Rapid pump-controlled replenishment pressure-stabilizing method of the hydraulic support fluid supply system
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摘要:
针对目前液压支架跟机动作过程中系统供液流量适配不及时、不合理导致的系统压力冲击大、波动频繁等问题,提出了基于伺服泵的快速泵控补液稳压供液系统新构型,推导出适应支架动作的稳压供液流量的计算模型,给出了快速泵控补液稳压供液系统构型中伺服泵参数配置方法。搭建了AMESim与Simulink联合仿真模型,按照对应不同支架动作的差异性稳压供液流量策略,对比了多泵联动传统供液形式与快速泵控补液稳压供液形式下的系统压力变动特性和支架动作周期,并进行实验验证。结果表明:根据系统压力变化趋势、执行机构结构参数,能够准确得出执行机构不同动作的需液量,进而形成稳压补液流量计算方法;结合快速泵控补液稳压供液方式,改善了系统压力变动特性,并加快了支架动作周期,支架动作过程中升柱和顺序推刮板输送机动作压力波动幅值分别减少23%和56%,动作时间分别缩短了1.5%和5%,降柱和拉架动作的系统压力波动次数减少,动作时间分别缩短了5.7%和3.2%。支架整个动作过程中供液系统压力均不低于卸载阀恢复压力,系统压力波动次数减少25%,支架整体动作时间缩短了4.2%。
Abstract:A new configuration of a rapid pump-controlled replenishment pressure-stabilizing supply system based on servo pumps is proposed to address the problems of untimely and unreasonable system supply flowrate adaptation during the current hydraulic support follow-up action process, resulting in large system pressure shocks and frequent fluctuations. A calculation model for stable pressure supply flowrate adapted to support action is derived, and a parameter configuration method for servo pump in the rapid pump-controlled replenishment pressure-stabilizing supply system configuration is provided. A co-simulation model of AMESim and Simulink is built, and according to the different pressure stabilized liquid supply flow strategies corresponding to different support actions, the system pressure variation characteristics and support operation period under the multi-pump linkage traditional liquid supply mode and the rapid pump-controlled liquid replenishment pressure-stabilizing liquid supply mode are compared, and experimental verification is conducted. The results show that: according to the pressure change trend of the system and the structure parameters of the actuator, the liquid demand of different actions of the actuator can be accurately obtained, and then the calculation method of the replenishment flow of the pressure regulator can be formed. Combined with the rapid pump-controlled liquid replenishing and stable pressure supply mode, the system pressure fluctuation characteristics were improved and the operation period of the support was