液阻對組合式插裝閥動態響應特性影響研究*

王小強,周海勇,任 旺,崔郎郎,付承偉,孔祥東,曹立鋼

(1.上海海岳液壓機電工程有限公司,上海 200000;2.燕山大學 機械工程學院,河北 秦皇島 066004;3.中信重工機械股份有限公司 洛陽礦山機械工程設計研究院,河南 洛陽 471003)

0 引 言

在某海上液壓打樁錘中,液壓系統回路環形閥組配套使用的是專用高品質組合式插裝閥(主閥加先導閥)。作為核心液壓元件,組合式插裝閥具有高壓大流量、快速響應、耐沖擊等特性。

在該專用組合式插裝閥的設計中,先導快速響應橋路設置不合理,會導致液壓設備出現壓力峰值超調、液錘沖擊等破壞性影響,降低液壓閥和其他液壓件的性能,嚴重時會導致設備故障,存在重大隱患。因此,有必要對插裝閥的動態特性進行分析,以便排除重大安全隱患。

插裝閥及其控制技術具有抗污染能力強、工作可靠、結構簡單、流動阻尼小、通流能力大等優點,且可構成方向、流量、壓力等多種控制功能,因而,其在部分液壓機械中得到了廣泛應用[1-4]。

為了提高插裝閥的動態響應特性,國內外學者都進行了大量的研究。

羅世榮[5]把閥口設計為滑閥形式,進一步減小了主閥芯控制腔的面積,提高了主閥的響應速度。張威[6]以二通比例流量插裝閥為研究對象,在考慮負載特性基礎上,對其進行了動態特性仿真,得出了控制壓力越大,閥芯響應時間越快的結論。為更可靠地實現液壓控制單元中的比例流量控制功能,孫燦興等人[7]研究了脈沖寬度調制(pulse width modulation,PWM)信號的占空比和頻率,對二位二通高速開關電磁閥的影響,并提出了提高比例節流插裝閥控制性能的措施。YAN Jin-qin等人[8]通過仿真軟件AMESim,分析了高速電磁閥不同輸入信號和PWM信號對不同占空比的影響。CHENG Zhuo-wen等人[9]建立了基于AMESim的系統仿真模型,分析了插裝閥閥芯位移和出口流量的曲線圖,得到了PWM信號頻率和占空比對高速開關控制插裝閥控制性能的影響規律。董敏等人[10]分析了一些重要的結構參數和系統參數對系統動態性能的影響,通過對節流液阻長度的分析,得到了阻尼活塞長度的增加使系統主閥口的壓力超調和流量超調變大的結論。HAN Ming-xing等人[11]采用了兩級結構,同時實現了插裝閥的快速響應和大流量性能。鄭樹偉[12]研究了阻尼孔直徑對主閥芯位移響應特性的影響,分析了阻尼孔直徑大小對控制腔的壓力、壓力沖擊、液壓缸竄動等的影響,從而在此基礎上選取了最佳的阻尼孔。DONG Rong-bao等人[13]基于AMESim仿真軟件,分別討論了阻尼、負載壓力和工作負荷等對鍛造設備插裝閥切換特性的影響,得出了阻尼孔大小等因素對插裝閥的影響規律。ZHENG Fei-xia等人[14]為了探索插裝閥動態特性,重點研究了插裝閥的旋轉粘滯阻尼系數。

綜上所述,雖然前人針對插裝閥動態特性進行了大量研究,但在液阻橋路影響插裝閥動態特性方面的研究還較少。

為此,筆者對影響組合式插裝閥動態響應特性的液阻因素進行仿真研究和分析,設計先導閥的快速響應液阻橋路,提升先導閥的響應能力,形成先導液阻選配方案陣列,以優化主閥的動態特性。

1 液壓打樁錘結構及工作原理

海上液壓打樁錘的整體結構如圖1所示。

圖1 液壓打樁錘結構圖

海上打樁錘主要由控制室、動力站、壓力蓋部、閥體部、殼體部、錘芯部、減震部、樁帽部組成。

控制室實現對整個系統的控制;動力部提供滿足工況要求的能量;壓力蓋頂部保證工作的平穩性及補充沖擊能量;閥體部實現回路切換;殼體部支撐整個沖擊系統;錘芯部儲存沖擊能量,并實現能量轉化,減震部減少沖擊瞬間釋放的能量對沖擊系統的影響。

