偏載狀態(tài)下集束式潛孔錘氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)同步特性分析

婁 磊， 陳孟舉， 秦偉業(yè)， 吳萬(wàn)榮， 芮紅艷

(1.南京工業(yè)職業(yè)技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210023；2. 貴州中煙工業(yè)有限公司 畢節(jié)卷煙廠， 貴州 畢節(jié) 551700； 3. 中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 湖南 長(zhǎng)沙 410083)

引言

集束式潛孔錘常應(yīng)用于礦山救援、煤礦瓦斯抽采等需要快速掘進(jìn)作業(yè)的場(chǎng)合，集束式潛孔錘鉆孔直徑大，沖擊作業(yè)時(shí)需要大量的高壓氣體，需數(shù)個(gè)空壓機(jī)組集中供氣，高壓大流量的空氣調(diào)節(jié)技術(shù)成為集束式潛孔錘的關(guān)鍵技術(shù)之一?？諌簷C(jī)組輸出氣體的流量和壓力要根據(jù)巖層的變化而不斷調(diào)整，當(dāng)巖層硬度大時(shí)，應(yīng)采用高壓力、大流量氣體，以提高鑿巖效率。當(dāng)巖層硬度不大時(shí)，可采用低壓、小流量氣體，以適應(yīng)巖層。當(dāng)前采用集束式潛孔錘進(jìn)行作業(yè)，在巖層硬度變化時(shí)，不能調(diào)節(jié)氣流的壓力及流量，造成鉆孔鑿巖能耗過(guò)大。為此，本研究提出一種氣流調(diào)節(jié)方法及機(jī)構(gòu)，以解決集束潛孔錘在不同工況作業(yè)時(shí)的氣流分配問(wèn)題。

集束式潛孔錘工作時(shí)，如空壓機(jī)的流量較小則會(huì)造成上返巖屑不利，發(fā)生堵鉆現(xiàn)象，如空壓機(jī)的流量較大會(huì)出現(xiàn)空壓機(jī)憋壓，如流量過(guò)大還會(huì)出現(xiàn)潛孔錘頭斷裂，造成潛孔錘不沖擊等惡劣事故，合理分配沖擊器及吹渣所需的空氣流量極其重要[1]。針對(duì)集束式潛孔錘的作業(yè)效率問(wèn)題，石智軍等[2]對(duì)大直徑集束式潛孔錘的掘進(jìn)工藝進(jìn)行分析并進(jìn)行了試驗(yàn)， 結(jié)果表明，相比普通的牙輪鉆掘進(jìn)作業(yè)，相同鉆孔直徑下，集束式潛孔錘可以成倍的提高作業(yè)效率；高文強(qiáng)等[3]對(duì)集束式潛孔錘的配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，并利用Fluent對(duì)配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)氣通道中氣體的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行了模擬。本研究設(shè)計(jì)的集束式潛孔錘的氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)采用多油缸驅(qū)動(dòng)，為合理分配掘進(jìn)及排渣氣流，避免組合潛孔錘的氣流分配不均勻，要求多油缸同步控制，以保證氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的閥門均勻打開(kāi)。多油缸同步控制的研究主要集中在兩方面：一方面是同步控制器及算法的研究[4-8]；另一方面是分流集流閥結(jié)構(gòu)及性能的研究[9-14]。本研究設(shè)計(jì)并加工了集束式潛孔錘的氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)，采用分流集流閥和比例閥對(duì)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)油缸進(jìn)行控制，設(shè)置了均載模式和偏載模式工況，研究氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)在不同載荷模式下的同步特性。

1 集束式潛孔錘及氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)原理

集束式潛孔錘模型如圖1所示，主要由潛孔錘段、氣流調(diào)節(jié)端及鉆桿段組成。鉆桿為中空鉆桿，保證鉆桿內(nèi)部可以通過(guò)氣流，氣流調(diào)節(jié)段主要對(duì)鉆桿內(nèi)流入的氣流進(jìn)行控制，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)氣流的分配。