accelerated. During the operation of the support, the pressure fluctuation amplitude of the lifting column action and the sequential pushing action were reduced by 23% and 56%, the operation time were shortened by 1.5% and 5%, the system pressure fluctuation times of the descending col-umn and the pulling frame were reduced by 5.7% and 3.2% respectively. During the whole operation of the support, the pressure of the liquid supply system is not lower than the recovery pressure of the unloading valve, the number of system pressure fluctuations is reduced by 25%, and the overall operation time of the support is shortened by 4.2%.
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0. 引 言
随着大采高综采工作面液压支架的发展[1],对井下供液系统输出能力有了更高要求,远距离输送稳压稳流控制技术[2-3]成为急需突破的关键技术。目前,乳化液泵站的装机功率最大已超过1 000 kW,输出压力最高可达40 MPa[4],单台乳化液泵输出流量最大可达1 250 L/min[5],供液距离最长可达6.3 km,同时,工作面供液系统还面临着执行机构众多、执行机构不同动作流量需求差别大,负载强时变等工况特点。因此,井下工作面供液系统存在着压力冲击大、压力波动频繁,供液量与执行机构需液量难以实时匹配等问题,供液系统的可靠性难以保证。
针对以上问题,已有大量学者进行井下供液系统稳压控制研究,目前稳压控制的方式可以分为两大类。一类是变频恒压控制方式,通过调节变频器从而调节泵站供液流量,如王国法等[6]在井下研究了利用单变频器加组合开关的多泵变频控制形式,减少了供液系统变频器数量;谢志远等[7]采用1台变频泵结合3台工频泵的泵站结构,结合PID算法,提升乳化液泵站稳定性、工作效率,而且降低了电能消耗;翟国栋等[8]对基于PLC的综采工作面变频恒压供液控制系统进行了研究,该系统能够保证供液压力的稳定性,并有效节约电能,延长泵站的使用寿命;乔铁柱[9]对比了PID算法、模糊控制和模糊PID控制算法,并将模糊PID算法运用到乳化液供液系统中实现变频恒压供液,并取得了更加显著的节能效果。另一类是多泵联动控制方式,通过分级设置每个乳化液泵的卸载阀的卸载和恢复压力来实现流量的分级调节,如张占东[10]、陈方旭[11]、方中喜[12]等具体阐述了多泵联动的控制逻辑方法和程序设计;贺仰兴[13]、付翔等[14]细化了多泵联动的控制方法,并对控制顺序和判断条件进一步优化;LI [15]理论分析了多组支架同时动作的供液工作面系统压力变化特点,并优化了多泵联动的压力条件和控制顺序。
深入分析2种供液形式发现:供液系统中的电磁卸载阀反复启闭,实际是对泵的输出流量进行开关控制,则系统压力势必将在该阀调定的压力范围内频繁剧烈波动,系统冲击大、效率低。虽然采用变频泵的供液方式降低了卸载阀开关动作频率,代价是乳化液泵长期处于低速重载工况,大功率泵与电机的变频加减速时间较长,调节精度低,影响了支架动作的快速性和稳压控制精度,变频电机能够稳定工作的频率范围有限,依然无法对泵的流量进行全范围连续控制,导致系统强冲击仍然存在,上述研究涉及的多泵联动和变频驱动的供液方式根本上都是对乳化液泵的大流量输出进行流量控制,供液端的流量供应必然无法与执行端需求准确匹配,稳压方式上难以兼顾大功率供液系统稳压精度和响应速度。
因此,为满足支架供液系统的稳压精度和响应速度需求,在研究支架供液流量对支架动作速度和供液过程压力的作用规律基础上,提出了快速泵控补液稳压控制方法,并通过仿真模拟和物理试验进行验证,证明了该方法的可行性。
1. 支架供液系统构型及工作原理
为了满足支架供液系统对稳压精度和响应速度的需求,供液系统应具有高精度、快响应的流量调节功能,利用高转速泵与伺服电机组合具有的响应快、控制精度高等特点,笔者提出了快速泵控补液稳压供液系统构型,为工作面准确快速供液,保障供液流量能够及时满足动作需求,提高供液系统的响应速度,降低供液系统的压力冲击。
快速泵控补液稳压供液系统原理如图1所示,根据目前井下泵站控制形式,1号乳化液泵与2号乳化液泵采用卸载压力分级控制,泵站控制系统根据主供液管路压力分别控制各卸载阀实现分级自动加载和卸载,其中,设定1号乳化液泵的供液优先级高于2号乳化液泵,因此1号乳化液泵卸载阀卸载压力高于2号乳化液泵。该供液方式在多泵联动控制供液方式的基础上,加入能够快速响应的伺服泵补液回路,针对不同支架动作与工作面压力,实现快速补液,与传统的乳化液泵联合供液,拓宽泵站的即时流量调节范围,优化支架动作需液量与泵站供液量的匹配程度。