打樁錘液壓原理如圖2所示。

圖2 液壓系統原理圖

筆者研究的組合式插裝閥中共3個主閥,分別為P、R、S閥,有3種組合方式,分別是P+先導閥、R+先導閥和S閥。其中,P、R閥分別控制系統的進油與回油,S閥為補油閥。在系統運行時,先導閥中電磁閥通電則對應的主閥打開。

2 液阻理論分析

從廣義上來說,凡是能局部改變液流的流通面積,使液流產生壓力損失,或者在壓力差一定的情況下,分配調節流里的液壓閥口以及類似的結構(如薄壁小孔、短孔、細長孔、縫隙等),都稱為液阻。流體流動時,接觸到的邊壁情況不同,受到的阻力就不同,產生的能量損失也就不同。

在工程上,為了方便分析和計算,常根據流體接觸的邊壁沿程變化情況,將能量損失分為沿程損失和局部損失[15]。該類損失形成的液阻在液壓系統中不能對外做功,有時對液壓系統起到消耗能量、發熱、降低效率的反面作用。但根據實際情況,對液阻加以合理應用,在對功率消耗影響較小或無影響的情況下,可改善液壓系統的響應及執行過程的穩定性,使系統具有更好的性能[16]。

在液壓系統里,阻尼元件具有十分關鍵的作用。它的特性會對系統產生一定的影響;可通過改變液壓阻力來對系統流量和壓力進行控制,達到提高系統穩定性、動態響應性能和降低噪音等目的[17]。

不同節流口流量特性的通用表達式為:

q=KAΔpn

(1)

式中:A—孔口或縫隙的過流面積,mm2;Δp—孔口或縫隙的前后壓力差,bar;K—節流系數,由節流口幾何形狀及流體性質等因素決定;n—由節流口形狀和結構決定的指數,0.5≤n≤1(當節流口近似于薄壁刃口時,n接近0.5;當節流口近似于細長小孔時,n接近于1)。

由于流體的運動狀態通常比較復雜,很難通過精確的數學表達式來表示速度和壓力的實際分布,因此,不能夠應用積分的方法來計算穩態液動力,但可以應用動量定理,通過求解所選控制體的動量變化反求閥芯所受液動力[18,19]。

由動量定理得:

Fsdt=ρv2Adt

(2)

式中:Fs—流體軸向液動力,N;v—流體軸向流速,m/s;ρ—流體密度,kg/m3。

又因流量公式為:

q=Av

(3)

并將式(2)兩邊同時對時間積分,可得:

Fs=ρqv

(4)

將式(1)代入式(4),得液壓軸向液動力為:

Fs=KρqΔpn

(5)

插裝閥閥芯開啟的運動方程為:

(6)

式中:Fp—進油口液壓力;Fk—控制口液壓力;k—閥芯復位彈簧剛度,N/m;cv—速度阻尼系數;cf—油液的黏性阻尼系數;m—閥芯質量,kg。

在不考慮液壓油壓縮與泄漏的情況下,根據流量連續性方程有:

(7)

式中:Q—控制流量,L/min;W—閥芯控制面積。

由流量連續性方程可知:控制流量對閥芯進行沖擊,其大小直接影響閥芯的響應速度。

閥芯的動作受到控制壓力、進油壓力、液動力、閥芯質量、液體阻尼、彈簧剛度等多種因素影響。阻尼孔的阻尼大小(即過流面積)影響過流流量,過流面積越大,流量越大,閥芯動作就越迅速,進而影響執行機構的動態響應性能。

3 液阻對各閥動態性能的影響分析

組合式插裝閥可局部改變液流的流通面積,以液流產生壓力損失的結構作為局部液阻,針對不同回路液阻特征,形成差異化的先導橋路及液阻匹配,利用數據進行分析,形成先導液阻選配方案陣列,提升先導級閥的響應能力,優化主閥的動態特性。

