Control strategy of hybrid electric high speed monorail crane based on deterministic rules
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摘要:
单轨吊作为煤矿井下辅助运输系统的重要设备形式之一，其运行速度普遍较低（满载＜2 m/s），且传统防爆柴油机或防爆蓄电池单一动力形式均难以满足单轨吊动力性能与环保需求。为提高单轨吊驱动性能并实现绿色矿山目标，在传统单轨吊结构基础上提出了一种新型分布式混合动力驱动系统，基于确定性规则建立其控制策略并进行建模和仿真试验。首先，结合单轨吊结构的多段性，在不同驱动端设置不同动力源，采用分布式架构作为高速单轨吊混合动力架构形式，并制定该架构下不同的工作模式，确定不同模式下的能量流向；其次，为了提高单轨吊动力性能以及改善防爆柴油机工作区间，根据常规工况制定工作模式切换逻辑策略与转矩分配策略，在此基础上设计了基于逻辑门限值的确定性规则控制策略并利用Matlab搭建整体切换逻辑仿真策略；然后，根据高速单轨吊的实际行驶情况，建立小坡度重载、小坡度轻载、大坡度轻载3种整机循环工况；最后，将控制策略导入AMESim仿真软件，对所搭建的高速单轨吊整机物理模型进行联合仿真。仿真结果表明，基于确定性规则的控制策略能够使防爆柴油机和防爆电动机的工作点均处于高效区间，并使单轨吊整机具有较好的速度跟随性；在小坡度重载工况下，电池组荷电状态（SOC）值消耗量仅为17.6%，满载最大运行速度达到了3.01 m/s，CO、HC、NOx尾气排放量相比传统单轨吊分别降低了67.3%、36.4%、49.4%和13.1%；在大坡度轻载工况下，电池组SOC值消耗量仅为13.1%，满载最大运行速度达到了2.29 m/s，CO、HC、NOx尾气排放量相比传统单轨吊分别降低了70.2%、58.1%、41.7%。研究结果对于提高煤矿井下单轨吊运输效率、降低尾气排放具有理论意义和实用价值。
Abstract:Monorail crane, as one of the important equipment forms of underground auxiliary transportation, has a generally low running speed (full load < 2 m/s), and the traditional single power drive is difficult to meet the power and environmental requirements of monorail crane. In order to improve the driving performance of monorail crane and achieve the goal of green mine, a new distributed hybrid power drive system is proposed based on the traditional monorail crane structure. Its control strategy is established based on the deterministic rules and its modeling and simulation tests are carried out. First of all, combined with the multi section of the monorail crane structure, different power sources are set at different drive ends, and a distributed architecture is adopted as the hybrid power architecture of the high-speed monorail crane. Different working modes under the architecture are formulated to determine the energy flow direction under different modes; Secondly, in order to improve the power performance of the monorail crane and the working range of the explosion-proof diesel engine, the working mode switching logic strategy and torque distribution strategy are formulated in the face of conventional working conditions. On this basis, the deterministic rule control strategy based on the logic threshold value is designed, and the overall switching logic simulation strategy is built using MATLAB; Then, according to the actual running situation of the high-speed monorail crane, three complete machine cycle conditions are established, namely, small slope heavy load, small slope light load and large slope light load; Finally, the control strategy is imported into AMESim simulation software, and the physical model of the high-speed monorail crane distributed hybrid power system is jointly simulated. The simulation results show that the designed control strategy based on the deterministic rules can make the working points of the explosion-proof diesel engine and explosion-proof motor of the monorail crane in the high efficiency range, and make the whole machine have a good speed following performance; Under the condition of small slope and heavy load, the state of charge (SOC) consumption of the battery pack is only 17.6%, the maximum operating speed under full load reaches 3.01 m/s, and the emissions of CO, HC and NOx are reduced by 67.3%, 36.4%, 49.4% and 13.1% respectively compared with the emissions of traditional monorail cranes; Under the working condition of large slope and light load, the consumption of SOC value of the battery pack is only 13.1%, the maximum operating speed under full load reaches 2.29m/s, and the emissions of CO, HC and NOx are 70.2%, 58.1% and 41.7% lower than those of traditional monorail cranes respectively. The research results are of great significance and practical value to improve the running speed of monorail crane, enhance its transportation efficiency, and reduce exhaust emissions to improve the downhole working environment.