圖1 集束式潛孔錘模型Fig.1 Cluster type DTH hammer model

圖2為集束式潛孔錘調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的氣流分配原理圖，空壓機(jī)組集中供氣，集束式潛孔錘的鉆桿為中空設(shè)計(jì)，高壓大流量氣體經(jīng)鉆桿向下流動(dòng)，當(dāng)氣體流經(jīng)氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)時(shí)，調(diào)節(jié)閥在驅(qū)動(dòng)油缸的作用下動(dòng)作，調(diào)節(jié)閥片打開(kāi)，高壓氣流經(jīng)過(guò)調(diào)節(jié)閥流向低壓分流，經(jīng)排氣孔排出后進(jìn)行吹洗巖渣作業(yè)。調(diào)節(jié)閥門開(kāi)度可以調(diào)節(jié)分流氣流量，從而可實(shí)現(xiàn)對(duì)高壓氣室壓力和流量的調(diào)節(jié)。經(jīng)排氣孔排出的氣體可對(duì)孔底巖屑進(jìn)行吹洗，合理調(diào)節(jié)閥門可以實(shí)現(xiàn)鉆進(jìn)和攜巖氣流的有效分配。

圖2 調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)氣流分配原理圖Fig.2 Air distribution schematic of adjustment mechanism

氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)模型如圖3所示。調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的內(nèi)筒和鉆桿內(nèi)部的氣流通道對(duì)應(yīng)，外筒和潛孔錘的低壓分流腔對(duì)應(yīng)。當(dāng)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)在驅(qū)動(dòng)油缸的作用下動(dòng)作時(shí)，調(diào)節(jié)閥片打開(kāi)，鉆桿內(nèi)部的高壓氣體被分流至低壓分流氣腔，實(shí)現(xiàn)了氣流的有效分配。

2 控制閥結(jié)構(gòu)及數(shù)學(xué)模型

2.1 分流集流閥

分流集流閥結(jié)構(gòu)如圖4所示，主閥芯中間有中間彈簧及掛鉤。分流時(shí)，在壓力油作用下掛鉤起作用，集流時(shí)，在壓力油的作用下，左右兩側(cè)主閥芯壓縮中間彈簧。本研究試驗(yàn)采用其分流工況，可以看到主閥芯分為左右兩半，通過(guò)掛鉤相連接。

圖4 分流集流閥Fig.4 Dividing focusing valve

分流集流閥液流控制原理如圖5所示。

圖5 分流集流閥控原理圖Fig.5 Schematic diagram of dividing focusing valve control

節(jié)流孔a的流量方程為：

(1)

節(jié)流孔b的流量方程為：

(2)

節(jié)流孔c的流量方程為：

(3)

節(jié)流孔e的流量方程為：

(4)

節(jié)流孔k的流量方程為：

(5)

總的流量連續(xù)性方程為：

(6)

左側(cè)閥芯的受力方程為：

右側(cè)閥芯的受力方程為：

黑龍江省冰雪旅游文化的發(fā)展具有多種多樣的形式，冰雪旅游資源同冰雪藝術(shù)、當(dāng)?shù)孛袼孜幕慕Y(jié)合也越來(lái)越緊密。黑龍江省冰雪資源豐富、冰雪期長(zhǎng)、降雪量大、雪的質(zhì)量也很好，得天獨(dú)厚的自然稟賦，促使黑龍江省冰雪旅游業(yè)不斷發(fā)展壯大。目前，黑龍江省擁有百余家滑雪場(chǎng)，這些滑雪場(chǎng)按照規(guī)模大小可以分為大、中、小型。2012年黑龍江省共接待國(guó)內(nèi)外的旅游者25382.0萬(wàn)人次，促進(jìn)黑龍江省實(shí)現(xiàn)旅游業(yè)總收入的快速增長(zhǎng)。

式中，A1，A2，A3分別表示節(jié)流孔a，b，c的面積；Q1,Q2,Q3分別為流經(jīng)節(jié)流孔a,b,c的流量;Q0為分流集流閥入口流量;QA,QB為分流集流閥出口流量;p1，p2，p3分別為節(jié)流孔a，b，c后各腔的壓力；p0為分流集流閥的入口壓力；pA,pB為分流集流閥出口壓力;Cd為節(jié)流口的流量系數(shù)；x為主閥芯的移動(dòng)量；D為閥芯直徑；ρ為油液密度；βe為油液彈性模量；V0為分流集流閥定差減壓閥閥套內(nèi)扣除閥芯部分的容積；K為左右側(cè)彈簧的剛度；K1為中間彈簧剛度。

2.2 比例閥

比例閥主閥芯帶有位移傳感器及控制電路板，其閥芯開(kāi)口位移量可被控制器實(shí)時(shí)檢測(cè)。比例閥控制集束式潛孔錘氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸的控制框圖如圖6所示。

