插裝式電磁溢流閥壓力響應特性的影響因素研究

， ， ， ，

(江蘇大學 機械工程學院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

引言

剪板機在國民經(jīng)濟發(fā)展中發(fā)揮著不可替代的作用，其性能的優(yōu)劣代表著一個國家工業(yè)發(fā)展水平的高低。剪板機液壓系統(tǒng)工作壓力變化幅度大、周期性強，在刀架下行剪切板料階段需要系統(tǒng)能夠迅速建立起壓力，而其他階段則需要快速泄壓，尤其在剪板機刀架快速下降階段，系統(tǒng)建壓是否迅速直接影響著剪板機的工作效率。系統(tǒng)建壓的快慢與選用的液壓元器件及其工作狀態(tài)有著直接的關系，而QC11Y30×15000型剪板機系統(tǒng)建壓、泄壓主要受插裝式電磁溢流閥的影響。目前已有很多學者對其進行了比較深入的研究，董敏等[2]采用功率鍵合圖方法對二通插裝閥動態(tài)特性進行了分析，討論了如何利用面向對象的工具和方法對插裝閥進行動態(tài)仿真。鄧克等[3]通過實驗研究不同彈簧預壓力對二通插裝閥啟閉特性的影響，分析了引起閥芯啟閉時間差的影響因素。于淑政等[4]對插裝式溢流閥阻尼孔取值范圍進行了詳細研究。

因此，為了提高剪板機工作效率，有必要對插裝式電磁溢流閥壓力響應特性的影響因素進行研究。

1 插裝式電磁溢流閥數(shù)學模型

插裝式電磁溢流閥主要由壓力閥插件、先導調壓閥(調壓蓋板)、電磁換向閥等組成，如圖1所示。

1.壓力插件 2.先導調壓閥(調壓蓋板) 3.電磁換向閥圖1 插裝式電磁溢流閥結構示意圖

1.1 泄壓過程數(shù)學模型

當設備剛啟動時，電磁換向閥處于常態(tài)位，此時系統(tǒng)處于卸荷狀態(tài)，主閥芯開啟。此過程的數(shù)學模型如下。

主閥芯力平衡方程：

(1)

式中，pA、pC為主閥芯進油腔、控制腔壓力(MPa)；AA、AC為主閥芯進油腔、控制腔有效作用面積(m2)；M為主閥芯質量(kg)；B為閥芯黏性摩擦系數(shù)(N/(m/s))；Ksx為主閥彈簧剛度(N/m)；x為主閥芯位移(m)；x0為主閥彈簧預壓縮量(m)；Ffx為主閥芯所受穩(wěn)態(tài)液動力(N)。

穩(wěn)態(tài)液動力方程：

(2)

式中，CA為主閥口流量系數(shù)；D為主閥口直徑(m)；β為主閥芯半錐角(rad)。

主閥口前后流量連續(xù)性方程：

(3)

式中，Q為系統(tǒng)總流量(m3/s)；VA為主閥芯進油腔當量體積(m3)；βe為體積彈性模量(MPa)；QA為主閥口流量(m3/s)；QR1為通過阻尼孔R1的流量(m3/s)。

主閥口流量方程：

(4)

忽略較小項，得：

(5)

阻尼孔R1的流量方程：

(6)

式中，Cd1為阻尼孔R1流量系數(shù)；d1為阻尼孔R1孔徑(m)；pD為先導閥進油口壓力(MPa)。

控制腔流量連續(xù)性方程：

(7)

式中，QR2為通過阻尼孔R2的流量(m3/s)。

阻尼孔R2的流量方程：

(8)

式中，Cd2為阻尼孔R2流量系數(shù)；d2為阻尼孔R2孔徑(m)。

1.2 建壓過程數(shù)學模型

當電磁換向閥得電時，先導閥口壓力pD逐漸增大，主閥口逐漸關閉，系統(tǒng)逐漸建立壓力，數(shù)學模型同泄壓過程基本相同，不同之處在于當主閥口完全關閉后，pA=pC=pD，此時主閥芯力平衡方程變?yōu)椋?/p>

<1)，且各件產品是否為不合格品相互獨立．

pAAA+FR=pCAC+Ksxx0+Ffx

(9)

