賈小平， 馬 駿， 于魁龍， 樊石光

(裝甲兵工程學(xué)院機(jī)械工程系， 北京 100072)

電傳動履帶車輛傳動系統(tǒng)方案研究

賈小平， 馬 駿， 于魁龍， 樊石光

(裝甲兵工程學(xué)院機(jī)械工程系， 北京 100072)

為提高電傳動履帶車輛的電機(jī)功率利用率，在改進(jìn)雙側(cè)獨(dú)立電機(jī)驅(qū)動方案的基礎(chǔ)上，提出了一種基于功率耦合機(jī)構(gòu)的驅(qū)動方案，使轉(zhuǎn)向再生功率盡可能通過機(jī)械方式回流。建立了該方案的運(yùn)動學(xué)和動力學(xué)模型，對轉(zhuǎn)向時高速側(cè)輸入、輸出功率進(jìn)行了分析比較。并利用RecurDyn進(jìn)行了建模仿真分析，驗(yàn)證了耦合機(jī)構(gòu)傳動方案的可行性。結(jié)果表明：采用此方案可以顯著降低轉(zhuǎn)向時對電機(jī)功率的需求。

履帶車輛；電傳動；耦合機(jī)構(gòu)；動力學(xué)特性

履帶車輛功率傳遞的傳動方式可分為機(jī)械傳動、液力傳動、液力機(jī)械傳動、液壓傳動、液壓機(jī)械傳動、電力傳動和機(jī)電復(fù)合傳動7種主要類型[1]。其中,電力傳動利用電能傳遞或者交換能量，與傳統(tǒng)的機(jī)械傳動相比具有如下優(yōu)點(diǎn):1)可實(shí)現(xiàn)無級變速，啟動和變速過程平穩(wěn)；2)可按照行駛條件要求以最經(jīng)濟(jì)的轉(zhuǎn)速運(yùn)行；3)可實(shí)現(xiàn)任意半徑轉(zhuǎn)向,轉(zhuǎn)向性能良好；4)可實(shí)現(xiàn)靜音行駛，減小行駛振動和噪聲，提高乘員的舒適性。目前履帶車輛中電機(jī)技術(shù)和控制技術(shù)應(yīng)用已取得了很大進(jìn)步，但發(fā)展高功率密度電機(jī)是履帶車輛電傳動技術(shù)的瓶頸。因此，提高傳動系統(tǒng)中電機(jī)功率的利用率,對增強(qiáng)電傳動履帶車輛傳動系統(tǒng)的實(shí)用性至關(guān)重要。

履帶車輛電傳動的主要結(jié)構(gòu)形式有雙側(cè)獨(dú)立電機(jī)驅(qū)動、零差速式電傳動、橫軸式電力機(jī)械傳動和倫克(REX)混合驅(qū)動4種方案[2]，其中：前2種方案較為常用，但零差速式電傳動需要增加獨(dú)立的轉(zhuǎn)向電機(jī)和轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)，結(jié)構(gòu)和控制復(fù)雜[3]。美國M113A3裝甲運(yùn)輸車采用的雙側(cè)獨(dú)立電機(jī)傳動方案最為簡單[4]，但這種方案對電機(jī)的過載性能要求較高，在大部分行駛工況下電機(jī)功率的利用率偏低。為提高電傳動履帶車輛的電機(jī)功率利用率，筆者在M113A3獨(dú)立電機(jī)傳動方案的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了一種基于功率耦合機(jī)構(gòu)的傳動方案，并對其可行性進(jìn)行了理論分析與仿真驗(yàn)證。

1 傳動方案

1.1 M113A3獨(dú)立電機(jī)傳動方案

在M113A3獨(dú)立電機(jī)傳動方案中，發(fā)動機(jī)給左右兩側(cè)的牽引電機(jī)提供動力，帶動兩側(cè)履帶直線行駛，轉(zhuǎn)向過程是通過電子控制中心單元控制兩側(cè)牽引電機(jī)的轉(zhuǎn)速差來實(shí)現(xiàn)的，由于省去大量的機(jī)械部件，傳動裝置布置極為靈活，其傳動方案如圖1[5]所示。但這種傳動方案在電機(jī)功率的利用率方面有明顯缺點(diǎn)，轉(zhuǎn)向工況高速側(cè)履帶所需的牽引功率要比直駛工況大，低速側(cè)所需牽引功率較小，導(dǎo)致了牽引電機(jī)需要具有很大的過載能力，但低速側(cè)電機(jī)功率需求低。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道，牽引電機(jī)必須具備很大的功率或者具備3倍以上的過載能力[2]，牽引電機(jī)大部分直駛情況下是以部分特性工作，電機(jī)的功率利用率偏低[5]。