其中伺服泵根据不同动作的稳压流量与乳化液泵的最大供液流量间关系,采取不同的供液策略,当支架动作所需稳压流量小于乳化液泵的最大供液流量时,通过压力反馈,采用PID算法对伺服泵进行控制,压力目标值设置为1号乳化液泵的卸载阀卸载压力,可以在动作总时长不增加的情况下,适当延长蓄能器供液阶段,或适当加快乳化液泵站供液阶段,进而减少系统压力波动次数;当支架动作所需稳压流量大于乳化液泵的最大供液流量时,伺服泵采用定量补液的方式进行供液,伺服泵供液流量为动作需液流量与泵站多泵联动控制供液方式流量之差,当系统压力低于1号乳化液泵的卸载阀恢复压力时,伺服泵开启,当系统压力达到1号乳化液泵的卸载阀卸载压力时,伺服泵关闭,可以降低系统压力波动幅值,加快支架的动作速度。
2. 供液系统补液稳压控制流量模型
液压支架基本动作主要包括降柱、拉架、升柱、顺序推刮板输送机[16]等,对于不同的支架动作,恒定的供液流量可能造成系统压力大范围降低或强烈波动;同理,对于相同的支架动作,不同的供液流量可能造成不同的支架动作速度和系统压力变化[17-18]。因此,理想情况下,合理的供液流量能够使支架动作过程中的系统压力保持在卸载阀卸载与恢复压力之间而避免卸载阀的频繁启闭和压力冲击[19],即实现供液系统的稳压供液。
2.1 蓄能器供液阶段
在蓄能器供液阶段,电液换向阀切换状态,支架开始动作,系统处于支架用液状态。在此阶段中,由于系统压力未低于压力低限Pd,乳化液泵站仍然处于卸载状态,支架动作用液来源于蓄能器及管道内预充的压力液。蓄能器及管道内预充的压力液推动支架液压缸活塞杆运动,进而导致系统压力迅速下降,直至卸载阀恢复压力Pd。蓄能器供液阶段一般较为短暂,可以使液压支架执行机构迅速达到稳态,以一定的初速度v0进入乳化液泵站供液阶段。
在此过程中,泵站不供液,仅由蓄能器及管道内预充的压力液进行供液,此时系统的供液流量为qa,包含蓄能器供液流量与管道容积变化产生的流量,其中蓄能器供液流量为qx,根据理想气体状态方程可得蓄能器供液过程中系统压力与蓄能器体积之间的关系:
$$ P_{\mathrm{u}} V_1^n=P_{\mathrm{d}} V_2^n=P_0 V_0^n $$ (1) 式中:Pu为卸载阀卸载压力;Pd为卸载阀恢复压力;V0为蓄能器初始体积;V1为蓄能器供液阶段初始时的蓄能器体积;V2为蓄能器供液阶段结束时的蓄能器体积;P0为蓄能器初始压力;n为系数,蓄能器供液阶段视为绝热过程,取1.4。
根据式(1)可得蓄能器在此过程中的体积变化$\Delta V $,其计算公式如下
$$ \Delta V=\left[\left(\frac{P_{\mathrm{d}}}{P_0}\right)^n-\left(\frac{P_{\mathrm{u}}}{P_0}\right)^n\right] V_0 $$ (2) 在此过程中,管道容积变化产生的流量为qg,其计算公式如下
$$ {q_{\text{g}}} = {P_{\text{a}}}^\prime \frac{{\Delta {V_{\text{g}}}}}{{{\beta _{\text{e}}}}} $$ (3) 式中:${P_{\text{a}}}^\prime $为蓄能器供液阶段压力曲线变化率;ΔVg为此过程中管道变化体积;βe为乳化液弹性体积模量。
根据式(2)和(3)可得蓄能器供液阶段系统供液流量为
$$ {q_{\text{a}}} = {\left\{ {\left[ {{{\left( {\frac{{{P_{\text{d}}}}}{{{P_0}}}} \right)}^n} - {{\left( {\frac{{{P_{\text{u}}}}}{{{P_0}}}} \right)}^n}} \right]{V_0}} \right\}^\prime } + P_{\text{a}}^\prime \frac{{\Delta {V_{\text{g}}}}}{{{\beta _{\text{e}}}}} $$ (4) 根据流量与执行机构速度的关系,可得蓄能器供液阶段末支架速度为
$$ {v_{\text{0}}} = \frac{{{q_{\text{a}}}}}{{{A_{\text{A}}}}} $$ (5) 式中:AA为液压缸进液侧面积。
可见,蓄能器供液阶段系统流量与该阶段压力变化率、卸载阀上下限压力、乳化液体积弹性模量和管道容积变化等多方面因素决定。
2.2 乳化液泵站供液阶段
在此阶段,系统压力到达卸载阀的恢复压力Pd,支架仍在动作,卸载阀关闭,泵站开始向工作面进行供液,泵站的输出流量直接影响着此阶段的系统压力变化趋势与支架动作速度,在理想情况下,泵站输出流量qe,此时系统压力变化趋势为以恒定的压力变化率${P_{\text{b}}}^\prime $上升,直至到达卸载阀的卸载压力Pu,且支架恰好在此时匀加速到达行程终点,因此假定乳化液泵站供液阶段系统压力从卸载阀恢复压力Pd,以恒定变化率${P_{\text{b}}}^\prime $上升至卸载阀卸载压力Pu,同时,恰好支架执行液压缸以初速度v0,匀加速运动至行程终点。在此阶段过程中,其受力情况如图2所示。
