傅斯龍, 趙宏強(qiáng), 張立斌, 段焱輝

(中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 湖南 長(zhǎng)沙 410083)

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液壓鑿巖機(jī)回彈緩沖裝置設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)研究

傅斯龍, 趙宏強(qiáng), 張立斌, 段焱輝

(中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 湖南 長(zhǎng)沙 410083)

液壓鑿巖機(jī)釬桿回彈造成了機(jī)體剛性沖擊,降低了鑿巖機(jī)的工作效率和使用壽命,針對(duì)此不足,通過(guò)回彈波動(dòng)理論分析,提出了回彈速度的計(jì)算方法和回彈緩沖裝置的設(shè)計(jì)方法,從蓄能器的耦合和局部阻力角度建立緩沖活塞的數(shù)學(xué)模型,得出了緩沖活塞運(yùn)動(dòng)的非線性方程.利用Simulink對(duì)緩沖活塞進(jìn)行了運(yùn)動(dòng)學(xué)仿真,分析了預(yù)充壓力對(duì)回彈緩沖裝置的動(dòng)特性影響和其對(duì)工況的響應(yīng)能力,并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證了仿真的準(zhǔn)確性.結(jié)果表明：回彈速度與預(yù)充壓力無(wú)關(guān),與工作介質(zhì)有關(guān),介質(zhì)系數(shù)增大,回彈速度增大.回彈緩沖裝置設(shè)計(jì)有很好的工況響應(yīng)能力,增加了液壓鑿巖機(jī)的可靠性,工作效率提高了7.23%,更符合實(shí)際工況要求.

液壓鑿巖機(jī)； 回彈緩沖； 工況響應(yīng)； 蓄能器耦合

液壓鑿巖機(jī)工作時(shí),活塞沖擊靜止的釬桿,并通過(guò)釬桿將動(dòng)能以應(yīng)變能的形式作用介質(zhì)而完成破碎[1-2].由于波阻和應(yīng)力波反射的存在,如果介質(zhì)沒(méi)有完全吸收這部分應(yīng)變能,釬桿和活塞都可能發(fā)生回彈.回彈現(xiàn)象降低了液壓鑿巖機(jī)的工作效率,同時(shí)使得釬具和機(jī)體發(fā)生剛性沖擊,嚴(yán)重影響其工作可靠性和使用壽命[3].因此,液壓鑿巖機(jī)回彈對(duì)其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和工作效率有著重要的影響[3].目前,對(duì)回彈緩沖的研究主要集中在波動(dòng)力學(xué)理論[3-7]和力學(xué)模型[8-9]方面,對(duì)回彈緩沖裝置進(jìn)行非線性建模、動(dòng)力學(xué)仿真的研究很少,而對(duì)不同工況下緩沖裝置的動(dòng)態(tài)特性的研究則更少.為了研究和改善液壓鑿巖機(jī)回彈緩沖的性能,本文基于應(yīng)力波的傳播機(jī)理,提出回彈速度計(jì)算方法,設(shè)計(jì)了一種回彈緩沖裝置,并建立相關(guān)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的非線性方程,對(duì)回彈緩沖裝置進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析及仿真和實(shí)驗(yàn)研究,最后分析了預(yù)充壓力和工況對(duì)液壓鑿巖機(jī)回彈緩沖的影響.

1　回彈緩沖裝置數(shù)學(xué)模型的建立

1.1回彈速度的計(jì)算方法

在液壓鑿巖機(jī)沖擊中,活塞比釬桿短很多,所以可以近似看作是有限長(zhǎng)桿與半無(wú)限長(zhǎng)桿的共軸碰撞[5].在沖擊過(guò)程中,動(dòng)能以應(yīng)變能的形式完成介質(zhì)的破碎.由于介質(zhì)、釬桿和活塞的波阻不同,必然存在一部分未被利用的應(yīng)力波從沖擊面反射重新回到打擊端面而引起釬桿和活塞的回彈.為了便于分析,這里將釬桿和介質(zhì)的沖擊面、活塞和釬桿的打擊端面看成是固定的,并作如下假設(shè)：

1)活塞和釬桿的波阻和截面相等,且長(zhǎng)度能滿足入射波波形不變,忽略入射波透射損失；

2)只研究一次反射應(yīng)力波的影響,考慮到碰撞時(shí)間可以不計(jì),忽略透射波疊加的影響；

3)考慮到?jīng)_擊所產(chǎn)生的作用力遠(yuǎn)大于重力,忽略各部件重力的影響.

