基于黏性耦合機理的TBM刀盤脫困特性

廖湘平,龔國芳,彭雄斌,吳偉強

(浙江大學(xué) 流體動力與機電系統(tǒng)國家重點實驗室,浙江 杭州 310027)

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基于黏性耦合機理的TBM刀盤脫困特性

廖湘平,龔國芳,彭雄斌,吳偉強

(浙江大學(xué) 流體動力與機電系統(tǒng)國家重點實驗室,浙江 杭州 310027)

摘要:針對全斷面硬巖掘進(jìn)機(TBM)在實際工程應(yīng)用中的卡機問題,對比分析現(xiàn)有TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)的優(yōu)缺點,設(shè)計基于液體黏性離合器(HVC)的新型TBM刀盤驅(qū)動方案,可實現(xiàn)在不增加系統(tǒng)裝機功率的前提下提升TBM脫困扭矩.針對TBM脫困過程的發(fā)熱問題,設(shè)計液體黏性離合器的油溫冷卻系統(tǒng).根據(jù)油膜承載力及濕式離合器模型,構(gòu)建液體黏性離合器的AMESim模型.基于新型TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)仿真模型,研究黏性耦合作用下的TBM刀盤脫困機理,得到溫升、離合器油膜厚度控制因素對TBM脫困性能的影響規(guī)律,提出電液比例溢流閥的控制策略.結(jié)果表明：通過優(yōu)化設(shè)計油膜厚度控制曲線,可以實現(xiàn)脫困扭矩為2倍額定扭矩,持續(xù)時間長達(dá)79 s的扭矩曲線,較好地滿足TBM脫困對于脫困扭矩大、持續(xù)時間長的工程需求.

關(guān)鍵詞：液體黏性離合器；TBM刀盤脫困技術(shù)；AMESim仿真；溫升影響；優(yōu)化油膜控制

全斷面硬巖掘進(jìn)機(tunnel boring machine,TBM)是集巖石力學(xué)、隧道工程、機械電子、液壓控制、光學(xué)測量等多學(xué)科技術(shù)于一體，能夠?qū)崿F(xiàn)巖土掘進(jìn)、排渣運輸、通風(fēng)除塵、襯砌支護(hù)、導(dǎo)向控制等掘進(jìn)作業(yè)的大型工廠化隧道施工成套裝備[1],目前已經(jīng)廣泛應(yīng)用于交通市政、水利水電、礦山隧道、國防軍工等工程建設(shè)中.由于圍巖環(huán)境復(fù)雜,巖體收縮、脫困扭矩不足等原因,TBM在硬巖掘進(jìn)過程中經(jīng)常發(fā)生刀盤被困事故.如；2003年,引進(jìn)美國羅賓斯(Robins)公司TBM施工,1～4月卡機時間占到施工周期的53%以上；青海引大濟(jì)湟工程隧道施工3年內(nèi)發(fā)生9次TBM刀盤卡死故障,每次停工1～3個月.由于TBM卡機事故發(fā)生后的及時脫困對于工程安全、施工進(jìn)度十分重要,越來越多的研究者、工程師們紛紛開始探討TBM的脫困技術(shù).宋天田等[2-7]提出加強圍巖完整性、人工擴(kuò)挖旁洞、超前導(dǎo)洞、超前化學(xué)灌漿法、輔助坑道法、設(shè)備后退法等各種人工脫困方法.Kaiser等[8-10]也根據(jù)各自TBM施工工程實際,總結(jié)經(jīng)驗教訓(xùn),提出解決及預(yù)防TBM卡機事故的相應(yīng)工程措施.研究者們大多將研究重點放在各種人工輔助脫困技術(shù)方面,尤其是各種工程施工技術(shù)的合理有效使用.由于人工脫困方法將帶來耗時費力、增加成本、安全隱患等一系列問題,從提升TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)本身驅(qū)動特性,提高刀盤脫困扭矩方面來開展研究工作對于TBM脫困具有重要研究意義.

本文設(shè)計了一種基于液體黏性離合器的新型TBM刀盤驅(qū)動方案,考慮利用慣性飛輪的機械儲能作用,配合液體黏性離合器的合理控制實現(xiàn)TBM脫困.為了驗證新方案的有效性,本文利用AMESim,建立該驅(qū)動系統(tǒng)的仿真模型,在此基礎(chǔ)上研究溫升、離合器控制對于TBM脫困性能的影響.

1TBM 刀盤驅(qū)動系統(tǒng)

1.1現(xiàn)有TBM刀盤驅(qū)動方案

現(xiàn)有TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)主要有3種形式：雙速電機驅(qū)動、液壓馬達(dá)驅(qū)動、變頻電機驅(qū)動.