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0. 引 言
钢丝绳芯输送带因其拉伸强度高、摩擦阻力大、抗冲击性强等优点广泛应用于煤炭、矿山、冶金等诸多运输领域[1]，随着煤炭综采工作面的不断深入，对重载带式输送机提出了长距离、大运量的要求，钢丝绳芯输送带也成为煤炭运输的主要带型之一[2]。输送机上一条完整的输送带需要由多条短带搭接而成，受搭接过程中硫化工艺、人工操作等因素的影响，制作一个接头通常需要多名工人消耗大量时间，以一条长度2 000 m的钢丝绳芯输送带为例，通常需要10条200 m长的短带连接而成，单个接头的硫化时间正常情况下约为10 h，总耗时达100 h，工作效率低，极大地影响了输送系统的运行效率[3]。同时，传统工艺下的接头强度一般也仅为原输送带强度的85%～90%，这使得接头连接部位成为整条输送带最薄弱的位置。钢丝绳芯输送带在运行过程中经常会因非正常因素如大块物料磨损、铁器碰撞、振动冲击等而发生撕带、断带等事故，据统计90%的事故发生在输送带接头处[4]。一旦出现断带事故，不但会给输送系统的修复带来巨大挑战，对企业造成巨大的经济损失，甚至引起的人员伤亡时间也会对社会引起恶劣的影响[5]。因此，如何提高输送带接头制作效率和接头强度成为运输行业亟需解决的难题。
近年来，国内外专家学者从理论分析、接头橡胶材料和接头制作工艺等方面进行了深入研究，并对接头硫化提出了新的理论和方法。LONG等[6]通过有限元方法对钢丝绳芯输送带接头的变形以及强度的关系进行了分析，研究了在外力作用下钢丝绳与橡胶之间的粘结强度变化，得到了输送带在实际运输过程中在纵向张力作用下的应力分布情况，确定钢丝绳的长度、直径和水平间距是影响接头强度的主要因素，并总结了接头变形与接头整体强度之间的定量关系。MIROSLAW等[7]对输送带接头的强度进行试验研究，发现相邻钢丝绳的应力差较大，导致钢丝绳延展差异以及橡胶层中额外的剪切应力出现，确定输送带接头的疲劳寿命取决于接头橡胶的剪切强度和钢丝绳的延展性。HE等[8]采用直径20 μm的超高分子量聚乙烯（UHMWPE）短纤维作为填料添加到天然橡胶中，用以增加输送带的撕裂强度，结果表明每100份天然橡胶中添加1.2份UHMWPE可使复合橡胶的撕裂强度提高150.2%，但起到关键因素的是UHMWPE的磨碎工艺和硫化工艺。在硫化接头制作工艺方面，Robin Bovaird等人使用具有特定尺寸、未硫化的橡胶套代替芯胶胶片包裹钢丝绳，减少了接头搭接时间，并将硫化后的接头性能提高了30%[9]。Mohammadreza等[10]通过研究输送带钢丝绳在接头处的应力分布，提出了一种添加金属丝与输送带橡胶相结合的接头增强技术，结果表明增加金属丝数量和直径可使粘接层应力分布均匀，减小最大应力值，接头强度提高90%。杜占虎等[11]发明了一种用于钢丝绳芯输送带接头硫化的接头预制胶片，能够提高接头强度。虽然近年来专家学者们对钢丝绳芯输送带接头搭建技术的优化取得了一定的成果，但根据实际调研，受限于新材料的成本、技术工人操作熟练度等因素的影响，煤矿现场的接头硫化过程仍存在工艺繁琐、接头质量差的问题。
以ST1 600型钢丝绳芯输送带接头为研究对象，首先通过对输送带接头处进行受力分析，揭示了钢丝绳水平、垂直间距不均匀性对接头强度影响规律。然后在现有硫化工艺基础上提出了一种预成型芯胶敷设技术，通过芯胶流固耦合分析对比了填充式芯胶与三角形、梯形和半圆形芯胶凹槽对限制钢丝绳偏移的影响，并对硫化后的预成型芯胶胶体的性能进行了测试。最后分别采用传统硫化工艺和预成型芯胶技术进行输送带接头敷设试验，并对硫化后的接头进行拉伸试验，以检验预成型芯胶技术对提高敷设效率和接头强度方面的作用效果。
1. 钢丝绳芯输送带接头受力数学模型
在煤炭等物料的运送过程中，钢丝绳芯输送带在自身和物料重力以及张紧装置的作用下承受较大的纵向拉力，主要由输送带中平行的排布的钢丝绳承担，当外部载荷对硫化接头部位的作用力超过其自身抗拉强度时，输送带最薄弱的接头位置会出现钢丝绳与橡胶脱离甚至钢丝绳断裂的现象，从而造成接头破坏[12]。因此，需要对输送带接头处的橡胶和钢丝绳进行力学分析。将橡胶简化为弹性系数为$k$的弹簧[13]，建立输送带接头处相邻两根钢丝绳的简化模型如图1a所示。
接头中通常相邻的两根钢丝绳各自与两端所属输送带连接，受到的力$F$方向相反，建立接头部位的受力模型如图1b所示，$ \mu $为钢丝绳在纵向的位移。
由受力模型可得力学方程：
$$ \frac{{\text{d}}}{{{\text{d}}x}}\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{F_1}} \\ {{F_2}} \end{array}} \right\} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} k&{ - k} \\ { - k}&k \end{array}} \right]\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{\mu _1}} \\ {{\mu _2}} \end{array}} \right\} $$ (1) 根据材料力学中的小变形应变理论可以推出：
