推进电机（精选4篇）
推进电机 篇1
摘要：高转矩密度、强抗冲击性和低噪声已经成为舰船用推进电机三大特征, 以某推进电机的端盖结构为分析研究对象, 以有限元数值仿真分析为手段, 分析了该结构在受到冲击时的反应及随材料属性变化的规律变化规律。同时以此为基础, 在保证推进电机的抗冲击性能的约束前提条件下, 以提高电机的转矩密度为目标, 建立了相应的数学模型和参数化的有限元模型, 对该结构进行了设计优化, 为实际工程设计了奠定基础。
关键词：推进电机,冲击,转矩密度,优化设计
0 引言
随着现代武器技术的发展和水中兵器的爆炸威力的不断提高, 非接触爆炸中的冲击波对舰船船体及其中的重要设备、装置和系统造成的潜在危害日益增加, 如机电设备无法正常运行、部分电子设备不能继续使用、武器运行功能严重削弱等。随着电力推进的不断发展, 大功率推进电机在水下及水面舰船中日益得到广泛的应用, 作为保证舰船的安全性及持续作战能力的A级设备, 其抗冲击性能日益突出。另一方面, 除了强抗冲击性, 高转矩密度也是推进电机所必须具备的三大特征之一[1]。高转矩密度意味着在满足电机的性能达到要求之后, 整个电机的质量越轻量化, 那么舰船携带的武器、人员及给养就可能越多, 因此其生命力、隐蔽性、机动性和战力就越强。
推进电机的端盖是电机的主要结构部件之一, 其自身质量较大。它支撑着电机的轴承和转子, 必须在倾斜、摇摆、冲击等环境下满足相应的刚度和强度要求[2]。本文采用数值模拟结合时域分析的方法针对大功率推进电机的端盖结构进行抗冲击性能分析, 得到相应的结论及规律, 并以此为基础对端盖结构进行优化设计, 缩短了产品的开发周期, 降低了设计开发成本, 提高了设计质量。
1 抗冲击分析研究
1.1 抗冲击分析方法
对于舰船设备的抗冲击分析计算, 国内外相关标准都作了相关的规定, 对设备的抗冲击的分析主要有静态等效法、动态设计方法和时域模拟法。静态等效法只考虑了受冲击结构的质量相应;动态设计方法基于动力分析理论, 用于分析舰船结构的最大线性动态相应, 但只能分析线弹性安装设备和设备线弹性的破坏;而时域模拟法采用实测时间历程曲线, 用标准的基础输入时间历程曲线作为输入载荷, 对设备进行瞬态动态相应分析, 可以提供更详细的结果[3]。本文采用时域模拟法对其进行数值模拟计算研究。
1.2 冲击载荷的确定
舰船设备收到的实际冲击载荷常用三折线谱描述, 三折线谱可以用来表示在各种安装频率下设备所能达到的最大响应值, 而一般设备的承载破坏与最大相应值直接相关, 因此三折线谱规定考核目标具有合理性。它是由等位移谱、等速度谱和等加速度谱构成。由此三折线谱就可以参照德国舰艇建造规范BV043-85[4], 将冲击载荷的输入转化为方便计算的双正弦曲线, 见图1。
1.3 推进电机的有限元模型
舰船用推进电机具有大功率、低转速及大扭矩的一般特征, 本文所研究的推进电机的端盖的尺寸长宽高皆为数米之大。该结构件基本由15 mm至80 mm不同厚度的钢板焊接而成。因此本文采用有限元分析软件ANSYS中的高精度壳单元shell93进行模型的建立, 其计算结果的精度足够的。同时兼顾后面优化的速度和效率, 将单元尺度控制在合理的范围之内[5,6]。因为整个电机端盖为对称结构, 同时本文分析计算以垂向分析为例, 因此载荷也是对称的, 本文在建模时合理地应用了这种对称, 只建端盖的一半模型, 这样进一步缩减的模型的复杂程度和计算消耗。同时用mass单元模拟轴承和转子, 最终的有限元模型见图2。
1.4 计算结果及分析
计算结果见图3所示, 其表示在整个冲击过程中, 最大Von Mises应力出现在下端盖承载轴承和转子重量的筋板上, 约41MPa。发生的时间是在上半正弦冲击时间载荷里, 由于结构阻尼的影响, 出现最大应力的时间滞后冲击加速度峰值约15 ms。图4显示了此端盖结构上若干节点处的应力在整个冲击时间内的变化。它们虽然大小不同, 但基本无相位的差别。