圖1　TB880E雙速電機驅(qū)動系統(tǒng)示意圖Fig.1　Working principle of TB880E cutter-head driving system

如圖1所示,在TBM應(yīng)用變頻驅(qū)動技術(shù)成熟以前,雙速電機驅(qū)動是刀盤驅(qū)動的主要方式,代表機型是維爾特TB880E,我國秦嶺隧道曾引進(jìn)該型號的TBM進(jìn)行施工作業(yè),因此對于該TBM的機構(gòu)和技術(shù)參數(shù)有了比較詳細(xì)的了解.采用雙速電機驅(qū)動的目的主要是為了讓TBM適應(yīng)軟硬2種不同地質(zhì)工況,當(dāng)遇到硬巖石時,刀盤實際所需掘進(jìn)扭矩小,雙速電機可以工作在高速小扭矩工況,當(dāng)遇到軟巖石時,雙速電機則工作在低速大扭矩工況.由于TBM在實際掘進(jìn)過程中遇到的巖石硬度是連續(xù)多變的,雙速電機的2個轉(zhuǎn)速對于不同地質(zhì)的適應(yīng)能力十分有限[11].

液壓馬達(dá)驅(qū)動在TBM刀盤驅(qū)動中作為主驅(qū)動方式并不常見,一般只是作為輔助驅(qū)動方式存在.主要原因在于TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)裝機功率非常大(幾千kW以上),液壓驅(qū)動系統(tǒng)效率低下,會造成大量的功率損失.

如圖2所示為變頻電機驅(qū)動方案.變頻電機驅(qū)動相對于雙速電機驅(qū)動及液壓驅(qū)動在驅(qū)動性能以及節(jié)能方面有了很大地提升,因此成為目前主流的驅(qū)動方案,但是仍然存在局限性.1)如圖3所示為異步電機變頻啟動轉(zhuǎn)矩T與轉(zhuǎn)速n關(guān)系示意圖,變頻電機的低頻扭矩特性仍然不理想(隨著頻率f的下降,啟動扭矩相應(yīng)減小),并且啟動時大扭矩持續(xù)時間一般不能超過1 min,2次啟動間隔大于10 min；2)采用變頻電機多源驅(qū)動時由于大齒圈和各小齒輪的強制同步而帶來的載荷不均問題；3)電機脫困啟動瞬間,由于變頻電機采用的是完全剛性連接形式,會給TBM刀盤系統(tǒng)帶來很大的沖擊.

圖2　變頻電機驅(qū)動系統(tǒng)示意圖Fig.2　Working principle of frequency conversion motor

圖3　異步電機變頻啟動轉(zhuǎn)矩T-轉(zhuǎn)速n關(guān)系示意圖Fig.3　Starting mechanical characteristics of Asynchronous motor

1-定速電機；2-液體黏性離合器；3-聯(lián)軸器；4-行星齒輪減速器； 5-大齒圈；6-小齒輪；7-變頻電機圖4　TBM刀盤驅(qū)動方案示意圖Fig.4　New design of driving system of TBM cutter-head

為了克服上述3種驅(qū)動方式各自的缺陷,洪嘯等[12-13]提出了另外一種TBM刀盤驅(qū)動設(shè)計方案,如圖4所示.該驅(qū)動方案與圖2所示變頻電機驅(qū)動方案在機械結(jié)構(gòu)上類似,不同點在于動力機不僅采用變頻電機,還設(shè)計了多臺脫困驅(qū)動裝置,脫困驅(qū)動裝置的動力機采用的是定速電機,通過調(diào)節(jié)液體黏性離合器的油膜剪切力大小控制從定速電機輸出到刀盤上的扭矩大小值.變頻電機的裝機功率設(shè)計成滿足正常掘進(jìn)工況需求,正常掘進(jìn)工況下仍然采用單一的變頻電機驅(qū)動,因此,變頻驅(qū)動方式的效率高,地質(zhì)適應(yīng)性強的優(yōu)點得以保留.

這種新型TBM刀盤驅(qū)動方案克服了原TBM刀盤系統(tǒng)雙速電機驅(qū)動、液壓驅(qū)動、變頻電機驅(qū)動的各自缺點,但是仍然存在一個問題,即TBM正常掘進(jìn)時,液體黏性離合器處于分離工況,從而將定速電機與刀盤完全脫開,脫困裝置完全不參與傳遞扭矩,對于定速電機來說,是一種動力源裝置的閑置浪費.因此該驅(qū)動方案的實質(zhì)是通過增加了整個TBM刀盤系統(tǒng)的裝機功率來達(dá)到提升脫困扭矩的目的.

1.2新型TBM刀盤驅(qū)動方案

在綜合分析幾種現(xiàn)有TBM刀盤驅(qū)動方案后,提出了另外一種設(shè)計方案,如圖5所示,新型TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)主要有變頻電機、慣性飛輪、液體黏性離合器、減速器、小齒輪、大齒圈構(gòu)成.動力傳遞路線為：變頻電機—液體黏性離合器—減速器—小齒輪—大齒圈.