利用AMESim仿真軟件,筆者對整個液壓回路進行了仿真模型的搭建工作,得到的仿真模型如圖3所示。

圖3 系統回路整體仿真模型

組合式插裝閥中各液阻位置及編號如圖4所示。

圖4 組合式插裝閥中各液阻位置及編號

3.1 液阻對P閥動態性能的影響分析

根據二通插裝閥結構及工作原理,結合AMESim機理建模方法,筆者搭建了先導閥與P閥組合的仿真及測試模型,如圖5所示。

圖5 先導閥與P閥組合模型及動態特性測試回路

給定的各個液阻的阻尼孔初值如表1所示。

表1 P閥各液阻的阻尼孔初值

3.1.1 液阻ZD.P的影響

液阻XD.P.x2的阻尼孔初值為φ1.5 mm,XD.P.T的阻尼孔初值為φ10 mm,XD.P.x1的阻尼孔初值為2×φ3 mm。筆者取ZD.P的阻尼孔值分別為φ15 mm、φ20 mm、φ25 mm、φ28 mm、φ30 mm,來分析液阻ZD.P對P閥動態性能的影響,P閥的響應曲線如圖6所示。

圖6 液阻ZD.P取不同值時P閥的響應曲線

由圖6可以看出:阻尼孔變大,過流面積增加,流量變大,閥芯動作越迅速。液阻ZD.P的阻尼孔由φ15 mm變為φ20 mm,閥芯關閉速度明顯提高,阻尼孔繼續增大,ZD.P閥的關閉速度略微增大,但P閥的開啟時間幾乎不受影響。

筆者取阻尼孔值分別為φ24 mm、φ24.5 mm、φ25 mm、φ25.5 mm、φ26 mm,對液阻ZD.P阻尼孔的一系列參數值進行分析,仿真曲線如圖7所示。

圖7 ZD.P對P閥的動態特性影響分析

由圖7可以看出:液阻阻尼孔直徑每增大0.5 mm,關閉時間大約提升0.2%(上一組關閉時間的差與該組關閉時間之比)。

由于液體沖擊與流量正相關,以控制流量變化,觀察液體對閥芯沖擊的變化趨勢,但是液阻阻尼孔直徑每增大0.5 mm,沖擊增大1%左右(上一組控制流量的增加值與該組控制流量之比),如圖8所示。

3.1.2 液阻XD.P.x2的影響

液阻ZD.P的阻尼孔初值為φ25 mm,XD.P.T的阻尼孔初值為φ10 mm,XD.P.x1的阻尼孔初值為2×φ3 mm。筆者取XD.P.x2的阻尼孔分別為φ1 mm、φ1.2 mm、φ1.5 mm、φ1.8 mm、φ2 mm、φ3 mm,分析液阻XD.P.x2對P閥動態性能的影響,P閥的響應曲線如圖9所示。

圖9 液阻XD.P.x2取不同值時P閥的響應曲線

由圖9可以看出:XD.P.x2阻尼孔減小,過流面積減小,流量變小,先導閥芯動作變慢,導致主閥芯的開啟和關閉時間會向后推遲,小于φ1.5 mm后變化更加明顯,但阻尼孔減小對開啟和關閉速度幾乎沒有影響。

為進一步研究阻尼XD.P.x2對P閥響應特性的影響,筆者對阻尼XD.P.x2的阻尼孔的一系列參數值進行分析(取阻尼孔值分別為φ1.3 mm、φ1.4 mm、φ1.5 mm、φ1.6 mm、φ1.7 mm),仿真曲線如圖10所示。

圖10 液阻XD.P.x2對P閥的快速性影響分析

由圖10可以看出:液阻節流孔直徑每減小0.1 mm,P閥響應時間向后推遲約0.001 s,對響應速度幾乎沒有影響。

但是增大阻尼孔XD.P.x2的直徑會對P閥造成一定的沖擊。阻尼孔直徑每增加0.1 mm,沖擊會加大10%左右,仿真曲線如圖11所示。

圖11 液阻XD.P.x2對P閥的沖擊特性影響分析

3.1.3 液阻XD.P.T的影響

液阻XD.P.x2的阻尼孔初值為φ3 mm,ZD.P的阻尼孔初值為φ25 mm,XD.P.x1的阻尼孔初值為2×φ3 mm。筆者取XD.P.T的阻尼孔分別為φ2 mm、φ4 mm、φ5 mm、φ8 mm、φ10 mm、φ15 mm、φ20 mm、φ25 mm、φ28 mm,分析液阻X.D.P.T對P閥動態性能的影響,P閥的響應曲線如圖12所示。

