液壓鑿巖機回彈緩沖裝置設計與實驗研究

傅斯龍, 趙宏強, 張立斌, 段焱輝

(中南大學 高性能復雜制造國家重點實驗室, 湖南 長沙 410083)

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液壓鑿巖機回彈緩沖裝置設計與實驗研究

傅斯龍, 趙宏強, 張立斌, 段焱輝

(中南大學 高性能復雜制造國家重點實驗室, 湖南 長沙 410083)

液壓鑿巖機釬桿回彈造成了機體剛性沖擊,降低了鑿巖機的工作效率和使用壽命,針對此不足,通過回彈波動理論分析,提出了回彈速度的計算方法和回彈緩沖裝置的設計方法,從蓄能器的耦合和局部阻力角度建立緩沖活塞的數(shù)學模型,得出了緩沖活塞運動的非線性方程.利用Simulink對緩沖活塞進行了運動學仿真,分析了預充壓力對回彈緩沖裝置的動特性影響和其對工況的響應能力,并與實驗結果進行對比,驗證了仿真的準確性.結果表明：回彈速度與預充壓力無關,與工作介質有關,介質系數(shù)增大,回彈速度增大.回彈緩沖裝置設計有很好的工況響應能力,增加了液壓鑿巖機的可靠性,工作效率提高了7.23%,更符合實際工況要求.

液壓鑿巖機； 回彈緩沖； 工況響應； 蓄能器耦合

液壓鑿巖機工作時,活塞沖擊靜止的釬桿,并通過釬桿將動能以應變能的形式作用介質而完成破碎[1-2].由于波阻和應力波反射的存在,如果介質沒有完全吸收這部分應變能,釬桿和活塞都可能發(fā)生回彈.回彈現(xiàn)象降低了液壓鑿巖機的工作效率,同時使得釬具和機體發(fā)生剛性沖擊,嚴重影響其工作可靠性和使用壽命[3].因此,液壓鑿巖機回彈對其結構設計和工作效率有著重要的影響[3].目前,對回彈緩沖的研究主要集中在波動力學理論[3-7]和力學模型[8-9]方面,對回彈緩沖裝置進行非線性建模、動力學仿真的研究很少,而對不同工況下緩沖裝置的動態(tài)特性的研究則更少.為了研究和改善液壓鑿巖機回彈緩沖的性能,本文基于應力波的傳播機理,提出回彈速度計算方法,設計了一種回彈緩沖裝置,并建立相關運動狀態(tài)的非線性方程,對回彈緩沖裝置進行動力學分析及仿真和實驗研究,最后分析了預充壓力和工況對液壓鑿巖機回彈緩沖的影響.

1　回彈緩沖裝置數(shù)學模型的建立

1.1回彈速度的計算方法

在液壓鑿巖機沖擊中,活塞比釬桿短很多,所以可以近似看作是有限長桿與半無限長桿的共軸碰撞[5].在沖擊過程中,動能以應變能的形式完成介質的破碎.由于介質、釬桿和活塞的波阻不同,必然存在一部分未被利用的應力波從沖擊面反射重新回到打擊端面而引起釬桿和活塞的回彈.為了便于分析,這里將釬桿和介質的沖擊面、活塞和釬桿的打擊端面看成是固定的,并作如下假設：

1)活塞和釬桿的波阻和截面相等,且長度能滿足入射波波形不變,忽略入射波透射損失；

2)只研究一次反射應力波的影響,考慮到碰撞時間可以不計,忽略透射波疊加的影響；

3)考慮到?jīng)_擊所產(chǎn)生的作用力遠大于重力,忽略各部件重力的影響.

大量實驗和工況表明[3-4]：在實際鉆鑿作業(yè)中,鉆頭的作用力與鉆進量可以簡化成線性關系.所以,以釬桿和介質的沖擊面為研究對象,其負載邊界條件為

FR=K·x+Fku+FRu，

(1)

式中：K為介質系數(shù)；x為鉆進量,規(guī)定與活塞沖擊速度方向一致為正；Fku為介質的黏性阻力,Fku=Jsdx/dt,Js為黏彈性系數(shù)；FRu介質黏性阻力.