圖5　TBM刀盤新型驅(qū)動方案Fig.5　New driving system of TBM cutter-head

新方案的最大特色是在不增加TBM裝機功率的前提下提升脫困扭矩.采用新方案,可按照正常掘進(jìn)情況進(jìn)行裝機功率設(shè)計；當(dāng)?shù)侗P被卡需要提升脫困扭矩時,通過液體黏性離合器的分離功能將刀盤負(fù)載與電機完全脫開；然后輕載啟動電機至額定轉(zhuǎn)速并帶動慣性飛輪高速旋轉(zhuǎn)儲存動能；最后通過動態(tài)調(diào)節(jié)液體黏性離合器油膜厚度,精確控制黏性扭矩的大小、飛輪及電機能量的釋放過程,因此,可以滿足TBM脫困所需的額外功率及大扭矩需求.

這個方案有如下特點：1)仍然采用變頻電機驅(qū)動,保留變頻電機的效率高及地質(zhì)適應(yīng)強的特點；2)不額外單獨增加脫困裝置,不增加原TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)的裝機功率,考慮到TBM脫困只是一個瞬態(tài)過程,可利用慣性飛輪的機械儲能作用提供額外能量實現(xiàn)脫困；3)必須在變頻電機與刀盤中間環(huán)節(jié)加入液體黏性離合器,才能與慣性飛輪協(xié)同工作,當(dāng)?shù)侗P卡死后,可以通過控制液體黏性離合器將變頻電機與負(fù)載完全脫開,電機輕載啟動后帶動慣性飛輪加速并儲存能量,然后通過合理控制液體黏性離合器閉合,飛輪與電機協(xié)同參與TBM刀盤脫困；4)由于液體黏性離合器的分離作用,變頻電機可以避開低速扭矩特性差的區(qū)間,在轉(zhuǎn)速達(dá)到一定數(shù)值后,保證扭矩輸出能力的情況下再參與驅(qū)動刀盤,脫困扭矩相對于低頻時的啟動扭矩將大大提升；5)由于引入了液體黏性離合器這種柔性傳動環(huán)節(jié),通過黏性耦合可以避免啟動瞬間剛性連接帶來的系統(tǒng)沖擊,并且易于實現(xiàn)多源動力源間的扭矩動態(tài)平衡.

2系統(tǒng)動力學(xué)仿真分析

AMESim是一款多學(xué)科領(lǐng)域復(fù)雜系統(tǒng)仿真軟件,尤其在液壓系統(tǒng)的動態(tài)性能模擬方面得到了廣泛應(yīng)用[14-18].“電機+飛輪+液體黏性離合器”的新型TBM驅(qū)動方案最為關(guān)鍵核心的部件為液體黏性離合器,然而,AMESim里面只有簡單的多片濕式離合器模型.而液體黏性離合器與濕式離合器雖然在結(jié)構(gòu)上存在一定類似,但是工作原理上有很大不同,最本質(zhì)的區(qū)別在于前者具有油膜剪切工況,能夠在活塞作用力與油膜承載力平衡的條件下保持穩(wěn)定厚度的油膜,并且依靠此油膜傳遞所需扭矩,而這一工況對于TBM刀盤脫困來說尤為重要,如果沒有油膜的緩沖過渡,離合器主、被動摩擦片的突然結(jié)將會給TBM刀盤系統(tǒng)帶來強大的沖擊載荷.因此,需要根據(jù)油膜承載力數(shù)學(xué)模型以及濕式離合器模型來重新搭建液體黏性離合器的AMESim仿真模型.

2.1負(fù)載模擬及驅(qū)動電機

由于TBM實際工作時地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜多變,不同的巖層對應(yīng)的負(fù)載力模型千差萬別,即使是同一性質(zhì)的巖層,不同的刀盤拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、不同的刀具布置方式、不同的刀具參數(shù)以及不同的掘進(jìn)參數(shù)設(shè)置,由此產(chǎn)生的負(fù)載力也會有很大的不同.因此很難用精確的數(shù)學(xué)模型來模擬TBM實際負(fù)載.對于TBM脫困來說,無論脫困過程中的負(fù)載力如何變化,最重要的是驅(qū)動電機能夠提供大的脫困扭矩并且維持足夠時間.如果瞬間啟動扭矩很大但是持續(xù)時間短,一方面可能給系統(tǒng)帶來沖擊,另一方面則可能無法啟動刀盤.因為TBM刀盤轉(zhuǎn)動慣量很大,啟動需要一個緩慢加速的過程,如果在刀盤剛剛啟動加速的過程中,驅(qū)動扭矩小于負(fù)載扭矩,則刀盤可能再次停轉(zhuǎn)被卡.對于新型TBM驅(qū)動方案來說,雖然利用了慣性飛輪的機械儲能作用,配合液體黏性離合器的協(xié)調(diào)控制能夠?qū)崿F(xiàn)大扭矩輸出.但是當(dāng)離合器主、被動端轉(zhuǎn)速一致處于同步運行工況時,如果負(fù)載扭矩沒有下降到驅(qū)動扭矩上限值以下,負(fù)載轉(zhuǎn)速將會下降直至再次被卡.因此建立了如下的負(fù)載啟動扭矩模型：