圖6 比例閥同步控制原理圖Fig.6 Schematic diagram of proportional valve synchronous control

比例閥放大器的電流控制：

I=KaΔu

(9)

主閥芯位移傳遞函數(shù)：

(10)

閥控驅(qū)動(dòng)油缸的數(shù)學(xué)傳遞函數(shù)：

(11)

積分分離PID控制器數(shù)學(xué)模型如下：

(12)

式中，Ka，I，Δu分別為比例閥放大器放大系數(shù)、輸出電流及輸入電壓；xp，xv分別為液壓缸及比例閥閥芯的位移；uk為PID控制器輸出信號(hào)；ωm為比例閥的固有頻率；ζm為比例閥的阻尼比；ωh為液壓缸的固有頻率；ζh為液壓缸的阻尼比；Kq為比例閥流量增益；A為驅(qū)動(dòng)油缸的油液作用面積；Kp為比例系數(shù)；Ti為積分控制時(shí)間；Td為微分控制時(shí)間；ek為系統(tǒng)給定輸入與輸出的偏差值。

3 試驗(yàn)原理及方案

圖7為調(diào)節(jié)閥門的驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)原理圖，圖7a中3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸由電磁閥及分流集流閥組控制驅(qū)動(dòng)調(diào)節(jié)閥門，圖7b中3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸由3個(gè)比例閥分別控制驅(qū)動(dòng)調(diào)節(jié)閥門。

圖7 閥門驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)原理圖Fig.7 Schematic diagram of valve drive system

圖8 閥門加載系統(tǒng)原理圖Fig.8 Schematic diagram of valve loading system

圖9為加載油缸布置圖，3個(gè)加載油缸間隔120°布置，其一端固定與頂板上，另一端固定于加載板上，設(shè)定3個(gè)加載油缸的減壓閥的壓力，即可設(shè)定不同的加載狀態(tài)，內(nèi)筒為了方便試驗(yàn)進(jìn)行了截短處理，調(diào)節(jié)閥門在驅(qū)動(dòng)油缸的帶動(dòng)下可上下移動(dòng)。

1.頂板 2.加載油缸 3.加載板 4.減壓閥組5.調(diào)節(jié)閥門 6.內(nèi)筒圖9 加載油缸布置圖Fig.9 Layout of loading cylinder

圖10為閥門上移圖，閥門上移時(shí)，調(diào)節(jié)氣孔打開(kāi)，實(shí)現(xiàn)高壓氣體的分流。為驗(yàn)證驅(qū)動(dòng)油缸的同步特性，設(shè)計(jì)閥門機(jī)構(gòu)內(nèi)筒和閥門的間隙為20 mm。加載油缸的輸出壓力由減壓閥組設(shè)定，加載油缸組的載荷模式見(jiàn)表1。

圖10 閥門上移圖Fig.10 Upward movement of valve

表1 加載油缸載荷模式Tab.1 Load mode of loading cylinder MPa

加載油缸通過(guò)減壓閥設(shè)置了3種加載模式，第1種為均載模式，3個(gè)加載油缸的載荷均設(shè)定為3 MPa，第2、第3種均為偏載模式。

4 三缸同步試驗(yàn)

三缸同步試驗(yàn)裝置如圖11～圖13所示，其液壓系統(tǒng)控制原理圖見(jiàn)圖7，加載油缸的載荷模式如表1所示。試驗(yàn)系統(tǒng)油源輸出的壓力和流量均可根據(jù)試驗(yàn)需要調(diào)節(jié)。為檢測(cè)閥門的運(yùn)動(dòng)誤差，工控機(jī)控制驅(qū)動(dòng)油缸以三角波的形式往返運(yùn)動(dòng)。

圖11 調(diào)節(jié)閥門試驗(yàn)裝置Fig.11 Regulating valve test device

圖12 控制閥對(duì)比試驗(yàn)Fig.12 Comparison test of control valve

圖13 調(diào)節(jié)閥門控制系統(tǒng)Fig.13 Regulating valve control system

對(duì)氣流調(diào)節(jié)閥門進(jìn)行均載及偏載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖14～圖16所示。試驗(yàn)過(guò)程中為避開(kāi)油缸在起始位置和終點(diǎn)位置由于非線性、閥門慣性等帶來(lái)的誤差，不對(duì)驅(qū)動(dòng)油缸的起始和終點(diǎn)位置進(jìn)行分析，僅分析油缸從20～95 mm處的往返試驗(yàn)曲線。