式中，F(xiàn)R為閥座對閥芯反力(N)。

由以上泄壓、建壓過程數(shù)學模型可知，系統(tǒng)建壓、泄壓時間的長短與主閥彈簧剛度Ksx，阻尼孔R1、R2的大小，主閥芯進油腔壓力pA(即系統(tǒng)工作壓力p)以及系統(tǒng)總流量Q等因素有關。

2 AMESim仿真模型

根據(jù)插裝式電磁溢流閥結構示意圖，搭建其AMESim仿真模型，如圖2所示。仿真模型中部分模塊參數(shù)設置如表1、表2所示。

1.流量源模塊 2.溢流閥 3.主閥芯 4.主閥芯質量塊 5.先導調壓閥 6.電磁換向閥 7.信號源 8.主閥彈簧腔9.先導油管 10.控制蓋板阻尼孔R2 11.旁置式阻尼孔R1圖2 插裝式電磁溢流閥AMESim模型

模塊名稱參數(shù)名稱參數(shù)值主閥芯模塊閥芯直徑/mm75孔直徑/mm40流量系數(shù)0．7主閥芯半錐角/°45最大開口量/mm15質量模塊質量/kg1黏性摩擦系數(shù)/N·s·m-120位移范圍/m0～0．015彈簧腔參數(shù)彈簧剛度/N·mm-1150預壓縮量/mm0彈腔長度/mm30

表2 先導控制模塊相關參數(shù)表

3 仿真結果分析

剪板機液壓系統(tǒng)工作壓力周期變化曲線如圖3所示。

圖3 工作壓力周期變化曲線

從圖3可知，剪板機完成一次板料剪切，周期大約為15 s，工作壓力約為23 MPa，系統(tǒng)建壓時間約為1 s，泄壓時間約為0.5 s，建壓時間明顯比泄壓時間長，為了提高系統(tǒng)的工作效率，應盡量縮短系統(tǒng)建壓時間。

利用上述AMESim仿真模型，分別考慮主閥彈簧剛度Ksx、阻尼孔R1、R2、系統(tǒng)工作壓力p以及系統(tǒng)總流量Q對系統(tǒng)壓力響應的影響程度。

3.1 主閥彈簧剛度Ksx對系統(tǒng)壓力響應的影響

主閥彈簧剛度Ksx分別取50 N/mm、150 N/mm、450 N/mm，仿真得到的系統(tǒng)壓力響應曲線如圖4所示。

圖4 不同主閥彈簧剛度下的系統(tǒng)壓力響應曲線

從圖4可知，主閥彈簧剛度Ksx對系統(tǒng)建壓時間有一定的影響，對泄壓時間基本沒有影響。彈簧剛度越大，系統(tǒng)建壓時間越短，但是過大的彈簧剛度使得閥芯開啟壓力變大，因此應根據(jù)系統(tǒng)工作壓力的大小合理選擇主閥彈簧剛度。對于剪板機液壓系統(tǒng)來說，工作壓力為23 MPa，可以適當選擇剛度較大的主閥芯彈簧。

3.2 旁置式阻尼孔R1對系統(tǒng)壓力響應的影響

旁置式阻尼孔R1分別取1 mm、2 mm、3 mm，仿真得到的系統(tǒng)壓力響應曲線如圖5所示。

圖5 不同旁置式阻尼孔R1下的系統(tǒng)壓力響應曲線

由圖5可知，旁置式阻尼孔R1對系統(tǒng)建壓時間影響較大，對泄壓時間有一定的影響。隨著阻尼孔R1的增大，系統(tǒng)建壓時間變短，系統(tǒng)泄壓時間延長，但是對系統(tǒng)建壓時間的影響程度較大，對系統(tǒng)泄壓時間影響較小。阻尼孔徑d1越大，流經(jīng)旁置式阻尼孔R1產生的壓差越小，控制腔壓力越大，閥芯閉合速度越快，建壓時間也隨之縮短。

