油液混合動(dòng)力挖掘機(jī)多控制策略參數(shù)匹配仿真

譚賢文 方錦輝 費(fèi)樹輝 金月峰

1.浙江大學(xué)流體動(dòng)力與機(jī)電系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州，3100272.徐州徐工挖掘機(jī)械有限公司，徐州，221004

油液混合動(dòng)力挖掘機(jī)多控制策略參數(shù)匹配仿真

譚賢文1方錦輝1費(fèi)樹輝2金月峰2

1.浙江大學(xué)流體動(dòng)力與機(jī)電系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州，3100272.徐州徐工挖掘機(jī)械有限公司，徐州，221004

為提高油液混合動(dòng)力系統(tǒng)挖掘機(jī)的節(jié)能效果，研究了輔助動(dòng)力系統(tǒng)多控制策略的參數(shù)匹配問題。根據(jù)動(dòng)力源驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)、工作原理及負(fù)載特性，提出穩(wěn)定發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)+恒排量釋放、穩(wěn)定發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)+恒扭矩釋放、穩(wěn)定主泵工作點(diǎn)+恒排量釋放及穩(wěn)定主泵工作點(diǎn)+恒扭矩釋放四種控制策略，并建立了系統(tǒng)主要元件數(shù)學(xué)模型，仿真對(duì)比分析四種控制策略的節(jié)能效果，得出穩(wěn)定發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)+恒排量釋放節(jié)能效果最優(yōu)的結(jié)論，并依此確定輔助馬達(dá)參數(shù)。仿真結(jié)果表明：較原系統(tǒng)，參數(shù)匹配后的混合動(dòng)力系統(tǒng)節(jié)油率提高了9.8%，工作效率提升了9.72%。

油液混合；參數(shù)匹配；控制策略；蓄能器

0 引言

傳統(tǒng)液壓挖掘機(jī)存在能量利用率低的問題，通過改進(jìn)液壓系統(tǒng)、優(yōu)化液壓元件、合理匹配動(dòng)力系統(tǒng)與液壓系統(tǒng)的功率等方法可取得很好的節(jié)能效果[1]。上述傳統(tǒng)節(jié)能技術(shù)已經(jīng)很成熟，難以進(jìn)一步提高系統(tǒng)的節(jié)能效果。傳統(tǒng)液壓挖掘機(jī)在動(dòng)臂下降時(shí)所產(chǎn)生的勢(shì)能，絕大部分被多路閥閥口上的節(jié)流損失以熱能的形式耗散掉了，若對(duì)這部分能量進(jìn)行回收再利用，與挖掘機(jī)原系統(tǒng)一個(gè)組成混合動(dòng)力系統(tǒng)，可為挖掘機(jī)的節(jié)能提供新的途徑。

目前對(duì)混合動(dòng)力系統(tǒng)的研究主要集中在油電混合[2]和油液混合[3]，前者將超級(jí)電容或蓄電池作為儲(chǔ)能元件，發(fā)電機(jī)/電動(dòng)機(jī)作為能量轉(zhuǎn)化器，能量轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)多，系統(tǒng)造價(jià)昂貴；而后者以液壓蓄能器為儲(chǔ)能元件，液壓泵/馬達(dá)為能量轉(zhuǎn)化器，能量轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)少，維修簡(jiǎn)單，已成為近年的研究熱點(diǎn)。