圖1 M113A3獨(dú)立電機(jī)傳動方案

1.2 基于耦合機(jī)構(gòu)的傳動方案

在M113A3獨(dú)立電機(jī)傳動方案的基礎(chǔ)上，筆者設(shè)計(jì)了一種基于耦合機(jī)構(gòu)的傳動方案，如圖2所示?？梢钥闯觯捍藗鲃臃桨竿ㄟ^增加耦合機(jī)構(gòu)來實(shí)現(xiàn)功率的耦合，使轉(zhuǎn)向過程中低速側(cè)牽引電機(jī)的功率可以通過機(jī)械方式回流到高速側(cè)，避免低速側(cè)電機(jī)功率通過電功率方式回流，降低牽引電機(jī)的過載系數(shù)[6-7]。圖3為耦合機(jī)構(gòu)的工作原理，可見：耦合機(jī)構(gòu)由2個相同的行星排組成，第1排行星架(j1)與第2排齒圈(q2)固連，第2排行星架(j2)與第1排齒圈(q1)固連；發(fā)動機(jī)動力經(jīng)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)化成電能傳遞到兩側(cè)牽引電機(jī)，兩側(cè)牽引電機(jī)的動力分別輸入到2個行星排的太陽輪(t1、t2)中，通過兩側(cè)行星架(j1、j2)輸出。本文分別從運(yùn)動學(xué)和動力學(xué)的角度對該方案可行性進(jìn)行理論分析與仿真驗(yàn)證。

圖2 耦合機(jī)構(gòu)電傳動方案

圖3 耦合機(jī)構(gòu)工作原理

2 運(yùn)動學(xué)分析

行星排3個構(gòu)件之間的運(yùn)動關(guān)系式為[1]

nt+knq-(1+k)nj=0,

(1)

式中：nt為太陽輪轉(zhuǎn)速；nq為齒圈轉(zhuǎn)速；nj為行星架轉(zhuǎn)速；k為行星排的特性參數(shù)。

在耦合機(jī)構(gòu)中，由于一個行星排的齒圈與另一個行星排的行星架固連，因此得出如下關(guān)系式：

(2)

2.1 直駛工況

直駛時兩側(cè)牽引電機(jī)轉(zhuǎn)速相同，根據(jù)式(2)可得：nj1=nj2=nt1=nt2。此時耦合機(jī)構(gòu)整體回轉(zhuǎn)，傳動比為1。

2.2 轉(zhuǎn)向工況

轉(zhuǎn)向時,隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速差增大，耦合機(jī)構(gòu)的傳動比也逐漸增大。其中，在中心轉(zhuǎn)向時需使nt1=-nt2，代入式(2)可得輸出轉(zhuǎn)速：

此時傳動比最大，為2k+1，耦合機(jī)構(gòu)具有減速增扭效果。兩側(cè)履帶速度比與相對轉(zhuǎn)向半徑的關(guān)系為

(3)

式中：v2、v1分別為轉(zhuǎn)向時高、低速側(cè)履帶的速度;ρ為履帶車輛的相對轉(zhuǎn)向半徑；B為履帶中心距。

由式(2)、(3)可得

(4)

由式(4)可知ρ的大小與牽引電機(jī)的輸入轉(zhuǎn)速有關(guān)：當(dāng)兩側(cè)電機(jī)輸入轉(zhuǎn)速越高，轉(zhuǎn)向半徑越大；當(dāng)兩側(cè)電機(jī)轉(zhuǎn)速差越大，轉(zhuǎn)向半徑越小。這一特性符合履帶車輛的轉(zhuǎn)向特性，因此從運(yùn)動學(xué)的角度來分析，所設(shè)計(jì)的傳動方案可行。

3 動力學(xué)分析

由于履帶車輛在轉(zhuǎn)向工況中所需轉(zhuǎn)矩明顯大于直駛工況，因此本文只對轉(zhuǎn)向工況進(jìn)行動力學(xué)分析。其中，轉(zhuǎn)向工況分為大半徑轉(zhuǎn)向(ρ>0.5)、原地轉(zhuǎn)向(ρ=0.5)和中心轉(zhuǎn)向(ρ=0)3種工況。