事实上结构阻尼系数很难准确地给出, 它与温度、应力振幅和频率等许多因素都有关系, 因此本文就相同结构及相同的冲击输入, 某一范围内不同的结构阻尼系数进行了一系列的计算, 结果见表1。从计算仿真的结果来看, 阻尼的不同没有改变最大Von Mises出现的位置, 但其改变了最大应力出现的时间, 同时它对最大值的影响是非常大的。从表1来看, 阻尼增加了1.6倍, 应力值下降约60%。
2 结构的优化
从以上分析可知, 本电机端盖结构在受到冲击时, 即使是在小阻尼的情况下, 其应力值也是不大的, 设计较保守, 因此要提高整个电机的转矩密度, 对其进行优化设计是必要也是现实可行的。结构优化设计是以现代数学、力学理论与数值方法为基础, 以计算机为工具的一门多学科的综合性技术[7,8]。
2.1 数学模型的建立
本文推进电机端盖结构优化的数学模型为:
受约束于gu (x) ≤0或gu (x) ≥0 u=1, 2, ...m
式中x=[x1, x2......xn]T为独立的自变量, 即图2中端盖各个钢板厚度及钢板间距这些设计变量。minf (x) 为目标函数, 即为端盖的重量, 是单目标设计问题。gu (x) ≤0或gu (x) ≥0为设计约束, 它们是设计变量的函数, 这里设计约束为结构件刚度和强度约束。
2.2 优化设计流程
在建立了数学模型, 确定了优化的目标、约束和设计变量后, 就可以按图5所示的流程参数化建立有限元模型并进行优化了。为降低问题的复杂性, 优化过程以阻尼在0.025的前提条件下进行。
2.3 优化结果
由于优化方法选择适当, 约束较宽松, 计算很快收敛。最大Von Mises应力随迭代次数的变化曲线见图6, 基本从约41 MPa增加到约55 MPa。质量随迭代次数的变化曲线见图7, 从0.17 m3减小到0.10 m3。
3 结论及展望
(1) 本文参考德国联邦国防军舰船建造规范的相关规定, 利用ANSYS有限元分析软件对大功率推进电机端盖结构进行了抗冲击时域模拟计算, 得到了该结构在整个冲击时域的反应情况, 为进一步优化奠定基础。
(2) 在进行冲击分析研究时, 除了冲击的加速度的大小, 冲击周期对结构的反应有影响外, 结构材料的阻尼特性对结果的影响也是相当大的。在端盖本身形式及尺寸不变的情况下, 在相同的冲击输入时, 随着阻尼的不断增加, 结构的最大Von Mises应力不断几乎成比例减小, 同时出现的时间不断后移, 但出现的位置不变, 而且阻尼对整个结构的位移变形影响不大。
(3) 在上述工作的基础上, 对推进电机端盖结构进行了以减少其质量提高其转矩密度为目标的优化, 优化以保证其合理的抗冲击性为约束条件。从结果来看, 最大Von Mises应力增加了34%, 体积减小了41%。可以看出在保证了合理的抗冲击性能情况下, 减少的几百公斤的 (单个) 端盖质量会对提高整个电机的转矩密度;提高舰船的生命力、隐蔽性、机动性和战力有相当大的贡献。
(4) 舰艇设备在实际的冲击环境下是3个正交方向的冲击, 而且电机端盖结构设计实际也可以在空间结构形式上有所变化。因此对电机端盖结构的最全面的分析优化理论上应该是, 在3个方向全面冲击分析的基础上的形状拓扑优化, 有待进一步的分析和验证。
参考文献
[1]陈世坤.电机设计[M].北京:机械工业出版社, 2004.
[2]《振动与冲击手册》编辑委员会.振动与冲击手册, 第一卷, 基本理论和分析方法, 第一版[M].北京:国防工业出版社, 1998.
[3]汪玉, 华宏星.舰船现代冲击理论及应用[M].北京:科学出版社, 2000.
[4]联邦德国海军建造规范[S].联邦德国国防装备技术部, 1978.
[5]杨荣柏.机械结构分析的有限元法[M].武汉:华中理工大学出版社, 1985.
[6]谭建国.使用ANSYS6.0进行有限元分析[M].北京:北京大学出版社, 2002.
[7]陈江义, 胡滨生, 秦东晨, 等.机械结构优化设计的综述与展望[J].中国科技信息, 2005 (9) :90-91.
[8]孙靖民.机械优化设计[M].哈尔滨:哈尔滨工业大学出版社, 2004.