大量實(shí)驗(yàn)和工況表明[3-4]：在實(shí)際鉆鑿作業(yè)中,鉆頭的作用力與鉆進(jìn)量可以簡(jiǎn)化成線性關(guān)系.所以,以釬桿和介質(zhì)的沖擊面為研究對(duì)象,其負(fù)載邊界條件為

FR=K·x+Fku+FRu，

(1)

式中：K為介質(zhì)系數(shù)；x為鉆進(jìn)量,規(guī)定與活塞沖擊速度方向一致為正；Fku為介質(zhì)的黏性阻力,Fku=Jsdx/dt,Js為黏彈性系數(shù)；FRu介質(zhì)黏性阻力.

在式(1)所示的負(fù)載邊界條件下,以活塞和釬尾的打擊端面為研究對(duì)象,根據(jù)波動(dòng)疊加方程,則有

(2)

式中：P，Q分別為入射波和反射波的形式,規(guī)定壓縮波為正；λ為活塞、釬桿的波阻.聯(lián)立式(1)和式(2),可得鉆進(jìn)量微分方程為

(3)

活塞和釬桿完成沖擊時(shí),所產(chǎn)生的入射波將從打擊端面分別向活塞和釬桿發(fā)生透射,如圖1所示,該入射波以壓縮波的形式(C1,C2)傳播,其中,壓縮波C2右行,并在活塞的尾部以拉伸波的形式發(fā)生反射,并開始向左傳播,此時(shí)壓縮波的傳播時(shí)間tp=lp/c(其中：lp為活塞的長(zhǎng)度，c為應(yīng)力波傳播速度).在t=2tp=2lp/c時(shí),反射回來(lái)的拉伸波到達(dá)活塞的打擊端面,所以該入射波的表達(dá)式[6]為

(4)

式中：λp,λg分別為活塞和釬桿的波阻；vmp為活塞沖擊釬桿時(shí)的最大速度.

圖1　液壓鑿巖機(jī)活塞和釬桿沖擊示意圖Fig.1　The stroke sketch between piston and buffer of hydraulic rock drill

可見,活塞和釬桿的波阻比對(duì)其波形有很大的影響.結(jié)合工況和假設(shè)1),取入射波P近似為矩形波,即λp=λg=λ,這里只分析第1個(gè)應(yīng)力波,所以P可表示為

(5)

將式(5)代入式(3),不計(jì)介質(zhì)的塑性阻力,整理可得鉆進(jìn)量x的函數(shù)為

(6)

將式(6)代入式(2),可得反射波Q的表達(dá)式為

(7)

反射波透射到活塞,在經(jīng)時(shí)間tp后,使得活塞和釬桿再次分離,此時(shí),根據(jù)動(dòng)量守恒,可得活塞回彈速度vph為

(8)

式中mp為活塞的質(zhì)量.

將式(7)代入式(8)中,積分整理可得

(9)

此后,活塞的動(dòng)能將以應(yīng)變能的形式通過(guò)釬桿作用介質(zhì)實(shí)現(xiàn)介質(zhì)破碎,如果介質(zhì)沒(méi)有完全吸收這部分應(yīng)變能,則釬桿會(huì)發(fā)生回彈,忽略反射波在油液和機(jī)體中的透射以及介質(zhì)的熱損失,可得釬桿的回彈速度vgh為

(10)

式中：mg為釬桿的質(zhì)量；xmax為最大鉆進(jìn)量,其計(jì)算式為

釬桿回彈帶動(dòng)活塞回彈,降低了液壓鑿巖機(jī)的工作效率[10],且容易造成釬具和機(jī)體間剛性沖擊.所以,對(duì)于液壓鑿巖機(jī)來(lái)說(shuō),回彈緩沖設(shè)計(jì)是必要的.

