液壓雙輪銑槽機銑削巖土受力的試驗探究

李萬莉， 劉祥勇， 姜 燕， 劉佳寶

(同濟大學 機械與能源工程學院, 上海 201804)

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液壓雙輪銑槽機銑削巖土受力的試驗探究

李萬莉， 劉祥勇， 姜 燕， 劉佳寶

(同濟大學 機械與能源工程學院, 上海 201804)

液壓雙輪銑槽機是當今最先進的地下巖土開挖設備，但在開挖過程中會遇到底層土質的多樣性問題，負載的波動對銑槽機的研發、控制使用帶來困難。本研究基于國內第一臺自主研發的液壓雙輪銑槽機，通過設計試驗過程，提取和分析試驗數據，并與理論分析結果對比后發現：銑輪銑削巖土的負載受力呈現周期性變化規律，周期是銑輪旋轉一周的時間，但受客觀因素的隨機性影響，銑輪的切削受力的周期性也具有隨機性；銑輪受力受巖土強度、銑輪轉速、銑輪正反轉的影響，巖土強度越高，切削力越大，切削力的波動性越大；銑輪轉速越高，切削力越大，切削力的波動性越大；相同條件下銑輪正向運轉時的負載受力要大于反向運轉時的負載受力；通過切削受力曲線，可以得出切削力的變化周期、平均切削力的大小、切削力的波動程度，這為液壓雙輪銑槽機的電液控制系統的設計提供了依據。

液壓雙輪銑槽機；銑削受力； 試驗取證；理論對比

在地下連續墻施工中，經常需要挖掘地槽。液壓雙輪銑槽機的斗體上裝有兩個用于銑削巖土的銑輪，銑輪銑削巖土后形成碎渣，經過泥漿灌注碎渣后，將碎渣和膨潤土壤一并通過泥漿泵吸系統送至地面的泥漿處理站，經過濾渣、調配處理后重新填回至挖槽中,如下圖1所示為液壓雙輪銑槽機的工作過程。在液壓雙輪銑槽機挖掘巖層時會碰到不同強度的土質，造成銑輪轉矩、轉速、馬達輸出功率的波動，這提高了控制難度。目前雙輪銑槽機的研究主要集中在結構優化設計、運動學和動力學理論分析，僅有的雙輪銑槽機銑削巖土受力是基于Matlab的數值分析和ANSYS_DYNA的仿真分析，且兩種分析方法得到的結論有矛盾之處，難以驗證。也有學者對挖泥船的絞刀切削力進行了研究，但挖泥船的絞刀結構和施工土質與雙輪銑槽機有很大不同，難以提供有價值的信息。本研究是基于國家科技支撐計劃，研發國內第一臺液壓雙輪銑槽機，通過設計試驗過程，研究切削力的變化情況，得出銑削負載的變化規律，為液壓系統的設計、液壓元器件的選型、驅動控制改進等提供參考依據。

圖1 液壓雙輪銑槽機的工作過程Fig.1 The working process of hydraulic double-wheel trench cutter

1 液壓雙輪銑槽機實體介紹

在國家十二五科技支撐計劃項目的支持下試制的樣機如圖2所示。主要包括起升系統、巖土銑削系統及泥漿泵吸系統，分別用來控制斗體的位置、巖土的切削和泥漿的抽吸。

圖2 液壓雙輪銑槽機的實體Fig.2 Hydraulic double-wheel trench cutter’s entity

液壓馬達采用垂直外置驅動，通過錐齒輪改變回轉方向，再通過行星齒輪減速將扭矩傳遞給銑輪，如下圖3所示。由公式Tn=Δpvη,負載的大小表現在馬達進出口壓差上，負載與巖土強度、銑輪轉速有關。