圖12 液阻XD.P.T取不同值時P閥的響應曲線

由圖12可以看出:阻尼孔變大,過流面積增加,通過阻尼孔的流量變大,閥芯動作越迅速。當阻尼XD.P.T的阻尼孔小于φ10 mm時,XD.P.T的阻尼孔越大,閥芯開啟速度越快;當XD.P.T的阻尼孔大于φ10 mm后,增大XD.P.T對主閥芯響應能力影響較小,可以忽略不計,XD.P.T的阻尼孔對閥芯關閉速度幾乎沒有影響。

筆者取XD.P.T的阻尼孔直徑分別為φ9.2 mm、φ9.4 mm、φ9.6 mm、φ9.8 mm、φ10 mm,進一步分析阻尼XD.P.T對P閥動態性能的影響,仿真曲線如圖13所示。

圖13 XD.P.T對P閥的快速性影響分析

由圖13可以看出:阻尼XD.P.T的直徑每增大0.2 mm,P閥的總體開啟時間會有0.005 s左右的提高。

但阻尼XD.P.T的直徑每增大0.2 mm,會導致沖擊增加4%左右,如圖14所示。

圖14 XD.P.T對P閥的沖擊特性影響分析

3.1.4 液阻XD.P.x1的影響

液阻XD.P.x2的阻尼孔初值為φ3 mm,ZD.P的阻尼孔初值為25 mm,XD.P.T的阻尼孔初值為φ8 mm。筆者取XD.P.x1的阻尼孔直徑分別為2×φ5 mm,2×φ4 mm,2×φ3 mm,2×φ2 mm,2×φ1 mm,分析液阻XD.P.x1對P閥動態響應的影響,P閥的響應曲線如圖15所示。

圖15 液阻XD.P.x1取不同值時P閥的響應曲線

由圖15可以看出:阻尼孔變大,過流面積增加,流量變大,閥芯動作越迅速。液阻從φ1 mm增大到φ3 mm,P閥的快速性有相對明顯的提升,繼續增大阻尼孔直徑,對P閥的開啟和關閉速度影響不大。

阻尼孔直徑增大對P閥的沖擊增大,液阻從φ1 mm增大到φ3 mm，對P閥的沖擊明顯加大,之后再增大阻尼孔直徑，對P閥的沖擊影響不再明顯,如圖16所示。

圖16 XD.P.x1對P閥的沖擊性影響分析

筆者經過綜合仿真分析,得出了P閥動態測試阻尼匹配組,如表2所示。

表2 P閥動態測試阻尼匹配組

3.2 液阻對R閥動態性能的影響分析

根據二通插裝閥結構及工作原理,結合AMESim機理建模方法,筆者搭建了先導閥與R閥組合的仿真及測試模型,如圖17所示。

圖17 先導閥與P閥組合模型及動態特性測試回路

各個液阻的阻尼孔初值如表3所示:

表3 R閥各液阻初值

3.2.1 液阻ZD.R的影響

XD.R.X2的阻尼孔初值為φ1.5 mm,XD.R.T的阻尼孔初值為φ10 mm,XD.R.X1的阻尼孔初值為2×φ3 mm。筆者取ZD.R的阻尼孔直徑分別為φ5 mm、φ8 mm、φ12 mm、φ15 mm、φ18 mm、φ20 mm、φ25 mm、φ28 mm,分析液阻ZD.R對R閥動態性能的影響,R閥的響應曲線如圖18所示。

圖18 液阻ZD.R取不同值時R閥的響應曲線

由圖18可以看出:ZD.R的阻尼孔小于φ12 mm時,閥芯的開啟和關閉速度都較慢,由于阻尼孔變大,過流面積增加,流量變大,閥芯動作越迅速。閥芯的開啟和關閉速度隨液阻ZD.R阻尼孔的增大有明顯提升,大于φ12 mm后閥芯的開啟和關閉速度隨液阻ZD.R節流孔的增大提升不明顯。

