王國棟，何友輝，肖聚亮，單慶臣，周學(xué)均

(1. 天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072；2. 天津市天發(fā)重型水電設(shè)備制造有限公司，天津 300400)

水輪機(jī)筒閥(以下簡稱筒閥)作為一種新型進(jìn)水閥，安裝在水輪機(jī)固定導(dǎo)葉和活動導(dǎo)葉之間，與傳統(tǒng)球閥和蝶閥相比，具有結(jié)構(gòu)緊湊、動作時(shí)間短、操作方便等優(yōu)點(diǎn)[1-2]．此外，當(dāng)調(diào)速器或?qū)畽C(jī)構(gòu)失靈、控制系統(tǒng)突然斷電以及機(jī)組產(chǎn)生飛逸時(shí)，筒閥仍可動水關(guān)閉，保護(hù)機(jī)組免遭逸速損壞[3]．

在筒閥啟閉操作過程中，均由多個接力器(液壓缸)共同完成．因此，多缸同步控制系統(tǒng)是筒閥的關(guān)鍵組成部分，主要實(shí)現(xiàn)多缸速度控制和同步調(diào)整等功能．目前對多缸同步系統(tǒng)的建模多采用數(shù)學(xué)建模和Matlab/Simulink仿真的方式[4-7]，其建模和仿真的過程較復(fù)雜，而且難以建立精確的動態(tài)模型．筆者針對某水電站的筒閥多缸同步控制系統(tǒng)，運(yùn)用 AMESim軟件進(jìn)行建模，仿真了接力器在負(fù)載不均、缸徑制造誤差以及發(fā)生內(nèi)泄漏的情況下對系統(tǒng)同步性的影響，分析了管道參數(shù)對系統(tǒng)動態(tài)特性的影響．

1 筒閥多缸同步控制系統(tǒng)簡介

筒閥運(yùn)動形式包括：初始提升、正常開啟、正常關(guān)閉、斷電關(guān)閉和機(jī)組飛逸緊急關(guān)閉．其中筒閥開啟過程涉及到初始提升和正常開啟兩種運(yùn)動．依據(jù)上述要求，設(shè)計(jì)了一種機(jī)械、液壓、電氣同步控制方式，其液壓控制系統(tǒng)如圖 1所示[8]．該系統(tǒng)主要由控制閥組Ⅰ、分流模塊Ⅱ和配油模塊Ⅲ(共6個)3部分組成[9].

圖1 筒閥液壓控制系統(tǒng)Fig.1 Hydraulic control system of ring gate

壓力油罐出來的壓力油首先進(jìn)入控制閥組，由控制閥組對筒閥啟閉過程的油液進(jìn)行分配和控制．而后壓力油進(jìn)入分流模塊，由同步分流馬達(dá)實(shí)現(xiàn)對進(jìn)出各接力器下腔的油液進(jìn)行分流和集流．最后壓力油經(jīng)過配油模塊粗調(diào)、微調(diào)球閥的調(diào)整，實(shí)現(xiàn)對每個接力器的精確調(diào)整．配油模塊和控制閥組之間通過 B、PP、T和 S等環(huán)管進(jìn)行連接．環(huán)管既能保證將油液一分為六，又能保證控制閥組到6個配油模塊之間的液壓管道長度近似相等，增加了系統(tǒng)的可控性．

筒閥啟閉過程控制策略采用一種內(nèi)環(huán)同步控制，外環(huán)速度控制的雙閉環(huán)控制方式，其控制流程如圖 2所示．通過PLC對各接力器位移的采集，選取位置最低的接力器作為基準(zhǔn)．其他接力器位移與基準(zhǔn)位移作比較，得出每個接力器的同步誤差．如果某個接力器的同步誤差大于允許同步誤差的30%且小于70%時(shí)，則該接力器的配油模塊的微調(diào)電磁球閥動作；當(dāng)同步誤差超過允許同步誤差的 70%時(shí)，粗調(diào)電磁球閥動作．經(jīng)過粗調(diào)和微調(diào)達(dá)到同步調(diào)整的目的，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)了對多個接力器的同步控制．基準(zhǔn)速度與 PLC中理想速度作比較，得出系統(tǒng)的速度誤差，速度誤差經(jīng)PID調(diào)節(jié)形成電液比例換向閥1的控制信號，實(shí)現(xiàn)對筒閥的速度控制．

