yù)報(bào)結(jié)果如圖5所示。圖中10條曲線是調(diào)距槳10個(gè)不同螺距比時(shí)推力和力矩的特性曲線，箭頭所指的是0螺距時(shí)的力矩特性。本文將船體伴流形成的調(diào)距槳非均勻進(jìn)流對(duì)其水動(dòng)力性能的影響簡(jiǎn)化為了推力減額和伴流系數(shù)，二者均由實(shí)驗(yàn)獲得。

1.4 傳動(dòng)系統(tǒng)仿真模型

傳動(dòng)系統(tǒng)仿真模型主要包括3個(gè)部分：軸系仿真模型、減速齒輪箱仿真模型和液力偶合器仿真模型。軸系仿真模型主要包括軸系摩擦損失和轉(zhuǎn)動(dòng)動(dòng)力學(xué)模型，該模型用于計(jì)算艉軸轉(zhuǎn)速（調(diào)距槳轉(zhuǎn)速）。減速齒輪箱仿真模型包括減速比和齒輪箱摩擦損失，該摩擦損失和齒輪箱的輸入功率與轉(zhuǎn)速有關(guān)。有關(guān)軸系和減速齒輪箱摩擦功率損失的建模方法詳見文獻(xiàn)［5］。液力偶合器仿真模型根據(jù)廠商提供的部分通用外特性曲線數(shù)據(jù)，利用BP人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)結(jié)合機(jī)理建模方法得到［5］。

1.5 船體及舵水動(dòng)力模型

有關(guān)船體阻力隨航速變化的關(guān)系以及舵升力和阻力隨舵角及航速變化的關(guān)系均由該型艦船的設(shè)計(jì)部門提供。之所以要建立舵水動(dòng)力模型，是因?yàn)樵谝徊褚蝗挤菍?duì)稱推進(jìn)模式下，2部螺旋槳的推力一般不相等，此時(shí)需要轉(zhuǎn)舵以維持原航向。本文利用PI控制器對(duì)舵角進(jìn)行計(jì)算，從而獲得舵的附加阻力。

1.6 CODOG仿真模型集成

建立了上述各部件的仿真模型后，根據(jù)各部件之間運(yùn)行參數(shù)和力參數(shù)之間的關(guān)系，得到CODOG動(dòng)力裝置的仿真模型［7-8］如圖6所示。圖中僅示出了其中一個(gè)舷側(cè)的結(jié)構(gòu)，另一舷側(cè)的結(jié)構(gòu)與其相同。該仿真模型的輸入為主機(jī)轉(zhuǎn)速和調(diào)距槳螺距。

2 仿真模型校驗(yàn)與分析

本文采用變步長(zhǎng)、四階龍格—庫塔法對(duì)仿真模型進(jìn)行了求解。為了對(duì)仿真模型的精度進(jìn)行校驗(yàn)，主要選擇航速、主機(jī)功率和軸功率3項(xiàng)指標(biāo)作為模型的校驗(yàn)數(shù)據(jù)。本文校驗(yàn)數(shù)據(jù)主要來自該型艦設(shè)計(jì)部門提供的相關(guān)快速性試驗(yàn)結(jié)果。

2.1 航 速

在不考慮風(fēng)浪和污底影響的情況下，分別對(duì)該型艦燃?xì)廨啓C(jī)和柴油機(jī)工況下的航速進(jìn)行校驗(yàn)，結(jié)果如表1、表2所示。本文中，燃?xì)廨啓C(jī)渦輪轉(zhuǎn)速、柴油機(jī)轉(zhuǎn)速和調(diào)距槳螺距均采用相對(duì)額定轉(zhuǎn)速螺距的百分比表示。表1為2臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行工況下的航速校驗(yàn)結(jié)果，在燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行工況下，航速的相對(duì)誤差均小于1%，航速絕對(duì)誤差也不超過0.1 kn。表2為2臺(tái)柴油機(jī)運(yùn)行工況下的航速校驗(yàn)結(jié)果，在柴油機(jī)運(yùn)行工況下，航速的相對(duì)誤差均小于1%，航速的最大絕對(duì)誤差也僅為0.1 kn。由此可見，仿真模型對(duì)于該型CODOG推進(jìn)系統(tǒng)航速的預(yù)報(bào)精度較高。