$$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{F_1}} \\ {{F_2}} \end{array}} \right\} = EA\frac{{\text{d}}}{{{\text{d}}x}}\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{\mu _1}} \\ {{\mu _2}} \end{array}} \right\} $$ (2) 其中，$ EA $为钢丝绳弹性模量和截面面积的乘积，即为钢丝绳的刚度，联立式（1）和（2）可以推出：
$$ EA\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{\mu ^{''}}_1} \\ {{\mu ^{''}}_2} \end{array}} \right\} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} k&{ - k} \\ { - k}&k \end{array}} \right]\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{\mu _1}} \\ {{\mu _2}} \end{array}} \right\} $$ (3) 令接头处钢丝绳长度为$L$，根据材料力学和弹性力学中的边值问题求解得到：
当$ \mu = 0 $时，
$$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{F_1}(0)} \\ {{F_2}(0)} \end{array}} \right\} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} 0 \\ F \end{array}} \right\} $$ (4) 当$ \mu = L $时，
$$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{F_1}(L)} \\ {{F_2}(L)} \end{array}} \right\} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} F \\ 0 \end{array}} \right\} $$ (5) 根据两根钢丝绳和橡胶的简化模型可推导出多根钢丝绳芯输送带接头的一般力学模型，接头区域的钢丝绳应力等于钢丝绳的刚度矩阵与钢丝绳纵向位移的乘积，由上式可求出多根钢丝绳应力方程的一般解，如式（6）和（7）所示，其中${k_i}$为钢丝绳的刚度系数。
$$ \begin{array}{l} \dfrac{{\rm{d}}}{{{\rm{d}}x}}\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{F_1}}\\ {{F_2}}\\ \vdots \\ {{F_N}} \end{array}} \right\} = \\ \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{k_{11}}}&{ - {k_1}}&{ - {k_2}}&{ - {k_3}}&{}&{}&{}&{}\\ { - {k_1}}&{{k_{22}}}&{ - {k_1}}&{ - {k_2}}&{ - {k_3}}&{}&{}&{}\\ { - {k_2}}&{ - {k_1}}&{{k_{33}}}&{ - {k_1}}&{ - {k_2}}&{ - {k_3}}&{}&{}\\ { - {k_3}}&{ - {k_2}}&{ - {k_1}}& \ddots & \ddots & \ddots & \ddots &{}\\ {}&{ - {k_3}}&{ - {k_2}}& \ddots & \ddots & \ddots & \ddots &{ - {k_3}}\\ {}&{}&{ - {k_3}}& \ddots & \ddots & \ddots & \ddots &{ - {k_2}}\\ {}&{}&{}& \ddots & \ddots & \ddots & \ddots &{ - {k_1}}\\ {}&{}&{}&{}&{ - {k_3}}&{ - {k_2}}&{ - {k_1}}&{{k_{NN}}} \end{array}} \right\}\left\{ \begin{array}{l} {\mu _1}\\ {\mu _2}\\ \,\,\, \vdots \\ {\mu _N} \end{array} \right\} \end{array} $$ (6) $$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{F_1}} \\ {{F_2}} \\ \vdots \\ {{F_N}} \end{array}} \right\} = EA\frac{{\text{d}}}{{{\text{d}}x}}\left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{\mu _1}} \\ {{\mu _2}} \\ \vdots \\ {{\mu _N}} \end{array}} \right\} $$ (7) 上述分析表明，输送带接头中钢丝绳的受力由其纵向位移决定。在输送带原带中，钢丝绳均匀排布，各钢丝绳在拉伸过程中位移一致，能够确保整带受力均匀，而在传统的硫化工艺下，通过人工敷设很难做到钢丝绳在接头内的均匀排布，导致钢丝绳的对中性差，甚至相互粘黏在一起，如图2所示。