筆者取阻尼孔直徑分別為φ24 mm、φ24.5 mm、φ25 mm、φ25.5 mm,針對液阻ZD.R直徑為φ25 mm附近進行分析,仿真曲線如圖19所示。

圖19 ZD.R對R閥的快速性影響分析

由圖19可以看出:不同阻值對R閥的開啟速度的影響在0.001 s內,該區間內的阻值對R閥的關閉速度幾乎沒有影響。

筆者對該區間內的阻尼對R閥的沖擊進行分析,可以看出,阻值每增大0.5 mm,對R閥的沖擊的影響在1%左右,如圖20所示。

圖20 ZD.R對R閥的沖擊性分析

3.2.2 液阻XD.R.x2的影響

ZD.R的阻尼孔初值為φ25 mm,XD.R.T的阻尼孔初值為φ10 mm,XD.R.X1的阻尼孔初值為2×φ3 mm。筆者取XD.R.X2的阻尼孔直徑分別為φ0.8 mm、φ1.2 mm、φ1.5 mm、φ2 mm、φ2.5 mm、φ3 mm,分析液阻XD.R.x2對R閥動態性能的影響,R閥的響應曲線如圖21所示。

圖21 液阻XD.R.x2取不同值時R閥的響應曲線

由圖21可以看出:液阻XD.R.X2對R閥主閥芯的開啟速度影響不大。阻尼孔變大,過流面積增加,流量變大,閥芯動作越迅速,液阻XD.R.X2由φ0.8 mm到φ1.2 mm,R閥主閥芯的開啟速度有較大提升,之后增大阻尼孔直徑,開啟速度稍有改善。

筆者取XD.R.x2的阻尼孔直徑分別為φ1.1 mm、φ1.3 mm、φ1.5 mm、φ1.7 mm、φ1.9 mm,以進一步分析液阻XD.R.x2對R閥的動態性能的影響,仿真曲線如圖22所示。

圖22 XD.R.x2對R閥動態特性影響分析

由圖22可知:液阻XD.R.x2主要影響R閥的關閉過程,阻尼孔直徑每增大0.2 mm,R閥的響應時間大約提高0.02 s。

筆者分析不同阻值下油液對R閥沖擊特性的影響,由曲線可以看出,阻尼孔直徑每增大0.2 mm,沖擊增大25%左右,如圖23所示。

圖23 XD.R.x2對R閥的沖擊特性影響分析

3.2.3 液阻XD.R.T的影響

XD.R.X2的阻尼孔初值為φ3 mm,ZD.R的阻尼孔初值為φ25 mm,XD.R.X1的阻尼孔初值為2×φ3 mm。筆者取XD.R.T的阻尼孔直徑分別為φ4 mm、φ7 mm、φ10 mm、φ13 mm、φ15 mm、φ20 mm、φ25 mm,分析液阻X.D.R.T對R閥動態性能的影響,R閥響應曲線如圖24所示。

圖24 液阻XD.R.T取不同值時R閥的響應曲線

由圖24可以看出:液阻XD.R.T主要影響R閥主閥芯的開啟速度,當液阻XD.R.T小于φ10 mm時,閥芯的開啟速度較慢,隨著阻尼孔變大,過流面積增加,流量變大,閥芯動作越迅速。閥芯的開啟速度隨阻尼孔的增大有明顯提升,當液阻XD.R.T大于φ10 mm時,繼續增大液阻對閥芯響應能力的影響較小。

為了進一步分析液阻XD.R.T對R閥動態性能的影響,XD.R.T直徑分別為φ9 mm、φ9.5 mm、φ10 mm、φ10.5 mm、φ11 mm進行分析,仿真曲線如圖25所示。

圖25 XD.R.T對R閥的動態特性影響分析

由圖25可知:該區間內的不同阻值對R閥的開啟速度幾乎沒有影響。在該范圍內,阻尼孔直徑每增大0.5 mm,對R閥的沖擊性增大約5%,如圖26所示。

圖26 XD.R.T對R閥的沖擊性影響分析

3.2.4 液阻XD.R.x1的影響

XD.R.X2的阻尼孔初值為φ3 mm,ZD.R的阻尼孔初值為φ25 mm,XD.R.T的阻尼孔初值為φ8 mm。筆者取XD.R.X1的阻尼孔直徑分別為2×φ5 mm,2×φ4 mm,2×φ3 mm,2×φ2 mm,2×φ1 mm,分析液阻XD.R.x1對R閥動態性能的影響,R閥的響應曲線如圖27所示。