表1 2臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行工況下的仿真航速與設(shè)計(jì)部門提供航速的對(duì)比Table 1 Comparison of ship speed between simulation results and the data from design sector for two gas turbine operating condition

表2 2臺(tái)柴油機(jī)運(yùn)行工況下的仿真航速與設(shè)計(jì)部門提供航速的對(duì)比Table 2 Comparison of ship speed between simulation results and the data from design sector for two diesel operating condition

該設(shè)計(jì)部門還對(duì)某研究所提供的4，5，6級(jí)典型海況下的阻力增加情況，以及5%污底增阻和10%污底增阻這2種情況下的航速進(jìn)行了預(yù)報(bào)。由于艦船使用過程中的污底阻力沒有適合的計(jì)算方法，故本文根據(jù)實(shí)船使用情況，將污底阻力取為總阻力對(duì)應(yīng)的百分?jǐn)?shù)。因此，對(duì)于5%污底增阻情況，相當(dāng)于裸船體阻力增加5%；而對(duì)于10%污底增阻情況，則相當(dāng)于裸船體阻力增加10%。

本文分別對(duì)上述3個(gè)級(jí)別海況和2種污底情況下的航速進(jìn)行了仿真計(jì)算，并將所得結(jié)果與設(shè)計(jì)部門的預(yù)報(bào)值進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果如表3所示。由表可見，本文的仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)部門提供的航速預(yù)報(bào)值相當(dāng)接近，即在燃?xì)廨啓C(jī)和柴油機(jī)工況下，艦船航速的相對(duì)誤差均不超過1%。由此可見，仿真模型在各級(jí)海況和污底情況下對(duì)于該型艦船的航速預(yù)報(bào)精度均較高。

表3 各級(jí)海況和污底情況下的航速校驗(yàn)結(jié)果Table 3 Verification results of ship speed under different sea states and bifouling

2.2 軸功率和主機(jī)功率

采用設(shè)計(jì)部門提供的快速性試驗(yàn)結(jié)果中軸功率和主機(jī)功率的相關(guān)數(shù)據(jù)，分別對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)工況和柴油機(jī)工況的仿真模型進(jìn)行了校驗(yàn)，結(jié)果如表4和表5所示。

表4 2臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)工況下軸功率和燃?xì)廨啓C(jī)功率的校驗(yàn)結(jié)果Table 4 Verification results of shaft power and gas turbine power for two gas turbine operating condition

表5 2臺(tái)柴油機(jī)工況下軸功率和柴油機(jī)功率校驗(yàn)結(jié)果Table 5 Verification results of shaft power and diesel power for two diesel operating condition

由上可知，在燃?xì)廨啓C(jī)工況下，軸功率的相對(duì)誤差均小于3%，計(jì)算誤差不超過4%；在柴油機(jī)工況下，軸功率的相對(duì)誤差均小于3%，相對(duì)誤差不超過5%。由此可見，該模型在預(yù)報(bào)軸功率和主機(jī)功率的精度方面滿足工程需要。此外，由計(jì)算結(jié)果可知，對(duì)軸功率的預(yù)報(bào)均高于設(shè)計(jì)部門提供的值，而對(duì)主機(jī)功率的預(yù)報(bào)均小于設(shè)計(jì)部門提供的值。究其原因：傳動(dòng)系統(tǒng)的功率損失主要考慮齒輪箱、液力偶合器和軸系，而齒輪箱的功率損失由其效率體現(xiàn)；設(shè)計(jì)部門提供的效率值為設(shè)計(jì)值，顯然在非設(shè)計(jì)工況下計(jì)算得到的效率值偏高，導(dǎo)致齒輪箱的功率損失偏低；傳動(dòng)系統(tǒng)中布置有其他一些部件，如各種軸承、離合器等，因無相關(guān)數(shù)據(jù)，其損失也未予以考慮。綜合上述因素，所以出現(xiàn)了傳動(dòng)系統(tǒng)的損失預(yù)報(bào)值偏低的現(xiàn)象。

