船用大功率減速器封閉試驗臺加載裝置

王立權，安永東，孫榮華，安少軍

(哈爾濱工程大學 機電工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

目前，螺旋槳推進是船舶推進的主要形式，為獲得高的推進效率，螺旋槳正在向大直徑、低轉(zhuǎn)速方向發(fā)展，為此，需在高速柴油機作為主機的船舶中使用減速器進行減速增扭，以達到發(fā)動機與推進器的動力匹配.船舶用柴油機一般分為低速(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，必須通過減速器將柴油機的轉(zhuǎn)速降至最佳范圍.目前以中、高速柴油機作為主機的民用船舶都是使用單雙速或多速齒輪傳動裝置，所傳遞的功率從幾千瓦到幾萬千瓦以上，如6700TEU(南安普敦型)主機為12缸的蘇爾壽RTA96-C型柴油機(65.88 MW)、9000TEU 配置14缸的 RTA96-C 柴油機(80.08 MW)等［1-2］.

由于齒輪箱工作條件惡劣，為了保證傳動裝置可靠的技術性能，船用減速箱出廠前往往需要在實驗臺上做嚴格、大量的測試工作，以便檢查其效率、噪聲和振動、軸承和潤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，因而對實驗設備提出了新的要求和內(nèi)容，以往對傳動裝置(包括對元件、附件)進行動態(tài)負荷實驗所用的開式試驗臺，需要相當容量的原動機和測試機，動力全部消耗，對于疲勞耐久實驗來說能量消耗非常大，且隨著功率大幅度的提高，原動力與大容量的測功設備難以解決.電反饋封閉試驗臺，雖能節(jié)約50%左右的電能，但是電動機與發(fā)電機的功率至少與實驗齒輪箱的功率相當才行，所以需要相當容量的原動機、發(fā)電機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60% ～70%，且操作較復雜.而機械封閉試驗臺卻具有獨特良好性能以及較低的能耗而得到廣泛應用［1］.

機械封閉試驗臺中加載裝置是形成封閉功率流的重要部件，而對于船用大功率減速器的封閉試驗臺，如何設計出結構緊湊、振動小、能耗低且施載角無限的加載裝置就顯得尤為重要.本文針對船用大功率減速器設計了一種新型的串入式力矩加載裝置，并進行了能耗分析及動態(tài)加載試驗.

1 試驗臺加載裝置結構方案設計

1.1 加載裝置總體方案設計

機械封閉試驗臺通過加載裝置將力矩封閉在整個試驗臺中，再由小功率電機帶動試驗臺轉(zhuǎn)動，就形成了封閉功率流，以此來模仿減速器的實際工作狀態(tài)，然后測定傳動效率等參數(shù).試驗臺中被測減速器傳遞的力矩即負載是要靠加載裝置形成，其性能直接影響試驗臺的主要技術指標，而大功率減速器的封閉試驗臺中的加載裝置不僅要具有結構緊湊、轉(zhuǎn)子平衡、施載運動行程角無限和施載力矩穩(wěn)定等特點，同時還應具有在運轉(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］.

本文設計的加載裝置結構(如圖1所示)主要由集流環(huán)、永磁直流力矩電機和第1、2級減速機構組成.第1級減速機構是諧波齒輪機構，第2級減速機構是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及兩級減速機構均安裝在裝置的內(nèi)部，施載電機通過軸端的集流環(huán)得到電力，驅(qū)動1、2級減速機構轉(zhuǎn)動，進行施載，封閉端A與加載的外殼相連，而封閉端B與第2級減速機構輸出軸相連，通過兩級減速機構的減速增扭作用，可在封閉端A、B之間產(chǎn)生大力矩，再利用施載電機的鎖止機構，將力矩封閉在試驗臺中.試驗臺再由驅(qū)動電機通過驅(qū)動端JA帶動，以一定的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)動，便在試驗臺中的被測減速器中形成封閉功率，來模擬減速器的實際運行狀況.所設計的加載裝置可用在圖2(a)所示的同側平行傳動的封閉試驗臺中，通過對封閉端A、B的結構修改也可用在圖2(b)所示的同側同心傳動的閉試驗臺中.

圖1 加載裝置整體結構Fig.1 The overall structure of lading device

圖2 試驗臺結構組成Fig.2 Test-bed structures

封閉試驗臺中的被測減速器和陪試減速器結構完全相同，加載裝置以串入的方式接入到試驗臺中，2個封閉端分別接入2個被測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，由施載電機驅(qū)動，在試驗臺中形成封閉功率流.

