連續壓機入口段液壓比例控制系統的設計1)

陳光偉 陳相宇 曲發義 花軍 朱良寬

(東北林業大學，哈爾濱，150040)

王丙軍

(金隅天壇(唐山)木業有限公司)

近年來，連續式平壓熱壓機(以下簡稱連續壓機)已經成為纖刨類人造板生產的主流熱壓設備[1-2]。連續壓機的生產工藝與間歇式壓機有較大的差異，其工藝參數不是隨著時間的變化而改變，而是隨著壓機的縱向長度變化，由此產生了不同的工藝特征[3-6]。其中，對連續壓機入口段的工藝要求最為繁復，該段不僅要完成對板坯的升壓與升溫等基本要求，還需兼顧板坯排氣速度及其發生形變的速率。因此，連續壓機的入口段不僅結構復雜，其對各項參數的控制要求也最為嚴格。

國內外關于連續壓機入口段的相關研究，主要由各大連續壓機生產商進行[7-11]，并且對連續壓機控制系統的研究主要集中在定厚段[12]，對入口段的控制系統研究較少。為此，本研究結合連續壓機入口段的結構及其壓制板坯時熱壓板的變形要求、板坯的排氣需求、入口段加壓油缸的各項控制要求，應用液壓比例控制系統的設計方法，設計了連續壓機入口段液壓比例控制系統的結構，建立了系統的開環傳遞函數、單元控制系統數學模型。利用Matlab、AMESim軟件對系統的穩定性、響應的快速性及加壓油缸的位移同步性能等進行了仿真分析，驗證了設計的液壓比例控制系統各項性能指標能夠滿足連續壓機入口段的生產需求。本研究結果，可為提高連續壓機生產人造板的產品質量和生產效率提供參考。

1 連續壓機入口段的結構與功能要求

連續壓機入口段的結構見圖1。板坯經預壓后，通過輸送帶送入由鋼帶和進料頭(圖1中1、2、3、4)形成的開口，并在鋼帶的夾持下快速進入入口段；經過熱壓板(圖1中的5和6)的加熱與加壓，板坯快速升溫并被逐步壓縮、同時排出其中的空氣。至入口段結束時，板坯的溫度基本達到膠液的固化溫度，其厚度也基本達到毛板的厚度[13]。

采用連續壓機生產纖維板或刨花板時，因板坯的壓縮比較大(壓縮比一般指人造板板坯厚度與熱壓所得毛板厚度的比值；纖維板熱壓時的壓縮比為4～6；刨花板的壓縮比為2.5)，在入口段由板坯變形產生的反彈力(負載)也很大。此外，鋪裝成型后的板坯結構比較松散，內部包含大量的空氣；在入口段若其壓縮速度過快，容易造成板坯被吹散，或者出現塌邊，這都會直接影響人造板產品的質量。

1為上鋼帶；2為下鋼帶；3為上進料頭；4為下進料頭；5為上熱壓板；6為下熱壓板；7為加壓油缸；α為熱壓板入口角度；h1～h5為熱壓板開度。

當前，為了保證板坯既能被快速壓縮，同時又能保證其鋪裝結構的完好，連續壓機均采用多組縱向排列的加壓油缸(如圖1中7所示的5組油缸)作為其動作的執行裝置。這些油缸不僅起到壓制板坯的作用，同時還需控制其伸縮量，以使入口段熱壓板形成合理的彎曲和變形，保證上、下熱壓板之間具有適當的入口角度和開度(見圖1中α及h1～h5)，使板坯能夠以適宜的速率被壓縮并順暢排氣[14]。

板坯排氣時，入口段熱壓板除了在縱向需要有一定的彎曲和變形之外，上熱壓板橫向也要有弧形的下凹彎曲(見圖2)。上熱壓板橫向彎曲的作用，是使板坯被壓縮時其中的空氣沿兩側排出，這樣排氣路徑最短。但需注意的是，熱壓板的橫向彎曲要適當，曲率過大或過小均會影響人造板材的橫向厚度均勻性。