該機器的主要技術參數如表1所示。

圖3 驅動馬達的液壓系統Fig.3 The hydraulic system used for driving motor

本系統選用的壓力傳感器為Huba Control公司的511類型壓力傳感器,其用來檢測變量泵和變量馬達的壓力，該壓力傳感器的測壓范圍為0～600 Bar,輸出為電流輸出，范圍為0～20 mA。該壓力傳感器能夠抗沖擊、抗震動。除此之外還有壓力傳感器、旋轉編碼器、溫度傳感器，以及電磁換向閥、電控變量泵等液壓元件。液壓雙輪銑槽機控制系統采用了四個高性能可編程控制器，銑削系統的數據采集主要由其中一個控制器完成，該銑削系統控制器通過輸入輸出接口與傳感器、液壓元件相連進行實時數據采集。銑削系統的電控硬件連接部分如圖4所示。

表1 液壓雙輪銑槽機的技術參數

圖4 液壓雙輪銑槽機的電控系統Fig.4 Hydraulic double-wheel trench cutter’s electric control system

圖5 液壓雙輪銑槽機的采集畫面Fig.5 The collect picture of hydraulic double-wheel trench cutter

通過本試驗臺配備的TTC公司的HY系列的顯示器，可以對雙輪銑槽機的液壓系統的各項參數進行監控,以及通過顯示屏來輸入液壓系統控制參數。液壓雙輪銑槽機控制器的軟件界面如圖5所示，可以實時采集變量馬達的進出口壓力值。

2 銑削巖土的數據采集與受力分析

2.1 變量馬達進出口壓力的數據采集與誤差消除

試驗地點選在某露天施工現場，時間在2015年9月，選擇強度不均勻的混凝土層。將液壓雙輪銑槽機的斗體下放至地下10 m混凝土坑中，試驗過程中設置不同的銑輪轉速和功率，設置對應的銑刀的縱向進給速度為20 mm/min。采集馬達進出口的壓力，采集時間段13:51～16:17，中間幾分鐘停機調試。采集的部分數據結果如表2所示。

傳感器將實時采集馬達進出口壓力值并送給ifm控制器，實驗數據存在兩個誤差。誤差一：受控制器采集頻率的影響，不能實時處理傳感器送來的壓力值，即存在采集值為零的狀況；誤差二：采集的實驗數據時間以分鐘顯示，每分鐘采集到的數據量從幾十到幾百個不等，數據在某分鐘內的具體時間分布不清楚。采用以下方法消除誤差：通過VBA編程除去數據中的零值，記錄下每分鐘采集到的數據點數；用60S除以每分鐘采集到的數據點數，得到不同數據點之間的時間間隔，以該時間作為遞增值，計算每個數據的采集時間(單位S)，如下表2所示。根據采樣定理，采樣頻率要大于信號最高頻率的2倍，才能無失真的保留信號的完整信息。銑輪的轉速n的最大值27 r/min,根據采樣定理，在銑輪每旋轉一周時間內至少采集兩次數值才能波形不失真，因此每分鐘采集的點數應滿足：x≥2n=2×27=54(次)，由控制器的采樣頻率和實際的采樣值(80～700 次/S)可知，該采集頻率完全能夠滿足采樣定理，保證波形不失真。

表2 馬達進出口的壓力數據

表3 數據采集的時間分布

2.2 變量馬達進出口壓差的數據分析

除去零值數據點后，剩下19 692個數據，以時間為X軸，以馬達進出口壓差為Y軸，分別選取四個時間段內采集到的馬達進出口壓差數據，通過曲線擬合，研究銑輪切削力隨巖土強度、銑輪轉速的變化規律。