3.3 控制蓋板阻尼孔R2對系統(tǒng)壓力響應的影響

控制蓋板阻尼孔R2分別取0.5 mm、1 mm、2 mm，仿真得到的系統(tǒng)壓力響應曲線如圖6所示。

圖6 不同控制蓋板阻尼孔R2下的系統(tǒng)壓力響應曲線

由圖6可知，控制蓋板阻尼孔R2對系統(tǒng)建壓時間、泄壓時間均有一定的影響，但是對系統(tǒng)泄壓時間影響較大。隨著阻尼孔R2的增大，系統(tǒng)建壓時間變化不大，系統(tǒng)泄壓時間明顯變短，同時過小的阻尼孔徑d2容易引起系統(tǒng)較大的壓力波動，對于主閥芯沖擊較大。因此，應盡量增大控制蓋板阻尼孔R2的孔徑大小，提高系統(tǒng)工作效率。

3.4 系統(tǒng)工作壓力p對系統(tǒng)壓力響應的影響

系統(tǒng)工作壓力p分別取15 MPa、23 MPa、31.5 MPa，仿真得到的系統(tǒng)壓力響應曲線如圖7所示。

圖7 不同系統(tǒng)工作壓力p下的系統(tǒng)壓力響應曲線

由圖7可知，隨著系統(tǒng)工作壓力的升高，系統(tǒng)建壓、泄壓時間都基本沒有變化。因此，應根據(jù)實際工況選擇系統(tǒng)工作壓力。

3.5 系統(tǒng)總流量Q對系統(tǒng)壓力響應速度的影響

系統(tǒng)總流量Q分別取500 L/min、700 L/min、900 L/min，仿真得到的系統(tǒng)壓力響應曲線如圖8所示。

由圖8可知，系統(tǒng)總流量對系統(tǒng)建壓時間、泄壓時間影響均不明顯，因此，應根據(jù)剪板機剪切板料的相關參數(shù)確定系統(tǒng)總流量。

4 結論

本研究推導了剪板機插裝式電磁溢流閥的數(shù)學模型，分析其相關參數(shù)對系統(tǒng)壓力響應特性的影響。以AMESim模型為基礎進行仿真分析，研究得出：

圖8 不同系統(tǒng)總流量Q下的系統(tǒng)壓力響應曲線

(1) 剪板機工作過程中，系統(tǒng)建壓所需時間明顯大于系統(tǒng)泄壓時間，為了提高設備工作效率，應盡量縮短系統(tǒng)的建壓時間。

(2) 系統(tǒng)壓力響應的快慢與插裝式電磁溢流閥主閥彈簧剛度，旁置式阻尼孔、控制蓋板阻尼孔的大小，系統(tǒng)工作壓力以及系統(tǒng)總流量等因素有關。

(3) 主閥芯彈簧剛度，旁置式阻尼孔的大小對系統(tǒng)建壓時間影響較大，泄壓時間影響較小；控制蓋板阻尼孔的大小對系統(tǒng)泄壓時間影響較大，建壓時間影響較小；系統(tǒng)工作壓力，系統(tǒng)總流量對于系統(tǒng)建壓、泄壓時間影響程度均極小。因此，為了提高設備工作效率，應在滿足設備正常工作的情況下，盡量增大主閥芯彈簧剛度，旁置式阻尼孔以及控制蓋板阻尼孔的大小。

參考文獻：

[1] 王國慶,蘇東海.二通插裝閥控制技術[M].北京:機械工業(yè)出版社,2001.

[2] 董敏,趙靜一.二通插裝閥系統(tǒng)動態(tài)特性的仿真與研究[J].液壓氣動與密封,2001,(1):34-37.

[3] 鄧克,葉小華,王剛.二通插裝閥啟閉動態(tài)試驗及特性分析[J].機械工程師,2006,(7):71-72.

[4] 于淑政,王鑫鑫,劉志民.基于AMESim插裝溢流閥中阻尼孔取值的定量分析[J].機床與液壓,2013,41(21):143-145.

[5] 冀宏,梁宏喜,胡啟輝.基于AMESim的螺紋插裝式平衡閥動態(tài)特性的分析[J].液壓與氣動,2011,(10):80-82.

[6] 姚靜.鍛造油壓機液壓控制系統(tǒng)的關鍵技術研究[D].秦皇島:燕山大學,2009.

[7] 路甬祥,胡大纮.電液比例控制技術[M].北京:機械工業(yè)出版社,1988.

[8] 邊斌.65 MN鍛造液壓機控制系統(tǒng)的設計和仿真研究[D].秦皇島:燕山大學,2013.