3.1 大半徑轉(zhuǎn)向工況

由于耦合機(jī)構(gòu)中一排齒圈與另一排行星架相互固連，因此，轉(zhuǎn)向低速側(cè)主軸受到3個力矩的作用：低速側(cè)履帶制動力換算到主軸上的力矩TL1、行星架力矩Tj1和高速側(cè)齒圈作用于主軸的力矩Tq2。同樣，高速側(cè)主軸也受到3個力矩的作用：高速側(cè)履帶牽引力換算到主軸上的力矩TL2、行星架力矩Tj2和低速側(cè)齒圈作用于主軸的力矩Tq1。其中：

(5)

式中：f為滾動阻力系數(shù)；G為車輛重力；rz為主動輪半徑;L為履帶接地段長度；η為主軸到地面之間的傳動效率；ic為側(cè)傳動比；μ為轉(zhuǎn)向阻力系數(shù)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式可得

其中μmax為最大轉(zhuǎn)向阻力系數(shù)。

根據(jù)耦合機(jī)構(gòu)的連接關(guān)系，對內(nèi)、外側(cè)主軸分別進(jìn)行轉(zhuǎn)矩分析，可得：

(6)

又根據(jù)行星排內(nèi)部構(gòu)件的轉(zhuǎn)矩關(guān)系：

(7)

則由式(4)-(6)可得到行星架轉(zhuǎn)矩：

(8)

由式(6)、(7)可得到牽引電機(jī)轉(zhuǎn)矩：

(9)

3.2 原地轉(zhuǎn)向工況

原地轉(zhuǎn)向時，低速側(cè)履帶速度為0，該側(cè)的滾動阻力消失，兩側(cè)履帶牽引力換算到主軸上的轉(zhuǎn)矩為

(10)

結(jié)合式(6)、(7)、(10)可得：

(11)

牽引電機(jī)轉(zhuǎn)矩為

(12)

3.3 中心轉(zhuǎn)向工況

中心轉(zhuǎn)向時，兩側(cè)履帶速度大小相等、方向相反，所需牽引力大小相等、方向相反，則

(13)

計(jì)算得到牽引電機(jī)轉(zhuǎn)矩為

(14)

3.4 功率分析

根據(jù)轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩分析，可以分別計(jì)算出高速側(cè)牽引電機(jī)輸入功率和行星架輸出功率。為了直觀比較，計(jì)算分析轉(zhuǎn)向時高速側(cè)輸入與輸出功率之比，結(jié)果如圖4所示。其中：曲線1為輸入功率與輸出功率之比隨ρ變化的曲線；曲線2為參照曲線，其值取1。

圖4 高速側(cè)輸入與輸出功率之比

由圖4可見：經(jīng)過功率耦合，低速側(cè)電機(jī)功率通過機(jī)械方式回流到高速側(cè)，高速側(cè)電機(jī)輸入功率需求顯著降低，表明該耦合方案具有良好的特性。

4 仿真分析

為了驗(yàn)證該傳動方案的可行性，運(yùn)用多體動力學(xué)仿真軟件RecurDyn對履帶車輛進(jìn)行仿真分析。其中：利用RecurDyn的齒輪工具包(Gear)對耦合機(jī)構(gòu)進(jìn)行了建模[8]，2個行星排采用相同的參數(shù)，行星排特性參數(shù)k=2.25，建模結(jié)果如圖5所示。本藕合機(jī)構(gòu)方案主要是為了提高小半徑轉(zhuǎn)向時的功率利用率，所以在此針對ρ=0.5和ρ=0兩種工況進(jìn)行仿真分析。

圖5 耦合機(jī)構(gòu)模型

在耦合機(jī)構(gòu)的基礎(chǔ)上，建立了履帶車輛整車模型，2條履帶利用軟件RecurDyn的高速履帶子系統(tǒng)模塊(Track-HM)來建模[8]，每側(cè)履帶有5個負(fù)重輪、1個主動輪、1個誘導(dǎo)輪和3個拖帶輪，單側(cè)履帶使用70塊履帶板；車體利用三維建模軟件SolidWorks進(jìn)行建模并導(dǎo)入RecurDyn中。履帶車輛整車模型[9]如圖6所示。

圖6 履帶車輛整車模型

4.1 原地轉(zhuǎn)向工況

原地轉(zhuǎn)向時，低速側(cè)履帶速度為0,在模型中給定輸入轉(zhuǎn)速nt1=-4.5π,nt2=6.5π，如圖7所示；經(jīng)仿真計(jì)算得到兩側(cè)主動輪輸出轉(zhuǎn)速如圖8所示。