① 數據NO(a)：第1～5 000個試驗數據，時間14:51～15:31(0 s～2 541.36 s)。

② 數據NO(b)：第5 001～10 000個試驗數據，時間15:31～15:51(2 541.514 s～3 811.046 s)。

③ 數據NO(c)：第10 001～15 000個試驗數據，時間15:51～16:05(3811.20 s～4651.97 s)。

④ 數據NO(d)：第15 001～19 692個試驗數據，時間16:05～16:17(4 652.123 s～5394.431 s)。

(1) 第0 s～2 541.36 s時間段內

在該階段內采集到的完整數據變化趨勢如圖6所示。從圖中可知在200 s～900 s、1 700 s～2 450 s的時間段內處于停止檢測狀態，中間和兩頭階段的大部分時間內壓差為正值，銑輪處于正向運轉狀態，在1 500 s的時候銑輪處于短暫的反向運轉狀態。

圖6 第一個時間段內馬達進出口的壓差Fig.6 The motor’s import and export pressure gap in the first stage

摘錄第一階段內1 530 s～1 660 s部分的數據如下圖7所示。在巖土勻質和恒定轉速情況下，馬達進出口的壓差以銑輪轉動一周的時間為周期進行變化；在每個周期內的不同時間點，由于銑刀銑削狀態的數量不同、作用力點的不同，導致切削力的作用力矩不同，因此馬達進出口的壓差在一個周期內呈現波動狀態；在此時間段內控制馬達以恒定功率運轉，壓差經歷三個循環時間段，根據P=T.n,馬達負載扭矩遞增，轉速遞減，對應的循環周期分別為t1=3 s、t2=6 s、t3=15 s，相應的銑輪轉速分別為20 r/min、10 r/min、4 r/min，在工作范圍內。結論：銑輪切削巖土的過程中，切削力總體上呈現一種周期性變化規律，轉速越高周期越小，對應壓差擬合曲線的接近距離越小，擬合曲線的密度越大；同時這也提供了一種計算銑輪轉速的方法：通過馬達壓差曲線的變化周期計算銑輪轉速。

圖7 部分時間內馬達進出口壓差Fig.7 The motor’s import and export pressure gap in part time

摘錄第一階段內1 280 s～1 700 s部分的數據如圖8所示，控制馬達以恒功率運轉。1 280 s～1 500 s內曲線密度最大，轉速最高，周期最小。1 540 s～1 580 s內轉速次之，1 580 s～1 680 s內轉速最小。從圖中得知，在三種速度狀態下馬達進出口壓差平均值分別為75 bar、48 bar、15 bar，壓差波動性逐次遞減。結論：銑輪轉速越高，馬達進出口壓差波動性越強，切削受力越大。

(2) 第2 541.514 s～3 811.046 s時間段內

在該階段內的完整數據變化趨勢如下圖9所示。在3 120 s～3 530 s的時間段內未采集到馬達進出口的壓差數據；銑輪在2 850 s左右的時刻內處于反向運轉；剩下的時間段內，馬達進出口壓差為正，銑輪正向運轉。

圖8 部分時間內馬達進出口壓差Fig.8 The motor’s import and export pressure gap

圖9 第二個時間段內馬達進出口的壓差Fig.9 The motor’s import and export pressure gap in the second stage

摘錄第二階段內3 530 s～3 780 s內的數據如下圖10所示。控制銑輪恒速運轉，所得擬合曲線的密度一致。根據參考文獻[3]，影響銑輪切削力的因素除了轉速外，還有巖土強度，巖土強度的大小通過恒定轉速下馬達進出口壓差的波動程度和平均值表征確定，隨著巖土強度的增大，馬達壓差波動性越強，馬達的平均壓差增大，銑輪切削受力曾大。結論：從圖中可知，在恒速運轉下，銑輪碰到的巖土強度先遞減后遞增。

圖10 部分時間內馬達進出口壓差Fig.10 The motor’s import and export pressure gap

(3) 第3 811.20 s～4 651.97 s時間段內

在該階段內的完整數據變化趨勢如圖11所示。在絕大部分時間段內，壓差值為正，銑輪正向運轉；在4 100 s的小范圍時間段內曲線密度較小，周期時間最大，銑輪轉速最低；在4 180 s的時刻出現最高壓差波動，波動范圍達到200 bar。結論：在該時間段內既有速度不恒定，也有巖土強度不均勻，這符合實際的變功率、變速控制策略。

