氮爆式液压冲击器的仿真建模*

丁问司 黄晓东

(华南理工大学机械与汽车工程学院,广东广州 510640)

液压冲击器通过活塞的往复运动冲击钎杆,使工作对象(岩石等)发生位移、变形或破坏,最终达到冲击、破碎的目的.采矿、建筑行业中广泛使用的破碎锤、桩锤、冲击夯等设备均是利用液压冲击器原理工作的.

液压冲击器按做功原理可分为3类:(1)液压式,其活塞回程与冲程完全靠油液压力作用,活塞上端不设氮气室,蓄能器只起减少油压的脉动作用; (2)氮爆式,其活塞上端设有氮气室,活塞回程靠油压作用同时压缩氮气,冲程则靠氮气的爆发作用来完成;(3)液气联合式,其活塞上端设氮气室,活塞回程靠油压作用同时压缩氮气,冲程则靠油压与氮气的共同作用.

尽管液压冲击器结构简单,但它属于一种比较特殊的液压机械.与一般液压机械相比,它具有 4个突出特点[1]:(1)工作时,冲击器所有的运动体(活塞、阀芯、油液等)均始终处于加(减)速度高达几十倍于重力加速度的剧烈变速状态;(2)其控制阀是具有高频响的开关控制阀,要求在 1～2ms左右完成大开口流量的切换动作;(3)液压冲击器工作油压主要取决于惯性油压,一般情况下与外部负载,即被冲击对象的物理性质关系不大;(4)冲击器中传动介质的流动属剧烈变化的非恒定流动,流体流动产生的惯性压力不可忽视.这些特点给液压冲击器的研究、设计和制造均带来了一定难度.

国内外学者对冲击器的研究目前主要集中在结构设计方面.Anderson等[2]对液压冲击器复杂的流道结构进行了实验研究;Majumdar[3]分析了冲击器结构形式对工作可靠性的影响;罗铭等[1]提出了基于抽象变量的冲击器参数线性设计方法;Li等[4]对电液锤控制系统进行了分析.

液压冲击器是一个多维非线性系统,工作时的过渡过程繁多、状态变化复杂,动态性能的研究较为困难,国内外相关研究也不多见.为分析冲击器的动态特性,实现冲击输出参数的优化匹配,有必要建立其计算仿真模型.文中针对基于数字控制的新型氮爆式液压冲击器,采用功率键图法,精确分析了冲击器的功率流分布形式,快速、准确地构建了冲击器计算模型.

1 氮爆式强制配流液压冲击器原理

按照配流方式,液压冲击器分为自配流型和强制配流型两大类.自配流型冲击器通过结构中的控制油路匹配来实现配流,强制配流型冲击器通过电信号方式控制配流阀,以实现油路的转换[4].

随着计算机技术的广泛运用,液压冲击器设计中出现了以数字开关控制来实现强制配流的新型氮爆式液压冲击器,其液压系统如图1所示.

图1 氮爆式液压冲击器系统Fig.1 System ofnitrogen-inflating hydraulic hammer1—钎杆;2—前腔;3—活塞;4—储油腔;5—缸体;6—氮气腔;7—压力变送器;8—回油高速开关阀;9—锥阀Ⅰ;10—进油高速开关阀; 11—高压蓄能器;12—高压油路;13—溢流阀;14—泵;15—滤油器; 16—低压蓄能器;17—回油管;18—锥阀Ⅱ;19—大孔径软管

氮爆式液压冲击器的工作原理如下:

(1)回程阶段

如图1(a)所示,压力变送器7将活塞处于打击点时的压力值传送给计算机,计算机分析处理后控制高速开关阀 8、10运动到工作位置.锥阀Ⅱ控制腔通高压油,锥阀Ⅱ关闭,切断回油路 17;锥阀Ⅰ控制腔接通回油油路,锥阀Ⅰ打开,冲击器前腔 2与高压油源相连,活塞 3在高压油作用下作回程运动,同时压缩氮气腔中的氮气使其压力升高,回油储油腔4向油箱排油.当氮气室中压力达到某一预先设定值时,计算机发出指令,高速开关阀 10将锥阀Ⅰ控制腔连通高压油,锥阀Ⅰ关闭,切断高压油路,回程结束.

(2)冲程阶段

如图1(b)所示,在关闭进油路的同时计算机发出指令,使高速开关阀 8将锥阀Ⅱ控制腔连通油箱,锥阀Ⅱ打开,前腔 2接通回油路而卸荷,活塞在压缩氮气作用下向前冲击,活塞前腔中的油一部分进入活塞后腔,一部分进入油箱.同时高压油路中的油液充入高压蓄能器,以备回程需要.经过一段延时后,计算机发出指令控制高速开关阀 10打开高压油路,冲程结束.