1為上熱壓板；2為板坯；3為加壓油缸；4為下熱壓板；Xp1為中間油缸活塞位移；Xp2為兩側油缸活塞位移。

上熱壓板的橫向彎曲是由入口段橫向排列的多個加壓油缸實現的，其數量一般為奇數，幅寬1 220 mm(4英尺)的壓機油缸數量為3個、幅寬1 830～2 750 mm(6～9英尺)的數量通常為5個；油缸呈對稱布置，以中間油缸為基準，兩側對應油缸活塞桿的伸出量等值遞減(可通過比較圖2中Xp1和Xp2的大小得出)；若兩側活塞桿的伸出量不一致，會使熱壓板的某一端上翹，從而造成鋼帶跑偏等問題。

2 連續壓機入口段液壓比例控制系統結構設計

根據連續壓機入口段的功能要求，說明入口段的加壓油缸，既需要輸出足夠大的壓力壓制板坯，同時其動作也要協調一致；則對于連續壓機入口段的液壓系統而言，該系統既要控制輸入加壓油缸的油壓力，同時又要同步控制油缸活塞桿的伸出量，由此構成了一個由壓力控制和同步位移控制組合而成的復合控制系統。

根據連續壓機的工作需求，人造板生產中，連續壓機需要根據壓制人造板材的厚度和尺寸規格變化，迅速改變熱壓板的外形輪廓，即其液壓系統還要具有較快的(信號)響應速度。綜合上述控制要求，采用液壓比例控制方式是較為適宜的，這一控制方式，不僅可以實現以上控制功能，而且在響應速度及控制精度方面也是滿足需求的。

2.1 控制方法

以圖1、圖2連續壓機入口段結構為參考(該結構實際對應最大工作寬度為1 220 mm(4英尺)的連續壓機，壓機入口段縱向排列了5組加壓油缸、橫向排列了3個加壓油缸，即共有15個油缸需加以控制)，說明采用的液壓比例系統的控制方法(見圖3)。

圖3 連續壓機入口段液壓比例系統的控制方法

因壓制板坯時縱向的5組加壓油缸所受板坯變形產生的反彈力差異較大，液壓系統需向各組油缸提供不同的油壓，因此可以將其劃分成5個控制單元(圖3中只繪制了其中的前2個單元)，每個單元的液壓系統中設置一個比例溢流閥控制輸入油壓(pi)，實現對縱向5組加壓油缸的多缸壓力控制。在橫向3個加壓油缸的同步位移控制上，為每個油缸各設置一個比例閥(圖3中未畫出)，通過向三個比例閥輸入控制信號(Ui)實現3個缸的同步動作。因壓制板坯時需要上熱壓板適當彎曲(參見圖2)，即各單元中中間油缸的位移量(Xp1)需大于兩側油缸的位移量(Xp2)，所以輸入信號(Ui)是以中間油缸為基準的，輸入兩側油缸的控制信號，是將Ui減弱后再行輸入的(圖3中用“?”表示控制信號Ui的減弱)，從而使兩側油缸的同步位移量稍小于中間油缸。

2.2 連續壓機入口段液壓比例控制系統結構組成及工作原理

壓機入口段液壓比例控制系統劃分為5個單元后，各單元的控制原理是相同的，因而僅需針對其中的一個控制系統進行結構設計即可。為提高系統的響應速度和控制精度，設計中采用單桿活塞缸作為加壓油缸，其與四通比例伺服閥構成閥控缸系統，實現對橫向排列3個加壓油缸的位移同步控制。

1為液壓泵；2為電機；3為進油濾油器；4為比例溢流閥；5為溢流閥；6為回油濾油器；7為油箱；8、22為四通比例伺服閥；9、21為背壓閥；10、20為單向閥；11為中間加壓油缸；12、18為位移傳感器；13、17為位移信號轉換器；14、15、16為加法器；19為兩側油缸。