(1)

式中：TL為負(fù)載的扭矩；Tb為TBM刀盤脫困扭矩；Td為變頻電機輸出扭矩；Tn為負(fù)載正常運轉(zhuǎn)扭矩值；cz為扭矩轉(zhuǎn)速阻尼系數(shù)；ωb為負(fù)載轉(zhuǎn)速.

當(dāng)驅(qū)動電機扭矩大于脫困扭矩時,負(fù)載啟動扭矩(靜摩擦扭矩)仍維持一定時間,之后再降為正常扭矩(動摩擦扭矩),并且隨著速度的提高而上升,這樣模擬負(fù)載比較接近實際情況.雖然理論模型建立得不夠細(xì)致,但是研究方法具有參考價值.

目前TBM刀盤系統(tǒng)的驅(qū)動電機大都采用變頻電機.高于額定轉(zhuǎn)速采用恒功率控制,額定轉(zhuǎn)速之內(nèi)采用恒扭矩控制.當(dāng)負(fù)載扭矩TL小于變頻電機的扭矩Td上限值時,驅(qū)動電機輸出與負(fù)載扭矩相等的扭矩,反之變頻電機的扭矩等于輸出扭矩上限值.故建立如下變頻電機扭矩輸出特性.

(2)

式中：Tmax為設(shè)定扭矩上限值.

2.2液體黏性傳動及液體黏性離合器

液黏傳動技術(shù)基于牛頓內(nèi)摩擦定律,如圖6所示,圖中，F(xiàn)為作用力,假設(shè)平板垂直紙面方向的尺寸無窮大,則平行平板縫隙內(nèi)流體流動可視為二維流體流場.2塊平行平板垂直間隙為δ,其間充滿了動力黏度為μ的牛頓流體,下平板速度為零,上平板沿箭頭方向以速度v運動.

圖6　牛頓內(nèi)摩擦定律示意圖Fig.6　Newton inner friction law

理想情況下兩平板間的上流體流動狀態(tài)可以看成層流,平板間的流體速度接近線性分布.為了實現(xiàn)剪切變形,黏性流體會在上平板表面產(chǎn)生與其運動方向相反的切向應(yīng)力,來抵消流體抵抗剪切變形時產(chǎn)生的切向阻力.牛頓的試驗結(jié)果表明有以下公式成立[19].

(3)

式中：τx為兩相對運動平板間單位面積的油膜剪切力；Δvx為平板間相對速度.

液體黏性離合器(Hydro-viscous clutch, HVC)是一種基于牛頓內(nèi)摩擦定律的油膜離合器,依靠液體黏性、流體的剪切力傳遞動力,主要用于大型風(fēng)機、水泵等調(diào)速節(jié)能等場合.其油膜剪切工況下扭矩傳遞公式[19]為

(4)

式中：T為黏性扭矩；n為摩擦面對數(shù)； R1、R2為摩擦片內(nèi)、外徑；ω1、ω2為主、被動摩擦片角速度；

摩擦副間油膜是影響液體黏性離合器的性能的核心因素.液體黏性離合器通過調(diào)整油壓大小改變活塞位移進(jìn)而調(diào)節(jié)油膜厚度,油膜受到活塞的擠壓產(chǎn)生反作用力,即油膜承載力,主要由靜壓承載力、離心承載力、擠壓承載力、動壓承載力4部分構(gòu)成,下面根據(jù)參考文獻(xiàn)[19-20]直接給出各承載力的數(shù)學(xué)模型.2.2.1靜壓承載力潤滑油流過兩靜止的平行摩擦片間間隙時,形成縫隙流動通過公式推導(dǎo)最后可得

(5)

式中：F1為靜壓承載力,Δp為潤滑油進(jìn)出口的壓力差.

2.2.2離心承載力潤滑油流過旋轉(zhuǎn)的摩擦片間間隙時,由于離心力引起壓力下降而產(chǎn)生的離心承載力,通過公式推導(dǎo)可得

(6)

式中：F2為離心承載力；ρy為油液密度.

