蔣德松，王榮杰，王亦春，周春良

(1．集美大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院,福建 廈門(mén) 361021；2．福建省船舶與海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,福建 廈門(mén) 361021；3．哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

雙原動(dòng)機(jī)動(dòng)力裝置是由2種型式或不同功率的推進(jìn)裝置組成，通常情況下，在低速工況下工作時(shí)，由其中一臺(tái)原動(dòng)機(jī)單獨(dú)工作；而在高速直至全工況時(shí)，由另一臺(tái)高功率的原動(dòng)機(jī)單獨(dú)工作或兩個(gè)原動(dòng)機(jī)共同在線工作。雙原動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)負(fù)荷的動(dòng)力裝置比較適宜于負(fù)荷變化范圍大的動(dòng)力系統(tǒng)。如大型工程機(jī)械，艦船推進(jìn)等，也可以用于移動(dòng)應(yīng)急電站，以提高供電的可靠性[1-2]。自動(dòng)同步離合器作為雙原動(dòng)機(jī)動(dòng)力裝置中的常用的傳動(dòng)部件,其性能直接影響著系統(tǒng)的整體性能，自動(dòng)同步離合器在接入過(guò)程前期，要求阻尼油腔無(wú)阻尼力或者產(chǎn)生較小的阻尼力，這樣有利于提高切換過(guò)程的機(jī)動(dòng)性能。在自動(dòng)同步離合器的接入過(guò)程中，中間傳動(dòng)部件處于零阻尼狀態(tài),角加速度為正值，中間傳動(dòng)部件與動(dòng)力輸出部件之間就會(huì)產(chǎn)生過(guò)大的轉(zhuǎn)速差進(jìn)而在二者之間產(chǎn)生劇烈的結(jié)合碰撞，在接入運(yùn)動(dòng)的后期，即后5 mm，液壓阻尼油腔產(chǎn)生較大的阻尼力，有效的緩解了中間傳動(dòng)部件與動(dòng)力輸出部件之間的結(jié)合碰撞力，從而避免損壞離合器；另一方面，對(duì)處于脫離運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的自動(dòng)同步離合器來(lái)說(shuō)，為防止很小的轉(zhuǎn)速差就產(chǎn)生脫開(kāi)運(yùn)動(dòng)，在脫開(kāi)動(dòng)作的前段，液壓阻尼油腔產(chǎn)生的駐退阻尼可以防止離合器產(chǎn)生頻繁的脫開(kāi)和接入動(dòng)作，現(xiàn)有的條件下，通過(guò)人工更換阻尼螺栓這個(gè)配件可以調(diào)整阻尼力的大小[3-6]。

本文在雙原動(dòng)機(jī)(以柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)雙原動(dòng)機(jī)為例)及傳動(dòng)部件的仿真平臺(tái)上通過(guò)改變柴油機(jī)的控制規(guī)律(調(diào)速器的PID控制參數(shù))，在恒阻尼條件下就改變工作模式切換過(guò)程的時(shí)間參數(shù)進(jìn)行可行性分析，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較研究。

1 原動(dòng)機(jī)數(shù)學(xué)模型

增壓中冷柴油機(jī)的數(shù)學(xué)模型由以下6個(gè)部分組成[7]：

1)柴油機(jī)本體模型為:

(1)

式中：q為供油量波動(dòng)系數(shù)；φ為柴油機(jī)曲軸角速度波動(dòng)系數(shù)；ρ為增壓壓力變化；αn為耗能參數(shù)；k為系統(tǒng)結(jié)構(gòu)系數(shù)；T為加速時(shí)間；θ1為增壓壓力增益；θ2為負(fù)荷裝置調(diào)整增益。

2)增壓器數(shù)學(xué)模型為：

(2)

式中：ξ為無(wú)量綱的渦輪入口壓力變化；θq和θρ為無(wú)量綱放大系數(shù)，表示循環(huán)供油量和增壓壓力的波動(dòng)對(duì)渦輪增壓器的影響參數(shù)；φK為無(wú)量綱的增壓器轉(zhuǎn)子角速度改變；TK為速度調(diào)整時(shí)間；KK為渦輪增壓器的自平衡因子。

3)柴油機(jī)進(jìn)氣數(shù)學(xué)模型描述為：

kBρ=φK-θBφ

(3)

式中：kB為進(jìn)氣管自平衡無(wú)量綱因子；θB為發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸角速度無(wú)量綱增益。

4)柴油機(jī)排氣單元數(shù)學(xué)模型為：

krξ=φ+θrρ-θGq

(4)