現(xiàn)有對(duì)油液混合動(dòng)力系統(tǒng)參數(shù)匹配的研究多集中在根據(jù)節(jié)能系統(tǒng)驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)、工作原理及負(fù)載特性，建立基于優(yōu)化目標(biāo)的目標(biāo)函數(shù)及約束條件函數(shù)，確定相關(guān)參數(shù)的匹配，這些參數(shù)匹配方案一般沒有考慮控制策略的影響[4-6]，或者只是從控制策略到參數(shù)匹配的單向匹配方法[7]；而現(xiàn)有對(duì)油液混合動(dòng)力系統(tǒng)控制策略的研究，也是以基于能量管理、工況預(yù)測(cè)、動(dòng)態(tài)混合度、模糊控制等方式單獨(dú)研究某種控制策略的有效性[8-10]，或是基于參數(shù)匹配后的控制策略研究[11]。這些控制策略也未考慮參數(shù)匹配的影響，或只是根據(jù)確定的參數(shù)設(shè)計(jì)的控制策略。對(duì)于不同的參數(shù)，控制策略的選擇不一定相同；而根據(jù)不同的控制策略，參數(shù)匹配的方法也不一定相同。即控制策略與參數(shù)匹配是相互影響的。本文針對(duì)混合動(dòng)力系統(tǒng)挖掘機(jī)的驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)、工作原理及負(fù)載特性，研究輔助動(dòng)力系統(tǒng)多控制策略的參數(shù)匹配問題。

1 混合動(dòng)力挖掘機(jī)介紹

1.1 混合動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

油液混合動(dòng)力挖掘機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示。其工作原理為采用能量回收技術(shù)回收動(dòng)臂重力勢(shì)能(能量?jī)?chǔ)存裝置是液壓蓄能器)，并通過輔助馬達(dá)釋放，給發(fā)動(dòng)機(jī)提供輔助動(dòng)力，以降低發(fā)動(dòng)機(jī)功率，達(dá)到節(jié)能的目的。

圖1 油液混合動(dòng)力挖掘機(jī)結(jié)構(gòu)原理圖Fig.1 Schematic diagram of oil-hydraulic hybrid excavator

1.2 可回收油液體積

動(dòng)臂油缸參數(shù)如下：個(gè)數(shù)為2，缸徑×桿徑×行程為120 mm×82 mm×1220 mm。由于操作誤差與實(shí)際挖掘時(shí)深度變化，動(dòng)臂油缸實(shí)際行程是不確定的，實(shí)測(cè)動(dòng)臂油缸行程如圖2所示。可以看出，實(shí)測(cè)動(dòng)臂油缸行程約為總行程的50%，所以可回收油液體積

(1)

1.3 原系統(tǒng)工況

圖3是實(shí)測(cè)挖掘機(jī)原系統(tǒng)單個(gè)周期扭矩曲線，圖4是實(shí)測(cè)挖掘機(jī)原系統(tǒng)單個(gè)周期動(dòng)臂油缸位移曲線，從中可以看出：177.5～184.0 s為挖掘狀態(tài)，共計(jì)6.5 s；184～189 s為動(dòng)臂提升+回轉(zhuǎn)狀態(tài)，共計(jì)5 s；189～193 s為卸土狀態(tài)，共計(jì)4 s；193.0～195.5 s為動(dòng)臂下降+回轉(zhuǎn)狀態(tài)，共計(jì)2.5 s。整個(gè)循環(huán)共計(jì)18 s。由圖3、圖4可以看出，挖掘機(jī)在卸土?xí)r，動(dòng)臂油缸會(huì)有小位移移動(dòng)以配合斗桿油缸和

圖3 挖掘機(jī)原系統(tǒng)扭矩曲線Fig.3 Torque curve of original system excavator

圖4 挖掘機(jī)原系統(tǒng)動(dòng)臂油缸位移曲線Fig.3 Displacement curve of original system excavator boom cylinder

鏟斗油缸卸土，而動(dòng)臂快速下降的時(shí)間段為193.0～195.5 s，共計(jì)2.5 s。根據(jù)動(dòng)臂油缸位移，設(shè)定能量回收階段為189.2～195.5 s，共計(jì)6.3 s，則能量釋放階段為11.7 s。從圖3可以看出，在能量釋放階段，發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩基本穩(wěn)定在500 N·m。

實(shí)測(cè)的挖掘機(jī)原系統(tǒng)動(dòng)臂快速下降動(dòng)臂大腔壓力曲線如圖5所示，結(jié)合圖4可以看出，動(dòng)臂下降時(shí)動(dòng)臂油缸大腔的壓力為14 MPa左右。實(shí)測(cè)挖掘機(jī)原系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速如圖6所示，可以看出發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在1750 r/min。