2.2.3擠壓承載力當(dāng)摩擦片軸向相互運動時,油膜厚度發(fā)生變化,由此產(chǎn)生擠壓作用力,公式推導(dǎo)得

(7)

式中：F3為擠壓作用力；t為時間.

2.2.4動壓承載力實際摩擦片表面往往開有溝槽,由此產(chǎn)生動壓承載力,動壓承載力的表達(dá)式比較復(fù)雜,為了分析方便,可以將摩擦片看作是一塊長為π(R1+R2)、寬為R2-R1的平板[20],將動壓承載力簡化為

F4=

(8)

式中 ：F4為動壓承載力；z為溝槽數(shù)目；l1為溝槽寬度；l2為臺階寬度；ha為溝槽深度.

2.2.5冷卻系統(tǒng)液體黏性離合器是依靠具有一定黏度的工作介質(zhì)傳遞動力的,其扭矩傳遞能力與油液黏度成正比.而溫度是影響油液黏度的一個重要因素,如果對油溫控制不當(dāng)導(dǎo)致溫升過高,一方面會大幅降低液體黏性離合器扭矩傳遞能力,另一方面會造成摩擦片的過熱變形、摩擦磨損等一系列問題[21-23].因此,冷卻潤滑系統(tǒng)的設(shè)計對于液體黏性離合器的正常穩(wěn)定工作起著十分重要的作用.更重要的是,對于TBM刀盤脫困來說,希望獲得持續(xù)時間1 min以上,并且至少2倍于額定負(fù)載的大扭矩輸出能力.在控制液體黏性離合器的過程中,由于滑差損失可能會產(chǎn)生較大的熱量,并且持續(xù)時間越長、傳遞扭矩越大,由于滑差損失而產(chǎn)生的溫升也越高.因此,液體黏性離合器的冷卻溫控系統(tǒng)的設(shè)計是影響TBM脫困性能的重要因素之一.

如圖7所示為HVC冷卻系統(tǒng)原理圖,圖中θ1、θ2、θ3分別為各個位置的溫度.冷卻系統(tǒng)設(shè)計的目標(biāo)是:通過控制熱交換器的流量保持進(jìn)入液體黏性離合器的潤滑油溫度基本恒定.

圖7　HVC冷卻系統(tǒng)原理簡圖Fig.7　Working principle of cooling system of HVC

假設(shè)液體黏性離合器的滑差損失全部轉(zhuǎn)化為熱量形式并且由冷卻潤滑油液帶走,則可得液體黏性離合器的發(fā)熱功率為

Ps=T(ω1-ω2).

(9)

式中：Ps為液體黏性離合器的發(fā)熱功率.

不考慮油箱與外界的熱交換,某時刻進(jìn)、出油箱的瞬時熱量分別為

(10)

式中：Ein為進(jìn)入油箱的瞬時熱量,Eout為流出油箱的瞬時體積熱量,cy為油液的比熱容,qVy為油液瞬時體積流量.

通過熱交換器的瞬時換熱量為

(11)

式中：Ph為換熱功率.

離合器瞬時發(fā)熱量為

(12)

油箱的瞬時溫度變化率為

(13)

式中：V為油箱體積.

設(shè)油箱初始溫度為θ30,油箱溫度則可以表示為

(14)

(15)

熱交換器的瞬時換熱功率為

(16)

式中：A為換熱面積；K為換熱系數(shù).

根據(jù)能量守恒定律可得

(17)

(18)

式中：ch為冷卻液的比熱容；ρh為冷卻液密度；qVh為冷卻液瞬時流量.

將式(9)、(16)、(18)代入式(15)后可得油液冷卻后的溫度為

(19)

圖8　TBM刀盤脫困仿真新模型Fig.8　New AMESim model of TBM driving system

2.3仿真結(jié)果分析

如圖8所示,整個仿真模型由6大模塊組成.模塊1中的質(zhì)量塊模擬HVC中實際活塞的質(zhì)量,活塞在油壓及各油膜承載力的綜合作用下最終達(dá)到平衡.模塊2用來驅(qū)動變頻電機扭矩輸出特性.模塊3左側(cè)用來模擬HVC的活塞缸,右側(cè)用來模擬HVC摩擦片,活塞的位移信號反饋回來作為HVC主、被動摩擦片的閉合控制信號.模塊4用來模擬負(fù)載,負(fù)載函數(shù)基于前面的扭矩加載模型來構(gòu)建.模塊5模擬了HVC電液比例溢流閥的控制油油路(通過電液比例溢流閥來控制HVC活塞缸的壓力).模塊6模擬了液體黏性離合器的冷卻系統(tǒng).2.3.1HVC冷卻系統(tǒng)的影響模型中一些關(guān)鍵參數(shù)值如表1所示,其中電機最大輸出扭矩Tmax=100 N·m,而負(fù)載啟動扭矩設(shè)為200 N·m,為前者的2倍.

