偏載狀態下集束式潛孔錘氣流調節機構同步特性分析

婁 磊， 陳孟舉， 秦偉業， 吳萬榮， 芮紅艷

(1.南京工業職業技術大學 機械工程學院， 江蘇 南京 210023；2. 貴州中煙工業有限公司 畢節卷煙廠， 貴州 畢節 551700； 3. 中南大學 機電工程學院， 湖南 長沙 410083)

引言

集束式潛孔錘常應用于礦山救援、煤礦瓦斯抽采等需要快速掘進作業的場合，集束式潛孔錘鉆孔直徑大，沖擊作業時需要大量的高壓氣體，需數個空壓機組集中供氣，高壓大流量的空氣調節技術成為集束式潛孔錘的關鍵技術之一。空壓機組輸出氣體的流量和壓力要根據巖層的變化而不斷調整，當巖層硬度大時，應采用高壓力、大流量氣體，以提高鑿巖效率。當巖層硬度不大時，可采用低壓、小流量氣體，以適應巖層。當前采用集束式潛孔錘進行作業，在巖層硬度變化時，不能調節氣流的壓力及流量，造成鉆孔鑿巖能耗過大。為此，本研究提出一種氣流調節方法及機構，以解決集束潛孔錘在不同工況作業時的氣流分配問題。

集束式潛孔錘工作時，如空壓機的流量較小則會造成上返巖屑不利，發生堵鉆現象，如空壓機的流量較大會出現空壓機憋壓，如流量過大還會出現潛孔錘頭斷裂，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]。針對集束式潛孔錘的作業效率問題，石智軍等[2]對大直徑集束式潛孔錘的掘進工藝進行分析并進行了試驗， 結果表明，相比普通的牙輪鉆掘進作業，相同鉆孔直徑下，集束式潛孔錘可以成倍的提高作業效率；高文強等[3]對集束式潛孔錘的配氣機構進行了優化設計，并利用Fluent對配氣機構進氣通道中氣體的運動過程進行了模擬。本研究設計的集束式潛孔錘的氣流調節機構采用多油缸驅動，為合理分配掘進及排渣氣流，避免組合潛孔錘的氣流分配不均勻，要求多油缸同步控制，以保證氣流調節機構的閥門均勻打開。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構及性能的研究[9-14]。本研究設計并加工了集束式潛孔錘的氣流調節機構，采用分流集流閥和比例閥對調節機構的驅動油缸進行控制，設置了均載模式和偏載模式工況，研究氣流調節機構在不同載荷模式下的同步特性。

1 集束式潛孔錘及氣流調節機構原理

集束式潛孔錘模型如圖1所示，主要由潛孔錘段、氣流調節端及鉆桿段組成。鉆桿為中空鉆桿，保證鉆桿內部可以通過氣流，氣流調節段主要對鉆桿內流入的氣流進行控制，從而實現對氣流的分配。

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

圖2為集束式潛孔錘調節機構的氣流分配原理圖，空壓機組集中供氣，集束式潛孔錘的鉆桿為中空設計，高壓大流量氣體經鉆桿向下流動，當氣體流經氣流調節機構時，調節閥在驅動油缸的作用下動作，調節閥片打開，高壓氣流經過調節閥流向低壓分流，經排氣孔排出后進行吹洗巖渣作業。調節閥門開度可以調節分流氣流量，從而可實現對高壓氣室壓力和流量的調節。經排氣孔排出的氣體可對孔底巖屑進行吹洗，合理調節閥門可以實現鉆進和攜巖氣流的有效分配。

圖2 調節機構氣流分配原理圖Fig.2 Air distribution schematic of adjustment mechanism

氣流調節機構模型如圖3所示。調節機構的內筒和鉆桿內部的氣流通道對應，外筒和潛孔錘的低壓分流腔對應。當調節機構在驅動油缸的作用下動作時，調節閥片打開，鉆桿內部的高壓氣體被分流至低壓分流氣腔，實現了氣流的有效分配。

2 控制閥結構及數學模型

2.1 分流集流閥

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

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

節流孔a的流量方程為：

(1)

節流孔b的流量方程為：

(2)

節流孔c的流量方程為：

(3)

節流孔e的流量方程為：

(4)

節流孔k的流量方程為：

(5)

總的流量連續性方程為：

(6)

左側閥芯的受力方程為：

右側閥芯的受力方程為：

黑龍江省冰雪旅游文化的發展具有多種多樣的形式，冰雪旅游資源同冰雪藝術、當地民俗文化的結合也越來越緊密。黑龍江省冰雪資源豐富、冰雪期長、降雪量大、雪的質量也很好，得天獨厚的自然稟賦，促使黑龍江省冰雪旅游業不斷發展壯大。目前，黑龍江省擁有百余家滑雪場，這些滑雪場按照規模大小可以分為大、中、小型。2012年黑龍江省共接待國內外的旅游者25382.0萬人次，促進黑龍江省實現旅游業總收入的快速增長。