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图 2 传统硫化工艺下输送带接头处钢丝绳排布Figure 2. Wire rope arrangement at conveyor belt joint under traditional vulcanization process非均匀排布可以描述为相邻两根钢丝绳在水平方向和垂直方向间距的不一致，出现偏移，当钢丝绳受力时，相较于均匀排布的原输送带，接头处钢丝绳由于水平、垂直方向的位移，导致纵向位移量的不一致，进而引起各钢丝绳受力不均，降低了接头整体强度。因此需要对钢丝绳在水平、垂直方向间距的不一致对接头强度的影响进行分析。
2. 钢丝绳偏移对接头强度影响的仿真分析
在ANSYS Workbench中对钢丝绳芯输送带接头进行静力学分析[14]，以普通型ST1 600钢丝绳芯输送带为研究对象，上覆盖胶厚度8 mm，芯胶厚度8 mm，下覆盖胶厚度6 mm，钢丝绳直径3.9 mm，钢丝绳间距12 mm，模型长度50 mm，如图3所示。
为降低建模难度和提高计算速度，钢丝绳采用圆柱体代替，设置模型的端面钢丝绳固定，另一侧施加模型长度的0.2%伸长量，用钢丝绳彼此间的剪切力衡量表征钢丝绳和橡胶的粘合性能[15]。由于中间两根钢丝绳未刚性连接，与橡胶的粘合处最容易发生破坏，因此围绕中间钢丝绳和对应橡胶的受力情况展开研究。钢丝绳及橡胶材料的属性参数见表1、表2。
表 1 输送带钢丝绳的材料属性Table 1. Material properties of conveyor belt wire rope屈服极限/GPa 泊松比 剪切模量/GPa 弹性模量/GPa 1.95 0.3 85.3 184.9 表 2 输送带橡胶的物性参数Table 2. Physical parameters of conveyor belt rubber类型 比热容/（J·kg−1·K−1） 密度/（kg·m−2） 非牛顿指数 W/（m·K） 芯胶 2 201 1 182 0.75 0.3 覆盖胶 2 398 1 389 0.75 2.1 水平间距不均匀性对接头强度影响分析
在ST1 600型钢丝绳芯输送带尺寸范围内选取间距6、9、12、15、18 mm情况下对接头处进行受力分析，主要分析中间位置的钢丝绳和橡胶所受到的等效应力以及橡胶的最大剪切力。当间距为12 mm时，接头中心水平截面等效应力如图4所示。可以看出，橡胶最大等效应力发生在中间两根钢丝绳与橡胶结合面上，中间钢丝绳最大等效应力发生在受位移载荷端处，同时沿着钢丝绳在纵向上由中心向两端逐渐减小。不同水平间距下中间钢丝绳等效应力、橡胶等效应力以及橡胶最大剪应力的仿真结果如图5所示。
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图 5 不同水平间距下的输送带接头应力Figure 5. Stress of conveyor belt joint under different horizontal spacing由图5看出，在施加相同的位移载荷后，中间钢丝绳和橡胶所对应的等效应力，以及橡胶的最大剪应力均随着钢丝绳水平间距的减小而增大，这是由于随着水平间距减小，钢丝绳间的芯胶厚度减少，增大的应力会降低钢丝绳与橡胶之间的粘合强度，加大接头破坏几率。当水平间距为12 mm时中间钢丝绳等效应力为0.72 MPa，水平间距大于12 mm后，3种力的变化趋于稳定。其中，中间钢丝绳等效应力差值为1.71 MPa；橡胶等效应力差值为0.05 MPa；橡胶受到的最大剪应力差值为0.03 MPa。
根据接头等效应力随钢丝绳间距变化图所描述的规律，在间距大于12 mm后的中间钢丝绳和橡胶的等效应力差别很小，与国标GB/T 9770—2013《普通用钢丝绳芯输送带》中规定的钢丝绳间距12 mm相吻合，也进一步证明仿真的正确性。
2.2 垂直间距不均匀性对接头强度影响分析
分析钢丝绳在垂直距离的受力情况，在钢丝绳水平间距为12 mm的条件下，选择钢丝绳垂直间距0 、1 、2 、3 、4 、5 mm对钢丝绳和橡胶的受力情况进行[16]，主要对中间位置钢丝绳和橡胶所受到的等效应力，以及橡胶的最大剪切力进行分析，仿真结果如图6所示。
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图 6 不同垂直间距下的输送带接头应力Figure 6. Stress of conveyor belt joint under different vertical spacing由图6a中间钢丝绳等效应力图可以看出，高度差为0 时钢丝绳的等效应力为0.7 MPa，随着高度差增加，钢丝绳的等效应力呈线性增长趋势，最大差值为1.56 MPa。由图6b和图6c可以看出，随着钢丝绳垂直偏移增加，橡胶的等效应力和最大剪应力虽然有浮动，但其变化数值微小，差值均在0.001 MPa以内，因此，钢丝绳的垂直偏移主要对钢丝绳的应力变化存在影响。结合水平间距不均影响分析结果可知，无论在数值以及变化的幅度上，相较垂直间距，水平间距变化对钢丝绳等效应力的影响尤为显著，更易引起接头钢丝绳的破坏，因此为提高接头强度，在硫化过程中应保证钢丝绳水平方向的均匀排布。