圖4中，油缸11為中間加壓油缸、油缸19為兩側加壓油缸，因兩側2個油缸的控制鏈路相同，圖4中僅繪制了其中的一側。該系統的控制原理及工作過程為：當壓機入口段需要調整熱壓板開度(h)時，以上熱壓板下移為例，此時輸入信號(Ui)經加法器14驅動比例閥8的閥芯左移，由液壓泵1輸出的壓力油經進油濾油器3、比例閥8進入中間油缸11的上腔，推動其活塞桿下移；因活塞桿下端與上熱壓板連接，所以上熱壓板也隨之下移。同時，位移傳感器12檢測中間油缸11活塞桿的位移量(Xp1)，并經過位移信號轉換器13將其轉化為位移反饋信號(Uzf1)；Uzf1輸入加法器14后，與輸入信號(Ui)進行比較，兩者的差值為誤差信號(Ue1)，即Ue1=Ui-Uzf1，且當Ue1=0時說明上熱壓板下移到了指定位置。

兩側油缸19的下移控制與上述中間油缸的控制過程相同，只是輸入兩側油缸的控制信號，是來自于中間油缸的位移反饋信號(Uzf1)；Uzf1經過加法器15時，與衰減信號(Uis)比較后得到輸入信號(Uzf2)。因Uzf2=Uzf1-Uis，說明信號Uzf2的幅值是小于Uzf1的，當其通過比例閥22控制油缸19的活塞桿下移時，所得的位移量(Xp2)也就一定小于中間油缸活塞桿的位移量(Xp1)；由此，上熱壓板即可形成如圖2所示的下凹狀彎曲。

當需要上熱壓板上移，增大熱壓板開度(h)時，輸入信號Ui和Uzf2將分別驅動比例閥8和22的閥芯右移(信號Ui和Uzf2的方向與控制上熱壓板下移時的方向相反)，此時油缸11和19的上腔通過回油濾油器6與油箱7相連，油缸的活塞桿則會在板坯反彈力的作用下產生向上的位移量Xp1和Xp2，并由位移傳感器12和18、位移信號轉換器13和17加以檢測和轉化，形成位移反饋信號Uzf1與Ulf2。之后，信號Ui與Uzf1、U1f2與Uzf2分別在加法器14和16中進行比較，得到誤差信號Ue1和Ue2，即Ue1=Ui-Uzf1，Ue2=Uzf2-U1f2；當Ue1=Ue2=0時說明上熱壓板上移調整到位。

圖4中，液壓系統的工作壓力由比例溢流閥4限定，該壓力可通過壓力控制信號(Up)加以調整；溢流閥5用于限定系統的最大壓力，起到安全保護的作用。背壓閥9和21的作用，是在油缸11和19下移時，在其下腔產生背壓，該壓力有助于保證油缸下移速度的穩定[15-16]。單向閥10和20的功能，是當油缸上移時，下腔能夠與油箱相連實現吸油。此外，系統設計時，之所以采用中間油缸的位移反饋信號(Uzf1)作為兩側油缸的輸入信號源(即以中間油缸為位移基準)，原因是這一控制方法可以保證橫向分布的3個加壓油缸具有相同方向的同步位移。

3 連續壓機入口段液壓比例控制系統模型

3.1 連續壓機入口段液壓比例控制系統的方框圖及開環傳遞函數

根據連續壓機入口段液壓比例控制系統的結構及其原理，可將該控制系統簡化為如圖5所示原理圖。圖5所表達的控制系統鏈路結構及符號意義與圖4中相同；不同點是，誤差信號Ue1和Ue2需經比例放大器放大并轉換為電流信號I1和I2后才能驅動比例閥閥芯移動，閥芯的位移量分別用Xv1和Xv2表示；在衰減信號(Uis)的作用下，中間油缸的位移反饋信號(Uzf1)縮小后，作用于兩側油缸的控制閥，形成如圖2所示的橫向熱壓板曲線。另外，外負載力是指系統所受的外部干擾力，本系統中的外負載力是板坯排氣時產生的排氣壓力，其會使油缸的輸出位移出現誤差；但由于本系統采用了反饋控制，在工作中可以自行糾正由外部干擾產生的誤差。