回程与冲程交替进行,以实现活塞的打击运动.

2 氮爆式液压冲击器功率键图

氮爆式液压冲击器的工作过程呈强烈非线性且过渡过程繁多,采用传统的液压系统设计方法进行设计则难以进行细致的工程计算和准确的性能分析.文中采用对冲击器液压系统搭建功率键图的方法建立冲击器状态方程,并深入分析各作用因素的影响.建立冲击器功率键图[5-7]的基本步骤如下:

(1)分析功率流程,确定各节点和变换器(TF);

(2)绘制各节点周围的功率键,并用半箭头标注功率流向;

(3)标注容性(C)、阻性(R)、惯性(I)、源性(S)元件;

(4)标注各个功率键标号并标出因果线;

(5)标明控制关系.

高压油下的活塞运动及锥阀阀芯的运动是氮爆式液压冲击器的两条主要功率流路径,也是键图建立的关键.另外,系统中各处油流泄漏的功率路径、氮气腔及蓄能器的功率存储或释放路径也是键图中的重要部分.对于系统中的微电子控制部分,其消耗的功率很小,故在键图中将其忽略.氮爆式液压冲击器工作时冲程和回程两阶段的功率流分布是有所区别的,图 2所示为回程阶段功率键图.图 2中为避免符号过多,将每个键上的压力符号 p和流量符号 q省略,仅注明其下编号.同理,也可建立冲程阶段的功率键图,文中在此略去.

图2 液压冲击器回程阶段功率键图Fig.2 Power bond graph of backhaul of hyd raulic hammer液压泵额定输出流量,恒流源;Se—回油管路末端背压,恒压源; C4—高压蓄能器液容;C9—活塞前腔液容;C19—活塞后腔液容; C34—低压蓄能器液容;C31—阀液控腔液容;C38—回油管路容腔等效液容(含液压油压缩性及管路变形);C44—活塞氮气腔气容;A1—活塞前腔面积;A2—阀芯高压油腔面积;A3—阀芯控制腔面积;A4—活塞后回油腔面积;A5—活塞氮气腔面积;I12—冲击机构活塞质量惯性;I14—活塞腔内油液惯性;I25—阀芯质量惯性;I26—阀芯腔内油液惯性;R2—进油管路沿程液阻;R11—活塞运动时粘性阻力;R13—活塞所受库仑摩擦力;R20—油液从活塞后腔到低压蓄能器间沿程液阻;R23—阀芯泄漏液阻;R27—阀芯所受库仑摩擦力;R32—油液从阀芯控制腔到低压蓄能器间沿程液阻;R36—低压蓄能器与回油管路间液阻;R40—回油管路沿程压力损失;R45—活塞处油液泄漏液阻; R46—阀芯运动时粘性阻力;x—活塞运动位移;y—锥阀Ⅰ阀芯运动位移

根据功率键图可以一目了然地了解整个系统的构成情况,也可以明确系统所包含的所有变量,同时也能真实反映冲击器系统的能量分配、传递、消耗和贮存情况.由此功率键图可以建立强制配流氮爆式液压冲击器冲程时的状态方程.

2.1 确定状态变量和输入变量

取I和C元件上的自变量积分为状态变量,使键上的自变量和因变量之间的积分关系变成状态变量和因变量之间的代数关系.同时,这些状态变量的一阶导数也就代表了原来的自变量[4-6].上述键图模型中自变量共有 8个,即 6个流量变量(q9、q19、q31、q34、q44、q38)和 2个力变量(F12、F25).它们的积分就是 8个状态变量,因其初始值都为 0,故有

式中:Vi为由于压力(油压、气压)变化而造成的油液或气体容量变化(i=9,19,31,34,38,44);P12为活塞动量;P25为锥阀Ⅰ的阀芯动量.

对于Ci,有

对于I12,有

对于I25,有

2.2 状态方程的建立

对于C4,有

所以高压蓄能器的蓄油量为

对于I14,有

对于I26,有

根据键合图的结构特性及网络串并联原理得

由式(1)～(11)组成的方程组即为氮爆式液压冲击器状态方程组,其对应的状态向量为

由此可以计算出氮爆式液压破碎锤回程时的各状态参数.同样,在搭建了冲击器冲程的功率键图模型后,也可以建立冲击器冲程时的各状态方程.

3 基于AMESIM系统的仿真模型

根据上述强制配流氮爆式液压冲击器的功率键图,以多学科智能建模仿真系统AMESIM为平台[8],可搭建针对图 1所示的氮爆式强制配流型液压冲击器计算仿真系统,结果如图3所示.