3 非對(duì)稱工況“機(jī)—槳”匹配分析

本文所提CODOG動(dòng)力裝置的正常工作制為：中、高速狀態(tài)下采用2臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)推進(jìn)，巡航狀態(tài)下采用2臺(tái)柴油機(jī)推進(jìn)。經(jīng)過比較，額定工況下燃?xì)廨啓C(jī)的功率約為柴油機(jī)功率的7倍，而從穩(wěn)態(tài)工作制中的功率比較看，燃?xì)廨啓C(jī)的功率均要遠(yuǎn)大于柴油機(jī)功率。因此，在一軸燃?xì)廨啓C(jī)、另一軸柴油機(jī)推進(jìn)的非對(duì)稱工況下，若仍要保持正常工況下的工作制（轉(zhuǎn)速和螺距設(shè)計(jì)點(diǎn)的值），則可能出現(xiàn)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷過大，而柴油機(jī)所在軸的調(diào)距槳進(jìn)入水渦輪工況，致使出現(xiàn)液力偶合器的渦輪轉(zhuǎn)速大于泵輪轉(zhuǎn)速的現(xiàn)象。為避免發(fā)生此類情況，可通過改變調(diào)距槳的螺距來調(diào)整2個(gè)軸的功率分配，使2臺(tái)主機(jī)均能提供推進(jìn)功率。

該推進(jìn)系統(tǒng)正常情況下的“機(jī)—槳”匹配如圖7（a）所示。圖中：橫坐標(biāo)為轉(zhuǎn)速n，縱坐標(biāo)為功率N；曲線1為燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷限制線，曲線2為柴油機(jī)負(fù)荷限制線，曲線3為設(shè)計(jì)工況下螺旋槳推進(jìn)特性曲線；A點(diǎn)為巡航航速下柴油機(jī)和調(diào)距槳的穩(wěn)態(tài)匹配點(diǎn)，B點(diǎn)為額定航速時(shí)燃?xì)廨啓C(jī)和調(diào)距槳的穩(wěn)態(tài)匹配點(diǎn)；NGH為燃?xì)廨啓C(jī)額定功率，NDH為柴油機(jī)額定功率；nDH為柴油機(jī)額定轉(zhuǎn)速，nGH為燃?xì)廨啓C(jī)額定轉(zhuǎn)速。

當(dāng)采用一軸柴油機(jī)推進(jìn)、另一軸燃?xì)廨啓C(jī)推進(jìn)模式后，若保持螺距不變，則圖7（a）中的“機(jī)—槳”匹配會(huì)發(fā)生變化。此時(shí)，相比于柴油機(jī)巡航工況，航速增加后，柴油機(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的進(jìn)速系數(shù)JD將增大，此時(shí)調(diào)距槳的推進(jìn)特性曲線將向下偏移，使得柴油機(jī)處于部分負(fù)荷，即輕載工作狀態(tài)；而相比于燃?xì)廨啓C(jī)高速工況，航速降低后燃?xì)廨啓C(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的進(jìn)速系數(shù)JG將減小，此時(shí)調(diào)距槳的推進(jìn)特性曲線將向上偏移，使得燃?xì)廨啓C(jī)處于超負(fù)荷狀態(tài)，如圖7（b）所示。圖中，柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)新的穩(wěn)態(tài)匹配點(diǎn)為A1點(diǎn)和B1點(diǎn)。顯然，此時(shí)柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)均沒有產(chǎn)生額定功率，但二者的原因不同，柴油機(jī)是由于處于輕載狀態(tài)而無法產(chǎn)生額定功率，而燃?xì)廨啓C(jī)則是由于處于超負(fù)荷狀態(tài)，并且動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)速也從原來的額定轉(zhuǎn)速nGH下降至一柴一燃推進(jìn)工況下燃?xì)廨啓C(jī)的轉(zhuǎn)速nG1。圖中其他參數(shù)符號(hào)：ND1為一柴一燃推進(jìn)工況柴油機(jī)功率；NG1為一柴一燃推進(jìn)工況燃?xì)廨啓C(jī)功率；nD1為一柴一燃推進(jìn)工況柴油機(jī)轉(zhuǎn)速。