圖5 挖掘機(jī)原系統(tǒng)動(dòng)臂油缸大腔壓力曲線Fig.5 Rodless cavity pressure curve of original system excavator boom cylinder

圖6 挖掘機(jī)原系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速曲線Fig.6 Speed curve of original system excavator engine

2 控制策略

發(fā)動(dòng)機(jī)—泵—輔助馬達(dá)—蓄能器的全局功率匹配原理如圖7所示。

圖7 全局功率匹配原理圖Fig.7 Overall power matching schematic

當(dāng)蓄能器釋放能量時(shí)，系統(tǒng)壓力較高，主泵工作在恒功率狀態(tài)下，此時(shí)可認(rèn)為泵的扭矩恒定(主泵是恒功率)。令泵扭矩為M1，發(fā)動(dòng)機(jī)輸出扭矩為Me，輔助馬達(dá)輸出扭矩為M2，p是蓄能器壓力(隨釋放的油液量而變)，q是輔助馬達(dá)排量，則有

Me=M1-M2=M1-pq/(2π)

(2)

M2=pq/(2π)

(3)

由式(3)，根據(jù)穩(wěn)定的工作點(diǎn)(穩(wěn)定發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)或穩(wěn)定泵工作點(diǎn))及輔助馬達(dá)釋放時(shí)排量控制方式(恒排量釋放或者恒扭矩釋放)的不同，全局功率匹配有以下四種控制策略：

(1) 控制策略1。穩(wěn)定發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)(Me不變)，提高主泵扭矩(M1增加)，輔助馬達(dá)排量為定量式，恒排量釋放(q不變)。

(2) 控制策略2。穩(wěn)定發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)(Me不變)，提高主泵扭矩(M1增加)，輔助馬達(dá)排量為變量式，恒扭矩釋放(pq不變)。

(3) 控制策略3。穩(wěn)定主泵工作點(diǎn)(M1不變)，減小發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩(Me減小)，輔助馬達(dá)排量為定量式，恒排量釋放(q不變)。

(4) 控制策略4。穩(wěn)定主泵工作點(diǎn)(M1不變)，減小發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩(Me減小)，輔助馬達(dá)排量為變量式，恒扭矩釋放(pq不變)。

3 混合動(dòng)力系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

3.1 發(fā)動(dòng)機(jī)

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速一定時(shí)，其他性能指標(biāo)隨負(fù)荷變化的關(guān)系稱為發(fā)動(dòng)機(jī)的負(fù)荷特性。油液混合動(dòng)力挖掘機(jī)的發(fā)動(dòng)機(jī)在轉(zhuǎn)速n=1750r/min下的負(fù)荷特性相關(guān)數(shù)據(jù)見表1。

表1 n=1750 r/min時(shí)負(fù)荷特性數(shù)據(jù)Tab.1 Load characteristic data when the enginespeed is 1750 r/min

發(fā)動(dòng)機(jī)每一轉(zhuǎn)速下的負(fù)荷特性都可以通過多項(xiàng)式曲線擬合的方法來建立有效轉(zhuǎn)矩Me和燃油消耗率ge的關(guān)系，其通式是

(4)

其中，P是多項(xiàng)式的階數(shù)，ai是多項(xiàng)式各項(xiàng)擬合系數(shù)。令P=4，則有

(5)

用MATLAB編寫程序求出各系數(shù)如下：a0=551.9329，a1=-2.7895，a2=0.0092，a3=-1.37×10-5，a4=7.6304×10-9。

發(fā)動(dòng)機(jī)每小時(shí)燃油消耗量

(6)

式中，Pe為發(fā)動(dòng)機(jī)功率；n取1750r/min。

圖8 n=1750 r/min時(shí)負(fù)荷特性曲線Fig.8 Load characteristic curve when the engine speed is 1750 r/min