表1TBM脫困仿真AMESim關(guān)鍵參數(shù)表

Tab.1AMESim simulation parameters for jam breakout of TBM

參數(shù)數(shù)值Tmax/(N·m)nR2/mmR1/mmδ/mm活塞質(zhì)量m/kg離合器彈簧剛度k/(N·m-1)負(fù)載轉(zhuǎn)動慣量J/(kg·m2)Tn/(N·m)cz/(N·m·(rad-1·s)-1)TL/(N·m)10083142253162×105200500.1200

圖9　qV1系列冷卻流量曲線Fig.9　Cooling flow of qV1 series

圖10　qV2系列冷卻流量曲線Fig.10　Cooling flow of qV2 series

圖11　θ1系列HVC油溫曲線Fig.11　HVC oil temperature of θ1 series

圖12　θ2系列HVC油溫曲線Fig.12　HVC oil temperature of θ2 series

圖13　θ1系列HVC扭矩曲線Fig.13　HVC torque of θ1 series

圖14　θ2系列HVC扭矩曲線Fig.14　HVC torque of θ2 series

設(shè)置飛輪轉(zhuǎn)動慣量為20 kg·m2,飛輪初速度為800 r/min,設(shè)置2組冷卻體積流量qV、qV2變化曲線分別如圖9、10所示,相應(yīng)得到2組HVC入口溫度曲線及其對應(yīng)的2組HVC傳遞扭矩曲線分別如圖11～14所示.從圖中可看出,qV1系列a～c這3組流量曲線均呈先增大后減小的趨勢,其中qV1-a前半段增大的斜率及后半段下降的斜率均為最快；qV1-b曲線次之,qV1-c曲線最慢.qV2系列a～c 3組曲線均呈先保持恒定后增大的趨勢,其中qV2-a前半段流量最低,后半段上升斜率最快,qV2-b曲線次之,qV2-c曲線前半段流量最大,后半段上升斜率最慢.θ1系列3條溫度曲線均呈先下降后增大趨勢,其中θ1-a 曲線前半段溫度最高,后半段溫度最低；θ1-b曲線所示溫度一直居中；θ1-c曲線前半段溫度最低,后半段溫度最高.θ2系列3條曲線均呈下降趨勢,其中θ2-a曲線前半段溫度最高,后半段溫度最低；θ2-b曲線所示溫度一直居中；θ2-c曲線前半段溫度最低,后半段溫度最高.從圖中分析可以得出,油液溫度隨著冷卻流量的增大而減小,并且下降的斜率隨著冷卻流量增大速率的提高而變快,反之亦然.對比圖12、13可以看出,溫度影響HVC傳遞扭矩值的效果顯著,甚至可以通過改變冷卻流量來調(diào)節(jié)扭矩曲線形狀,HVC扭矩值隨著油溫的增大而明顯減小,扭矩峰值出現(xiàn)的時間隨著油溫的增大而延后,反之亦然.進(jìn)一步分析可知：在TBM 脫困、HVC主、被動摩擦片接合動態(tài)過程中, 剛開始由于主、被動摩擦片間隙較大,油膜剪切力微乎其微,發(fā)熱可以忽略不計,冷卻流量設(shè)置過大反而會使得溫度下降；當(dāng)主、被動摩擦片間隙較小從而進(jìn)入黏性剪切區(qū)域時(小于0.4 mm),此時由于油膜剪切、滑差損失而產(chǎn)生的熱量很大,冷卻流量應(yīng)該相應(yīng)增大以保持溫升不至于過高,否則將大大降低黏性扭矩值.

2.3.2油膜厚度控制的影響保持溫度恒定在30 °C左右,設(shè)置飛輪轉(zhuǎn)動慣量為20 kg·m2,飛輪初速度為500 r/min,采用如圖15所示的油壓p及油膜厚度變化曲線進(jìn)行仿真,仿真得到的HVC扭矩、飛輪轉(zhuǎn)速 、負(fù)載端轉(zhuǎn)速變化曲線如圖16所示.從圖中可以看出,當(dāng)HVC傳遞扭矩小于負(fù)載脫困扭矩時,負(fù)載轉(zhuǎn)速為0,隨著離合器油膜厚度減小,HVC扭矩逐漸增大,第42 s左右,油膜厚度減小到0.044 mm時,扭矩突然急劇增大到峰值251 N·m,負(fù)載瞬間開始啟動,同時飛輪轉(zhuǎn)速迅速下降.扭矩達(dá)到峰值后又開始急劇下降,在第53 s左右,油膜厚度為0.000 1 mm時,可認(rèn)為HVC的主、被動摩擦片基本貼合,處于同步運行工況,此時傳遞扭矩值又急劇下降至負(fù)載扭矩,最終傳遞轉(zhuǎn)矩穩(wěn)定在57 N·m,負(fù)載轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在71 r/min.沖擊度(J/m·s-3)曲線如圖17所示,整個過程主要有3次沖擊,第1次出現(xiàn)在黏性扭矩急劇增大的第40 s左右,大小為70 m/s3；第2次出現(xiàn)在黏性扭矩急劇減小的第43 s左右,大小為-28 m/s3；第3次沖擊出現(xiàn)在HVC摩擦片接合后的第55 s左右,大小為-35 m/s3.進(jìn)一步分析可知,通過控制HVC油膜厚度的快速下降,飛輪及電機的能量得以快速釋放,從而實現(xiàn)了2倍負(fù)載扭矩的目的.但是,簡單的油膜下降速率控制下,實現(xiàn)大扭矩輸出的同時卻伴隨著嚴(yán)重的系統(tǒng)沖擊.因此,需要進(jìn)一步研究出合理的HVC油膜控制策略.