3. 接头预成型芯胶敷设技术及凹槽流固耦合分析
3.1 接头预成型芯胶敷设技术
目前，煤矿钢丝绳芯输送带硫化作业还无法实现自动化，需要将处理后的钢丝绳按照搭接要求敷设在芯胶内部，铺上覆盖胶后在接头硫化机内完成硫化。传统的钢丝绳敷设方法是操作人员首先按照搭接要求在整片芯胶上绘制标记，再将剥皮修整后的钢丝绳按照标记均匀的敷设在芯胶上，然后将芯胶胶条填充在钢丝绳间隙（以下简称填充式芯胶），最后铺上芯胶及覆盖胶，通过硫化机完成硫化[17]。人工摆绳操作繁琐、耗时长，对操作人员的熟练度依赖程度高，同时由于钢丝绳自身的刚度问题，也很难在敷设后保持水平方向的均匀性排布，引起钢丝绳间距不一致，由上文分析可知，该现象会对硫化后的接头强度产生不利影响。
针对以上问题，提出一种接头预成型芯胶敷设技术，结构如图7所示。
通过橡胶挤压模具制成带有符合搭接要求的预成型芯胶胶片，只需将钢丝绳按照顺序依次摆放在芯胶凹槽内，即可完成钢丝绳的敷设作业，同时由于整片芯胶一体成型，相邻凹槽中间的芯胶具有足够强度以限制钢丝绳的偏移，保证了钢丝绳的均匀排布，此外也省略了插入芯胶胶条的作业步骤，以提高工人敷设效率和输送带接头强度。
3.2 接头预成型芯胶凹槽流固耦合分析
输送带接头在硫化过程中橡胶流动及残存气体的排出导致内部流场的变化，进而产生钢丝绳的偏移[18]。因此通过流固耦合分析研究硫化过程中预成型芯胶接头橡胶的流动对钢丝绳偏移的影响。传统钢丝绳敷设过程中插入的芯胶胶条可以等效为立方体形状，钢丝绳与芯胶的截面图如图8a所示，简称填充式芯胶。为探究预成型芯胶凹槽形状对钢丝绳偏移的影响，考虑橡胶挤压机的生产难度，设计了三角形、梯形和半圆形芯胶凹槽结构，如图8b—图8d所示。
通过设置接头钢丝绳与橡胶的流固耦合交界面，将流体橡胶计算数据导入到结构模块中进行强度分析，计算钢丝绳形变量。将模型导入Fluent中，设置能量残差值标准为10−6，并对结构分析进行网格无关性验证[19]，模型相关尺寸与图3一致。通过Fluent与Static Structural联合计算得到的钢丝绳在流体橡胶作用下的变形如图9所示。
由图9可以看出，由于左侧施加固定约束，四种芯胶中钢丝绳的偏移量均从左到右增大，其中填充式芯胶中的钢丝绳变形最为明显，而半圆形芯胶最小，为$ 1.01\times {10}^{-4}\;\mathrm{m}\mathrm{m} $。进一步提取各芯胶钢丝绳在水平、垂直、纵向3个方向的偏移量如图10所示。
由图10可以看出，填充式芯胶内的钢丝绳与其他3种相比在3个方向上均存在较大的偏移量，这是由于填充式下的芯胶胶条与上下芯胶在硫化前没有结合，无法对钢丝绳的偏移提供约束力。①水平方向，3种预成型芯胶中的钢丝绳具有相似的偏移量，相较填充式芯胶，偏移量较少了约70%，表明所设计的凹槽结构均可有效限制钢丝绳的水平方向的移动；②垂直方向，3种预成型芯胶的钢丝绳偏移量具有较大差异，由大到小分别为三角形、梯形和半圆形芯胶凹槽，相较于填充式芯胶，偏移量分别减少了27.5%、66.7%和86.9%，这是由于硫化前接头内存在空气，硫化过程中钢丝绳周围的空气在高温高压作用下流动，致使钢丝绳产生偏移，由于半圆形芯胶凹槽与钢丝绳结合面均匀，因此产生的偏移量最小；③纵向，3种预成型芯胶在纵向上基本未发生变异，这是由于芯胶凹槽能够对钢丝绳提供较大摩擦阻力，硫化过程中内部压力及空气的扰动很难在纵向上使钢丝绳产生偏移。通过上述仿真可以看出，3种预成型芯胶均可有效较少钢丝绳的偏移，从而提高各钢丝绳受力的均匀性，其中半圆形芯胶凹槽效果最优。
4. 接头预成型芯胶硫化试验
4.1 预成型芯胶胶体粘合强度测试
为探究不同形状的预成型芯胶凹槽对硫化后胶体粘合强度的影响，设计了预成型芯胶胶体性能试验[20]。试验采用的胶料试样为芯胶，镀锌钢丝绳直径为3.9 mm，试验主要仪器为M-3000A1型硫化仪、GT-7014-H40硫化机、GT-AI-7000M型拉力试验机，如图11所示。所以材料的来源及试验地点为山西奥伦胶带厂。
首先将芯胶原料按照图8所示加工成三角形、梯形及半圆形凹槽芯胶式样，如图12所示。将钢丝绳摆放进3种预成型及填充式芯胶式样进行硫化，硫化温度160 ℃，压力2 MPa，时间30 min，硫化模具尺寸70 mm×50 mm×24 mm，完成硫化后取出接头试样如图13所示。
接头式样冷却放置1 d后通过拉力试验机进行拉伸试验，拉伸速度为100 mm/min。每组式样分别进行3次试验，同时记录钢丝绳被完全抽离时的拔脱力，试验结果见表3。
表 3 芯胶与钢丝绳粘合强度试验结果Table 3. Test results of bonding strength between core rubbish and wire rope芯胶凹
槽形状试件
编号最大拔脱
力/N粘合强度/
（N·mm−1）平均粘合强
度/（N·mm−1）提升
效果/%填充式
芯胶A1 6 973 139.5 132.9 1 A2 6 684 133.7 A3 6 281 125.6 三角形
芯胶凹槽S1 6 803 136.1 135.5 1.91 S2 6 314 126.3 S3 7 201 144.0 梯形芯