图2中,A腔为液压缸进液腔;B腔为液压缸回液腔;PA为液压缸进液侧压力;PB为液压缸回液侧压力;QA为液压缸进液侧流量;QB为液压缸回液侧流量;AA为液压缸进液侧面积;AB为液压缸回液侧面积;a为活塞杆加速度;v为液压缸运动速度;m为负载质量;F为负载力,根据图3中液压缸受力情况可得压力、速度与负载间的关系:
$$ P_{\mathrm{A}} A_{\mathrm{A}}=P_{\mathrm{B}} A_{\mathrm{B}}+F+m a $$ (6) 此过程中乳化液泵站供液流量为qin,乳化液泵站出口压力为Pin,忽略系统泄漏可得到乳化液泵站供液流量与液压缸进液侧流量间关系:
$$ Q_{\mathrm{A}}=q_{\mathrm{in}} $$ (7) 根据供液系统压力损失形式,可得乳化液泵站出口压力Pin与液压缸进液侧压力PA的关系:
$$ P_{\mathrm{A}}=P_{\text {in }}-\Delta P_{\mathrm{f}}-\Delta P_{\xi} $$ (8) 其中,ΔPf为沿程压力损失;$\Delta P_{\xi} $为局部压力损失,其具体计算公式如下
$$ \Delta P_{\mathrm{f}}=\frac{\rho}{2} \frac{l}{d_{\mathrm{f}}} \lambda v_1^2$$ (9) $$ \lambda=0.11\left(\frac{\Delta}{d_{\mathrm{f}}}+\frac{68}{R e}\right)^{0.25} $$ (10) 式中:ρ为乳化液密度;λ为沿程阻力系数;l为管道长度;df为管道直径;Δ为管壁表面粗糙度;Re为雷诺数。
$$ \Delta P_{\xi}=\frac{\rho}{2} \xi v_1^2 $$ (11) 式中:ρ为乳化液密度;$\xi $为局部阻力系数;v1为流体速度。
因此,根据式(9)—(11)可得乳化液泵站出口压力Pin与液压缸进液侧压力PA的计算关系:
$$ P_{\mathrm{A}}=P_{\mathrm{in}}-\frac{\rho}{2} \frac{l}{d_{\mathrm{f}}} \lambda v_1^2-\frac{\rho}{2} \xi v_1^2 $$ (12) 再根据封闭容器内流量与压力间的变化关系[20]可得,乳化液泵站供液流量qin与乳化液泵站出口压力Pin间计算关系:
$$ \begin{gathered} {q_{{\text{in}}}} = \dfrac{{{\text{d}}({P_{{\text{in}}}} - \dfrac{\rho }{2}\dfrac{l}{{{d_{\text{f}}}}}\lambda {\nu_1^2} - \dfrac{\rho }{2}\xi {\nu_1^2})}}{{{\text{d}}t}}\dfrac{V}{{{\beta _{\text{e}}}}} + {A_{\text{A}}}\int {\left(\dfrac{{\left\{ {\left[ {{{\left( {\dfrac{{{P_{\text{d}}}}}{{{P_0}}}} \right)}^n} - {{\left( {\dfrac{{{P_{\text{u}}}}}{{{P_0}}}} \right)}^n}} \right]{V_0}} \right\} + P_{\text{a}}^\prime \dfrac{{\Delta {V_{\text{g}}}}}{{{\beta _{\text{e}}}}}}}{{{A_{\text{A}}}}} + \dfrac{{{P_{\text{A}}}{A_{\text{A}}} - {P_{\text{B}}}{A_{\text{B}}} - F}}{m}\right)} {\text{d}}t \\ \end{gathered} $$ (13) 式中:qr为泵站中乳化液泵输出的流量;V为供液系统中供液管路的总容积。
由式(13)可知,对于支架供液系统,乳化液泵站供液流量qin、乳化液泵站出口压力Pin与支架执行机构的运动情况三者相互影响,具有耦合关系,对于不同的支架动作,根据不同动作的参数进行代入式(13)中计算,可以得到不同动作的稳压供液流量,满足稳压控制需求的伺服泵最大补液流量即为最大的动作需液量与泵站额定供液量之差,这样就可以保障乳化液泵站输出的流量可以覆盖整个支架动作过程中的最大需液量,稳定系统的压力。
所以,快速泵控补液稳压供液系统中伺服泵的供应流量qs的计算方式为
$$ q_{\mathrm{s}}=q_{\text {in, max }}-q_{\mathrm{r}} $$ (14) 式中:qin, max为支架动作所需的最大流量。
3. 补液稳压控制系统联合仿真