在一柴一燃推進(jìn)模式下，若要柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)同時(shí)產(chǎn)生額定功率，必須改變2部調(diào)距槳的螺距。經(jīng)分析可知，當(dāng)改變一部調(diào)距槳的螺距時(shí)，2部螺旋槳的推進(jìn)特性曲線都會(huì)發(fā)生變化。因此，首先要保持燃?xì)廨啓C(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距為設(shè)計(jì)螺距不變，逐漸增加柴油機(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距。此時(shí)，2部螺旋槳的推進(jìn)特性曲線均朝著設(shè)計(jì)點(diǎn)位置變化。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)柴油機(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距變?yōu)樽畲舐菥鄷r(shí)，柴油機(jī)仍處于部分負(fù)荷工作狀態(tài)，而燃?xì)廨啓C(jī)則處于超負(fù)荷狀態(tài)。此時(shí)，保持柴油機(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距為最大螺距不變，逐漸降低燃?xì)廨啓C(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距。經(jīng)計(jì)算可知：當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距降低為設(shè)計(jì)螺距的88%時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)正好工作在額定狀態(tài)，而柴油機(jī)仍處于部分負(fù)荷工作狀態(tài)；若繼續(xù)降低燃?xì)廨啓C(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距，當(dāng)其降低為設(shè)計(jì)螺距的62%時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)處于部分負(fù)荷工作狀態(tài)，而柴油機(jī)正好工作在額定狀態(tài)。由此可見，在一柴一燃推進(jìn)模式下，柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)無法同時(shí)工作在額定狀態(tài)。

4 雙軸非對(duì)稱主機(jī)工作制研究

當(dāng)CODOG動(dòng)力裝置在戰(zhàn)損或故障狀態(tài)下出現(xiàn)一臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)失效的情況時(shí)，若仍要求保持艦船高航速，則需采用一柴一燃非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)模式。由分析可知，在該推進(jìn)模式下，2臺(tái)主機(jī)無法同時(shí)在額定工況下運(yùn)行。故此時(shí)有2種解決方案：第1種是燃?xì)廨啓C(jī)工作在額定工況，柴油機(jī)處于部分負(fù)荷工作狀態(tài)；第2種是柴油機(jī)工作在額定工況，燃?xì)廨啓C(jī)處于部分負(fù)荷工作狀態(tài)。由于在額定狀態(tài)下燃?xì)廨啓C(jī)的功率約為柴油機(jī)的7倍，若要在該非對(duì)稱推進(jìn)模式下保持艦船高航速，可采取第1種方案。具體措施是：首先將柴油機(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距設(shè)定為最大螺距，通過改變?nèi)細(xì)廨啓C(jī)所驅(qū)動(dòng)調(diào)距槳的螺距使燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行在額定工況（根據(jù)相關(guān)規(guī)范留有10%的功率儲(chǔ)備）。表6所示為留有10%功率儲(chǔ)備情況下對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)工作在額定工況時(shí)的仿真結(jié)果。表中，轉(zhuǎn)速、功率和航速數(shù)據(jù)均取為相對(duì)于額定值的百分比。

表6 燃?xì)廨啓C(jī)額定工況時(shí)的仿真結(jié)果Table 6 Simulation results when gas turbine operates at design condition

從仿真得到的2部調(diào)距槳的推力值可知，燃?xì)廨啓C(jī)驅(qū)動(dòng)的調(diào)距槳提供了艦船航行的大部分動(dòng)力，航速達(dá)到設(shè)計(jì)航速的84.4%。由計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行在額定工況并留有10%功率儲(chǔ)備時(shí)，最高航速可達(dá)到設(shè)計(jì)航速的84.4%。而在單臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)工況下，調(diào)整螺距使燃?xì)廨啓C(jī)工作在額定工況時(shí)，最高航速為設(shè)計(jì)航速的82.4%，單臺(tái)柴油機(jī)工況下的最高航速僅為設(shè)計(jì)航速的47%。由此可見，在主機(jī)發(fā)生故障同時(shí)又要求艦船保持高航速的情況下，一柴一燃非對(duì)稱應(yīng)急工作模式比單軸推進(jìn)的應(yīng)急工作模式更具有優(yōu)勢(shì)。