胶凹槽T1 6 579 131.6 128.3 −3.51 T2 6 465 129.3 T3 6 195 123.9 半圆形
芯胶凹槽B1 7 451 149.0 136.2 2.48 B2 6 345 126.9 B3 6 639 132.8 由表3可以看出，在相同的硫化工艺下，采用了不同形状的预成型芯胶凹槽会使芯胶与钢丝绳产生不同的粘合强度，以填充式芯胶硫化粘合强度为对照，三角形、梯形芯胶和半圆形凹槽与钢丝绳硫化后的粘合强度相对分别提升了1.91%、−3.51%、2.48%，均大于GBT 9770—2013中所规定的105 N/mm。其中粘合强度最大的是半圆形芯胶凹槽，为136.2 N/mm。3种预成型芯胶与填充式芯胶随着硫化过程变成熔融状态包裹钢丝绳，并在压力作用下排出存留的空气，半圆形状可与钢丝绳均匀紧密接触，减少空气的残留且加快排出，提高硫化后接头强度。梯形芯胶凹槽下钢丝绳粘合强度降低的原因可能是由于橡胶挤压机精度问题，导致凹槽空隙较大，在硫化过程中胶体内残留了过量的空气。
当钢丝绳从接头中被抽出后，残留在钢丝绳上芯胶的情况也能表征芯胶的粘合强度，四种硫化接头钢丝绳芯胶残留如图14所示。
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图 14 四种硫化接头钢丝绳芯胶残留Figure 14. Residue of four kinds of vulcanized joint wire rope core rubber通过图14可以看出，半圆形芯胶凹槽硫化接头处钢丝绳上的残留芯胶最多，残留芯胶能够均匀地附着在钢丝绳表面上，其余3种的钢丝绳上均有不同程度裸露，填充式与梯形芯胶凹槽残存芯胶较少，表明芯胶与钢丝绳间的粘合强度略低，致使胶带粘合强低于上述两种。通过上述分析表明，半圆形芯胶凹槽与钢丝绳结合度最高，其粘合强度也最大，因此选择预成型芯胶凹槽形状为半圆形。
4.2 预成型芯胶接头敷设试验
为检验上文提出的钢丝绳芯输送带预成型芯胶接头敷设技术对硫化作业效率的提升效果，分别进行填充式芯胶和半圆形预成型芯胶接头敷设试验，输送带原带及接头制作材料均来自奥伦橡胶厂，预成型芯胶凹槽胶片由原芯胶挤压成型，参数见表4，接头由3名工人按照三阶搭接方式进行作业。
表 4 钢丝绳芯输送带参数Table 4. Parameters of steel wire core conveyor belt参数 填充式芯胶接头 预成型芯胶接头 输送带类型 ST1600型钢丝绳芯输送带 带宽/mm 800 接头区域长度/mm 1500 钢丝绳数量 63 钢丝绳直径/mm 3.9 芯胶厚度/mm 上、下芯胶各4 上芯胶2、下芯胶凹槽6、
凹槽直径4覆盖胶厚度/mm 上覆盖胶8、下覆盖胶6 两种芯胶接头制作过程如图15所示，图15a为传统的接头硫化过程，准备好前期工作后，3名人工按照三阶搭接方式在芯胶表面上绘制敷设图形，再依次将裁剪好的钢丝绳摆放在芯胶上，然后在每根钢丝绳间隙插入芯胶胶片用以填充，总共用时40 min。该过程由于人工操作，面对数十上百根钢丝绳极易出现搭接方式绘制错误的问题，同时也不可避免的出现钢丝绳摆放不均的问题，此外，长时间的将钢丝绳暴露在恶劣的井下环境中也容易造成钢丝绳表面被粉尘污染，致使钢丝绳与芯胶的粘合强度降低。
图15b为采用预成型芯胶的钢丝绳敷设过程，由于预成型芯胶本身具有匹配搭接要求的凹槽，省去了绘制图形和填充芯胶胶片的流程，极大缩短了钢丝绳敷设时间。经现场试验测得，3人仅用12 min即可完成钢丝绳敷设作业，较传统敷设方法缩短时间70%。图15c和图15d为钢丝绳敷设完成的接头，可以看到由于凹槽自身轨道的限制，每根钢丝绳均按照规定的搭接方式整齐摆放，解决了水平、垂直方向间距不均匀的现象，确保接头内钢丝绳的受力一致。
4.3 输送带接头纵向拉伸试验
将上文制作的填充式芯胶输送带接头和预成型芯胶输送带接头完成刷胶浆、敷设上芯胶、覆盖胶、裁剪等步骤后，放入硫化机中在相同的条件下（145 ℃，1.8 MPa，40 min）进行硫化，最后硫化后的对填充式芯胶输送带接头、预成型芯胶输送带接头以及输送带原带按照GB/T 5754.2—2017规定的钢丝绳芯输送带纵向拉伸试验方法进行静态拉断强度试验。将3种输送带各自裁剪成长度为300、300和200 mm的3段，依次在WAL（300）卧式拉力机上进行拉伸，如图16所示，并记录其拉断时的数值。
输送带纵向拉伸试验结果见表5，3条输送带的强度均大于国家标准值，填充式芯胶输送带接头和预成型芯胶输送带接头强度分别为原输送带的91.15%和96.89%，结果表明相较于传统硫化工艺，采用预成型芯胶技术硫化的钢丝绳芯输送带接头强度提高了5.74%。
表 5 纵向拉伸试验结果Table 5. Longitudinal tensile test results拉力试验结果/kN 硫化
效果300 mm 300 mm 200 mm 总拉力 标准值 600 600 400 1600 — 输送带原带 682 701 448 1831 100% 填充式芯胶接头 621 637 411 1669 91.15% 预成型芯胶接头 673 662 437 1774 96.89% 5. 结 论
1）输送带接头处钢丝绳的受力与其纵向位移有关，由于传统接头硫化作业中无法实现钢丝绳的均匀分布，导致钢丝绳受力不均，进而影响接头强度。通过钢丝绳偏移对接头强度影响分析表明：水平间距相较垂直间距的变化对钢丝绳等效应力的影响尤为显著，更易引起接头钢丝绳的破坏。