井下综采工作面液压支架在采煤过程中起到及时支护的作用,与刮板输送机与采煤机相互配合,保持一定的跟机速度,主要包含降柱、拉架、升柱、推刮板输送机及收伸护帮板等动作,其中,收伸护帮版动作用液量较小且一般与其他4个动作同时进行;同时进行拉架动作的支架根据井下实际工况条件决定,一般为单台拉架;推刮板输送机动作根据井下直线度与跟机速度要求,一般为多台支架同时推溜,因此,仿真动作顺序设计为:降柱→拉架→升柱→顺序推刮板输送机,以这4个动作作为研究对象,利用AMESim与Simulink联合仿真对第2节中伺服泵流量计算进行验证。
3.1 仿真动作模拟方案设计
根据支架动作的特点及规律,设计支架的仿真动作顺序为:单台降柱L1→单台拉架L2→单台升柱L3→8台推刮板输送机L4。其中,支架降柱的位移L1为200 mm,支架拉架的位移L2为800 mm,支架升柱的位移L3为200 mm,推刮板输送机时每台支架推移液压缸的位移L4为100 mm。
3.2 仿真参数及供液策略设计
分别采用多泵联动控制供液方式与快速泵控补液稳压供液方式进行对比,多泵联动控制供液方式为只采用乳化液泵向工作面进行供液,共采用2台乳化液泵进行定量供液;快速泵控补液稳压供液方式在多泵联动控制供液方式的基础上,利用伺服泵进行快速供液,针对降柱、拉架等需液流量小于1号乳化液泵和2号乳化液泵的合流供液流量的动作,通过压力反馈,采用PID算法对伺服泵进行控制,压力目标值设置为1号乳化液泵的卸载阀卸载压力(31.5 MPa);针对升柱、顺序推刮板输送机等需液流量大于1号乳化液泵和2号乳化液泵的合流供液流量的动作,伺服泵采用定量补液的方式进行供液,伺服泵供液流量为动作需液流量与泵站多泵联动控制供液方式流量之差,当系统压力低于1号乳化液泵的卸载阀恢复压力时,伺服泵开启,当系统压力达到1号乳化液泵的卸载阀卸载压力时,伺服泵关闭。
具体仿真模型参数根据6.4 m大采高工作面ZY12000-28-64D型液压支架参数进行设置:立柱油缸缸径为490 mm,杆径为420 mm,行程为200 mm;推移油缸缸径为200 mm,杆径为140 mm,行程为960 mm;推刮板输送机力为601 kN,拉架力为1 178 kN,其他参数见表1。
表 1 仿真参数Table 1. Simulation parameter table参数 参数值 乳化液体积模量/MPa 1900 1号泵泵站流量/(L·min−1) 400 1号泵卸载阀设定压力/MPa 31.5~26.5 2号泵泵站流量/(L·min−1) 400 2号泵卸载阀设定压力/MPa 30.5~25.5 蓄能器有效气体容积/L 18.4 管道直径/mm 65 根据第2节中式(13)、(14)进行计算,可得每个动作的稳压流量,降柱动作所需稳压流量为342 L/min,拉架动作所需稳压流量为611 L/min,升柱动作所需稳压流量为1 132 L/min,顺序推刮板输送机动作所需稳压流量为1 011 L/min,整个支架动作过程中最大稳压需液量为1 132 L/min,泵站额定供液流量为800 L/min,伺服泵最大供液流量为两者之差,为332 L/min。
3.3 仿真结果分析
结合以上内容,搭建如图3所示仿真模型。根据上述实验方案,进行仿真,各个动作压力曲线如图4所示。
可见,快速泵控补液稳压供液方式对比多泵联动控制供液方式具有明显效果,压力波动幅值,支架整体动作时间减少,具体量化指标见表2。
表 2 不同供液方式仿真结果对比Table 2. Comparison of simulation results for different liquid supply methods供液形式 支架动作类型 压力波动
幅值/MPa压力波动
次数动作执行
时间/s快速泵控补液
稳压供液方式降柱 5.04 4 5.12 拉架 5.01 4.49 升柱 7.40 3.29 顺序推刮板
输送机8.21 1.93 多泵联动控制
供液方式降柱 5.69 7 5.60 拉架 6.59 4.61 升柱 14.27 3.40 顺序推刮板
输送机10.35 2.22 对于降柱动作,该动作所需流量较小,多泵联动控制供液方式流量可以满足动作需求,从压力波动幅值上来看,多泵联动控制供液方式与快速泵控补液稳压供液方式的系统压力最小值均在2号乳化液泵卸载阀恢复压力之上,但快速泵控补液降低了压力波动幅值,减少了11.4%;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了9.5%;从压力波动次数来看,在多泵联动控制供液方式下,整个动作过程中1号乳化液泵卸载阀启闭次数为2次,2号乳化液泵卸载阀在动作过程中处于关闭状态快速泵控补液稳压供液方式1号乳化液泵卸载阀启闭次数为1次,2号乳化液泵卸载阀在动作过程中处于关闭状态,减少了卸载阀的频繁启闭造成的系统压力波动。
对于拉架动作,该动作所需流量较小,多泵联动控制供液方式流量可以满足动作需求,从压力波动幅值上来看,多泵联动控制供液方式的系统压力最小值低于2号乳化液泵的恢复压力,快速泵控补液稳压供液方式的系统压力最小值高于2号乳化液泵的恢复压力,快速泵控补液稳压供液方式在减小系统压力冲击的同时优化了乳化液泵站的供液次序,快速泵控补液稳压供液方式仅有1号乳化液泵与伺服泵对工作面进行供液,而多泵联动控制供液方式由1号和2号乳化液泵同时向工作面进行供液;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了3%;从压力波动次数来看,在多泵联动控制供液方式下,整个动作过程中1号和2号乳化液泵卸载阀启闭次数均为3次,快速泵控补液稳压供液方式1号乳化液泵卸载阀启闭次数为1次,2号乳化液泵卸载阀在动作过程中处于关闭状态,减少了卸载阀的频繁启闭造成的系统压力波动。