1.2回彈緩沖裝置的動(dòng)力學(xué)分析

1—釬桿;2—緩沖擋圈;3—緩沖活塞;4—襯套;5—中間缸體;6—活塞;7—調(diào)速閥;8—緩沖蓄能器;9—進(jìn)油油路;10—緩沖腔.圖2　液壓鑿巖機(jī)回彈緩沖裝置工作原理Fig.2　The working principle of anti-rebound buffer device of hydraulic rock drill

液壓鑿巖機(jī)回彈緩沖裝置工作原理如圖2所示.緩沖腔10通過(guò)內(nèi)設(shè)進(jìn)油油路9與活塞前腔、緩沖蓄能器8相通,常通壓力油,腔內(nèi)壓力為phc,其可調(diào).在破碎作業(yè)中,活塞6沖擊釬桿1時(shí),在壓力油的作用下,緩沖活塞3壓緊釬桿1,隨著釬桿1一起運(yùn)動(dòng),使得釬桿1能夠壓緊介質(zhì).當(dāng)介質(zhì)沒(méi)有完全被破碎時(shí),釬桿1回彈,緩沖活塞3向右運(yùn)動(dòng),使緩沖腔10的體積減小,腔內(nèi)壓力phc迅速升高,這樣,釬桿1在壓力油的作用下迅速減速直至為零,避免和機(jī)體發(fā)生剛性沖擊.在回彈復(fù)位過(guò)程中,由于緩沖活塞運(yùn)動(dòng),其緩沖腔油液體積和壓力隨時(shí)間動(dòng)態(tài)變化,緩沖蓄能器進(jìn)行充油和排油,考慮油液壓縮量[12]和蓄能器充排油體積變化量的等效關(guān)系,即以蓄能器工作壓力作為參考點(diǎn),可得相應(yīng)腔室壓力.

下面結(jié)合具體工作狀態(tài),對(duì)其進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析.

1)回彈過(guò)程.

當(dāng)鉆桿回彈時(shí),緩沖活塞和釬桿的回彈速度相等,初始速度uhp|t=0=vgh,在緩沖活塞回彈的過(guò)程中,緩沖腔的壓力phc升高,其內(nèi)的壓力油通過(guò)內(nèi)設(shè)油路進(jìn)入緩沖蓄能器吸油儲(chǔ)能,所以,進(jìn)入蓄能器的油液體積Vh為

Vh=∫uhpAhcdt，

(11)

式中Ahc為緩沖腔的通流面積.

根據(jù)氣體絕熱方程,可得此狀態(tài)下蓄能器的工作壓力ph為

(12)

式中：pah為緩沖蓄能器的預(yù)充壓力；Vah為緩沖蓄能器預(yù)充體積；k為氣體絕熱狀態(tài)參數(shù).

從局部阻力損失的角度,建立緩沖蓄能器和緩沖腔的壓差模型,因此,可得到在這一過(guò)程中緩沖腔的壓力phc1為

(13)

式中：ξ10為局部阻力系數(shù)；ρ為液壓油的密度；A10為連通緩沖腔和緩沖蓄能器的油道通流面積.

由此,可得此狀態(tài)下緩沖活塞運(yùn)動(dòng)學(xué)方程為

(14)

式中：Shp為緩沖活塞的運(yùn)動(dòng)位移；Fsh為黏性摩擦力,其計(jì)算式為

當(dāng)相對(duì)運(yùn)動(dòng)方向與壓差方向一致時(shí),“±”取“-”,反之取“+”，如圖2所示,l為緩沖活塞和缸體配合面的長(zhǎng)度，d為緩沖活塞的直徑，h為緩沖套和中間缸體的配合間隙，uhp為緩沖活塞的速度，Δp為緩沖活塞和中間缸體配合面兩端壓差，ε為緩沖活塞和中間缸體的偏心率；Flh為液壓卡緊力,Flh=τldΔp,其中τ為液壓卡緊力系數(shù)；mhp為緩沖套的質(zhì)量,所以有

(15)

Flh=τ·l·d·phc1.

(16)

2)復(fù)位過(guò)程.