2）为限制输送带接头钢丝绳的偏移，提高接头敷设效率，在现有硫化工艺基础上，提出了一种预成型芯胶敷设技术，通过橡胶挤压模具制成带有符合搭接要求的预成型芯胶胶片，将钢丝绳按照顺序依次摆放在芯胶凹槽内，即可完成钢丝绳的敷设作业。通过对预成型芯胶凹槽进行流固耦合分析表明：三角形、梯形和半圆形芯胶凹槽均可以有效减少钢丝绳的偏移量，其中半圆形芯胶凹槽效果最优，水平方向减少70%，垂直方向减少86.9%。
3）预成型芯胶胶体粘合强度测试结果表明：在相同硫化条件下，与填充式芯胶相比，三角形、梯形和半圆形芯胶凹槽硫化后的粘合强度分别提升了1.91%、−3.51%、2.48%，半圆形芯胶与钢丝绳结合度最好，粘合强度也最大。预成型芯胶接头敷设试验结果表明：与填充式芯胶相比，采用预成型芯胶技术敷设钢丝绳可减少70%作业时间。输送带接头拉伸试验结果表明：与填充式芯胶相比，采用预成型芯胶技术硫化的钢丝绳芯输送带接头强度提高了5.74%。预成型芯胶敷设技术可极大地提高输送带接头敷设效率，同时也能提高硫化后的接头强度。
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图 1 传统单轨吊动力传动系统结构原理
Figure 1. Structural principle of power transmission system of traditional monorail crane
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图 2 高速单轨吊分布式混合动力系统结构原理
Figure 2. Structure and principle of high-speed monorail crane distributed hybrid power system
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图 3 分布式混合动力系统各工作模式能量流动示意
Figure 3. Schematic diagram of energy flow in various operating modes of distributed hybrid power system
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图 4 不同工作模式切换逻辑
AccPedal—加速踏板信号；BatSoc—电池阈值；Tm_req—需求转矩；Vvehicle—驱动轮转速。
Figure 4. Switching logic of different working modes
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图 5 基于确定性规则的整机控制策略模型
Figure 5. Whole machine control strategy model based on deterministic rules
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图 6 分布式混合动力高速单轨吊整机联合仿真模型
Figure 6. Joint simulation model of distributed hybrid high-speed monorail crane
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图 8 大坡度（10°～25°）循环工况
Figure 8. Cycle working condition diagram of large slope(10°～25°)
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图 9 小坡度重载控制策略下速度跟随图
Figure 9. Speed following diagram under small slope heavy load control strategy
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图 10 小坡度重载控制策略下速度误差图
Figure 10. Speed error diagram under small slope heavy load control strategy
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图 11 小坡度重载工况防爆柴油机工作点分布
Figure 11. Working point distribution diagram of explosion-proof diesel engine under small slope and heavy load conditions
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图 12 小坡度重载工况防爆电动机工作点分布
Figure 12. Working point distribution diagram of explosion-proof motor under small slope and heavy load conditions