圖2 筒閥控制策略Fig.2 Control strategy of ring gate

2 筒閥液壓系統(tǒng)建模與仿真

2.1 仿真過程的選擇

由于筒閥開啟過程涉及到初始提升和正常開啟兩種運(yùn)動，運(yùn)動過程較為復(fù)雜；同時(shí)，在初始提升與正常開啟的過渡階段有液壓沖擊，對系統(tǒng)的正常工作是不利的．因此，選擇筒閥開啟過程作為仿真對象，能夠更好地分析相關(guān)參數(shù)對系統(tǒng)性能的影響，對改進(jìn)系統(tǒng)提供參考．筒閥開啟過程具體介紹如下[10]．

1)初始提升

為了克服水動力，筒閥初始提升時(shí)需要較大的提升力．此時(shí)油液經(jīng)換向閥 4、單向閥 14.1、節(jié)流閥15直接進(jìn)入接力器下腔；接力器上腔油液經(jīng)初始啟動回油電磁閥 19直接回油箱．此時(shí)，粗調(diào)、微調(diào)球閥以及同步分流馬達(dá)不起作用．提升10,mm后，完成初始提升，筒閥和下端密封脫離．

2)正常開啟

換向閥 4和回油電磁閥 19關(guān)閉，油液經(jīng)過比例換向閥 1、平衡閥 2進(jìn)入同步分流馬達(dá) 13，經(jīng)分流后，由液控單向閥 16進(jìn)入接力器下腔；接力器上腔油液經(jīng)過B環(huán)管、單向減壓閥3、比例換向閥1流回油箱．同時(shí)，粗調(diào)球閥和微調(diào)球閥開始起作用．

2.2 模型的建立

文中選用 AMESim軟件進(jìn)行筒閥多缸同步系統(tǒng)的建模，根據(jù)圖 1的液壓原理圖，建立筒閥開啟過程的模型如圖3所示[11]．

圖3 筒閥多缸同步控制系統(tǒng)模型Fig.3 Model of multi-cylinder synchronous control system of ring gate

壓力油是由壓力油罐供給液壓系統(tǒng)，在一個行程中可以認(rèn)為是恒定的，可以采用恒壓壓力源代替．開啟過程中沒有涉及到的元件以及平衡閥 2、減壓閥 3和單向閥 12.1也可以省略．筒閥的 6個接力器在各個環(huán)管的接入點(diǎn)，以控制閥組在各環(huán)管上的接入點(diǎn)為中心，對稱、均勻地分布在環(huán)管上，這樣能夠更好地保證各接力器的液壓管道長度近似相等．由于任意兩缸間距遠(yuǎn)大于接力器的最大同步誤差，因此模型不考慮各接力器之間相互耦合的關(guān)系．將筒閥的質(zhì)量以及重力均勻地分配給每個接力器，由于筒閥所受到的水動力較為復(fù)雜，模型中未給予考慮．為了說明方便，仿真圖中對元件的編號與工作原理圖1中的相同．

模型中系統(tǒng)控制模塊相當(dāng)于實(shí)際中的 PLC，它按照筒閥開啟過程對各個換向閥進(jìn)行控制，同時(shí)對各接力器的位移進(jìn)行采集和處理，確定基準(zhǔn)位移和筒閥運(yùn)行速度，計(jì)算每個接力器的同步誤差，根據(jù)系統(tǒng)同步調(diào)整策略控制各個接力器的粗調(diào)、微調(diào)球閥．

本液壓系統(tǒng)均選用力士樂的電磁閥，相關(guān)參數(shù)的設(shè)置均參照力士樂樣本的參數(shù)設(shè)置．根據(jù)接力器的實(shí)際情況，參數(shù)設(shè)置如下：活塞初始位移 0,mm，行程1,400,mm，活塞直徑 260,mm，活塞桿直徑 125,mm，泄漏系數(shù) 0.004,L/(min·MPa)，無桿腔死區(qū)體積725,cm3，有桿腔死區(qū)體積 485,cm3．設(shè)置壓力源壓力6.3,MPa，同步分流馬達(dá)排量 300,cm3/r，負(fù)載質(zhì)量4,000,kg，負(fù)載-40,kN．初始啟動的速度控制是通過調(diào)節(jié)可變節(jié)流閥 15的大小，經(jīng)過仿真選用 2,mm的孔口直徑達(dá)到為較理想的初始啟動速度．管道①～⑦每根都有 20,m 長，選取考慮流體壓縮性、慣性及管道液阻的子模型 HL04；并且每根管道都存在 5,m長的豎直管道，豎直管道是通過設(shè)置管道與水平面的夾角為－90°．設(shè)置模型的仿真時(shí)間為70,s，有說明的參數(shù)使用系統(tǒng)推薦的數(shù)值．