圖14為分流集流閥和比例閥的均載試驗(yàn)曲線圖，均載試驗(yàn)時(shí)，3個(gè)加載油缸的載荷均設(shè)定為3 MPa，20～40 s，驅(qū)動(dòng)油缸為伸出工況，40～60 s，驅(qū)動(dòng)油缸為縮回工況。從圖中可知，20～40 s，3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸同時(shí)伸出，帶動(dòng)閥門向前移動(dòng)，當(dāng)閥門到達(dá)95 mm處，工控機(jī)控制電磁閥換向，調(diào)節(jié)閥門后退，閥門向后移動(dòng)至20 mm 處停止。驅(qū)動(dòng)油缸在均載狀態(tài)下以三角波形式循環(huán)往復(fù)在20～95 mm處運(yùn)動(dòng)，分流集流閥的同步誤差約在2 mm以內(nèi)，比例閥控油缸的同步誤差約在1 mm 以內(nèi)。

圖14 均載試驗(yàn)曲線圖Fig.14 Curves of equal load test

圖15為分流集流閥和比例閥的偏載模式1試驗(yàn)曲線圖，由圖15a可知，啟動(dòng)瞬間，3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸的位移曲線重合，隨著位移的增加，由于負(fù)載的不均勻，分流集流閥芯在偏載載荷的作用下，自動(dòng)調(diào)整重新分配流量，但由于閥芯不平衡力、內(nèi)漏及節(jié)流孔加工誤差的影響，3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸的位移誤差逐漸增大，到達(dá)終點(diǎn)時(shí)，位移誤差達(dá)12 mm；由圖15b可知,比例閥在偏載模式1狀態(tài)下工作時(shí)，油缸的位移曲線重合性好，比例閥的控制精度高，最大誤差僅為1.5 mm。

圖15 偏載模式1試驗(yàn)曲線圖Fig.15 Test curves diagram of eccentric load mode 1

圖16為分流集流閥和比例閥的偏載模式2試驗(yàn)曲線圖，由圖16a可知，在20～40 mm內(nèi)，3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸的位移誤差達(dá)到2 mm，由于負(fù)載的不均勻，隨著位移的增加，3個(gè)驅(qū)動(dòng)油缸的位移誤差逐漸增大，到達(dá)終點(diǎn)時(shí)，位移誤差達(dá)16 mm。由圖16b可知，比例閥在偏載模式2狀態(tài)下工作時(shí)，油缸的位移曲線重合性好，同步控制精度高，最大誤差控制在2 mm以內(nèi)。

圖16 偏載模式2試驗(yàn)曲線圖Fig.16 Test curves diagram of eccentric load mode 2

圖17和圖18分別為分流集流閥及比例閥的平均誤差曲線圖。對(duì)比可知，均載轉(zhuǎn)態(tài)下，分流集流閥和比例閥的誤差都較小，分流集流閥的平均誤差在2.5 mm左右，比例閥的平均誤差在1 mm左右；隨著偏載載荷的增加，分流集流閥的平均誤差逐漸增大，由偏載模式1到偏載模式2變化時(shí)，分流集流閥的平均誤差由8 mm 增大到13 mm，誤差由10%增大到17%左右，比例閥的平均誤差始終控制在2 mm以內(nèi)，同步精度較高。

圖17 分流集流閥平均誤差曲線圖Fig.17 Average error curves of dividing focusing valve

圖18 比例閥平均誤差曲線圖Fig.18 Average error curves of proportional valve

5 結(jié)論

(1) 設(shè)計(jì)了集束式潛孔沖擊器的氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)，針對(duì)氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)中閥門的同步控制，分析了分流集流閥及比例閥的結(jié)構(gòu)及控制原理，推導(dǎo)了分流集流閥及比例閥的數(shù)學(xué)模型；

(2) 搭建了氣流調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)試驗(yàn)臺(tái)，測(cè)試了均載轉(zhuǎn)態(tài)和偏載狀態(tài)下氣流調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)在分流集流閥及比例閥控制下的同步特性，試驗(yàn)結(jié)果表明，均載狀態(tài)下，分流集流閥及比例閥的同步精度均較高，隨著偏載載荷的增加，分流集流閥的平均誤差逐漸增大，由偏載模式1到偏載模式2變化時(shí)，分流集流閥驅(qū)動(dòng)閥門的最大位移誤差由10%增大到17%，比例閥的平均誤差始終在2 mm以內(nèi)，比例閥的同步控制精度較高。