活塞向左沖擊釬桿時(shí),緩沖活塞在緩沖腔壓力油的作用下,隨著釬桿一起運(yùn)動(dòng),其運(yùn)動(dòng)位移和釬桿幾乎相同,這樣就能夠保證釬桿重新壓緊介質(zhì),為下一次沖擊作好準(zhǔn)備,縮短了回彈復(fù)位時(shí)間,提高了工作效率[10].此狀態(tài)下,緩沖腔的壓力phc為回彈階段末緩沖腔的壓力,系統(tǒng)供油,認(rèn)為在復(fù)位過(guò)程中,緩沖腔壓力恒定,所以可得此狀態(tài)中緩沖活塞的運(yùn)動(dòng)學(xué)方程為

(17)

其中,結(jié)合式(15),可得：

(18)

Flh=τ·l·d·phc.

(19)

1.3回彈緩沖裝置仿真模型邊界約束條件

活塞沖程方向?yàn)檎较?由上述的緩沖活塞運(yùn)動(dòng)分析,可得如下邊界條件：

緩沖活塞處于回彈階段時(shí)的約束條件為

緩沖活塞處于復(fù)位階段時(shí)的約束條件為

2　回彈緩沖裝置仿真模型的建立

前面通過(guò)對(duì)回彈的波動(dòng)研究獲得2個(gè)描述活塞、釬桿、介質(zhì)入射波和反射波的方程,并通過(guò)積分,得到2個(gè)釬桿鉆進(jìn)量和回彈速度計(jì)算方程,結(jié)合蓄能器氣體狀態(tài)方程和壓差模型方程,分析并獲得各狀態(tài)下緩沖套動(dòng)力學(xué)方程,共計(jì)9個(gè)方程.這9個(gè)方程構(gòu)成了一組非線性代數(shù)方程組,用來(lái)描述回彈緩沖裝置的運(yùn)動(dòng)學(xué)特性.考慮到使用Simulink建立動(dòng)態(tài)仿真后,每一幀仿真都需要對(duì)回彈速度uhp、鉆進(jìn)量x等邊界約束條件進(jìn)行1次求解[11],所以采用MATLAB編寫uhp和x的求解和判定函數(shù)嵌入模塊的方式實(shí)現(xiàn)狀態(tài)切換.在Simulink平臺(tái)建立的基于MATLAB函數(shù)的回彈緩沖裝置動(dòng)力學(xué)仿真模型如圖3所示,其參數(shù)包括外部輸入?yún)?shù)(共23項(xiàng))和各個(gè)MATLAB函數(shù)輸出,這些參數(shù)構(gòu)成各運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的輸入.MATLAB函數(shù)的輸出包括運(yùn)動(dòng)狀態(tài)參數(shù)以及壓力、流量等參數(shù).

圖3　基于Simulink的回彈緩沖裝置仿真模型Fig.3　The simulation model of anti-rebound buffer device based on Simulink

通過(guò)以上仿真模型,可以對(duì)液壓鑿巖機(jī)回彈機(jī)理和回彈緩沖的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行研究,結(jié)合具體工況,對(duì)預(yù)充壓力的影響和回彈緩沖的工況響應(yīng)等方面進(jìn)行研究.

3　仿真和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在正常情況下,液壓鑿巖機(jī)回彈現(xiàn)象和工況、預(yù)充壓力有關(guān),即在釬桿回彈時(shí),會(huì)出現(xiàn)2種情況：一是當(dāng)緩沖腔壓力降到預(yù)充壓力時(shí),其速度還沒(méi)有降為零,這樣就仍存在機(jī)體沖擊的現(xiàn)象；二是當(dāng)緩沖腔壓力仍大于預(yù)充壓力時(shí),其速度已經(jīng)降為零,這個(gè)時(shí)候系統(tǒng)卸荷,產(chǎn)生瞬時(shí)壓力突變.因此,預(yù)充壓力和回彈速度的匹配對(duì)回彈緩沖裝置特性的影響是很重要的.

以湖南山河智能裝備股份有限公司研制的某型液壓鑿巖機(jī)為研究對(duì)象,主要的結(jié)構(gòu)參數(shù)和介質(zhì)系數(shù)設(shè)定如表1所示.