1.2 加載裝置減速機構設計

圖3 兩級減速機構結構Fig.3 The structure of two-stage reducing geat

2 加載裝置性能分析

2.1 關鍵部件的有限元分析

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

從分析結果可看出封閉端A扭力軸的最大剪應力和變形為55MPa和0.312mm，封閉端B輸出軸的最大剪應力和變形為56MPa和0.297mm，電機殼體的最大剪應力和變形為31MPa和0.057mm，諧波減速器殼體的最大剪應力和變形為32MPa和0.015mm，關鍵部件的應力及變形均滿足設計要求.

圖4 關鍵部件有限元分析Fig.4 The finite element analysis of key components

2.2 加載裝置的反程自鎖性

當封閉試驗臺加載裝置施載運動完成后，在驅(qū)動裝置驅(qū)動整個試驗臺轉(zhuǎn)動時，加載裝置即轉(zhuǎn)變?yōu)橐粋€剛性聯(lián)軸器與試驗臺同步轉(zhuǎn)動，即這種加載裝置也稱同步傳動力矩式加載裝置，為保證所施加的力矩在運轉(zhuǎn)過程穩(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的制動機構，對施載電機進行制動，另一種是由第2級減速機構的反程自鎖來保證的，反程自鎖性判別條件為反行程時的效率是否小于零，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臺應用的一個重要因素，能耗的高低將直接影響到封閉試驗臺制造成本，結合試驗臺形成功率流的不同，定量地分析所設計的加載裝置的能耗問題.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、試驗臺轉(zhuǎn)速nJ=3 000 r/min為例，說明加載裝置的能耗問題，同時，各運動副效率按常規(guī)取值［2］.

2.3.1 第1類功率流狀況

如果封閉試驗臺按第1類功率流狀況工作時，如圖5(a)所示，驅(qū)動端稱為J端，則各構件功率如下:

1)驅(qū)動端到封閉端A、B的絕對功率分別為

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

2)驅(qū)動構件中驅(qū)動端J的絕對功率

加載裝置施載端C的施載絕對(施載電機的輸入功率)功率

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

2.3.2 第2類功率流狀況

如果試驗臺按第2類功率流狀況工作時，如圖5(b)所示，同理可得各構件功率分別為

上述計算表明，試驗臺在封閉力矩T=8×104N·m、試驗臺轉(zhuǎn)速nJ=3 000 r/min的工況下，按第1類功率流狀況工作時，驅(qū)動裝置只需提供2.2×103kW的絕對功率，就能在試驗臺中產(chǎn)生2.73×104kW的封閉功率，按第2類功率流狀況工作時，驅(qū)動裝置只需提供1.9×103kW，就能在試驗臺中產(chǎn)生2.32×104kW的封閉功率，試驗臺的能耗分別占封閉功率的8.1%和8.2%，而施載電機只需提供0.198kW的絕對功率.由此表明由該加載裝置所組成的試驗臺的能耗僅為同量級的開式試驗臺的1/12，節(jié)能90%以上，具有很高的應用價值［9-11］.

圖5 功率流狀況Fig.5 Power flow condition

3 加載裝置穩(wěn)定性實驗與分析

加載裝置能實現(xiàn)動態(tài)施載，作為一非恒態(tài)轉(zhuǎn)子，為保證加載裝置的運轉(zhuǎn)穩(wěn)定性達到G6.3級，需進行非恒態(tài)穩(wěn)定性試驗，測試試驗如圖6所示［12］.

圖6 穩(wěn)定性實驗Fig.6 Stability test

實驗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個測試點，封閉端A固定，施載電機將封閉端B驅(qū)動到每個點上，然后鎖止，轉(zhuǎn)子以230 r/min做穩(wěn)定性實驗，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)定性精度等級比較如圖8所示.

通過實驗分析可以看出通過平衡后的加載裝置的穩(wěn)定性精度等級有了大幅度的提高，最高處提升了近77%，平衡后的精度等級均達到 G6.3，在43.2°～86.4°的范圍內(nèi)，穩(wěn)定性更高，在實際應用中，可根據(jù)實際加載角的工況范圍，確定此區(qū)域為理想的加載區(qū)域.

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

4 結論

本文對船用大功率減速器封閉功率流試驗臺串入式加載裝置進行了研究，并設計和分析了加載裝置的結構和運轉(zhuǎn)性能，得出以下幾點結論:

1)采用本文所研究的加載裝置結構緊湊，功率密度高，所組成的船用大功率減速器封閉功率流試驗臺運轉(zhuǎn)穩(wěn)定性高，振動小;

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，并可實現(xiàn)空載啟動，運轉(zhuǎn)中變載，且載荷大小和方向的改變極為方便，且正、反行程角均無限;

3)加載裝置容量小，投資小，易于控制.相比于同級別的開式試驗臺，驅(qū)動電機小，經(jīng)濟性好，所以在封閉功率流試驗臺中使用此加載方法具有十分重要的現(xiàn)實意義.

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