圖5 連續壓機入口段液壓比例控制系統原理圖

根據圖5和閥控缸系統各環節傳遞函數的建立方法[17-19]，得到連續壓機入口段液壓比例控制系統的方框圖(見圖6)。因本控制系統中每個加壓油缸都自成一個控制單元，所以圖6所示的方框圖可視作是任意一個閥控缸系統的。其中，閥控液壓缸的傳遞函數按照三通閥控液壓缸，且有彈性負載(K≠0)的形式進行簡化，比例閥可以近似看作一個二階震蕩環節。

圖6 連續壓機入口段液壓比例控制系統方框圖

根據圖6可以得到連續壓機入口段液壓比例控制系統的開環傳遞函數，如式(1)所示。

(1)

3.2 參數設計

以最大工作寬度為1 220 mm(4英尺)的纖維板連續壓機為例，對控制系統進行參數設計。以某廠生產的HSG型液壓缸作為加壓油缸。

4英尺板坯幅寬1 320 mm(含100 mm裁邊余量)，每排橫向布置3個油缸，即每個油缸對應面積(A)為0.242 m2、入口段熱壓板最大面壓p0=5 MPa、液壓缸效率η=0.9、供油壓力ps=31.5 MPa，計算時為了系統的使用壽命，泵的供油壓力一般取額定壓力的80%，由此計算得到油缸直徑(D)和液壓缸無桿腔面積(A1)。

根據纖維板生產工藝，負載彈性剛度K=5.47×107N/m、慣性負載的等效質量(m)可以取1 000 kg[20]、液壓缸阻尼比(ζh)取0.2，由于系統屬于高壓系統，βe取1 000，計算得到系統固有頻率(ωh)和慣性環節轉折率(ωr)。

行程(S)根據人造板產品厚度范圍確定，活塞最大運行速度v=8 mm/s，由此計算比例閥流量(qL)為23.56 L/min、閥口壓降為9.1 MPa。由上述參數，選擇力士樂4WRHP伺服比例閥，通徑為6 mm、最大控制電流I=2.7 A，當閥口壓降Δp=9 MPa時，流量為q=25 L/min，頻寬60 Hz；忽略液壓缸的內泄漏，由上述參數可以計算得到比例閥增益(KsvKq)和流量-壓力系數(Kce)。比例閥配套比例放大器增益Ka=0.2 A/V，位移傳感器比例增益Kf=1 000 V/m，比例閥阻尼取ζsv=0.7。

最終計算開環傳遞函數所需的各項參數：

系統壓力ps=31.5 MPa；

系統固有頻率ωh=447.2 rad/s；

無桿腔面積A1=0.05 m2；

液壓缸阻尼比ζh=0.2；

負載彈性剛度K=5.47×107N/m；

液壓缸行程S=250 mm；

慣性負載等效質量m=1 000 kg；

比例閥頻寬ωsv=377 rad/s；

比例閥阻尼比ζsv=0.7；

比例閥增益KsvKq=1.54×10-7m3/(s·mA)；

比例放大器增益Ka=0.2 A/V；

位移傳感器增益Kf=1 000 V/m；

慣性環節轉折率ωr=1；

流量-壓力系數Kce=4.63×10-11m3/(s·Pa)。

將各項參數代入式(1)，得到系統開環傳遞函數數學模型，如式(2)所示。

(2)

4 伺服比例控制系統性能

4.1 系統穩定性與響應快速性

根據式(2)對連續壓機入口段液壓比例控制系統的穩定性進行判別，采用Matlab軟件繪制開環傳遞函數的伯德(Bode)圖(見圖7)。由圖7可見，系統的幅值裕量為111 dB，相位裕量為+∞，說明系統具有較好的穩定性。