式中，A1，A2，A3分別表示節流孔a，b，c的面積；Q1,Q2,Q3分別為流經節流孔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為節流口的流量系數；x為主閥芯的移動量；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扣除閥芯部分的容積；K為左右側彈簧的剛度；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，其閥芯開口位移量可被控制器實時檢測。比例閥控制集束式潛孔錘氣流調節機構的3個驅動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：

(10)

閥控驅動油缸的數學傳遞函數：

(11)

積分分離PID控制器數學模型如下：

(12)

式中，Ka，I，Δu分別為比例閥放大器放大系數、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；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為驅動油缸的油液作用面積；Kp為比例系數；Ti為積分控制時間；Td為微分控制時間；ek為系統給定輸入與輸出的偏差值。

3 試驗原理及方案

圖7為調節閥門的驅動系統原理圖，圖7a中3個驅動油缸由電磁閥及分流集流閥組控制驅動調節閥門，圖7b中3個驅動油缸由3個比例閥分別控制驅動調節閥門。

圖7 閥門驅動系統原理圖Fig.7 Schematic diagram of valve drive system

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

圖9為加載油缸布置圖，3個加載油缸間隔120°布置，其一端固定與頂板上，另一端固定于加載板上，設定3個加載油缸的減壓閥的壓力，即可設定不同的加載狀態，內筒為了方便試驗進行了截短處理，調節閥門在驅動油缸的帶動下可上下移動。

1.頂板 2.加載油缸 3.加載板 4.減壓閥組5.調節閥門 6.內筒圖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，調節氣孔打開，實現高壓氣體的分流。為驗證驅動油缸的同步特性，設計閥門機構內筒和閥門的間隙為20 mm。加載油缸的輸出壓力由減壓閥組設定，加載油缸組的載荷模式見表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

加載油缸通過減壓閥設置了3種加載模式，第1種為均載模式，3個加載油缸的載荷均設定為3 MPa，第2、第3種均為偏載模式。

4 三缸同步試驗

三缸同步試驗裝置如圖11～圖13所示，其液壓系統控制原理圖見圖7，加載油缸的載荷模式如表1所示。試驗系統油源輸出的壓力和流量均可根據試驗需要調節。為檢測閥門的運動誤差，工控機控制驅動油缸以三角波的形式往返運動。

圖11 調節閥門試驗裝置Fig.11 Regulating valve test device

圖12 控制閥對比試驗Fig.12 Comparison test of control valve

圖13 調節閥門控制系統Fig.13 Regulating valve control system

對氣流調節閥門進行均載及偏載試驗，試驗結果如圖14～圖16所示。試驗過程中為避開油缸在起始位置和終點位置由于非線性、閥門慣性等帶來的誤差，不對驅動油缸的起始和終點位置進行分析，僅分析油缸從20～95 mm處的往返試驗曲線。

圖14為分流集流閥和比例閥的均載試驗曲線圖，均載試驗時，3個加載油缸的載荷均設定為3 MPa，20～40 s，驅動油缸為伸出工況，40～60 s，驅動油缸為縮回工況。從圖中可知，20～40 s，3個驅動油缸同時伸出，帶動閥門向前移動，當閥門到達95 mm處，工控機控制電磁閥換向，調節閥門后退，閥門向后移動至20 mm 處停止。驅動油缸在均載狀態下以三角波形式循環往復在20～95 mm處運動，分流集流閥的同步誤差約在2 mm以內，比例閥控油缸的同步誤差約在1 mm 以內。

圖14 均載試驗曲線圖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試驗曲線圖，由圖15a可知，啟動瞬間，3個驅動油缸的位移曲線重合，隨著位移的增加，由于負載的不均勻，分流集流閥芯在偏載載荷的作用下，自動調整重新分配流量，但由于閥芯不平衡力、內漏及節流孔加工誤差的影響，3個驅動油缸的位移誤差逐漸增大，到達終點時，位移誤差達12 mm；由圖15b可知,比例閥在偏載模式1狀態下工作時，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試驗曲線圖，由圖16a可知，在20～40 mm內，3個驅動油缸的位移誤差達到2 mm，由于負載的不均勻，隨著位移的增加，3個驅動油缸的位移誤差逐漸增大，到達終點時，位移誤差達16 mm。由圖16b可知，比例閥在偏載模式2狀態下工作時，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。

圖16 偏載模式2試驗曲線圖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。對比可知，均載轉態下，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，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，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 結論

(1) 設計了集束式潛孔沖擊器的氣流調節機構，針對氣流調節機構中閥門的同步控制，分析了分流集流閥及比例閥的結構及控制原理，推導了分流集流閥及比例閥的數學模型；

(2) 搭建了氣流調節機構試驗臺，測試了均載轉態和偏載狀態下氣流調節結構在分流集流閥及比例閥控制下的同步特性，試驗結果表明，均載狀態下，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，分流集流閥驅動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，比例閥的同步控制精度較高。