模型中PID參數(shù)的設(shè)定是通過AMESim設(shè)計(jì)探索模塊中的遺傳算法(genetic algorithms)完成．其基本過程：首先選擇需要優(yōu)選的參數(shù)作為影響因子，然后將需要優(yōu)化的系統(tǒng)輸出作為目標(biāo)函數(shù)，經(jīng)過遺傳算法的優(yōu)選，使該目標(biāo)函數(shù)達(dá)到最優(yōu)值時(shí)的影響因子數(shù)值即最優(yōu)值．本模型的液壓系統(tǒng)要求響應(yīng)快速、準(zhǔn)確，因此在筒閥開啟的整個過程，建立了對速度偏差絕對值積分的目標(biāo)函數(shù)，使該目標(biāo)函數(shù)取得最小值時(shí)的 PID參數(shù)即為最優(yōu)值．經(jīng)過遺傳算法計(jì)算，得到一組最優(yōu) PID 參數(shù)，即 Kp＝2.690,5，Ki＝22.339,3，Kd＝0.107,7，使目標(biāo)函數(shù)取到最優(yōu)值．

為了驗(yàn)證模型的正確性，進(jìn)行仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比，如圖4所示．由于模型采用遺傳算法優(yōu)化了PID參數(shù)，并且各接力器以及管道的參數(shù)相同，因此仿真結(jié)果與理想曲線很接近；試驗(yàn)所用的PID參數(shù)是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)設(shè)置的，與最優(yōu)參數(shù)有一定差別，同時(shí)存在接力器負(fù)載不均、接力器缸徑制造誤差、接力器泄漏系數(shù)有差異以及管道參數(shù)有差別等因素，因此試驗(yàn)結(jié)果與理想曲線有一定差別．但仿真結(jié)果能夠反映試驗(yàn)曲線的變化趨勢，在初始提升和正常開啟之間都有相應(yīng)的過渡階段；在筒閥行程末端，存在由接力器死區(qū)造成的速度波動．因此，該模型能夠模擬筒閥開啟過程，對優(yōu)化系統(tǒng)參數(shù)和提高系統(tǒng)性能有一定指導(dǎo)作用．

圖4 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.4 Comparison of simulation results and experimental results

3 仿真分析

3.1 接力器負(fù)載不均對同步性的影響

設(shè)置接力器 23.1～23.6的負(fù)載分別為－40,kN、－50,kN、－60,kN、－60,kN、－50,kN 和－40,kN，仿真結(jié)果如圖5所示．圖中n為仿真過程中微調(diào)球閥開啟的個數(shù)，N為粗調(diào)球閥開啟的個數(shù)．最大同步誤差是接力器基準(zhǔn)位移與其他5個接力器位移比較，所得5個誤差中的最大值．由仿真結(jié)果可知，當(dāng)最大同步誤差波動劇烈時(shí)，微調(diào)、粗調(diào)球閥開啟的數(shù)量和頻率增加．0～65,s時(shí)，最大同步誤差都能保持在允許同步誤差的30%以內(nèi)，當(dāng)超過允許同步誤差的30%時(shí)微調(diào)球閥開啟，而粗調(diào)球閥幾乎不開啟．65～70,s時(shí)，最大同步誤差波動幅度較大，有時(shí)超過了允許同步誤差的70%，從圖5中可以看出這段時(shí)間微調(diào)球閥和粗調(diào)球閥交替開啟，但是同一時(shí)刻開啟的球閥總數(shù)不超過5個，這也進(jìn)一步證明了模型的正確性．