轉(zhuǎn)速n=1750 r/min時(shí)的負(fù)荷特性曲線如圖8所示?？梢钥闯觯l(fā)動(dòng)機(jī)扭矩小于500 N·m時(shí)，雖然輔助動(dòng)力系統(tǒng)降低了發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩會(huì)增加發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率，但每小時(shí)燃油消耗量仍然降低，即采用輔助動(dòng)力系統(tǒng)有助于節(jié)油。

3.2 蓄能器

由于挖掘機(jī)本身安裝空間較小，故為了便于蓄能器的安裝，選用皮囊式蓄能器，其結(jié)構(gòu)尺寸小，質(zhì)量小，皮囊慣性小，反應(yīng)靈敏。

蓄能器的選型需要考慮蓄能器主要參數(shù)、安裝空間及蓄能器成本。合理選用蓄能器主要參數(shù)能夠增加有效容積；而挖掘機(jī)由于安裝空間限制，并且為了美觀，蓄能器的公稱容積不可能過大；且增加蓄能器公稱容積，則成本增加，成本收回時(shí)間延長(zhǎng)，用戶接受度降低。

蓄能器主要參數(shù)如下：最高工作壓力p2，最低工作壓力p1，公稱容積V0，氣體預(yù)充氣壓力p0。蓄能器的氣體狀態(tài)方程為

(7)

(8)

V2=V1-ΔV

(9)

(10)

式中，ΔV為蓄能器有效容積；V1為工作壓力為p1時(shí)蓄能器氣體體積；V2為工作壓力為p2時(shí)蓄能器氣體體積；γ為氣體多變過程指數(shù)，因挖掘機(jī)單個(gè)循環(huán)釋放時(shí)間短，可認(rèn)為蓄能器工作為絕熱過程，取γ=1.4。

皮囊式蓄能器在達(dá)到最低工作壓力時(shí)，皮囊與蓄能器外殼之間應(yīng)存有少量油液，以避免皮囊在膨脹過程中撞擊蓄能器進(jìn)口處的菌形閥，否則易引起皮囊損壞。為了盡可能地使用蓄能器的容量，并且延長(zhǎng)皮囊的使用壽命，蓄能器最低工作壓力和預(yù)充氣壓力需滿足：

p0max=0.9p1

(11)

最高工作壓力不能超過預(yù)充氣壓力的4倍，否則皮囊的彈性將會(huì)受到影響，所以最高工作壓力和預(yù)充氣壓力需滿足：

p0min=0.25p2

(12)

另外，蓄能器壓力變化太大，易導(dǎo)致氣體過熱，即p2和p1之間的差值越小，皮囊使用壽命越高，但是p2和p1的變化也會(huì)使蓄能器的儲(chǔ)能密度發(fā)生變化。蓄能器的儲(chǔ)能密度

(13)

將p1/p2視為變量，p2視為定值，對(duì)式(13)求導(dǎo)，可知當(dāng)p1/p2=0.308時(shí)，儲(chǔ)能密度最大，所以

p1≥0.308p2

(14)

原系統(tǒng)動(dòng)臂下降時(shí)，動(dòng)臂大腔的背壓平均值為14MPa，從動(dòng)臂大腔到蓄能器壓力損失約1MPa，為了不影響系統(tǒng)的操縱特性，使動(dòng)臂的運(yùn)動(dòng)速度與原系統(tǒng)相似，選取蓄能器最低工作壓力與最高工作壓力的平均值為13MPa。由式(14)可知，最低工作壓力p1min=6.9 MPa。

當(dāng)蓄能器的有效容積不小于可回收油液體積時(shí)，才能盡可能地回收能量。當(dāng)蓄能器的有效容積為13.8 L時(shí)，根據(jù)蓄能器最低工作壓力、最高工作壓力、預(yù)充氣壓力即可知蓄能器公稱容積，如圖9所示。當(dāng)蓄能器預(yù)充氣壓力低時(shí)，根據(jù)式(11)，最低工作壓力也低，此時(shí)如果進(jìn)行回收，則由于蓄能器工作壓力低，動(dòng)臂會(huì)迅速下降；并且蓄能器預(yù)充氣壓力低時(shí)，蓄能器的最高工作壓力與最低工作壓力的差值也較大，動(dòng)臂下降速度不平穩(wěn)，此時(shí)所需的蓄能器公稱容積也會(huì)增加。從圖9中也可看出，當(dāng)蓄能器的最低工作壓力增大(尤其在大于11.5 MPa以后)時(shí)，蓄能器公稱容積將會(huì)急劇增加?？紤]到系統(tǒng)的安裝空間及成本等因素，初選蓄能器的公稱容積為88 L，此時(shí)最低工作壓力為11.3 MPa，最高工作壓力為14.7 MPa，