在式(1)所示的負載邊界條件下,以活塞和釬尾的打擊端面為研究對象,根據(jù)波動疊加方程,則有

(2)

式中：P，Q分別為入射波和反射波的形式,規(guī)定壓縮波為正；λ為活塞、釬桿的波阻.聯(lián)立式(1)和式(2),可得鉆進量微分方程為

(3)

活塞和釬桿完成沖擊時,所產(chǎn)生的入射波將從打擊端面分別向活塞和釬桿發(fā)生透射,如圖1所示,該入射波以壓縮波的形式(C1,C2)傳播,其中,壓縮波C2右行,并在活塞的尾部以拉伸波的形式發(fā)生反射,并開始向左傳播,此時壓縮波的傳播時間tp=lp/c(其中：lp為活塞的長度，c為應力波傳播速度).在t=2tp=2lp/c時,反射回來的拉伸波到達活塞的打擊端面,所以該入射波的表達式[6]為

(4)

式中：λp,λg分別為活塞和釬桿的波阻；vmp為活塞沖擊釬桿時的最大速度.

圖1　液壓鑿巖機活塞和釬桿沖擊示意圖Fig.1　The stroke sketch between piston and buffer of hydraulic rock drill

可見,活塞和釬桿的波阻比對其波形有很大的影響.結合工況和假設1),取入射波P近似為矩形波,即λp=λg=λ,這里只分析第1個應力波,所以P可表示為

(5)

將式(5)代入式(3),不計介質的塑性阻力,整理可得鉆進量x的函數(shù)為

(6)

將式(6)代入式(2),可得反射波Q的表達式為

(7)

反射波透射到活塞,在經(jīng)時間tp后,使得活塞和釬桿再次分離,此時,根據(jù)動量守恒,可得活塞回彈速度vph為

(8)

式中mp為活塞的質量.

將式(7)代入式(8)中,積分整理可得

(9)

此后,活塞的動能將以應變能的形式通過釬桿作用介質實現(xiàn)介質破碎,如果介質沒有完全吸收這部分應變能,則釬桿會發(fā)生回彈,忽略反射波在油液和機體中的透射以及介質的熱損失,可得釬桿的回彈速度vgh為

(10)

式中：mg為釬桿的質量；xmax為最大鉆進量,其計算式為

釬桿回彈帶動活塞回彈,降低了液壓鑿巖機的工作效率[10],且容易造成釬具和機體間剛性沖擊.所以,對于液壓鑿巖機來說,回彈緩沖設計是必要的.

1.2回彈緩沖裝置的動力學分析

1—釬桿;2—緩沖擋圈;3—緩沖活塞;4—襯套;5—中間缸體;6—活塞;7—調(diào)速閥;8—緩沖蓄能器;9—進油油路;10—緩沖腔.圖2　液壓鑿巖機回彈緩沖裝置工作原理Fig.2　The working principle of anti-rebound buffer device of hydraulic rock drill

液壓鑿巖機回彈緩沖裝置工作原理如圖2所示.緩沖腔10通過內(nèi)設進油油路9與活塞前腔、緩沖蓄能器8相通,常通壓力油,腔內(nèi)壓力為phc,其可調(diào).在破碎作業(yè)中,活塞6沖擊釬桿1時,在壓力油的作用下,緩沖活塞3壓緊釬桿1,隨著釬桿1一起運動,使得釬桿1能夠壓緊介質.當介質沒有完全被破碎時,釬桿1回彈,緩沖活塞3向右運動,使緩沖腔10的體積減小,腔內(nèi)壓力phc迅速升高,這樣,釬桿1在壓力油的作用下迅速減速直至為零,避免和機體發(fā)生剛性沖擊.在回彈復位過程中,由于緩沖活塞運動,其緩沖腔油液體積和壓力隨時間動態(tài)變化,緩沖蓄能器進行充油和排油,考慮油液壓縮量[12]和蓄能器充排油體積變化量的等效關系,即以蓄能器工作壓力作為參考點,可得相應腔室壓力.

下面結合具體工作狀態(tài),對其進行動力學分析.

1)回彈過程.

當鉆桿回彈時,緩沖活塞和釬桿的回彈速度相等,初始速度uhp|t=0=vgh,在緩沖活塞回彈的過程中,緩沖腔的壓力phc升高,其內(nèi)的壓力油通過內(nèi)設油路進入緩沖蓄能器吸油儲能,所以,進入蓄能器的油液體積Vh為

Vh=∫uhpAhcdt，

(11)

式中Ahc為緩沖腔的通流面積.

根據(jù)氣體絕熱方程,可得此狀態(tài)下蓄能器的工作壓力ph為

(12)

式中：pah為緩沖蓄能器的預充壓力；Vah為緩沖蓄能器預充體積；k為氣體絕熱狀態(tài)參數(shù).

