高速高頻舵機系統的設計準則研究

劉 流，馬瑜安，鄧 攀

● （1.海裝上海局，上海 200000；2.中國船舶重工集團公司第704研究所，上海 200031）

高速高頻舵機系統的設計準則研究

劉 流1，馬瑜安2，鄧 攀2

● （1.海裝上海局，上海 200000；2.中國船舶重工集團公司第704研究所，上海 200031）

高速高頻舵機的高速轉舵控制和正弦轉舵控制與舵機系統輸出功率及截止頻率密切相關。為了研究高速高頻船舶舵機的設計準則，建立了基于ADAMS、AMESim和MATLAB的聯合仿真模型。基于該仿真模型，分析了舵機系統輸出功率及截止頻率對舵機性能的影響，得出了高速高頻舵機的設計準則。

舵機；設計準則；高速轉舵控制；正弦轉舵控制；仿真

0 引言

船舶舵機系統的作用是使船舶維持原來的航向或改變航向[1]，由于液壓系統具有出力大、響應快的特點[2]，大型船舶一般采用液壓舵機系統。大型液壓舵機系統通常采用泵控閉式回路，通過控制變量泵斜盤機構來控制其輸送到推舵液壓缸的流量，利用油液難以壓縮的特性控制推舵缸來實現舵的轉動。

雖然現階段國內研究機構對船舶舵機系統已經進行了較多研究[3-6]，但對轉舵速度高，跟蹤性能好的液壓舵機系統的研究相對較少[7]。開發高速高頻船舶舵機系統，有必要研究其設計準則。

本文通過建立基于ADAMS、AMESim和MATLAB的聯合仿真模型，分析舵機泵組輸出功率和舵機系統的截止頻率對舵機性能的影響，提出了高速高頻船舶舵機系統的設計準則。

1 基于ADAMS、AMESim和MATLAB的舵機系統聯合仿真模型的建立

根據給定的推舵機構機械結構參數，采用 Pro/E軟件建立了舵機推舵機構的零件圖，如圖1所示。

圖1 推舵機構的三維圖

利用ADAMS軟件和Pro/E無縫接口的功能，將推舵機構詳細的三維裝配圖轉換至ADAMS軟件中，并添加約束和碰撞檢查。定義輸入接口為推舵液壓缸所出的力，輸出接口為舵柄的轉角，以便在機械系統、液壓系統和控制系統進行聯合仿真時對模型進行調用。所建立舵機推舵機構的詳細三維ADAMS動力學模型如圖2所示。

圖2 推舵機構的ADAMS模型

根據舵機液壓原理以及所用主要元件的樣本確定出舵機液壓系統各部件的參數，在AMESim軟件環境下建立液壓系統的仿真模型。建立的雙泵組、雙柱塞缸舵機液壓系統模型如圖3所示。定義舵機液壓系統AMESim模型的兩個比例閥的電流控制信號為輸入接口、柱塞缸所輸出的力為輸出接口。

圖3 舵機液壓系統AMESim模型

利用AMESim和MATLAB/Simulink的無縫接口，將AMESim液壓系統模型導入至MATLAB/Simulink中，并基于Matlab/Simulink建立整個舵機系統的控制系統模型，轉化后的AMESim液壓系統模型中的主泵斜盤擺角控制指令、柱塞缸推力輸出信號均與Simulink模塊相連。所建立的舵機總體控制系統Simulink模型如圖4所示。

圖4 舵機總體系統Simulink仿真模型

2 舵機系統轉舵性能影響因素分析

船用舵機轉舵的高速實現與變量泵的輸出功率緊密相關，而舵機的正弦舵角控制與泵控系統輸出功率和系統的截止頻率密切相關。本文分析了各種條件下舵機轉舵的性能。在基于上述建立的聯合仿真模型的分析中，期望舵機能實現的轉舵速度為 5o/s、正弦轉舵控制的幅值為 10o且頻率為0.1Hz，折算到推舵油缸最大速度為0.0609m/s、正弦幅值為0.097m。

2.1 功率和系統截止頻率均足夠

不妨假定常規舵機的功率無窮(變量泵排量不限，推舵油缸工作壓力不限)、舵機系統的截止頻率也遠大于正弦輸入信號的頻率。推舵油缸響應的位移仿真曲線見圖5。

圖5 功率和截止頻率均足夠的舵機響應曲線

由圖5推舵油缸等速運行和正弦運行響應曲線可見，舵機系統輸出功率和系統截止頻率均足夠大時，可實現期望的高速轉舵和正弦轉舵。

2.2 功率足夠但截止頻率較小

定常規舵機的功率無窮、系統截止頻率小于正弦信號頻率。若舵機系統截止頻率為0.05Hz，則在常規PID控制下，推舵油缸響應的位移仿真曲線如圖6所示。由圖可見，正弦轉舵幅值衰減90%，同時，舵速也不能快速達到設定轉舵速度。其原因是，舵機系統頻響低，響應慢。雖然可通過增加前饋控制的方法，使舵機實現一定的快速轉舵和正弦轉舵，但能力有限。