圖11 第三個時間段內馬達進出口的壓差Fig.11 The motor’s import and export pressure gap in the third stage

摘錄該階段內4 140 s～4 500 s的部分數據如下圖12所示。在該時間段內控制銑輪的轉速恒定，銑輪平均壓差曲線(圖中的虛線)呈現波形狀態；壓差波動程度受巖土強度的影響，表現為忽高忽低；虛線變化趨勢也代表巖土強度的變化趨勢，在波峰時刻壓差波動性強，在波谷時刻波動性弱。結論：在該時間段內銑輪轉速基本恒定，巖土強度呈現忽高忽低的波形狀態；這為研究不同深度的巖土強度規律，提供了一種新型方法：控制銑輪以恒速運轉，通過檢測馬達進出口的壓差的變化規律獲取巖土強度的變化規律。

圖12 部分時間內馬達進出口壓差Fig.12 Motor’s import and export pressure gap in part time

(4) 第4 652.123 s～5 394.431 s時間段內

在第四階段內的完整數據變化趨勢如圖13所示。銑輪先正向運轉，后反向運轉，再反復正反轉；銑輪轉速不均勻，巖土強度不均勻。

圖13 第四個時間段內馬達進出口的壓差Fig.13 The motor’s import and export pressure gap in the fourth stage

摘錄第四階段的5 050 s～5 300 s部分內的數據如圖14所示，控制銑輪以不同的速度運轉。在5 230 ～5 270 s時間內銑輪的轉速比5 050 s～5 110 s內的轉速高，反而馬達的平均壓差卻相對較小，這是由前者的巖土強度較大和銑輪正反轉共同導致。銑輪處于圖1所示的正方向運轉時，切削掉的巖土碎屑堆積在兩銑輪之間，并很快被中間的泥漿泵吸系統抽走；而銑輪處于反向運轉時，切削掉的巖土碎屑堆積在兩邊，泥漿泵抽吸困難，造成切削力的增大。結論：銑輪正轉時的切削受力小于銑輪反轉時的切削受力。

圖14 部分時間內馬達進出口壓差Fig.14 The motor’s import and export pressure gap in part time

3 銑削巖土的試驗與理論對比分析

在此試驗分析之前做了理論計算，包括銑削受力的數值模擬和ANSYS/LS-DYNA仿真分析(見參考文獻[1,4-5])，仿真中設置銑輪進給速度為20 mm/min，銑輪轉速為10 r/min,巖土強度為15 MPa,得出了銑刀銑削巖土受力的變化規律，分析了影響銑輪切削受力的因素，包括銑輪轉速和巖土強度對切削受力的影響，圖15是銑輪的切削受力分解。

圖15 銑輪的切削受力分解Fig.15 The cutting force decomposition of milling wheel

圖16是銑輪在該設置條件下，仿真切削受力與實際切削力(測得壓差后，由公式Frn=Δpvη計算出負載力表征)對比圖。從圖中可知銑輪的切削力在轉動一周內呈現周期性變化，但仿真與試驗情況有所不同，在仿真的一個轉動周期中銑輪受力呈現上下周期波動，而試驗中銑輪受力在一個轉動周期內呈現無規律的波動，且實際的周期時間也是不穩定的，這是因為仿真中設置的負載是理想情況，而實際負載具有隨機性。

設置銑輪的進給速度和銑輪轉速不變，改變巖土的強度，分別設置為15 MPa，30 MPa，48 MPa，72 MPa，分別記錄下銑刀的切削受力，并與真實情況對比，擬合曲線的變化趨勢如下圖17所示。隨著巖土強度的增大，切削受力增大，這與試驗中圖10和12所得出的結論相一致。