圖7 開環系統伯德(Bode)圖

應用Matlab軟件在系統輸入端施加單位階躍信號，得到系統階躍響應曲線(見圖8)。由圖8可見，系統接收到激勵信號后幾乎沒有滯環，曲線上升過程中沒有出現明顯的振蕩與超調，上升時間為2.2 s，達到穩態時間為5.75 s。穩定后系統輸出值沒有較大波動，但達到穩態的時間較長，系統響應的快速性稍差。

圖8 系統階躍響應曲線

4.2 依據AMESim的同步控制性能分析

根據圖4和圖5，在AMESim軟件中建立連續壓機入口段液壓比例控制系統模型。以生產12 mm厚纖維板為例，在控制系統中增加PID調節來優化系統控制性能，取Kp=300、Ti=0、Td=3，得到中間油缸和兩側油缸的位移曲線(見圖9)及無桿腔壓力曲線(見圖10)。

由圖9可見，各加壓油缸經過3.65 s后均達到穩態，系統響應的快速性有一定提高；兩側油缸相比，中間油缸具有約0.05 s的滯后，中間油缸和兩側油缸的穩態誤差分別為0.07、0.08 mm，位移控制誤差為0.6%，同步控制誤差為0.1%，能夠滿足連續壓機入口段的控制要求。

圖9 同步控制位移曲線

圖10中，由于中間板坯排氣壓力比兩側大，中間油缸無桿腔壓力明顯高于兩側油缸，兩側油缸的壓力比中間油缸也具有0.05 s的滯后。由上述分析可知，經過PID調節后，系統具有很好的位移和壓力同步控制性能；在保證穩定性較高的前提下，系統響應的快速性也得到了提高，說明系統能夠滿足連續壓機入口段的控制要求。

圖10 同步控制壓力曲線

4.3 主從同步控制與其他同步控制方式對比

常用的同步控制方法主要有主從同步控制、串聯結構、并聯結構。3種方法在控制系統無干擾時，都能較好地實現同步控制，但存在系統參數變化以及干擾時，主從同步控制系統更適合連續壓機入口段的工藝要求。人造板生產工藝中，熱壓前的步驟是鋪裝和預壓，由于鋪裝密度不均勻，板坯材質較差，預壓效果不好等原因，會導致板坯的密度不均勻，彈性模量也會因此發生變化。

設計對比仿真試驗，將中間油缸的負載彈性剛度(K)變為4×107N/m，兩側油缸負載彈性剛度保持5.47×107N/m不變，串聯同步控制使用中間油缸、左側油缸、右側油缸的順序進行連接。3種同步控制方案在相同的駛入信號作用下，得到右側油缸位移曲線(見圖11)。

圖11 右側油缸位移曲線

由圖11可見，主從同步控制系統的右側油缸位移曲線與中間油缸基本重合，系統同步控制性能高。采用并聯同步控制時，右側油缸位移有明顯的滯后現象；采用串聯同步控制時，控制信號從中間油缸傳遞給左側油缸，再傳遞給右側油缸，因此右側油缸的位移曲線滯后更為明顯。由此可以看出，在連續壓機入口段的工藝要求下，主從同步控制優于其他控制方案。

5 結語

結合連續壓機入口段壓制板坯過程中對熱壓板的變形要求及板坯的排氣需求，分析說明了連續壓機入口段的工藝特征，確定了針對加壓油缸的各項控制功能要求。

設計了連續壓機入口段液壓比例控制系統的結構，說明了以中間加壓油缸為基準，進行位移同步控制與壓力控制的工作原理。

建立了控制單元的開環傳遞函數；通過參數設計得到了控制系統的數學模型，為系統的性能分析奠定了基礎。

對系統的穩定性、響應的快速性、加壓油缸位移同步性、壓力控制等各項性能進行了仿真分析，并且與其他兩種同步控制方案對比，所得各項性能指標滿足連續壓機入口段的工作需求。