式中：kr為排氣管自平衡無(wú)量綱系數(shù)；θr為增壓壓力放大系數(shù)；θG為循環(huán)供油量增益。

5)供油系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型為：

kqq=x

(5)

式中：x為無(wú)量綱的曲軸角速度變化；kq為供油位置參數(shù)。

綜合上述部件模型得到二階線性非齊次微分方程：

(6)

式中系數(shù)由柴油機(jī)及增壓器的靜態(tài)特性來(lái)確定。在Matlab/Simulink環(huán)境中得到柴油機(jī)的數(shù)學(xué)模型[8-9]。模型表達(dá)了柴油機(jī)及增壓器各部件仿真模塊的連接以及相互之間的參數(shù)聯(lián)系。

6)調(diào)速器數(shù)學(xué)模型描述為：轉(zhuǎn)速測(cè)量值和設(shè)定值形成的轉(zhuǎn)速差信號(hào)作為比例積分微分調(diào)節(jié)器的輸入?yún)?shù)，經(jīng)功率放大模塊驅(qū)動(dòng)執(zhí)行單元為：

(7)

式中：Kp為增益；Ti為積分環(huán)節(jié)時(shí)間參數(shù)；Td為微分環(huán)節(jié)時(shí)間參數(shù)。

電磁驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)是執(zhí)行單元主要組成部分，其作用是用來(lái)把控制器控制的輸出信號(hào)線性變換為油門(mén)位置。其工作原理是驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)和彈簧彈力的力學(xué)平衡，執(zhí)行器單元的數(shù)學(xué)模型經(jīng)拉普拉斯變換后表示為：

(8)

式中b1、b2、b3為結(jié)構(gòu)參數(shù)。

調(diào)速器的仿真模型如圖1所示，模型中調(diào)速器根據(jù)轉(zhuǎn)速差及負(fù)荷修正，通過(guò)PID算法來(lái)控制齒桿的位置，從而控制油門(mén)的大小。圖中設(shè)定轉(zhuǎn)速和初始轉(zhuǎn)速由控制單元產(chǎn)生。

圖1 電子調(diào)速器仿真模型Fig.1 Simulation model of electronic governor

由于聯(lián)合動(dòng)力裝置實(shí)驗(yàn)臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)采用的是定轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系統(tǒng)，被調(diào)量只有1個(gè)，即燃油流量Gf。鑒于該燃機(jī)的特點(diǎn)，轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)范圍小，在額定負(fù)荷下，變速齒輪箱輸出轉(zhuǎn)速為1 500 r/min。經(jīng)多次實(shí)驗(yàn)得出燃機(jī)具有4%的靜態(tài)下垂特性。通過(guò)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)器的改造，使燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)可以在小范圍內(nèi)調(diào)速。對(duì)于調(diào)節(jié)后的燃機(jī)轉(zhuǎn)速和功率的關(guān)系，可以認(rèn)為是線性的，尤其在驅(qū)動(dòng)模式轉(zhuǎn)換過(guò)程中，燃機(jī)在較低負(fù)荷的運(yùn)行狀態(tài)更是如此。其靜態(tài)下垂特性可表示為：

ng=ng0-60Ng/220.5

(9)

式中：ng、ng0分別為加負(fù)荷后轉(zhuǎn)速和無(wú)負(fù)荷時(shí)轉(zhuǎn)速；Ng為功率。

切換過(guò)程距離燃機(jī)運(yùn)行的危險(xiǎn)邊界較遠(yuǎn)，因此考慮其功率、轉(zhuǎn)速的動(dòng)態(tài)變化過(guò)程，對(duì)其他如壓氣機(jī)出口溫度和壓力、渦輪排氣溫度等在仿真中不作計(jì)算。建立燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)速控制模型，如圖2所示。

圖2 燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)速控制模型Fig.2 Gas turbine speed control model

2 基于FLANN-PSO的傳動(dòng)裝置非線性動(dòng)態(tài)系統(tǒng)辨識(shí)