表1　模型的主要參數(shù)

為了增強(qiáng)仿真和實(shí)驗(yàn)的可比性,保證結(jié)構(gòu)參數(shù)不變,對(duì)MATLAB函數(shù)和Simulink仿真模型的輸入進(jìn)行相應(yīng)修改,即可得到預(yù)充壓力分別為6，8和10 MPa的3種仿真模型以及介質(zhì)系數(shù)分別為0.15，0.3和0.45的3種工況的仿真模型.實(shí)測(cè)中,調(diào)定相應(yīng)預(yù)充壓力并分別在軟巖、硬巖和鋼板中進(jìn)行實(shí)驗(yàn),同時(shí),將仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，以進(jìn)行驗(yàn)證.

3.1現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)方案

根據(jù)仿真輸出,實(shí)測(cè)對(duì)象主要包括液壓鑿巖機(jī)緩沖腔和緩沖蓄能器的壓力、流量以及緩沖活塞速度、位移.實(shí)驗(yàn)測(cè)試方案如圖4所示.方案中,以鉆機(jī)為平臺(tái),系統(tǒng)預(yù)充壓力由調(diào)速閥控制,主要包括2個(gè)測(cè)試模塊,分別是以5060測(cè)試儀為主的流量壓力測(cè)試模塊和以多普勒激光測(cè)試儀為主的速度測(cè)試模塊.2個(gè)模塊共用PC機(jī)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).其中在測(cè)試速度時(shí),中間缸體觀察孔貼有聚光防油的膜片,以保證測(cè)試的準(zhǔn)確性.

A—泵站;B—沖擊試驗(yàn)系統(tǒng);C—激光測(cè)速系統(tǒng);D—數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng);E—流量監(jiān)測(cè)系統(tǒng).1—電機(jī)泵組;2—溢流閥;3—調(diào)速閥;4—油冷卻散熱器;5—供氣潤(rùn)滑裝置;6—液壓鑿巖機(jī);7—流量計(jì);8—壓力傳感器;9—流量傳感器;10—激光測(cè)速儀;11—控制箱;12—信號(hào)采集卡;13—計(jì)算機(jī)(內(nèi)含數(shù)據(jù)采集處理分析程序);14—打印機(jī);15—Multi-system 5060.圖4　液壓鑿巖機(jī)沖擊試驗(yàn)原理Fig.4　The principle of impact test of hydraulic rock drill

3.2預(yù)充壓力對(duì)回彈緩沖裝置動(dòng)特性的影響

預(yù)充壓力直接作用在緩沖腔,其和回彈緩沖裝置的運(yùn)動(dòng)特性有著直接的關(guān)系,因此保證系統(tǒng)輸入流量不變,在被沖擊體為鋼板的工況下,緩沖腔的預(yù)充壓力分別調(diào)定為6，8和10 MPa,對(duì)其動(dòng)力學(xué)特性以及緩沖腔壓力變化進(jìn)行仿真和實(shí)驗(yàn),可得不同預(yù)充壓力下緩沖活塞速度曲線和緩沖腔壓力曲線,并與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,其結(jié)果如圖5、圖6所示,對(duì)其仿真結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行整理,可得表2.

圖5　不同預(yù)充壓力下緩沖活塞的速度曲線Fig.5　Velocity curve of buffer piston under different precharge pressures

圖6　不同預(yù)充壓力下緩沖腔的壓力曲線Fig.6　Pressure curve in buffer cavity under different precharge pressures

預(yù)充壓力/MPa回彈時(shí)間/ms復(fù)位時(shí)間/ms峰值壓力/MPa最大回彈速度/m·s-1仿真實(shí)測(cè)仿真實(shí)測(cè)仿真實(shí)測(cè)仿真實(shí)測(cè)60.920.960.981.1016.5417.104.474.4080.700.760.720.8119.0319.424.514.45100.590.670.620.7421.0421.244.544.51