圖27 液阻XD.R.x1取不同值時R閥的響應曲線

由圖27可以看出:XD.R.X1對R主閥芯響應能力影響很小。

筆者分析該液阻對R閥的沖擊特性,阻尼孔增大對R閥的沖擊有細小的提升(阻尼孔直徑大于3 mm時,對R閥的沖擊影響基本可以忽略不計),仿真曲線如圖28所示。

圖28 XD.R.x1對R閥的沖擊性影響分析

經過仿真分析,筆者綜合得出了R閥動態測試阻尼匹配組,如表4所示。

表4 R閥動態測試阻尼匹配組

3.3 液阻對S閥動態性能的影響分析

根據二通插裝閥結構及工作原理,結合AMESim機理建模方法,筆者搭建了S閥仿真及測試模型,如圖29所示。

圖29 S閥模型及動態特性測試回路

ZD.S的阻尼孔初值為φ25 mm。為研究液阻ZD.S的對S閥動態特性的影響。筆者取液阻ZD.S的阻尼孔直徑分別為φ5 mm、φ10 mm、φ15 mm、φ20 mm、φ25 mm、φ30 mm、φ35 mm、φ40 mm、φ45 mm、φ50 mm,分析液阻ZD.S對S閥動態特性的影響,得到S閥的響應曲線如圖30所示。

由圖30可以看出:阻尼孔直徑越大,過流面積增加,流量變大,S閥芯開啟和關閉速度都越快,大于φ25 mm后，繼續增大效果不明顯。

為了進一步分析液阻ZD.S對S閥動態性能的影響,筆者取ZD.S分別為φ24 mm、φ24.5 mm、φ25 mm、φ25.5 mm、φ26 mm分別進行仿真,得到的動態特性響應曲線如圖31所示。

圖31 ZD.S對S閥的動態特性影響分析

由圖31可以看到:阻尼孔直徑每增大0.5 mm,S閥的開啟和關閉初時間都提高0.002 s左右。

筆者分析該液阻對S閥的沖擊特性(阻尼孔直徑每增大0.5 mm,沖擊提高7%左右),得到的S閥沖擊特性仿真曲線如圖32所示。

圖32 ZD.S對S閥的沖擊特性影響分析

由圖32可得:ZD.S取值為φ24 mm～26 mm。

4 結束語

為了提高某海上液壓打樁錘專用高品質組合式插裝閥的動態響應性能,筆者對影響組合式插裝閥動態響應特性的液阻因素進行了仿真研究和分析,主要過程及結論如下:

(1)介紹了液壓打樁錘的結構及液壓系統工作原理,根據液阻理論,分析了阻尼對插裝閥動態響應影響的作用機理,建立了組合式插裝閥,基于AMESim的仿真模型,對“P+先導閥”、“R+先導閥”、“S閥”3種組合式插裝閥形式的動態性能進行了仿真分析;

(2)為提升先導閥的響應能力,優化主閥的動態特性,設計了先導閥的快速響應液阻橋路,通過調節液壓橋路液阻，仿真分析了液阻對組合式插裝閥動態響應的影響,得出了插裝閥的液阻選配方案最優陣列(該最優陣列ZD.P為φ24 mm～26 mm、ZD.R為φ24 mm～25.5 mm、ZD.S為φ24 mm～26 mm、XD.P.T為φ9.6 mm～10 mm、XD.P.x1為2×φ3 mm～5 mm、XD.P.x2為φ1.4 mm～1.7 mm、XD.R.T為φ9 mm～10 mm、XD.R.x1為2×φ3 mm～5 mm、XD.R.x2為φ1.5 mm～1.9 mm);在該選配方案陣列內,P閥、R閥、S閥的響應時間分別能夠達到0.12 s、0.08 s、0.07 s;

(3)結合仿真分析,得出了液阻對先導閥+P閥、先導閥+R閥以及S閥動態特性的影響規律(總體上看,在一定范圍內阻尼孔越大,阻尼越小,閥芯的動態響應越快,但對閥芯的沖擊也會變大);分析得出了動態測試阻尼最優選配方案,經比較得出了各阻尼孔的初值與該選配方案陣列吻合,所以先導液阻的初值選擇較為合理。

插裝閥動態特性的參數眾多,目前,筆者僅是仿真分析了阻尼對組合式插裝閥動態響應的影響。在后續工作中,筆者將根據需要對影響插裝閥響應特性的更多參數進行更全面深入地優化分析。