自動(dòng)同步離合器仿真模型中，輸入?yún)?shù)為主動(dòng)部件轉(zhuǎn)速，從動(dòng)部件的轉(zhuǎn)速以及主動(dòng)部件的力矩，輸出則為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速信號(hào)和自動(dòng)同步離合器狀態(tài)參數(shù)。當(dāng)主動(dòng)部件和從動(dòng)輸出部件之間的轉(zhuǎn)速差大于一定值時(shí)自動(dòng)同步離合器接入，反之自動(dòng)同步離合器脫開(kāi)。離合器的完全接入或脫開(kāi)之間存在一個(gè)滯后環(huán)節(jié)，同時(shí)，模型中對(duì)離合器的負(fù)載扭矩區(qū)間作了限值，設(shè)計(jì)的扭矩峰值為工作值的1.1倍，最小扭矩工作值的0.9倍，這2個(gè)參數(shù)可以調(diào)整[10-12]。為了簡(jiǎn)化辨識(shí)模型和減少運(yùn)算工作量，本文基于函數(shù)鏈神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)(functional link artificial neural networks，F(xiàn)LANN)和粒子群優(yōu)化算法(particle swarm optimization，PSO)，構(gòu)建一種非線性動(dòng)態(tài)系統(tǒng)自適應(yīng)辨識(shí)方法，辨識(shí)過(guò)程中，具有三角函數(shù)特征的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)用來(lái)逼近系統(tǒng)，而粒子群算法主要用于訓(xùn)練，獲得與函數(shù)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)中各個(gè)三角函數(shù)相對(duì)應(yīng)的權(quán)值，以達(dá)到系統(tǒng)辨識(shí)的目的。非線性動(dòng)態(tài)裝置自適應(yīng)辨識(shí)模型如文獻(xiàn)[13]所示[13]。

系統(tǒng)辨識(shí)的模型在(k+1)時(shí)刻的輸出為：

(10)

式中：f和g分別表示函數(shù)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)的前饋和反饋部分，其權(quán)值由粒子群算法來(lái)獲取，輸入x(k)經(jīng)非線性擴(kuò)展為：

φ(k)=[φ0(k),φ1(k),φ2(k),…,φ2n-1(k),φ2n(k)]T

(11)

其中：

(12)

由此可看出，擴(kuò)展后三角函數(shù)有n項(xiàng)，還有1項(xiàng)(首項(xiàng))為單位輸入，由此可得到輸入向量含有(2n+

1)個(gè)分量。設(shè)式(11)和式(12)中在第k時(shí)刻輸入向量的權(quán)值為：

W1(k)=[w10(k),w11(k),w12(k),…,

w1,2n-1(k),w1,2n(k)]T

(13)

式(10)中第1部分的輸出估計(jì)值為：

(14)

式(10)中第2部分輸出估計(jì)值也由式(12)得到：

(15)

其中：

W2(k)=[w20(k),w21(k),w22(k),…,

w2,2n-1(k),w2,2n(k)]T

(16)

φ(k)=[φ0(k),φ1(k),φ2(k),…,

φ2n-1(k),φ2n(k)]T

(17)

即：

(18)

圖3所示模型的輸出估計(jì)值為：

圖3 非線性動(dòng)態(tài)裝置自適應(yīng)模型Fig.3 Adaptive model of nonlinear dynamic device

(19)

粒子群算法是一種基于種群的隨機(jī)優(yōu)化技術(shù)[14]，在優(yōu)化求解的時(shí)候，首先尋求空間內(nèi)隨機(jī)初始化粒子，每個(gè)粒子都有自己的位置和速度參數(shù)，同時(shí)含有與被優(yōu)化函數(shù)相關(guān)的適應(yīng)值。在迭代過(guò)程中通過(guò)參數(shù)匹配的程序來(lái)實(shí)現(xiàn)自我更新，并評(píng)價(jià)新的適應(yīng)函數(shù)值，適應(yīng)函數(shù)值可由下式計(jì)算得到：

(20)

3 仿真計(jì)算及實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

柴油機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)攜帶各自的自動(dòng)同步離合器通過(guò)傳動(dòng)系統(tǒng)與電渦流測(cè)功器相聯(lián)接，為減少自動(dòng)同步離合器的結(jié)合碰撞帶來(lái)的實(shí)驗(yàn)風(fēng)險(xiǎn)，電渦流測(cè)功器把負(fù)荷設(shè)置在較低的區(qū)間。部分實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4所示，該實(shí)驗(yàn)結(jié)果是在200 N·m負(fù)荷不同阻尼孔0、2.5以及4 mm阻尼孔條件下獲取的。

圖4 動(dòng)力切換實(shí)驗(yàn)在200 N·m負(fù)荷不同阻尼孔條件下的時(shí)間參數(shù)Fig.4 Time parameters of power switching experiment with different damper hole condition under load 200 N·m