圖6 功率滿足但系統截止頻率不滿足的舵機響應曲線

2.3 系統截止頻率足夠但功率不夠

1）缸出力足夠，變量泵輸出流量不夠的情況 。假定舵機系統截止頻率高于正弦轉舵頻率，但舵機因輸出流量小，使系統輸出功率不滿足需求功率。設舵機的變量泵排量為125ml/r、電機轉速1500r/min，并假定舵機輸出力能滿足正弦運行工況要求。 推舵油缸位移響應仿真曲線如圖7所示。可見，125L/min的泵輸出流量最大可滿足0.0332m/s的缸速度，無法實現0.0609m/s速度推舵；正弦轉舵時，近似為三角波。因此，舵機系統截止頻率滿足要求、輸出推舵力足夠大，而舵機輸出流量不足時，不能實現高速轉舵和正弦轉舵。

圖7 變量泵輸出流量不夠時油缸位移響應曲線

2）變量泵輸出流量足夠但缸出力不夠。在系統截止頻率滿足條件下，設舵機最大輸出力矩為810kNm，而實際負載力矩為850kNm。此時，推舵油缸的位移響應仿真曲線如圖8所示。可見，舵機系統截止頻率大于正弦頻率、輸出流量足夠和輸出力不足的條件下，可實現高速舵機轉舵，但無法實現正弦轉舵。

圖8 變量泵流量足夠而推舵缸出力不足時油缸位移曲線

3）變量泵輸出流量和缸出力均不足。系統截止頻率足夠的條件下，變量泵輸出流量和推舵油缸出力均不足的情況下，設舵機輸出力矩為 810kNm，實際負載力矩850kNm，泵的排量 125mL/min。此時，推舵油缸的位移響應曲線如圖9所示。可見，系統截止頻率滿足要求，而變量泵的輸出流量和推舵油缸的輸出力均不足時，舵機無法實現高速和正弦轉舵。

圖9 舵機輸出流量和輸出力矩均不夠時油缸位移響應曲線

3 結論

1）在舵機系統輸出功率大于系統運行要求的功率且系統截止頻率高于正弦轉舵頻率的條件下，可實現高速轉舵和快速正弦轉舵。

2）在舵機系統截止頻率和變量泵排量足夠，而推舵油缸出力不夠的條件下，可實現高速轉舵，但無法實現正弦轉舵。

3）在舵機系統截止頻率和推舵油缸輸出力足夠，而變量泵排量不夠的條件下既不能實現高速轉舵又不能實現正弦轉舵。

4）舵機系統截止頻率足夠，而變量泵排量和推舵油缸輸出力均不足的條件下，既不能實現高速轉舵又不能實現正弦轉舵。

通過以上結論，得出實現舵機高速轉舵和正弦控制的設計準則為：所有運行工況下，泵控系統瞬時輸出功率大于負載瞬時功率；舵機系統的截止頻率大于正弦轉舵輸入信號頻率。

[1] 蘇東海,黃鑫.船舶舵機液壓參數設計[J]. 液壓氣動與密封, 2008 (6): 14-16.

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[3] 黃勇亮,盧曉春.船舶舵機的模糊 PID 控制[J]. 裝備制造技術, 2009(7): 27-29.

[4] 霍學亮,任光,張均東.基于Simulink的船舶舵機系統的建模與動態仿真[J]. 大連海事大學學報, 2007,33(Sup): 74-76.

[5] 江小霞,朱鈺.船舶舵機單神經元自適應 PID 控制的究[J]. 船舶工程, 2009, 31(4): 56-58.

[6] 張禮華,盧道華,劉芳華.船舶舵機個體Agent的研究與構建[J]. 船電技術, 2004 (6): 26-29.

[7] 祝惠一.船舶液壓舵機系統設計研究[D]. 重慶:重慶大學, 2010: 1-10

Research on Design Criterion of High Speed High Frequency Steering Gear

LIU Liu1, MA Yu-an2, DENG Pan2
(1. Armament Department of PLAN Shanghai Bureau, Shanghai 200000, China; 2. No.704 Research Institute, CSIC, Shanghai 200031,China)

High speed steering control and sine steering control are relative to the output power and cut-off frequency of high speed high frequency steering gear.In order to figure out the design criterion of the Gear, Combined simulation model based on ADAMS,AMESim and MATLAB is built. Based on the model, the article analyses the impact of output power and cut-off frequency on the performance of steering gear, and the design criterion of high speed high frequency steering gear are obtained.

steering gear; design criterion; high speed steering control; sine steering control; simulation

TH39

A

劉流（1982-），男，工程師，助理員，海軍裝備研究院上海局綜合計劃處。