圖9 蓄能器公稱容積與最低工作壓力曲線Fig.9 Accumulator minimum working pressure effect on the nominal capacity curve

預(yù)充氣壓力為10.2 MPa。

3.3 主泵

主泵為川崎K3V112DT恒扭矩斜盤式軸向柱塞泵，其恒扭矩段數(shù)學(xué)模型為

V=2πM1ηmpu/p

(15)

式中，ηmpu為主泵機(jī)械效率，取0.94。

即當(dāng)負(fù)載壓力一定時(shí)，主泵排量與扭矩成正比。

3.4 輔助馬達(dá)

輔助馬達(dá)的扭矩

M2=pmVηm/(2π)

(16)

式中，ηm為輔助馬達(dá)的機(jī)械效率，取0.94；pm為輔助馬達(dá)入口壓力，考慮到蓄能器釋放過程的壓力損失，輔助馬達(dá)入口壓力比蓄能器壓力低0.5MPa。

4 多控制策略下參數(shù)匹配

挖掘機(jī)一個(gè)工作循環(huán)18s分為兩個(gè)時(shí)間段：能量回收階段(6.3s)和能量不回收階段(11.7s)，能量只能在能量不回收階段內(nèi)釋放。在能量回收階段，混合動(dòng)力系統(tǒng)由于沒有輔助動(dòng)力源，其油耗與原系統(tǒng)相同。下文只討論各控制策略對(duì)能量不回收階段的燃油消耗量及工作時(shí)間的影響。

控制策略1和控制策略2因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速不變，主泵扭矩增加，即主泵排量增加，但一個(gè)周期內(nèi)主泵排出的油液體積是相等的(V=qpumpnt∝M1nt)，所以挖掘機(jī)能量不回收階段工作時(shí)間變短;但是因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)不變，所以每小時(shí)燃油消耗量不變。

控制策略3和控制策略4因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速不變，主泵扭矩不變，即主泵排量不變，所以挖掘機(jī)能量不回收階段工作時(shí)間仍然相同，為11.7s。

發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗量f的計(jì)算公式為

(17)

在MATLAB軟件里編程實(shí)現(xiàn)上述控制策略，得出能量釋放階段，各控制策略的控制效果分別如圖10～圖13所示。

從圖10～圖13可以看出，在轉(zhuǎn)折點(diǎn)之前由于馬達(dá)排量太小，蓄能器油液未能完全釋放，所以能量不回收階段需要燃油消耗量較大，工作時(shí)間也較長(zhǎng)；而在轉(zhuǎn)折點(diǎn)之后可以看出，隨著馬達(dá)排量的增大，燃油消耗量變化不明顯。

比較控制策略3和控制策略4可以看出，定排量和變排量的燃油消耗量基本相同；但是控制策略4最優(yōu)點(diǎn)在恒扭矩值為85 N·m時(shí)，此時(shí)馬達(dá)的排量最小，即

(18)

圖10 控制策略1控制效果Fig.10 Control effect of control strategy one

圖11 控制策略2控制效果Fig.11 Control effect of control strategy two

圖12 控制策略3控制效果Fig.12 Control effect of control strategy three

圖13 控制策略4控制效果Fig.13 Control effect of control strategy four

而控制策略3達(dá)到相同效果只需要使馬達(dá)排量為41 mL/r。

同理，控制策略1和控制策略2處于最優(yōu)點(diǎn)時(shí)燃油消耗量基本相同，但是控制策略2最優(yōu)點(diǎn)在恒扭矩值為100 N·m時(shí)，馬達(dá)的排量最小，即