对于升柱动作,该动作所需流量较大,传统方式无法及时匹配需求,从压力波动幅值上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的压力波动幅值减小了48%;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了3%;从压力波动次数来看,多泵联动控制供液方式和快速泵控补液稳压供液方式下动作过程中1号泵和2号泵卸载阀启闭次数均为1次,但快速泵控补液稳压供液方式缩短了2号乳化液泵的供液时间,在多泵联动控制供液方式下,2号乳化液泵在B点卸载,在快速泵控补液稳压供液方式下,2号乳化液泵在A点卸载。
对于顺序推刮板输送机动作,该动作所需流量较大,传统方式无法及时匹配需求,从压力波动幅值上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的压力波动幅值减小20.7%;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了13.1%;从压力波动次数来看,多泵联动控制供液方式和快速泵控补液稳压供液方式下动作过程中1号泵和2号泵卸载阀启闭次数均为1次,但快速泵控补液稳压供液方式缩短了2号乳化液泵的供液时间,在多泵联动控制供液方式下,2号乳化液泵在D点卸载,在快速泵控补液稳压供液方式下,2号乳化液泵在C点卸载。
4. 试验验证
4.1 试验台设计
为了验证快速泵控补液稳压供液方式的稳压效果,搭建液压支架供液特性试验台,该试验台由驱动部分、加载部分和测控系统组成。驱动部分包含变频泵、伺服泵、卸载阀、长管路、支架电液换向阀、支架模拟液压缸等,其中支架模拟液压缸由1个立柱乳化液缸和3个推移乳化液缸构成,利用不同大小乳化液缸模拟支架的不同执行动作,并通过电液换向阀通断控制液压缸的动作,加载部分由比例溢流阀、加载油缸和液压桥构成,通过控制比例溢流阀的压力实现加载压力的调控,用以模拟井下负载,并通过液压桥实现双向加载。并利Simulink Real-time搭建实时测控系统,对试验过程中系统压力进行实时采集,并对伺服泵输出进行控制。试验台原理如图5所示,实物如图6所示。
试验台的具体乳化液缸参数通过相似性原理,根据工作面液压支架参数进行设计,共通过1个立柱乳化液缸和3个推移乳化液缸对支架动作进行模拟,同时对每个乳化液缸采用对顶方式安装加载油缸进行负载模拟。立柱乳化液缸缸径为180 mm,杆径为160 mm,行程为400 mm,初撑力为420 kN;推移乳化液缸缸径为140 mm,杆径为80 mm,行程为800 mm,推刮板输送机力为35.6 kN,拉架力为61.2 kN。加载油缸的缸径为140 mm,杆径为80 mm,行程为1 000 mm。
泵站的压力必须满足立柱初撑力和千斤顶最大推力所要求的乳化液工作压力,即试验台泵站工作压力${p_{\text{b}}}$满足:
$$ {p_{\text{b}}} \geqslant {k_1}{p_{\text{m}}} $$ (15) 式中:${p_{\text{m}}}$为根据立柱或者千斤顶推算出的初撑工作压力;${k_1}$为泵站到液压支架的管路压力损失系数,一般取1.1~1.2。
根据式(15)对试验台泵站压力进行估算可得试验台泵站压力取18 MPa。
泵站流量一般按照一架支架全部立柱和千斤顶同时动作来估算,即试验台乳化液泵站的流量Qb满足:
$$ {Q_{\text{b}}} \geqslant {k_2}\left( {\sum {{Q_{\text{i}}}} } \right)\frac{{{v_{\text{q}}}}}{A} \times {10^{ - 3}} $$ (16) 其中,∑Qi为一架支架所有立柱和千斤顶完成全部动作所需乳化液体积;vq为采煤机工作牵引速度;A为支架中心距;k2为泵站到支架管路泄露损失系数,一般取1.1~1.3。
根据式(16)对试验台流量进行估算可得试验台流量取205 L/min。
根据井下各个动作的特点,结合试验台,分别设置每个动作的负载压力。对于升柱动作,该动作过程中执行机构所受的负载力主要来源于立柱的自重M及立柱乳化液油缸的活塞杆与油缸内腔间的摩擦力fm,立柱加载油缸对应的作用面积为AL,则负载压力PL为
$$ {P_{\text{L}}} = \frac{{2Mg + {f_{\text{m}}}}}{{{A_{\text{L}}}}} $$ (17) 式中:g为重力加速度。
根据ZY12000-28-64D型号液压支架的相关参数可得每根立柱的质量为2 450 kg,代入相关参数计算可得PL为3.43 MPa。
对于降柱动作,该动作过程中执行机构所受的负载力主要立柱乳化液油缸的活塞杆与油缸内腔间的摩擦力fm,其负载压力Pj为