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图 14 小坡度重载工况尾气排放对比
Figure 14. Comparison diagram of exhaust gas emission under small slope and heavy load conditions
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图 15 小坡度重载工况控制策略最大运行速度
Figure 15. Diagram of maximum operating speed of control strategy under small slope and heavy load conditions
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图 16 大坡度轻载控制策略下速度跟随
Figure 16. Speed following diagram under large slope light load control strategy
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图 17 大坡度轻载控制策略下速度误差
Figure 17. Speed error diagram under large slope light load control strategy
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图 18 大坡度轻载工况防爆柴油机工作点分布
Figure 18. Working point distribution diagram of explosion-proof diesel engine under large slope and light load conditions
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图 19 大坡度轻载工况防爆电动机工作点分布
Figure 19. Working point distribution diagram of explosion-proof motor under large slope and light load conditions
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图 21 大坡度轻载工况尾气排放对比
Figure 21. Comparison diagram of tail gas emission under large slope and light load conditions
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图 22 大坡度轻载工况控制策略最大运行速度
Figure 22. Diagram of maximum operating speed of control strategy under large slope and light load conditions
表 1 工作模式切换逻辑变量名及门限值
Table 1 Logical variable name and threshold value for working mode switching
变量符号 变量含义 门限值 BatSoc_e 最小充电阈值、防爆电动机组单驱最小电量 60% Vmin 允许再生制动能量回收的最小驱动轮转速 120 r/min BatSoc_max 允许动力电池充电的最大电荷量 90% Tm_max 防爆电动机组最大输出转矩 查表 
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表 2 关键部件型号及参数
Table 2 Model and parameters of key components
部件 动力系统 类型 参数 防爆发动机 油液 柴油机 额定功率140 kW，额定转速 2200 r/min，隔爆型液压泵 油液 轴向柱塞变量泵 输出流量600 L/min，最大排量280 mL/r 液压马达 油液 柱塞式定量马达 几何排量560 mL/r，最高转速200 r/min 防爆电动机 电机 交流异步电机 额定功率22 kW，额定转矩176 N·m 防爆发电机 电机 永磁同步电机 额定功率125 kW 动力电池 电机 锂电池 功率173 kW，容量320 Ah
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表 3 3种工况下参数设置
Table 3 Parameter setting under three working conditions
工况类型 参数（坡度、载重） 最大运行速度/（m·s−1） 小坡度轻载 10°、20 t 3 小坡度重载 10°、40 t 3 大坡度轻载 25°、20 t 2
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