推进电机 篇2
随着高新农业的发展,农业机器人的开发研制和应用越来越受到人们的关注,并取得了丰硕的成果。世界各国相继出现了多种功能的农业机器人,如除草机器人、施肥施药机器人、农产品收摘机器人和农产品分级机器人等[1,2,3]。农田信息采集机器人是在田间行走进行相应的信息采集。操作人员通过农田信息管理软件对采集的信息进行有效的管理和应用,从而实现对农业生产过程的指导。作为机器人动力核心的推进电机,其性能和运行行为直接影响和决定了机器人的动态性能、稳定性能、可靠性和安全性[4,5]。为此,有必要对永磁推进电机系统的混沌运行加以认识、抑制和控制,确保农田信息采集机器人安全可靠地运行,这是一项重要和有实际意义的研究课题。
1 永磁推进电机系统数学模型
首先,分析农田信息采集机器人永磁推进电机系统的动态混沌行为,为此建立永磁推进电机系统的动力学模型。经过坐标变换、线性仿射变换和时间尺度变换后,可得农田信息采集机器人推进电机系统的非线性混沌模型[6]为
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(1)式中,τ1=6.45,τ2=7.125,τ3=1,α=1,β=1,χ=1,δ=1,γ=1.516,η=16,λ=1.8,ud=-12.70,uq=2.34,TL=0.525。
为了便于作数值模拟和分析,将式(1)简单变换化为
undefined
(2)
式中,τ1=6.45,τ2=7.125,τ3=1,a=1.516,b=16,c=1.8,ud=-12.70,uq=2.34,TL=0.525。
2 复杂动力学分析
2.1 相轨迹图
框进电机系统的混沌吸引子的三维相轨迹图如图1所示。
2.2 平衡点稳定性分析
令系统式(2)中各项等于0,得到
undefined
(3)
式中,a=20, b=5.46,取TL=ud= uq=0时,求解式(3)得3个平衡点:为O(0,0,0),E+(19,4.359,4.359),E-(19,-4.359,-4.359)
在平衡点O(0,0,0)对系统式(2)进行线性化,得Jacobian矩阵为
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根据Jacobian矩阵,用Matlab求得系统的对应平衡点O的特征根为:λ1=-13.915 2,λ2=7.455 2,λ3=-1.000 0。由于存在正特征根λ2,故平衡点O是鞍点且不稳定。
2.3 耗散性
产生混沌的必要条件是系统具有耗散性结构,系统式(2)梯度函数为
undefined=-7.46<0
这说明,系统(2)具有耗散性结构。当t→∞时,包含轨道的每个体积元以指数速率-22收敛到0,系统的所有轨线最终会被限制在一个体积为0的极限子集上,这说明了混沌吸引子的存在性。
2.4 Lyapunov指数分析
系统在t→∞的Lyapunov指数图为0.474 86,0.002 149,-7.937 1,可判断该永磁推进电机系统此时处于混沌运行状态性[7] 。
3 滑模变结构控制
3.1 控制器的设计原理
滑模变结构控制理论的基本思想:首先,设计出一个性质良好的滑模平面,使系统限制在滑模平面上时具有所期望的性质;然后,施加控制,使系统到达滑模面上,并保持在其上滑动。因此,系统式(2)的受控形式为
undefined
(4)
式中 u1,u2,u3—控制输入。
定义矩阵为
undefined
;
undefined
;
undefined
式中 A—系统线性矩阵;
B—控制矩阵;
G—系统的非线性矩阵。
控制的目标是使系统状态x=[x1, x2, x3]T跟踪一个时变状态xd=[xd1,xd2,xd3]T。为此,定义跟踪误差为
e=x-xd (5)
误差动力系统可写为
undefined (6)
定义时变的比例积分滑模面S=S(e,t),即
S=Ke-∫undefinedK(A-BL)e(τ)dτ (7)
式中,附加矩阵K∈R3×3且满足det(KB)≠0,本文取K=diag(0.25,0.25,0.25),附加矩阵L∈R3×3且满足A-BL为负定矩阵。在滑动模态下必须满足undefined。
为满足滑动条件,设计控制策略如下
undefined
式中,sign(S)为符号函数,即S>0时,sign(S) =1;S=0时,sign(S) =0;S<0时,sign(S) =-1。
定理:若ε为常数,且满足ε>δ+1,则控制器式(8)可使系统式(4)在有限时间内达到滑动模态S=0,状态变量与选取的参考状态xd轨迹一致。