圖15　油壓及油膜厚度曲線Fig.15　Pressure and oil film thickness

圖16　HVC扭矩及飛輪、負(fù)載轉(zhuǎn)速曲線Fig.16　HVC torque ,Rotational speed of flywheel and load

圖17　沖擊度曲線Fig.17　Shock degree

改變油膜厚度變化曲線如圖18所示,仿真得到的HVC傳遞扭矩值,飛輪、負(fù)載轉(zhuǎn)速及沖擊度變化圖分別如圖19～21所示.從圖中可以發(fā)現(xiàn),HVC油膜厚度變化斜率越大(即接合速度越快),其傳遞的扭矩值上升越快,峰值越大,轉(zhuǎn)速上升越快,更快的達(dá)到同步轉(zhuǎn)速,帶來的沖擊度也越大,最大沖擊度高達(dá)230 m/s3.從1-d油膜厚度曲線對應(yīng)的扭矩和轉(zhuǎn)速可以看出,如果HVC摩擦片接合速度過慢,則不能傳遞足夠大的扭矩值,負(fù)載端速度始終為0,無法實現(xiàn)啟動.因此,采用如圖18所示簡單的油膜下降速度控制規(guī)律,難以同時滿足負(fù)載啟動時對于扭矩大且沖擊度小2方面的需求.

圖18　1號系列油膜厚度曲線Fig.18　Oil film thickness of 1series

圖19　HVC扭矩曲線Fig.19　Torque of HVC

圖20　飛輪、負(fù)載轉(zhuǎn)速曲線Fig.20　Rotational speed of flywheel and load

圖21　沖擊度曲線Fig.21　Shock degree

油膜厚度控制是影響TBM脫困性能最為關(guān)鍵的核心因素,因此需要對油膜厚度曲線進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計.設(shè)計溢流閥比例放大器電壓方程如式(20)所示,電壓曲線如圖22所示,對應(yīng)的離合器油膜厚度曲線,飛輪和負(fù)載的轉(zhuǎn)速曲線如圖23、24所示.

(20)

式中:U為電壓，t1、t2、t3分別為不同時刻的時間，T1、T2、T3為不同階段的周期，c1、c2為常數(shù)，t1=5 s,t2=55 s,t3=105 s,T1=20 s,T2=T3=200 s,c1=0.67,c2=0.7.

將電液比例溢流閥電壓細(xì)分為3個階段,分別為扭矩提升階段、扭矩穩(wěn)定階段和同步運行階段.第1階段為正弦曲線的前1/4周期,如圖22中0-t1所示,主要特點為：1)快速增加電液比例溢流閥壓力,減小活塞空行程及初始油膜厚度,降低飛輪存儲的能量在這一階段的消耗,加快扭矩提升速度；2)接近t1時刻電壓減緩上升,使第1階段到第2階段平穩(wěn)過渡,減輕系統(tǒng)沖擊.第2階段曲線如圖22中t1-t3所示,為余弦曲線1/4周期與正弦曲線1/4周期之和,主要特征為：1)t1附近緩慢上升,使第1階段到第2階段平穩(wěn)過渡,減輕沖擊；2)t2附近電壓上升速度加快,需要快速減小油膜厚度,保證傳遞足夠大且穩(wěn)定的扭矩； 3)t3附近正弦和余弦曲線的交替配合使得切換過程平穩(wěn),有利于HVC速度平穩(wěn)降低,減輕系統(tǒng)沖擊；4)整個階段持續(xù)時間相對較長,有利于產(chǎn)生持續(xù)時間長的脫困扭矩,使得負(fù)載有充分時間從零速加速至同步轉(zhuǎn)速.第3階段為主、被動磨檫片完全貼合,離合器起剛性聯(lián)軸器的作用,系統(tǒng)處于同步運行工況.