(19)

而控制策略1達(dá)到相同效果只需要使馬達(dá)排量為48 mL/r。顯然變排量較之定排量在節(jié)油方面并無優(yōu)勢(shì)，并且所需馬達(dá)排量大，且為電比例馬達(dá)，成本高，需要考慮變量泵的響應(yīng)時(shí)間是否能滿足控制要求，控制復(fù)雜，所以選用定排量釋放。

比較控制策略1和控制策略3，控制策略1在最優(yōu)值時(shí)排量為48 mL/r，燃油消耗量為56.12 g，釋放時(shí)間為9.95 s；而控制策略3在最優(yōu)值時(shí)排量為41 mL/r，燃油消耗量為57.08 g，工作時(shí)間為11.7 s；可見在馬達(dá)排量大致相同的情況下，控制策略1的油耗優(yōu)于控制策略3的油耗，且工作效率大幅提高。綜合以上分析，選用控制策略1。

根據(jù)控制策略1得出的最優(yōu)馬達(dá)排量為48 mL/r，根據(jù)圖10，馬達(dá)排量再增大時(shí)，燃油消耗量基本不變。輔助馬達(dá)在蓄能器釋放能量時(shí)，以最大排量釋放；而在能量回收時(shí)，由于蓄能器不釋放，輔助馬達(dá)即為空轉(zhuǎn)，為減少能量損失，輔助馬達(dá)需要以零排量工作。當(dāng)蓄能器不釋放時(shí)，馬達(dá)入口自然是低壓，釋放時(shí)，馬達(dá)入口為高壓，所以輔助馬達(dá)需選用兩點(diǎn)式定量馬達(dá)，馬達(dá)排量設(shè)為55 mL/r。查閱各廠家樣本，選用力士樂(Rexroth)A6VM55EZ3電氣兩點(diǎn)式液壓馬達(dá)，該馬達(dá)排量為55 mL/r，原理如圖14所示，馬達(dá)A、B任一油口進(jìn)油均通過電磁換向閥進(jìn)入變量控制活塞。當(dāng)電磁閥失電時(shí)，馬達(dá)工作在最大排量位置；當(dāng)電磁閥得電時(shí)，馬達(dá)工作在零排量位置。

圖14 力士樂A6VM55EZ3液壓馬達(dá)原理圖Fig.14 Hydraulic schematic diagram of Rexroth A6VM55EZ3 motor

基于控制策略1，在輔助馬達(dá)排量為55 mL/r的條件下，根據(jù)式(7)～式(14)，分析不同蓄能器公稱容積對(duì)燃油消耗量及工作時(shí)間的影響，結(jié)果如圖15所示。

圖15 蓄能器公稱容積影響曲線Fig.15 Accumulator nominal volume influence curve

從圖15可以看出，隨著蓄能器公稱容積的增加，燃油消耗量及工作時(shí)間均減小及縮短，但變化幅度越來越小，尤其是蓄能器公稱容積在90～140 L范圍內(nèi)，燃油消耗量及工作時(shí)間幾乎不變，所以可認(rèn)定選用蓄能器公稱容積為88 L是合適的。

蓄能器的選型還需要考慮安裝空間，若單獨(dú)用一個(gè)蓄能器，則蓄能器又大又長(zhǎng)，不好安裝，而且也不美觀，所以用2個(gè)公稱容積為20 L的蓄能器及2個(gè)公稱容積為24 L的蓄能器來回收。文獻(xiàn)[12]進(jìn)行了仿真分析，得出用多個(gè)小蓄能器代替單個(gè)大蓄能器時(shí)，充油壓力曲線相同，可用多個(gè)小蓄能器代替單個(gè)大蓄能器的結(jié)論。

5 節(jié)能效果分析

同理，用MATLAB軟件計(jì)算出原系統(tǒng)能量不回收階段的燃油消耗量為65.99 g。將圖3中189.2～195.5 s區(qū)間段的扭矩作為輸入，可以計(jì)算出6.3 s內(nèi)原系統(tǒng)燃油消耗量為35.33 g。原系統(tǒng)與混合動(dòng)力系統(tǒng)的對(duì)比見表2。