從局部阻力損失的角度,建立緩沖蓄能器和緩沖腔的壓差模型,因此,可得到在這一過程中緩沖腔的壓力phc1為

(13)

式中：ξ10為局部阻力系數(shù)；ρ為液壓油的密度；A10為連通緩沖腔和緩沖蓄能器的油道通流面積.

由此,可得此狀態(tài)下緩沖活塞運動學方程為

(14)

式中：Shp為緩沖活塞的運動位移；Fsh為黏性摩擦力,其計算式為

當相對運動方向與壓差方向一致時,“±”取“-”,反之取“+”，如圖2所示,l為緩沖活塞和缸體配合面的長度，d為緩沖活塞的直徑，h為緩沖套和中間缸體的配合間隙，uhp為緩沖活塞的速度，Δp為緩沖活塞和中間缸體配合面兩端壓差，ε為緩沖活塞和中間缸體的偏心率；Flh為液壓卡緊力,Flh=τldΔp,其中τ為液壓卡緊力系數(shù)；mhp為緩沖套的質量,所以有

(15)

Flh=τ·l·d·phc1.

(16)

2)復位過程.

活塞向左沖擊釬桿時,緩沖活塞在緩沖腔壓力油的作用下,隨著釬桿一起運動,其運動位移和釬桿幾乎相同,這樣就能夠保證釬桿重新壓緊介質,為下一次沖擊作好準備,縮短了回彈復位時間,提高了工作效率[10].此狀態(tài)下,緩沖腔的壓力phc為回彈階段末緩沖腔的壓力,系統(tǒng)供油,認為在復位過程中,緩沖腔壓力恒定,所以可得此狀態(tài)中緩沖活塞的運動學方程為

(17)

其中,結合式(15),可得：

(18)

Flh=τ·l·d·phc.

(19)

1.3回彈緩沖裝置仿真模型邊界約束條件

活塞沖程方向為正方向,由上述的緩沖活塞運動分析,可得如下邊界條件：

緩沖活塞處于回彈階段時的約束條件為

緩沖活塞處于復位階段時的約束條件為

2　回彈緩沖裝置仿真模型的建立

前面通過對回彈的波動研究獲得2個描述活塞、釬桿、介質入射波和反射波的方程,并通過積分,得到2個釬桿鉆進量和回彈速度計算方程,結合蓄能器氣體狀態(tài)方程和壓差模型方程,分析并獲得各狀態(tài)下緩沖套動力學方程,共計9個方程.這9個方程構成了一組非線性代數(shù)方程組,用來描述回彈緩沖裝置的運動學特性.考慮到使用Simulink建立動態(tài)仿真后,每一幀仿真都需要對回彈速度uhp、鉆進量x等邊界約束條件進行1次求解[11],所以采用MATLAB編寫uhp和x的求解和判定函數(shù)嵌入模塊的方式實現(xiàn)狀態(tài)切換.在Simulink平臺建立的基于MATLAB函數(shù)的回彈緩沖裝置動力學仿真模型如圖3所示,其參數(shù)包括外部輸入?yún)?shù)(共23項)和各個MATLAB函數(shù)輸出,這些參數(shù)構成各運動狀態(tài)的輸入.MATLAB函數(shù)的輸出包括運動狀態(tài)參數(shù)以及壓力、流量等參數(shù).

圖3　基于Simulink的回彈緩沖裝置仿真模型Fig.3　The simulation model of anti-rebound buffer device based on Simulink

通過以上仿真模型,可以對液壓鑿巖機回彈機理和回彈緩沖的運動特性進行研究,結合具體工況,對預充壓力的影響和回彈緩沖的工況響應等方面進行研究.

3　仿真和實驗驗證

在正常情況下,液壓鑿巖機回彈現(xiàn)象和工況、預充壓力有關,即在釬桿回彈時,會出現(xiàn)2種情況：一是當緩沖腔壓力降到預充壓力時,其速度還沒有降為零,這樣就仍存在機體沖擊的現(xiàn)象；二是當緩沖腔壓力仍大于預充壓力時,其速度已經(jīng)降為零,這個時候系統(tǒng)卸荷,產(chǎn)生瞬時壓力突變.因此,預充壓力和回彈速度的匹配對回彈緩沖裝置特性的影響是很重要的.

以湖南山河智能裝備股份有限公司研制的某型液壓鑿巖機為研究對象,主要的結構參數(shù)和介質系數(shù)設定如表1所示.