证明:构造Lyapunov函数V=STS,带入式(6)、式(7)和式(8),可得
undefined
undefined
证毕。
上述证明说明:对于任意有界噪声,滑模变结构控制都能有效地控制处于混沌状态下的系统到任一周期轨道。
3.2 数值模拟
受控前,即u1=u2=u3=0时,系统式(4)状态变量随时间变化的图形如图2所示。
为将系统式(4)控制到目标态,选取附加矩阵K= diag(0.25,0.25,0.25),可保证KB为可逆矩阵;选取A-BL的特征值为P=[-5,-5,-5],采用极点配置法确定矩阵,即
undefined
选取比例积分滑模面为
设置系统初始值(x1(0),x2(0),x3(0)) =(1,1,1),控制系数ε=5,参照状态xd1=xd2=xd3=xd,则控制信号为
undefined
3.3 控制到周期轨道
此控制方法能够控制系统式(4)稳定到任一周期轨道。为了不失一般性,此处以sin(2t)为例,令xd= sin(2t),在5s时加入控制器,得系统状态变量随时间变化图形如图3所示。其中,各参数选值不变。由图3可知,加入控制器后,系统式(4)最终跟踪参照状态xd至周期轨道。
4 结语
本文对农田信息采集机器人电机推进系统的复杂动力学进行了深入的分析,包括相轨迹图、平衡点、耗散性和Lyapunov指数等。进一步地采用PI滑模变结构控制方法,控制推进系统达到稳定的周期态,从而为相关农业机器人的复杂动力学分析与控制提供了理论依据。
参考文献
[1]田素梅.国内外农业机器人的研究进展[J].农业机械化与电气化,2007(2):3-5.
[2]E J VanHenten,B A J VanTuijl,J.Hemming etc-fieldtest of an autonomous cucumber picking robot[J].Biosys-tems Engineering,2003,86(3):305-313.
[3]M Monta,N Kondo,K C Ting.End-efrectors for tbmatoharversting robot[J].Anificial Intelligence Review,1998(12):11-25.
[4]李娟娟,邱白晶,王天波.温室农用机器人的路径检测[J].农机化研究,2011,33(3):151-154.
[5]陈帝伊,陈建海,马孝义.农业机器人关键技术及应用研究进展[J].农机化研究,2010,32(5):207-211.
[6]张兴华,丁守刚.非均匀气隙永磁同步电机的自适应混沌同步[J].控制理论与应用,2009,26(6):661-664.
推进电机 篇3
1 DTC技术概况
随着我国经济不断的发展, 各种新型的技术不断的发展, 技术的更新换代也变得更加的快速, 当期DTC技术得到了比较快速的发展, 已经成为高性能交流调速技术当中最具有发展潜力的一种高科技新型技术, 其作为一种控制的方法, 非常的适合数字化全过程的实现, 能够适应当前时代发展的需求。其主要的存在以下几个问题:首先其在低速的能上效果不是很好, 这次过程当中主要的包含了磁链观测以及低速转矩脉动等方面的问题。其次是电流和转矩脉动大, 对于传统的直接转矩控制来说, 不论是高速还是低速, 其都存在着转矩脉动比较大的问题。第三是其开关的频率存在着不固定的问题, 在传统的直接转矩控制系统当中, 其开关的频率会发生改变, 造成此种现象的主要的原因是其会受到电机转速等因素的影响, 此种情况的发生还会造成器件开关之间的磨损, 并且还会产生噪声。第四是转速辨识问题, 在传统的系统当中, 其速度的闭环的控制通常在电机轴上安装光电编码式的速度传感器, 以此来检测其速度来作为其反馈的信号, 但是船舶的特殊风作环境以及速度传感器的安装和维护比较困难, 这种方式已经不适合在电力推进船舶中推进电机的控制。
2 智能控制概况
智能控制主要的理论基础是用来解决传统的方法不能够解决的复杂的系统控制问题, 智能控制是当前时代发展的需要, 其主要的以多种的学科作为基础, 其中主要的包含了人工智能、控制理论以及计算机科学等, 以此来有效的扩展了相应的理论和技术。智能控制相对来说具有很多的优点, 其能够不依赖或者是不完全的依赖控制对象的相关的数学模型, 另外其还具有非线性思维的模式, 这样更加的适用于智能化的发展, 智能控制能够在不确定性以及不精确性的问题当中取得理性的处理。其在电气传动系统中的应用, 能够有效的提升其系统的性能, 并且还能够得到很好的处理效果, 使其系统的可靠性得到良好的保障。将智能控制引入到船舶推进电机DTC技术中, 已经成为一个发展的趋势, 其能够准确的拟合交流电机的非线性。并且智能控制还能够有效的解决众多的问题, 其中主要的包含了解决大规模、复杂以及不确定的系统参数的识别以及相应的控制器的设计等多方面的问题, 能够有效的提升系统的辨识精确度和控制精度。