圖22　溢流閥電壓設(shè)置曲線Fig.22　Voltage of proportional relief valve

圖23　油膜厚度曲線Fig.23　Oil film thickness

圖24　HVC扭矩及飛輪、負(fù)載轉(zhuǎn)速曲線Fig.24　HVC torque ,Rotational speed of flywheel and load

如圖24所示,在優(yōu)化后的油膜厚度曲線控制作用下,離合器大扭矩持續(xù)時間相對較長,沖擊度幾乎為零.從圖中還可以看出,離合器傳遞扭矩高于2倍負(fù)載額定扭矩的時間持續(xù)了接近79 s,脫困性能要明顯優(yōu)于變頻電機驅(qū)動方案(變頻電機輸出扭矩約為額定扭矩的1.5倍的持續(xù)時間約為1 min),這說明基于液體黏性離合器的新型刀盤驅(qū)動方案充分利用了飛輪的儲能作用和液體黏性離合器可以通過調(diào)節(jié)油膜厚度從而控制能量釋放的特點,滿足了TBM脫困對于脫困扭矩大、持續(xù)時間長、沖擊度小的工程需求,提高了能量利用率.

3結(jié)論

(1) 在對比分析現(xiàn)有TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng)的各自特點的基礎(chǔ)上,提出了一種基于液體黏性離合器的新型TBM刀盤驅(qū)動系統(tǒng),可以在不增加系統(tǒng)裝機功率的情況下,利用飛輪的機械儲能作用,配合液體黏性離合器的合理控制,實現(xiàn)脫困,同時通過黏性耦合作用避免脫困啟動時的沖擊.

(2) 所建立的新型驅(qū)動系統(tǒng)AMESim仿真模型,可分析冷卻系統(tǒng)、油膜厚度控制對于TBM脫困性能的影響.結(jié)果表明：HVC扭矩值隨著油溫的增大而明顯減小,扭矩峰值出現(xiàn)的時間隨著油溫的增大而延后；油膜下降速率越大,傳遞的扭矩值上升越快,峰值越大,轉(zhuǎn)速上升越快,更快的達(dá)到同步轉(zhuǎn)速,同時帶來的沖擊也越大.

(3)通過優(yōu)化電液比例溢流閥電壓方程,得到一組理想的油膜厚度控制曲線,在此油膜曲線控制作用下使得新驅(qū)動系統(tǒng)實現(xiàn)了持續(xù)時間長達(dá)79 s的2倍于負(fù)載額定扭矩的輸出能力,明顯優(yōu)于常規(guī)TBM刀盤變頻驅(qū)動方案.

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Jam breakout characteristic of tunnel boring machine based on hydro-viscous drive mechanism

LIAO Xiang-ping, GONG Guo-fang, PENG Xiong-bin, WU Wei-qiang

(StateKeyLaboratoryofFluidPowerTransmissionandControl,ZhejiangUniversity,Hangzhou310027,China)

Abstract:Tunnel boring machine(TBM) get jammed by hard rock in the process of tunneling, which causes great economic losses to enterprises. According to the analysis of several existing driving system , a new TBM cutter driving system based on the hydro-viscous clutch (HVC) was proposed to improve the breakout torque for TBM without increasing the installed power of TBM. An oil cooling system for HVC was designed according to the heating problem analysis during the the process of jam breakout . An AMESim model of HVC was established based on the oil film bearing capacity and wet clutch. On the basis of the simulation model for the new TBM cutter driving system，the jam breakout mechanism of TBM based on hydro-viscous drive was investigated, the influence of temperature rising and oil film thickness control method on the jam breakout characteristic of TBM was studied, the optimized control strategy for the proportional relief valve was proposed. Results show that the driving torque can be twice of the load torque and the duration time can last for 79 s by the optimization of oil film thickness curves of HVC, which may properly meet the engineering requirement of large breakout torque with long duration for TBM.

Key words:hydro-viscous clutch; jam breakout technology of TBM; AMESim simulation; temperature rising; optimal control of oil film thickness

收稿日期：2015-12-13.浙江大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版)網(wǎng)址： www.journals.zju.edu.cn/eng

基金項目：國家“973”重點基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃資助項目(2013CB035400)；國家“863”高技術(shù)研究發(fā)展計劃資助項目(2012AA041803)；國家自然科學(xué)基金資助項目(51221004).

作者簡介：廖湘平(1982-)，男，博士生，從事大型掘進(jìn)裝備電液控制技術(shù)等研究.ORCID:0000-0003-3238-7310. E-mail:520joff@163.com通信聯(lián)系人：龔國芳，男，教授. ORCID:0000-0001-9553-8783.E-mail: gfgong@zju.edu.cn

DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.05.013

中圖分類號：TH 137

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1008-973X(2016)05-0902-11