圖5 負(fù)載不均對同步性的影響Fig.5 Impact of uneven load on synchronization

3.2 接力器缸徑制造誤差對同步性的影響

設(shè)置接力器 23.1～23.6缸徑分別為 250,mm、252,mm、254,mm、256,mm、258,mm 和 260,mm．由圖6的仿真結(jié)果可知，接力器缸徑誤差造成在筒閥開啟過程中，最大同步誤差波動較為劇烈，整個過程微調(diào)球閥頻繁開啟；在筒閥行程始末端，最大同步誤差都有出現(xiàn)超過允許同步誤差70%的情況，而且在筒閥行程末端波動最為劇烈．此時(shí)微調(diào)球閥和粗調(diào)球閥參與調(diào)節(jié)的數(shù)量較多．在筒閥行程中段，由于最大同步誤差波動幅值較小，因此只有少量微調(diào)球閥參與調(diào)節(jié)，而粗調(diào)球閥幾乎沒有開啟．

圖6 缸徑誤差對同步性的影響Fig.6 Impact of cylinder diameter error on synchronization

3.3 接力器發(fā)生內(nèi)泄漏對同步性的影響

假設(shè)模型中接力器 23.1發(fā)生內(nèi)泄漏，設(shè)置泄漏系數(shù)為2,L/(min·MPa)．由圖7的仿真結(jié)果可知，在0～65,s時(shí)刻，最大同步誤差波動的幅值都很小，而且此時(shí)又由于初始啟動造成的最大同步誤差也最小，因此這段時(shí)間內(nèi)只有微調(diào)球閥頻繁開啟，粗調(diào)球閥幾乎沒有開啟；在行程末端，最大同步誤差值波動的幅值和頻率都較高，微調(diào)和粗調(diào)參與調(diào)節(jié)的數(shù)量也較多．

圖7 內(nèi)泄漏對同步性的影響Fig.7 Impact of internal leakage on synchronization

3.4 管道參數(shù)對系統(tǒng)動態(tài)特性的影響

管道在筒閥同步控制系統(tǒng)中作用也不容忽視，合理配置管道參數(shù)對改進(jìn)系統(tǒng)的動態(tài)特性起到重要作用，因此針對表1所示的管道參數(shù)進(jìn)行了仿真．

表1 管道參數(shù)Tab.1 Pipeline parameter

由圖8仿真結(jié)果對比可知，隨著管道通徑增加，能夠加快筒閥在初始階段速度響應(yīng)，但在筒閥行程末端卻造成運(yùn)行速度較為劇烈的波動；軟管的使用造成筒閥行程始端速度的波動，而在筒閥行程末端速度波動幅值較?。虼耍艿劳◤叫枰鶕?jù)筒閥運(yùn)行速度來選擇；雖然軟管能夠稍微減小筒閥行程末端速度的波動，但其對筒閥行程始端速度波動幅值較大，對系統(tǒng)造成的沖擊也較大，所以應(yīng)盡量避免使用軟管．

圖8 管道通徑與類型對系統(tǒng)動態(tài)特性的影響Fig.8 Impact of pipeline diameter and pipeline type on system dynamic characteristics

圖9 管道長度與豎直管道對系統(tǒng)動態(tài)特性的影響Fig.9 Impact of pipeline length and vertical pipeline on system dynamic characteristics

由圖 9仿真結(jié)果的對比可知，管道長度的增加，對筒閥運(yùn)行速度響應(yīng)產(chǎn)生一定滯后，同時(shí)使筒閥在行程末端運(yùn)行速度偏快；豎直管道的存在也使系統(tǒng)在初始階段速度響應(yīng)產(chǎn)生相應(yīng)滯后，豎直管道對筒閥行程末端的速度波動有一定的抑制效果．

4 結(jié) 語

針對筒閥多缸同步系統(tǒng)，運(yùn)用 AMESim軟件對系統(tǒng)進(jìn)行了建模和仿真，采用遺傳算法優(yōu)化了模型的PID參數(shù)，仿真了接力器負(fù)載不均、接力器缸徑制造誤差和接力器發(fā)生內(nèi)泄漏等因素對系統(tǒng)同步性的影響，同時(shí)分析了各種管道參數(shù)對系統(tǒng)速度的影響．仿真結(jié)果表明：該模型能夠較好地模擬筒閥多缸同步系統(tǒng)的速度控制以及同步控制過程，反映各參數(shù)對系統(tǒng)的影響，為筒閥同步控制系統(tǒng)的完善提供參考．

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