3 智能控制在船舶推进电机DTC技术中的应用
3.1 直接转矩控制系统组成子模块的构建
实现高性能的直接转矩控制的重要的环节是保障能够准确的观测出其定子磁链, 定子磁链的观测的模型有很多种, 当前几种比较常用的定子磁链模型包含了:电流-电压模型、电流-速度模型以及电压-速度模型, 其中电压-电流模型是实现定子磁链观测最简单的方法。为了实现相应的定子闭环的控制, 则需要检测其所在的空间位置。和定子磁链调节器不同的是, 一般情况下, 电磁转矩控制会采用零电压矢量, 这样的主要是为了使脉动转矩得到有效的减少, 此外, 零电压矢量还能够有效的缓解电磁转矩的剧烈的变化, 使用了相应的电压矢量之后, 能够有效的使电压矢量得到有效的优化, 以此来使电磁转矩的脉动得到有效的减少。
3.2 基于智能控制的直接转矩控制系统
在传统的直接转矩控制系统当中采用的滞环比较器, 虽然转矩动态相对来说是比较快的, 但是其还存在着不少的缺点, 其主要的包含了转矩、磁链和电流脉动比较大等问题。可以采用模糊控制的策略来构造控制器模型, 这样就可以简化其过程, 不需要建立其控制对象的精确的数学模型, 所以其就能够有效的绕过对象的不确定等方面的影响。在相应的直接转矩控制系统当中, 其转矩偏差以及磁链的偏差等都可以用相应的数值来进行表示, 其模糊的控制应该应用于定子磁链以及转矩控制器当中, 并且还能够根据其相应的误差的信号的强度大小来进行选择, 保障选择的相应的空间电压矢量保持在最佳的状态, 使其相应的开关表得到最大程度的优化。因此, 使用模糊控制的方式来取得相应的逆变器的开关的状态, 能够使其系统的综合性能得到很大程度上的提升, 同时还能够更加的符合相应的控制规律。模糊系统的方式能够将相应的模糊现象使用确定的数学函数来进行表达, 这样就能够使模糊的问题变得更加的清晰。
3.3 基于智能控制策略的直接转矩控制系统转速的辨识
电机转速的闭环控制的环节在异步电机直接转矩控制系统当中是必不可少的组成部分, 通常情况下, 对于相应的转速进行测量的过程中会使用光电码盘等速度传感器来进行, 此过程会将相关的信号进行反馈处理。由于相应的高精度的传感器的价格是比较贵的, 此外其在进行维护的过程中相对的也比较的困难, 还不能够在不好的环境当中良好的工作, 所以就导致无速度传感器控制技术得到了相对比较广泛的关注。为了使其形态响应得到有效的控制, 就要保障其速度的观测要具有响应的性能, 在此种情况下, 就给速度的估算提出了更高的要求。在此大环境之下, 相应的过程和环境高度都不确定, 其系统随之越来越复杂, 使用人工智能估算法, 能够有效的对于异步电机转子磁链和转速进行直接辨识, 使用其误差反转的算法能够对于多层网络进行良好的训练, 并且能够更加准确迅速的对电机转子磁链和转速进行有效的反映。使用神经网络和模糊逻辑两种方式相结合, 在直接转矩控制系统中的应用, 能够达到更好的效果。
4 结束语
随着科学技术的不断发展, 智能控制在船舶推进电机DTC技术中的应用, 能够提升系统整体的性能, 使其能够得到更好的发展, 促进船舶行业健康快速的发展。
摘要：随着科学技术的不断发展, 许多先进的技术不断应用到船舶推进电机中, 当前在船舶电力推进当中, 交流电力推进已经占有非常重要的地位, 并且还出现了交流异步推进电机以及交流同步推进电机并存的局面。DTC技术是一项高性能交流调速控制方案, 此项技术算法比较简单, 响应的速度通常也比较快, 能够很大程度上满足推动电机动态响应的要求, 以下就主要的对智能控制在船舶推进电机DTC技术中的应用做探讨分析。
关键词：智能控制,船舶推进电机,DTC技术,应用
参考文献
[1]黄文新, 李勇, 胡育文.用空间电压矢量调制异步电动机的直接转矩控制[J].南京航空航天大学学报, 2011, 5 (6) :314-318.[1]黄文新, 李勇, 胡育文.用空间电压矢量调制异步电动机的直接转矩控制[J].南京航空航天大学学报, 2011, 5 (6) :314-318.