圖16 切削受力的周期性Fig.16 The force of Y direction

圖17 不同巖土強度下銑刀的受力Fig.17 The milling force under different rock intensity

設置銑輪的進給速度和巖土強度為定值，設置銑輪的轉速為6 r/min、8 r/min、10 r/min、12 r/min、14 r/min，記錄銑刀的切削受力，并與真實情況對比，通過曲線擬合結果如圖18所示。隨著銑輪轉速的增加切削受力曾大，這與試驗中圖8得出的切削力與銑輪轉速正相關的結論相一致。

圖18 不同銑輪轉速下銑刀的受力Fig.18 The milling force under different cutting depth

通過對前期理論的研究結果的分析，對比試驗結論，進一步驗證雙輪銑槽機銑輪切削巖土的切削力呈現周期性規律；切削力的大小受巖土強度和切削轉速的影響，巖土強度越大，切削力越高，切削轉速越大，切削力越高；在設置巖土強度不變或者銑輪轉速不變的情況下，可以通過研究切削力的變化趨勢研究實際銑輪轉速或者巖土強度的情況。

4 結 論

通過液壓系統的設計計算，選擇高精度的傳感器，設計電控系統的軟硬件，做出了國內第一臺自主研發的液壓雙輪銑槽機，采用科學的分析方法分析液壓雙輪銑槽機現場采集的試驗數據，并對比前期的理論部分，得到銑輪切削巖土的受力變化規律。

(1) 銑輪銑削巖土的受力呈現周期性變化規律，周期是銑輪旋轉一周的時間，但受客觀因素的隨機性影響，銑輪的切削受力的周期性也具有隨機性。

(2) 銑輪切削力受巖土強度、銑輪轉速、銑輪正反轉的影響。巖土強度越高，切削力越大，切削力的波動性越大；銑輪轉速越高，切削力越大，切削力的波動性越大；相同條件下銑輪正向運轉時的受力要大于反向運轉時的受力。

(3) 通過切削受力曲線，可以得出切削力的變化周期、平均切削力的大小、切削力的波動程度，這為計算銑輪轉速、研究巖土強度提供了一種新的方法。

(4) 基于自主研發的雙輪銑槽機，通過提取和分析變量馬達進出口壓力差，給出一些指導性基本規律，為雙輪銑槽機的控制系統設計提供了參考數據；

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Cutting load tests of a hydraulic double-wheel trench cutter

LI Wanli, LIU Xiangyong, JIANG Yan, LIU Jiabao

(College of Mechanical Engineering, Tongji University, Shanghai 201804, China)

Hydraulic double-wheel trench cutter is the best underground excavation equipment today, but it faces the diversity problem of underlying soil in the excavation process, its load fluctuations bring difficulties of its design and control. This study was based on the first domestic by draulic double-wheel trench cutter. Through designing test processes, extracting and analyzing test data, and comparing them with the theoretical analysis results, it was shown that the force of milling rock-soil has a periodic variation, and the period is the time for the milling wheel rotating a circle, but it is affected by objective factors’ randomness, the milling wheel cutting force’s periodicity also possesses randomness; the milling wheel cutting force is affected by strength of rock and soil, milling wheel rotating speed, and milling wheel’s positive-negative rotation; the higher the strength of rock and soil, the bigger the cutting force, the greater the cutting force’s volatility; the higher the milling wheel rotating speed , the bigger the cutting force, the greater the volatility of cutting force; under the same conditions, the milling wheel’s force when positive rotation is larger than that; when negative rotation; with a cutting force curve, the change period of the cutting force, the magnitude of the average cutting force, and the cutting force fluctuation level can be calculated, and these provide a basis for designing the electro-hydraulic control system of a hydraulic double-wheel trench cutter.

hydraulic double-wheel trench cutter; milling force; test evidence; comparison with theory

國家“十二五”科技支撐計劃(2011BAJ02B06)

2015-11-26 修改稿收到日期：2016-01-26

李萬莉 女，教授，博士生導師，1965年生

劉祥勇 男，博士生，1987年12月生

TH212；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.19.020