5 結(jié) 語

本文針對(duì)CODOG動(dòng)力裝置在單臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)可能因故障而無法運(yùn)行時(shí)的性能，提出了采用雙軸非對(duì)稱主機(jī)推進(jìn)的工作制作為應(yīng)急方法，以解決當(dāng)一臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)生故障時(shí)仍需保持艦船高航速推進(jìn)功能的保障問題。首先，根據(jù)模塊化概念構(gòu)建了某四機(jī)雙槳推進(jìn)艦船的CODOG動(dòng)力裝置數(shù)學(xué)模型，并在Simulink環(huán)境下集成為仿真模型，選擇航速、主機(jī)功率以及軸功率對(duì)仿真模型的精度進(jìn)行校驗(yàn)。

然后，對(duì)非對(duì)稱工況下柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)均工作在額定狀態(tài)時(shí)的可行性進(jìn)行了分析。通過“船—機(jī)—槳—舵”匹配分析與仿真，發(fā)現(xiàn)在非對(duì)稱工況下無法使柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)同時(shí)工作在額定狀態(tài)。

最后，對(duì)一柴—燃非對(duì)稱推進(jìn)工作制進(jìn)行了研究。結(jié)果表明，該工況下的最高航速可達(dá)到設(shè)計(jì)航速的84.4%，與單軸航行模式相比，該模式具有一定的優(yōu)越性。

國(guó)內(nèi)關(guān)于CODOG動(dòng)力裝置非正常工作制方面的文獻(xiàn)較少，大多集中在正常工作制范疇。從本文分析可見，在特殊情況下，非正常工作制的應(yīng)用仍有很大的潛力可挖。

［1］徐青，楊義順，忻元健，等.基于仿真的全柴聯(lián)合動(dòng)力裝置特殊工作制聯(lián)控曲線研究［J］.中國(guó)艦船研究，2012，7（6）：86-89，97.XU Q，YANG Y S，XIN Y J，et al.Integrated control curves of combined diesel power plant using numerical simulations［J］.Chinese Journal of Ship Research，2012，7（6）：86-89，97（in Chinese）.

［2］梁恩勝，劉文科，惠節(jié).船舶主推進(jìn)動(dòng)力裝置的發(fā)展趨勢(shì)探究［J］.科技創(chuàng)新與應(yīng)用，2016（36）：128.

［3］胡錦暉，胡大斌，何其偉.某型船舶動(dòng)力裝置建模及仿真［J］.大連海事大學(xué)學(xué)報(bào)，2015，41（2）：17-22.HU J H，HU D B，HE Q W.Modeling and simulation of a ship's power plant［J］.Journal of Dalian Maritime University，2015，41（2）：17-22（in Chinese）.

［4］何忠波，李國(guó)章，張培林，等.基于BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的柴油機(jī)調(diào)速特性和外特性統(tǒng)一建模［J］.軍械工程學(xué)院學(xué)報(bào)，2003，15（1）：20-24.HE Z B，LI G Z，ZHANG P L，et al.Uniform modeling for timing and external characteristics of diesel engine based on BP neural network［J］.Journal of Ordnance Engineering College，2003，15（1）：20-24（in Chinese）.

［5］王永生.全柴聯(lián)合動(dòng)力裝置穩(wěn)動(dòng)態(tài)特性和工作制研究［D］.武漢：華中科技大學(xué)，2005.WANG Y S.Research on steady-state and dynamic characteristics and operation scheme of combined diesel and diesel propulsion plant［D］.Wuhan：Huazhong University of Science&Technology，2005（in Chinese）.

［6］黃友銳，曲立國(guó).PID控制器參數(shù)整定與實(shí)現(xiàn)［M］.北京：科學(xué)出版社，2010.

［7］黃斌，王永生.MFC與Simulink的集成及其在噴水推進(jìn)船加速過程控制中的應(yīng)用［J］.上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，44（9）：1206-1210，1216.HUANG B，WANG Y S.Research on accelerating controlling method of waterjet-drived ship by integration of Simulink with MFC［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2010，44（9）：1206-1210，1216（in Chinese）.

［8］黃斌，王永生.船舶加速過程最優(yōu)機(jī)—槳聯(lián)控方法仿真研究［J］.四川大學(xué)學(xué)報(bào)（工程科學(xué)版），2011，43（增刊1）：246-251.HUANG B，WANG Y S.Study on simulation of the best engine-propeller associated control method of ship accelerating process［J］.Journal of Sichuan University（Engineering Science Edition），2011，43（Suppl 1）：246-251（in Chinese）.