[2]彭望成.基于模糊神经网络的异步电机转速估计方法[J].电机与控制应用, 2008, 35 (7) :120-127.[2]彭望成.基于模糊神经网络的异步电机转速估计方法[J].电机与控制应用, 2008, 35 (7) :120-127.
[3]徐安德.直接转矩最优控制研究现状及展望[J].信息技术, 2011, 7 (11) :97-103.[3]徐安德.直接转矩最优控制研究现状及展望[J].信息技术, 2011, 7 (11) :97-103.
[4]奚国华, 沈红平, 喻寿益.异步电机无速度传感器直接转矩控制系统[J].中国电机工程学报, 2007, 27 (21) :73-81.[4]奚国华, 沈红平, 喻寿益.异步电机无速度传感器直接转矩控制系统[J].中国电机工程学报, 2007, 27 (21) :73-81.
推进电机 篇4
无人水下航行器是一种主要以潜艇或水面舰艇为搭载、布放、支援平台, 能够长时间在水下自主远程航行的智能化装置, 主要用于反潜战、海洋调查等军事和民用领域[1]。未来无人水下航行器的发展趋势是向大深度、远航程、智能化方向发展, 解决无人水下航行器动力推进技术是实现该目标的关键。传统动力推进装置多为分体式结构, 体积、重量大, 效率低, 噪声大。近年来, 国外出现了一种新型动力电机和推进器结构一体化的动力推进装置———集成电机推进器 (Intergrated Motor Propulsor, 以下简称IMP) 。由于其结构紧凑、效率高、振动噪声低、冷却条件好、无需动密封、可模块化设计和拆装的优点, 在目前的水下航行器领域中已成为引人瞩目的研究热点。
目前, 国外已出现成熟的商业化集成电机推进器产品。德国VIOTH公司[2]推出两种商用无桨毂式集成电机推进器 (Voith Inline Thruster, 简称VIT和Voith Inline Propulsor, 简称VIP) , 额定功率有50~1500 k W共8个系列, 推进器采用水润滑轴承, 无需冷却及动密封, 叶片使用汉堡-哈尔堡工业大学pan MARE软件包设计, 材料采用碳纤维增强塑料并外加防腐涂层。英国Rolls-Royce公司[3]推出一种新型集成电机推进器, 推进器采用永磁电机作为动力源, 有1000 k W和1600 k W两种配置, 推进器可在两个方向上提供相同的推力。Alexey Yu.Yakovlev等[4]对集成电机推进器螺旋桨敞水特性进行了试验研究, 并针对无桨毂形式的集成电机推进器, 提出通过特制支撑杆将螺旋桨与测力计连接的方法测试其敞水性能。Spyros A.Kinnas等[5]提出一种环驱式槽道推进器水动力性能预报方法, 使用涡格法程序MPUF-3A与Fluent耦合方法得出推进器非定常流场尾涡特性。国内对集成电机推进器的研究还停留在原理样机研制阶段, 中船重工集团第702研究所曹庆民等[6]提出使用商用计算流体力学软件Fluent对梢部驱动器进行定常水动力性能预报的方法, 并提出两种试验方法。西北工业大学胡欲立和刘文峰[7]介绍了一种新型水下集成电机推进装置中应用的泵喷射推进器, 利用商用流体分析软件Fluent对泵喷射推进器内流场进行仿真分析。
本文基于CFD技术建立环驱式集成电机推进器水动力性能分析方法, 利用商用CFD软件CFX对设计的某环驱式集成电机推进器水动力性能进行分析, 分析其内外流场分布, 获取其水动力性能曲线及叶片压力分布, 为环驱式集成电机推进器螺旋桨叶片设计提供理论依据和必要的数据。
1 集成电机推进器结构
环驱式集成电机推进器主要由导管、无轮毂螺旋桨叶片、电枢、稀土磁钢、前后滑动轴承、轴承支架等部件组成, 如图1所示。环驱式集成电机推进器将电机的转子与推进器螺旋桨叶片集成于一体, 电机的定子集成于推进器的导管内, 电机运行时, 电机转子带动螺旋桨叶片旋转, 产生推力, 驱动航行器航行。推进器螺旋桨叶片采用无桨毂环驱形式, 通过与前后导管固连的两个滑动轴承对其支撑, 无后置导流叶片, 可以充分利用螺旋桨桨毂部分所占空间, 并且能防止叶片被外界杂质损坏。
2 数值计算数学模型
2.1 物理模型简化