圖4中3組數(shù)據(jù)分別顯示了200 N·m負(fù)荷不同阻尼孔條件下的時(shí)間參數(shù)，每組數(shù)據(jù)有2部分。上部分顯示動(dòng)力由燃?xì)廨啓C(jī)到柴油機(jī)切換柴油機(jī)端自動(dòng)同步離合器接入過(guò)程曲線；下部分顯示動(dòng)力由燃?xì)廨啓C(jī)到柴油機(jī)切換燃?xì)廨啓C(jī)端自動(dòng)同步離合器脫開(kāi)過(guò)程曲線。接入時(shí)間的試驗(yàn)結(jié)果分別為0.37、0.29和0.26 s。

自動(dòng)同步離合器的配件中準(zhǔn)備了3種阻尼螺栓即0、2.5以及4 mm這3種規(guī)格，仿真計(jì)算中模型采用0 mm的阻尼螺栓，在200 N·m負(fù)荷條件下調(diào)節(jié)柴油機(jī)的控制器即圖1電子調(diào)速器模型的PID控制模塊的參數(shù)(用調(diào)節(jié)方程描述，記為調(diào)節(jié)方程1,調(diào)節(jié)方程2,調(diào)節(jié)方程3)圖5分別顯示出了相同工況在3種不同調(diào)節(jié)方程控制下的切換時(shí)間參數(shù)中的接入時(shí)間。柴油機(jī)端分別為0.38、0.28和0.26 s(經(jīng)過(guò)四舍五入得到)，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

圖5 不同調(diào)節(jié)方程控制作用下的接入時(shí)間Fig.5 Meshing time controlled by different governing equations

從仿真結(jié)果可以看出，以負(fù)荷200 N·m負(fù)荷為例，為了免除了更換阻尼螺栓的工作，2.5和4 mm阻尼孔條件下的接入時(shí)間,可以通過(guò)改變調(diào)節(jié)方程在0 mm阻尼孔條件下獲取。同時(shí)有理由推斷在系統(tǒng)穩(wěn)定以及傳動(dòng)系統(tǒng)強(qiáng)度能承受接入碰撞力的前提下，接入時(shí)間可以在相應(yīng)的時(shí)間段內(nèi)連續(xù)可控。大量的實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示阻尼孔從0～4 mm在高負(fù)荷下,接入時(shí)間的改變非常微小。如圖6所示分別顯示了0、2.5以及4 mm阻尼孔條件下接入時(shí)間隨負(fù)荷的改變情況。

圖6 動(dòng)力切換實(shí)驗(yàn)中接入時(shí)間隨負(fù)荷的變化Fig.6 Change of meshing time with load in power switching experiment

實(shí)驗(yàn)中的阻尼改變是有限的，在模型平臺(tái)上通過(guò)連續(xù)的仿真發(fā)現(xiàn)當(dāng)阻尼孔大于3.4 mm(接近)時(shí)高負(fù)荷下接入時(shí)間基本不發(fā)生改變。高負(fù)荷大阻尼孔的條件下自動(dòng)同步離合器的阻尼油腔呈現(xiàn)較強(qiáng)的滯后性，其本質(zhì)和定量關(guān)系值得作深入的研究。動(dòng)力切換發(fā)生的環(huán)境大部分在低負(fù)荷下[14-18]。

4 結(jié)論

1)建立了原動(dòng)機(jī)的模型，考慮傳動(dòng)系統(tǒng)特別是自動(dòng)同步離合器的時(shí)滯性和非線性，基于FLANN-PSO實(shí)現(xiàn)了傳動(dòng)裝置非線性動(dòng)態(tài)系統(tǒng)辨識(shí)，為系統(tǒng)仿真提供了研究基礎(chǔ)。

2)通過(guò)控制程序修改控制參數(shù)比更換傳動(dòng)系統(tǒng)的實(shí)體部件更方便快捷。論證了恒阻尼控制的可行性，同時(shí)對(duì)高負(fù)荷下的系統(tǒng)滯后特性進(jìn)行了初步分析，為該類(lèi)型動(dòng)力裝置傳動(dòng)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供了參考。

不足之處在于，未能通過(guò)實(shí)驗(yàn)獲得各種工況狀態(tài)下的切換過(guò)程的時(shí)間參數(shù)，更好的完成仿真結(jié)論的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。可以通過(guò)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步修正控制參數(shù)，以實(shí)現(xiàn)不同狀態(tài)下切換動(dòng)作的參數(shù)自動(dòng)在線識(shí)別以及控制參數(shù)的自主設(shè)定。