表1　模型的主要參數(shù)

為了增強仿真和實驗的可比性,保證結構參數(shù)不變,對MATLAB函數(shù)和Simulink仿真模型的輸入進行相應修改,即可得到預充壓力分別為6，8和10 MPa的3種仿真模型以及介質系數(shù)分別為0.15，0.3和0.45的3種工況的仿真模型.實測中,調(diào)定相應預充壓力并分別在軟巖、硬巖和鋼板中進行實驗,同時,將仿真結果與實測結果進行對比分析，以進行驗證.

3.1現(xiàn)場實驗方案

根據(jù)仿真輸出,實測對象主要包括液壓鑿巖機緩沖腔和緩沖蓄能器的壓力、流量以及緩沖活塞速度、位移.實驗測試方案如圖4所示.方案中,以鉆機為平臺,系統(tǒng)預充壓力由調(diào)速閥控制,主要包括2個測試模塊,分別是以5060測試儀為主的流量壓力測試模塊和以多普勒激光測試儀為主的速度測試模塊.2個模塊共用PC機數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).其中在測試速度時,中間缸體觀察孔貼有聚光防油的膜片,以保證測試的準確性.

A—泵站;B—沖擊試驗系統(tǒng);C—激光測速系統(tǒng);D—數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng);E—流量監(jiān)測系統(tǒng).1—電機泵組;2—溢流閥;3—調(diào)速閥;4—油冷卻散熱器;5—供氣潤滑裝置;6—液壓鑿巖機;7—流量計;8—壓力傳感器;9—流量傳感器;10—激光測速儀;11—控制箱;12—信號采集卡;13—計算機(內(nèi)含數(shù)據(jù)采集處理分析程序);14—打印機;15—Multi-system 5060.圖4　液壓鑿巖機沖擊試驗原理Fig.4　The principle of impact test of hydraulic rock drill

3.2預充壓力對回彈緩沖裝置動特性的影響

預充壓力直接作用在緩沖腔,其和回彈緩沖裝置的運動特性有著直接的關系,因此保證系統(tǒng)輸入流量不變,在被沖擊體為鋼板的工況下,緩沖腔的預充壓力分別調(diào)定為6，8和10 MPa,對其動力學特性以及緩沖腔壓力變化進行仿真和實驗,可得不同預充壓力下緩沖活塞速度曲線和緩沖腔壓力曲線,并與實測結果進行對比分析,其結果如圖5、圖6所示,對其仿真結果和實測結果進行整理,可得表2.

圖5　不同預充壓力下緩沖活塞的速度曲線Fig.5　Velocity curve of buffer piston under different precharge pressures

圖6　不同預充壓力下緩沖腔的壓力曲線Fig.6　Pressure curve in buffer cavity under different precharge pressures

預充壓力/MPa回彈時間/ms復位時間/ms峰值壓力/MPa最大回彈速度/m·s-1仿真實測仿真實測仿真實測仿真實測60.920.960.981.1016.5417.104.474.4080.700.760.720.8119.0319.424.514.45100.590.670.620.7421.0421.244.544.51

如圖5、圖6所示,預充壓力越大,緩沖活塞作用時間越短,緩沖腔峰值壓力越大.結合表2所示的仿真和實測結果,通過比較分析發(fā)現(xiàn),在預充壓力一定時,緩沖活塞運動時間和峰值壓力的實測結果都比仿真結果大,回彈速度的實測結果則較小,這是由于在實際工況中存在泄漏[12-13]和蓄能損失,但其誤差能控制在5.3%以內(nèi),故該模型是合理的.當預充壓力增加,作用在緩沖活塞的力增大,回彈和復位所用的時間就減小,峰值壓力也增大,這對鑿巖機本身的可靠性要求也提高,所以在選擇預充壓力時,應以保護機體為主要原則.同時,在開始回彈時,其回彈速度uhp都約為4.5 m/s,實測結果稍偏小.因此,可以認為在確定的工況下,緩沖活塞回彈速度是相同的,與預充壓力無關.

3.3工況對回彈緩沖裝置動特性的影響

在介質沒有完全吸收所作用的應變能時,釬桿可能發(fā)生回彈,所以工況直接決定回彈緩沖裝置的動特性.由上述分析可知,回彈速度與預充壓力無關,因此,有必要研究工況對其的影響.所以,保證輸入流量不變,預充壓力為6 MPa,分別調(diào)定工況系數(shù)為0.15，0.30和0.45三種工況進行仿真和實驗,可得不同工況下緩沖活塞速度曲線和緩沖腔壓力曲線,并與實測結果進行對比分析,其結果如圖7、圖8所示,對其結果進行整理,如表3所示.