环驱式集成电机推进器由导管、电机、螺旋桨叶片等主要部件组成, 其中电机位于导管内部, 电机定子电枢与转子永磁体之间存在一定的间隙空腔 (即常规电机中的气隙部分, 一般在1~3 mm左右) , 间隙空腔中充满水。为了分析方便, 简化计算模型, 不考虑电机部分, 将导管视为实心体, 并忽略导管与螺旋桨叶片外缘之间的间隙, 将螺旋桨叶片的外缘视为不具厚度的圆环面, 该圆环面与导管内壁重合, 简化后的计算模型如图2所示。
2.2 计算域选取及边界条件设置
通过数值试验, 建立如图3所示的流体计算域, 计算域取为与推进器同轴的圆柱体, 长度为10D, 直径为5D, 其中D为推进器螺旋桨叶片直径。其中进口边界面位于计算域圆柱体前端面, 与推进器螺旋桨盘面的距离为4D;出口边界面位于计算域圆柱体后端面, 与推进器螺旋桨盘面的距离为6D;外边界取为计算域圆柱体侧面。
环驱式集成电机推进器存在定转子相互干扰的问题, 周围流场应该划分为两个区域, 一个是静止域, 包含推进器导管系统;一个是旋转域, 包含推进器螺旋桨叶片, 旋转速度等于叶片旋转速度, 两个计算域之间接触面采用混合平面模型处理。
计算域边界包括:进流面选用inlet速度入口边界类型, u=U, v=w=0, 其中U为来流速度, 湍流强度按默认的5%处理;出流面选用outlet静压出口边界类型, 取平均相对静压为0;导管壁面及叶片表面均设为无滑移壁面 (No Slip Wall) ;计算域圆柱面边界设为自由滑移壁面 (Free Slip Wall) 。旋转域和静止域的交界面选用混合平面 (Mixing Plane) 模型处理。
2.3 网格生成
本文采用分块网格技术耦合生成了高质量的环驱式集成电机推进器内外流场结构化网格。在推进器周围生成轴向H型网格, 径向O型网格;推进器叶片表面使用外部O型网格进行加密;对于各处壁面, 均设置局部网格加密区, 以精确模拟边界层效应。整个计算域共划分为1 794 302个网格单元, 其中叶片旋转域247 500个六面体单元, 外围静止域1 546 802个六面体单元。图4 (a) 、图4 (b) 分别为环驱式集成电机推进器静止域网格和旋转域网格。
2.4 控制方程及湍流模型
对于三维不可压缩黏性流动, 其控制方程主要包括连续方程和N-S方程:
本文湍流模型采用剪切应力输运模型k-ω (简称SST k-ω模型) 来对数值求解进行封闭。SST k-ω湍流模型考虑了湍流剪切应力的传输, 可以精确地预测流动的开始和负压力梯度条件下流体的分离量, 在处理不同边界层时有更好的适用性。
2.5 求解设置
采用RANS雷诺时均方法对三维流场进行求解, 并采用SST k-ω湍流模型来对数值求解进行封闭。采用有限体积法离散控制方程和湍流模型, 压力、速度耦合方式采用SIMPLEC算法, 空间离散采用高分辨率混合差分格式, 时间离散为一阶Euler后插格式, 各种变量和湍流黏性参数采用二阶迎风格式。采用基于HP MPI平台的并行计算技术、多重网格等方法加速收敛。
3 计算结果分析
3.1 推进器敞水性能分析
推进器敞水性能是指螺旋桨模型单独的在均与水流中试验时得到的推力系数KT、转矩系数KQ、敞水效率η随进速系数J变化的情况。为方便计算结果的显示并消除实际尺寸对结果的影响, 根据螺旋桨相似理论, 对相关物理量作无量纲化处理, 见表1。
表1中:V为远场来流速度;n为螺旋桨叶片转速;D为螺旋桨叶片外缘直径;ρ为流体介质密度;TB和QB分别为螺旋桨叶片的推力和转矩;TN和QN分别为导管的推力和转矩。不同进速系数下环驱式集成电机推进器敞水性能计算结果见表2。
图5给出了根据计算结果绘制出的环驱式集成电机推进器敞水性能曲线。螺旋桨叶片提供的推力总体上大于导管提供的推力, 当进速系数J大于0.3时, 随着进速系数的增大, 两者提供的推力值差别逐渐增大, 螺旋桨叶片提供的推力起主导作用, 这主要是由于导管受到的黏性阻力逐渐增大的缘故, 并且当进速系数J大于1.2时, 导管产生的作用完全变为阻力作用。从趋势上看, 随着进速系数的增大, 推进器推力系数、转矩系数均不同程度地减小, 而且呈现良好的线性关系, 并且当进速系数J大于1.5时, 推进器基本不提供推力。另外, 由于推力系数、转矩系数减小程度的不同, 推进器敞水效率曲线随进速系数的增大呈现出先增大后减小的变化规律。从推进器仿真结果可以看到, 在进速系数J=0.9时, 集成电机推进器敞水效率最大, 可以达到58.32%。