$$ {P_{\text{j}}} = \frac{{{f_{\text{m}}}}}{{{A_{\text{L}}}}} $$ (18) 代入数据计算可得Pj为0.5 MPa。
对于拉架与推刮板输送机动作,这2种动作的负载压力主要由拉架力/推刮板输送机力与对应加载油缸的作用面积之比来确定, 负载压力PLT为
$$ {P_{{\text{LT}}}} = \frac{{{F_{{\text{LT}}}}}}{{{A_{{\text{LT}}}}}} $$ (19) 式中:FLT为拉架/推刮板输送机力;ALT为拉架/推刮板输送机动作对应的加载油缸作用面积。
代入数据计算可得拉架过程中负载压力为4.08 MPa,推刮板输送机过程中负载压力为3.56 MPa。
同时考虑到井下工作面液压系统具有供液距离长的特点,通过在试验台进回管路中安装节流阀,通过调整节流阀的开口调整对应流经管路的压力损失,以此来模拟远距离供液导致的压力损失;通过人为设置动作时间间隔来模拟远距离供液导致的时间滞后问题。
根据井下实测压力,分析支架不同动作的压力波动幅值,降柱动作压力波动幅值为2.36 MPa,拉架动作压力波动幅值为2.13 MPa,升柱动作压力波动幅值为5.29 MPa,顺序推刮板输送机动作压力波动幅值为9.63 MPa。根据井下实际动作的压力波动幅值数据设计试验台动作,降柱动作对应立柱乳化液缸缩回,同时1号推移乳化液缸缩回;拉架动作对应1号推移乳化液缸和2号推移乳化液缸同时缩回;升柱动作对应立柱乳化液缸伸出;顺序推刮板输送机动作对应立柱乳化液缸伸出,同时3号乳化液缸伸出。
通过试验台实际动作测量压力数据可知,降柱动作压力波动幅值为2.26 MPa,拉架动作压力波动幅值为2.15 MPa,升柱动作压力波动幅值为5.1 MPa,顺序推刮板输送机动作压力波动幅值为9.3 MPa,与井下实测压力数据较为符合,能够反映实际支架供液系统不同支架动作的压力特性。
4.2 试验参数设置及供液策略设计
单台液压支架在跟机自动化过程中主要完成降柱→拉架→升柱(简称降→拉→升)和顺序推刮板输送机[21],结合试验台,设计试验动作:首先,立柱乳化液缸缩回,同时1号推移乳化液缸缩回;接着,1号推移乳化液缸和2号推移乳化液缸同时缩回;然后,立柱乳化液缸伸出;最后,立柱乳化液缸伸出,同时3号乳化液缸伸出。泵站及管道具体参数值见表3。
表 3 试验参数Table 3. Test parameter参数 参数值 乳化液体积模量/MPa 1900 1号泵泵站流量/(L·min−1) 125 1号泵卸载阀设定压力/MPa 16~18 2号泵泵站流量/(L·min−1) 80 2号泵卸载阀设定压力/MPa 14~17 蓄能器有效气体容积/L 18 管道直径/mm 32 通过第2节中式(13)、(14)进行计算,可得每个试验模拟动作的稳压流量,降柱动作所需稳压流量为52 L/min,拉架动作所需稳压流量为77 L/min,升柱动作所需稳压流量为228 L/min,顺序推刮板输送机动作所需稳压流量为235 L/min,整个支架动作过程中最大稳压需液量为235 L/min,泵站额定供液流量为205 L/min,伺服泵最大供液流量为两者之差,为30 L/min。
伺服泵控制策略如下:针对降柱和拉架动作,这2种动作需液流量小于1号乳化液泵和2号乳化液泵的合流供液流量的动作,通过压力反馈,采用PID算法对伺服泵进行控制,压力目标值设置为1号乳化液泵的卸载阀卸载压力(18 MPa);针对升柱和顺序推刮板输送机动作,这2种动作需液流量大于1号乳化液泵和2号乳化液泵的合流供液流量,伺服泵采用定量补液的方式进行供液,伺服泵供液流量为动作需液流量与泵站多泵联动控制供液方式流量之差,当系统压力低于1号乳化液泵的卸载阀恢复压力时,伺服泵开启,当系统压力达到1号乳化液泵的卸载阀卸载压力时,伺服泵关闭。
4.3 试验结果分析
试验过程实时采集供液系统压力,得到试验结果如图7—10所示。
具体试验结果对比量化指标见表4。可见,对于降柱动作,该动作所需流量较小,多泵联动控制供液方式流量可以满足动作需求,从压力波动幅值上来看,多泵联动控制供液方式与快速泵控补液稳压供液方式的系统压力最小值均在2号乳化液泵卸载阀恢复压力之上,但快速泵控补液降低了压力波动幅值,减少了5.7%;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了5.7%;从压力波动次数来看,在多泵联动控制供液方式下,整个动作过程中1号乳化液泵卸载阀启闭次数为2次,2号乳化液泵卸载阀在动作过程中处于关闭状态,快速泵控补液稳压供液方式1号乳化液泵卸载阀启闭次数为1次,2号乳化液泵卸载阀在动作过程中处于关闭状态,减少了卸载阀的频繁启闭造成的系统压力波动。
表 4 不同供液方式试验结果比对Table 4. Comparison of test results for different liquid supply methods供液形式 支架动作类型 压力波动
幅值/MPa压力波动
次数动作执行
时间/s快速泵控补液
稳压供液方式降柱 2.13 4 8.03 拉架 1.88 5.14 升柱 3.93 3.86 顺序推刮板