圖7　不同介質下緩沖活塞的速度曲線Fig.7　Velocity curve of buffer piston under different mediums

圖8　不同介質下緩沖腔的壓力曲線Fig.8　Pressure curve in buffer cavity under different mediums

介質系數(shù)回彈時間/ms峰值壓力/MPa最大回彈速度/m·s-1仿真實測仿真實測仿真實測0.15(軟巖)0.340.426.226.431.020.890.30(硬巖)0.700.7610.4110.762.982.570.45(鋼板)0.920.9616.5417.104.484.27

由圖7、圖8可知,隨著工況系數(shù)的增大,回彈速度增大,緩沖腔峰值壓力也隨之增大,這說明了回彈速度由工況直接決定.結合表3進行比較分析,實測回彈速度較小,回彈時間和緩沖腔壓力峰值實測結果較大.這是由于存在泄漏[12-13]和膠管蓄能效應,其誤差約為4.7%.而由圖8可知,盡管緩沖腔壓力會增大,但始終在系統(tǒng)允許的最大壓力范圍內(nèi),這說明回彈緩沖裝置能匹配工況,有很好的工況響應能力,且在工況系數(shù)為0.15時,其緩沖腔壓力峰值和預充壓力相差不大,反彈速度也沒超過1 m/s,由此可知,在軟巖工況下,鑿巖機可以不配備回彈緩沖裝置.在系數(shù)為0.45的工況下,對于頻率為35 Hz的鑿巖機,采用回彈緩沖設計,由于沒有回彈的影響,縮短了回彈復位時間,沖擊頻率可達到37.5 Hz左右,工作效率約可以提高7.23%.

4　結　論

1)回彈緩沖裝置的回彈速度和預充壓力無關,與工況有關,隨著工況系數(shù)的增大,回彈速度增大.

2)考慮預充壓力不影響回彈緩沖速度,在調(diào)定回彈緩沖裝置預充壓力時,應以保護機體為主要原則,可參考工況系數(shù)為0.15時的預充壓力進行選擇.

3)回彈緩沖裝置能夠匹配工況,采用回彈緩沖設計的液壓鑿巖機有更好的工況響應能力,且由于沒有回彈的影響,在同等輸入的情況下,輸出頻率增大,其工作效率約提高7.23%.

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Design and experiment on the anti-rebound buffer device of hydraulic rock drill

FU Si-long, ZHAO Hong-qiang, ZHANG Li-bin, DUAN Yan-hui

(State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China)

With the rebound of the drill rod,the rigid impact between the drill rod and the body of the hydraulic rock drill is more difficult,which reduces the working efficiency and the service life of the hydraulic rock drill.So a design approach to anti-rebound buffer device and a computing method for the rebound velocity of the rod were put forward to solve this problem on the basis of an analysis of wave theory of rebound respectively.The mathematical model of the buffer piston was established based on the coupling of the accumulator and local resistance.Through the mathematical model,the non-linear equation of the buffer piston was obtained.The kinematics of the buffer piston was simulated in Simulink to analyze the influence of different precharge pressure on the dynamic characteristics of the buffer piston and the response ability of the device under different working mediums,and the simulation result was verified by comparing with the experiment result. The results showed that the rebound velocity was related to the working mediums,but not to the precharge pressure,and the rebound velocity increases as the medium coefficient increases.In additions,the working efficiency of the hydraulic rock drill was increased by 7.23%.Considering the high reliability and the good response ability of working condition,the design of the anti-rebound buffer device was finally selected to be used in the actual working conditions．

hydraulic rock drill; anti-rebound buffer; condition response; coupling of the accumulator

2016-02-23.

國家自然科學基金資助項目(51375499).

傅斯龍(1989—),男,江西新干人,碩士生,從事機電液一體化技術研究,E-mail：fusl007@163.com.

趙宏強(1969—),男,湖南邵東人,博士后,副研究員,從事鑿巖設備機電液設計研究,E-mail：zhaohq9922@sina.com.http://orcid.org//0000-0002-0420-7880

10.3785/j.issn. 1006-754X.2016.05.016

TD 422; TH 122

A

1006-754X(2016)05-0513-08

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