图3 氮爆式液压冲击器的AMESIM模型Fig.3 AMESIM model ofnitrogen-inflating hydraulic hammer

建模过程中,对氮爆式液压冲击器系统作了必要的简化:

(1)假定油泵为恒流源;

(2)忽略冲击器缸体的弹性变形;

(3)忽略蓄能器隔膜的变形抗力;

(4)忽略系统的外泄漏.

DBS500型液压破碎锤是氮爆式强制配流型液压冲击原理的一个成功应用范例.此AMESIM模型在建立时的各种实际参数均按照DBS500型液压破碎锤相关参数建立,其基本关键参数如下:活塞质量为13.5kg;活塞的台阶直径分别为0.060m(前腔轴径)、0.067m(中间轴径)、0.060m(后腔轴径);锥阀Ⅰ的直径为16mm,阀芯质量为0.033 kg;锥阀Ⅱ的直径为32mm,阀芯质量为0.100kg;高压蓄能器的充气容积为250mL,充气压力为6.00MPa;低压蓄能器的充气容积为250mL,充气压力为0.30MPa;系统压力为12.00MPa,流量为24L/min;氮气腔控制压力为2.75MPa.

4 试验与仿真结果

按照上述DBS500型液压破碎锤技术参数进行了仿真计算.实测数据与仿真结果的比较如图 4所示.实测与仿真结果数值误差的对比见表1.

图4 实测值与计算值的比较Fig.4 Comparison of simulated and testvalues

表1 实测与仿真结果数值误差的比较1)Table 1 Comparison of error between simulated and test results

由图 4和表 1中可知,采用文中建立的模型计算的结果与实测数据有良好的一致性.需要指出的是,由于仿真计算中的许多参量如偏心率、各处局部阻力系数、液压卡紧系数等的取值具有较大的离散性和随机性[10],因此,仿真过程中这些参数的选择需要较为丰富的液压冲击器设计经验.

5 结语

液压冲击器是具有特殊功能的液压设备,其运动部件的高加速度与其惯性工作的油压特点决定了对其采用的研究方法与常用设备的研究方法不同.文中采用的功率键图模型是一种快速建模的方法,液压冲击器的建模采用该方法可以使得模型搭建方便、细致.基于功率键合原理搭建的氮爆式液压破碎锤的AMESIM模型的仿真结果与实际测试结果相近,从而证明了该模型的正确性和合理性.基于上述模型可方便地实现同类型冲击器系列设计和参数、性能的优化.

正确的液压冲击器模型为冲击器特性的研究提供了良好平台,对于冲击器中的补偿流量、冲击反弹、回油与空穴等方面的研究将另文论述.

[1] 罗铭,杨襄璧.液压锤(冲击器)的结构特征与技术进步[J].中国工程机械学报,2005,3(3):311-315. Luo Ming,Yang Xiang-bi.Structure character and technology developmenton thehydraulic breaker[J].Chinese Journal of Construction Machinery,2005,3(3):311-315. [2] Anderson Jack T,Papineau William N.Rock excavation with boom mounted hydraulic impacthammers[J].Found Eng Curr Princ Pract,1989,1(5):418-431.

[3] Majumdar SK.Study on reliabilitymodellingof a hydraulic excavator system[J].Quality and Reliability Engineering International,1995,11(1):49-63.

[4] LiY,LeiB,ShiE.Research of the dynamic characteristics on a new hydraulic system of electro-hydrau lic hammer [J].Chinese Journal of Mechanical Engineering:English Edition,2001,14(2):171-174.

[5] Gaw throp Peter J,Bevan Geraint P.Bond-graph modeling [J].IEEEControl SystemsMagazine,2007,27(2):24-45. [6] Borutzky W,Barnard B,Thoma J U.Describing bond graphmodels of hydraulic components in Modelica[J]. Mathematics and Computers in Simulation,2000,53(4/5/ 6):381-387.

[7] Margolis D,Shim T.Bond graph modelling for non-linear hydro-mechanical systems[J].Journal of Multibody Dynamics,2005,219(4):371-382.

[8] 付永领,祁晓野.AMESIM系统建模和仿真——从入门到精通[M].北京:北京航空航天大学出版社,2005.

[9] 杨襄璧,丁问司,胡均平,等.冲击器输出性能的测试装置及测试方法:中国,ZL0119587.8[P].2001-05-22 [2004-03-10].

[10] 许同乐.液压锤仿真软件的研究 [J].建筑机械, 2006,26(1):73-76. Xu Tong-le.The research of simu lation software on hyd rau lic hammer[J].Gonstruction Machinery,2006,26 (1):73-76.