输送机4.02 3.46 多泵联动控制
供液方式降柱 2.26 5 8.52 拉架 2.15 5.31 升柱 5.1 3.92 顺序推刮板
输送机9.3 3.63 对于拉架动作,该动作所需流量较小,多泵联动控制供液方式流量可以满足动作需求,从压力波动幅值上来看,多泵联动控制供液方式和快速泵控补液稳压供液方式的系统压力最小值均高于2号乳化液泵的恢复压力,快速泵控补液稳压供液方式的压力波动幅值减少了12.5%;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了3.2%;从压力波动次数来看,2种供液方式在动作过程中1号乳化液泵卸载阀均启闭1次,2号乳化液泵卸载阀均处于关闭状态,但快速泵控补液稳压供液方式将整个动作持续时间控制在1号乳化液泵卸载阀的启闭过程之内,多泵联动控制供液方式在1号乳化液泵卸载阀的启闭后动作仍未完成。
对于升柱动作,该动作所需流量较大,传统方式无法及时匹配需求,从压力波动幅值上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的压力波动幅值减小了23%;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了1.5%;从压力波动次数来看,多泵联动控制供液方式和快速泵控补液稳压供液方式下动作过程中1号泵和2号泵卸载阀启闭次数均为1次。
对于顺序推刮板输送机动作,该动作所需流量较大,传统方式无法及时匹配需求,从压力波动幅值上来看,对比多泵联动控制供液方式,快速泵控补液稳压供液方式的压力波动幅值减小了56%;从支架动作速度上来看,对比多泵联动控制方式,快速泵控补液稳压供液方式的动作时间缩短了5%;从压力波动次数来看,多泵联动控制供液方式和快速泵控补液稳压供液方式下动作过程中1号泵和2号泵卸载阀启闭次数均为1次。
5. 结 论
1)针对现有液压支架供液系统存在的流量供应不及时、不精确等问题,利用高转速泵结合伺服电机,提出了基于伺服泵的快速泵控补液稳压供液系统新构型,利用试验验证了该构型原理。
2)针对液压支架周期动作,提出了支架不同动作稳压供液流量计算模型,根据供液系统基本参数,能够得出不同动作所需稳压供液流量,反映了支架动作过程中压力与流量之间的关系。
3)针对支架不同动作的压力流量特点,提出了对应液压支架不同动作的差异性供液流量策略,实现快速精确的流量调节,对比现有的多泵联动控制供液方式,整个支架动作周期过程中压力波动幅值最大可减少56%,避免系统压力陡降至系统设定的恢复压力以下,保障支架初撑力。同时,快速泵控补液稳压方法降低了卸载阀频繁卸载引起的压力波动次数,延长元件使用寿命,试验中整个支架动作周期过程中压力波动次数减少20%,并提高了支架的动作速度,支架整体动作时间缩短了4.2%。
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表 1 仿真参数
Table 1 Simulation parameter table
参数 参数值 乳化液体积模量/MPa 1900 1号泵泵站流量/(L·min−1) 400 1号泵卸载阀设定压力/MPa 31.5~26.5 2号泵泵站流量/(L·min−1) 400 2号泵卸载阀设定压力/MPa 30.5~25.5 蓄能器有效气体容积/L 18.4 管道直径/mm 65 表 2 不同供液方式仿真结果对比
Table 2 Comparison of simulation results for different liquid supply methods
供液形式 支架动作类型 压力波动
幅值/MPa压力波动
次数动作执行
时间/s快速泵控补液
稳压供液方式降柱 5.04 4 5.12 拉架 5.01 4.49 升柱 7.40 3.29 顺序推刮板
输送机8.21 1.93 多泵联动控制
供液方式降柱 5.69 7 5.60 拉架 6.59 4.61 升柱 14.27 3.40 顺序推刮板
输送机10.35 2.22 表 3 试验参数
Table 3 Test parameter
参数 参数值 乳化液体积模量/MPa 1900 1号泵泵站流量/(L·min−1) 125 1号泵卸载阀设定压力/MPa 16~18 2号泵泵站流量/(L·min−1) 80 2号泵卸载阀设定压力/MPa 14~17 蓄能器有效气体容积/L 18 管道直径/mm 32 表 4 不同供液方式试验结果比对
Table 4 Comparison of test results for different liquid supply methods
供液形式 支架动作类型 压力波动
幅值/MPa压力波动
次数动作执行
时间/s快速泵控补液
稳压供液方式降柱 2.13 4 8.03 拉架 1.88 5.14 升柱 3.93 3.86 顺序推刮板
输送机4.02 3.46 多泵联动控制
供液方式降柱 2.26 5 8.52 拉架 2.15 5.31 升柱 5.1 3.92 顺序推刮板
输送机9.3 3.63 -
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