圖7 輸入轉(zhuǎn)速

圖8 兩側(cè)主動輪輸出轉(zhuǎn)速

由圖8可知：內(nèi)、外側(cè)主動輪轉(zhuǎn)速分別為vL1=0.154 rad/s，vL2=6.187 rad/s,與理論計(jì)算值VL1=0，VL2=2π=6.14 rad/s近似相等，表明仿真結(jié)果可靠。圖9為履帶車輛原地轉(zhuǎn)向軌跡，可見：仿真結(jié)果近似符合原地轉(zhuǎn)向特征。

圖9 履帶車輛原地轉(zhuǎn)向軌跡

4.2 中心轉(zhuǎn)向工況

中心轉(zhuǎn)向時，兩側(cè)履帶速度大小相等、方向相反，輸入轉(zhuǎn)速nt1=-5π ，nt2=5π,如圖10所示;經(jīng)仿真計(jì)算,得到兩側(cè)主動輪輸出轉(zhuǎn)速如圖11所示。

圖10 輸入轉(zhuǎn)速

圖11 主動輪輸出轉(zhuǎn)速

由圖11可知：主動輪轉(zhuǎn)速仿真值為vL1=-3.056 rad/s，vL2=2.845 rad/s。由于仿真模型車體質(zhì)心與車體幾何中心不重合，仿真結(jié)果中兩側(cè)履帶速度不完全相等，轉(zhuǎn)向圖形為一個小圓，近似于理論計(jì)算結(jié)果VL1=-2.85 rad/s，VL2=2.85 rad/s。履帶車輛中心轉(zhuǎn)向軌跡如圖12所示。

圖12 履帶車輛中心轉(zhuǎn)向軌跡

5 結(jié)論

本文在分析兩側(cè)獨(dú)立電機(jī)驅(qū)動的電傳動方案的基礎(chǔ)上，通過增加耦合機(jī)構(gòu)提出一種改進(jìn)方案，進(jìn)行了履帶車輛的運(yùn)動學(xué)和動力學(xué)分析，同時進(jìn)行了建模仿真分析，通過理論計(jì)算和仿真模擬對比來驗(yàn)證該方案的可行性。該方案主要具有以下優(yōu)點(diǎn)。

1) 在直駛工況下，耦合機(jī)構(gòu)中的2個行星排整體回轉(zhuǎn)，傳動比為1，有利于履帶車輛的高速行駛。

2) 在轉(zhuǎn)向工況下，耦合機(jī)構(gòu)自身具有減速功能。根據(jù)電機(jī)輸入轉(zhuǎn)速的不同而具有不同的傳動比，其中，在中心轉(zhuǎn)向工況下具有最大的減速比2k+1。增加轉(zhuǎn)向扭矩，對于履帶車輛的轉(zhuǎn)向性能有一定的提升。

3) 雙側(cè)獨(dú)立電傳動履帶車輛最明顯的缺點(diǎn)就是高速行駛和順利轉(zhuǎn)向不能兼得，當(dāng)車輛高速行駛時電機(jī)無法提供轉(zhuǎn)向所需的轉(zhuǎn)矩，轉(zhuǎn)向難度很大，耦合機(jī)構(gòu)的良好特性可以改善這一問題。

本文研究的耦合傳動方案對履帶車輛的電傳動方案研究有一定的作用，同時為后續(xù)電傳動方案的深入研究分析奠定了基礎(chǔ)。

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(責(zé)任編輯:尚菲菲)

Study on Transmission System Scheme of Electric Drive Tracked Vehicles

JIA Xiao-ping, MA Jun, YU Kui-long, FAN Shi-guang

(Department of Mechanical Engineering, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China)

In order to improve the utilization rate of the motor power for electric drive tracked vehicles,based on the improved bilateral independent motor drive scheme, a driving scheme based on power coupling mechanism is proposed to make the steering regeneration power to flow back as much as possible in mechanical means. Models of kinematics and dynamics of the scheme are built, and the high speed side steering input and output powers are comparatively analyzed. Meanwhile, modeling simulation analysis by using RecurDyn is done to verify the feasibility of the transmission scheme of coupling mechanism. The results show that using the scheme can significantly reduce the power requirements of motor.

tracked vehicle; electric drive; coupling mechanism; dynamic characteristics

1672-1497(2015)02-0035-05

2014-12-31

賈小平(1958-)，男，教授。

TJ81+0.32

A

10.3969/j.issn.1672-1497.2015.02.007