混合動(dòng)力系統(tǒng)較原系統(tǒng)每工作循環(huán)節(jié)油率提升率

(20)

式中，f1為原系統(tǒng)油耗；f2為混合動(dòng)力系統(tǒng)油耗。

表2 原系統(tǒng)與混合動(dòng)力系統(tǒng)對(duì)比Tab.2 Comparison between the original system and the hybrid system

混合動(dòng)力系統(tǒng)較原系統(tǒng)每循環(huán)工作效率提升率

(21)

式中，t1為原系統(tǒng)單個(gè)循環(huán)工作時(shí)間；t2為混合動(dòng)力系統(tǒng)單個(gè)循環(huán)工作時(shí)間。

6 結(jié)語

本文提出了基于多控制策略的參數(shù)匹配方法，在系統(tǒng)某些參數(shù)不確定的情況下確定多控制策略下的最優(yōu)控制及最優(yōu)參數(shù)。本文首先分析了油液混合動(dòng)力挖掘機(jī)的驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)、工作原理及負(fù)載特性，提出了四種控制策略，并建立了發(fā)動(dòng)機(jī)、蓄能器、輔助馬達(dá)、主泵的數(shù)學(xué)模型，在設(shè)定了蓄能器相關(guān)參數(shù)的基礎(chǔ)上，對(duì)四種控制策略的節(jié)油效果進(jìn)行了仿真，并從節(jié)油效果、成本等方面綜合分析后選定了穩(wěn)定發(fā)動(dòng)機(jī)工作點(diǎn)+恒排量釋放控制策略，并依此確定了輔助馬達(dá)的參數(shù)。本文仿真時(shí)未考慮發(fā)動(dòng)機(jī)、主泵、蓄能器、輔助馬達(dá)等的動(dòng)態(tài)特性，提高仿真模型的精度及通過試驗(yàn)驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性將是混合動(dòng)力系統(tǒng)挖掘機(jī)進(jìn)一步研究的重點(diǎn)。

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(編輯 陳 勇)

Simulation on Parameter Matching Based on Multi Control Strategies of Oil-hydraulic Hybrid Excavator

TAN Xianwen1FANG Jinhui1FEI Shuhui2JIN Yuefeng2

1.State Key Laboratory of Fliud Power & Mechatronic Systems, Zhejiang University,Hangzhou,310027 2.XCMG Excavator Machinery Co., Ltd., Xuzhou, Jiangsu,221004

In order to improve the energy saving effectiveness on an oil-hydraulic hybrid excavator, the parameter matching was studied based on multi control strategies of the auxiliary power systems. According to the driving structures, working principles and load characteristics, four kinds of control strategies were proposed including stabilizing engine operating points with constant displacement release, stabilizing engine operating points with constant torque release, stabilizing main pump operating points with constant displacement release, stabilizing main pump operating point with constant torque release. Then a mathematical model of the system main components was established. Compared the energy saving effectiveness of the four control strategies through simulations and analyses, coming to a conclusion that energy saving effectiveness of stabilizing main pump operating points with constant displacement release is optimal, and according to this fact, the auxiliary motor parameters are determined. Simulation results show that, compared with the original system, the hybrid system's fuel saving rate has increased by 9.8%, and work efficiency has increased by 9.72%.

oil-hydraulic hybrid; parameter matching; control strategy; accumulator

2016-06-15

國家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2015BAF07B06)

TH137

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.09.007

譚賢文,男,1992年生。浙江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。主要研究方向?yàn)楣こ虣C(jī)械電液控制。方錦輝(通信作者),男,1983年生。浙江大學(xué)流體動(dòng)力與機(jī)電系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室助理研究員、博士。E-mail：jhfang@126.com。費(fèi)樹輝，男，1978年生。徐州徐工挖掘機(jī)械有限公司高級(jí)工程師。金月峰，男，1985年生。徐州徐工挖掘機(jī)械有限公司工程師。