3.2 推进器压力场
图6为螺旋桨叶片不同叶高 (即翼展方向的相对半径, 分别为Span=0.3, 0.5, 0.7, 0.9) 位置处压力系数随各剖面弦线方向的分布图, 压力系数定义为Cp= (p-p0) /0.5ρV2r0, 其中:p为当地压力值;p0为远场参考压力值;Vr0为半径r处叶剖面的相对进流速度, 。横坐标x/c表示取压点位置距导边距离x与弦长c的比值。可见, 在Span在0.3~0.8范围内, 桨叶表面压力分布平缓, 过渡均匀, 符合二元机翼的压力分布规律, 说明这一段桨叶的螺距角合适, 叶片截面处于理想工作状态。而在span<0.3以及span>0.9的桨叶部分, 无论是叶片的压力面还是吸力面, 导边处均有较大的压力梯度, 说明叶片的螺距角偏大, 导致桨叶剖面工作攻角偏大, 设计时应引起注意。
图7给出了推进器桨叶盘面不同轴向位置处的压力分布。从图中可以看出桨叶叶面的压力大, 叶背的压力小, 在桨叶之间的空隙进行平滑过渡。桨叶的页面和叶背的压力差促使叶片产生了推力, 若叶片数过多, 相邻叶片的叶面和叶背距离变小, 难以维持压力面和吸力面之间的压力差, 叶片间流场干扰严重, 不利于提高推进器的流体动力性能。
4 结语
本文基于SST k-ω模型建立了环驱式集成电机推进器三维流场数学模型, 利用商业CFD软件对某环驱式集成电机推进器水动力性能进行分析, 研究结果表明:1) 在进速系数J=0.9时, 集成电机推进器敞水效率最大, 可以达到58.32%。2) 在Span在0.3~0.8范围内, 桨叶表面压力分布平缓, 过渡均匀;在span<0.3以及span>0.9的桨叶部分, 叶片导边处均有较大的压力梯度。3) 运用CFD方法求解螺旋桨三维流场, 可以得到其水动力性能、桨叶表面的压力分布等信息, 为环驱式集成电机推进器的设计提供了有利的技术支持。
参考文献
[1]马伟锋, 胡震.AUV的研究现状与发展趋势[J].火力与指挥控制, 2008, 33 (6) :10-13.
[2]Voith Inline Thruster/Voith Inline Propeller[EB/OL].2013-02-10[2014-11-20].http://voith.com/en/products-services/powertransmission/voith-inline-thruster-voith-inline-propeller-11014.html.
[3]BRUNVOLL.RIM DRIVEN THRUSTERS (RDT) [EB/OL].2005-06-05[2014-11-20].http://www.brunvoll.no/product/thecomplete-thruster-system/products-193.
[4]YAKOVLEV A Y, SOKOLOV M A, MARINICH N V.Numerical Design and Experimental Verification of a RIM-Driven Thruster[C]//Proceedings of Second International Symposium on Marine Propulsors.Hamburg, Germany, 2011.
[5]KINNAS S A.Performance Prediction of a Cavitating Rim Driven Tunnel Thruster:First International Symposium on Marine Propulsors[C]//Proceedings of the 1st International Symposium on Marine Propulsors.Trondheim, Norway, 2009.
[6]胡芳琳, 张志荣, 辛公正, 等.梢部驱动推进器水动力性能CFD预报[C]//第二十一届全国水动力学研讨会暨第八届全国水动力学学术会议暨两岸船舶与海洋工程水动力学研讨会, 2008:817-824.