如圖5、圖6所示,預(yù)充壓力越大,緩沖活塞作用時(shí)間越短,緩沖腔峰值壓力越大.結(jié)合表2所示的仿真和實(shí)測(cè)結(jié)果,通過(guò)比較分析發(fā)現(xiàn),在預(yù)充壓力一定時(shí),緩沖活塞運(yùn)動(dòng)時(shí)間和峰值壓力的實(shí)測(cè)結(jié)果都比仿真結(jié)果大,回彈速度的實(shí)測(cè)結(jié)果則較小,這是由于在實(shí)際工況中存在泄漏[12-13]和蓄能損失,但其誤差能控制在5.3%以內(nèi),故該模型是合理的.當(dāng)預(yù)充壓力增加,作用在緩沖活塞的力增大,回彈和復(fù)位所用的時(shí)間就減小,峰值壓力也增大,這對(duì)鑿巖機(jī)本身的可靠性要求也提高,所以在選擇預(yù)充壓力時(shí),應(yīng)以保護(hù)機(jī)體為主要原則.同時(shí),在開始回彈時(shí),其回彈速度uhp都約為4.5 m/s,實(shí)測(cè)結(jié)果稍偏小.因此,可以認(rèn)為在確定的工況下,緩沖活塞回彈速度是相同的,與預(yù)充壓力無(wú)關(guān).

3.3工況對(duì)回彈緩沖裝置動(dòng)特性的影響

在介質(zhì)沒(méi)有完全吸收所作用的應(yīng)變能時(shí),釬桿可能發(fā)生回彈,所以工況直接決定回彈緩沖裝置的動(dòng)特性.由上述分析可知,回彈速度與預(yù)充壓力無(wú)關(guān),因此,有必要研究工況對(duì)其的影響.所以,保證輸入流量不變,預(yù)充壓力為6 MPa,分別調(diào)定工況系數(shù)為0.15，0.30和0.45三種工況進(jìn)行仿真和實(shí)驗(yàn),可得不同工況下緩沖活塞速度曲線和緩沖腔壓力曲線,并與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,其結(jié)果如圖7、圖8所示,對(duì)其結(jié)果進(jìn)行整理,如表3所示.

圖7　不同介質(zhì)下緩沖活塞的速度曲線Fig.7　Velocity curve of buffer piston under different mediums

圖8　不同介質(zhì)下緩沖腔的壓力曲線Fig.8　Pressure curve in buffer cavity under different mediums

介質(zhì)系數(shù)回彈時(shí)間/ms峰值壓力/MPa最大回彈速度/m·s-1仿真實(shí)測(cè)仿真實(shí)測(cè)仿真實(shí)測(cè)0.15(軟巖)0.340.426.226.431.020.890.30(硬巖)0.700.7610.4110.762.982.570.45(鋼板)0.920.9616.5417.104.484.27

由圖7、圖8可知,隨著工況系數(shù)的增大,回彈速度增大,緩沖腔峰值壓力也隨之增大,這說(shuō)明了回彈速度由工況直接決定.結(jié)合表3進(jìn)行比較分析,實(shí)測(cè)回彈速度較小,回彈時(shí)間和緩沖腔壓力峰值實(shí)測(cè)結(jié)果較大.這是由于存在泄漏[12-13]和膠管蓄能效應(yīng),其誤差約為4.7%.而由圖8可知,盡管緩沖腔壓力會(huì)增大,但始終在系統(tǒng)允許的最大壓力范圍內(nèi),這說(shuō)明回彈緩沖裝置能匹配工況,有很好的工況響應(yīng)能力,且在工況系數(shù)為0.15時(shí),其緩沖腔壓力峰值和預(yù)充壓力相差不大,反彈速度也沒(méi)超過(guò)1 m/s,由此可知,在軟巖工況下,鑿巖機(jī)可以不配備回彈緩沖裝置.在系數(shù)為0.45的工況下,對(duì)于頻率為35 Hz的鑿巖機(jī),采用回彈緩沖設(shè)計(jì),由于沒(méi)有回彈的影響,縮短了回彈復(fù)位時(shí)間,沖擊頻率可達(dá)到37.5 Hz左右,工作效率約可以提高7.23%.

4　結(jié)　論

1)回彈緩沖裝置的回彈速度和預(yù)充壓力無(wú)關(guān),與工況有關(guān),隨著工況系數(shù)的增大,回彈速度增大.

2)考慮預(yù)充壓力不影響回彈緩沖速度,在調(diào)定回彈緩沖裝置預(yù)充壓力時(shí),應(yīng)以保護(hù)機(jī)體為主要原則,可參考工況系數(shù)為0.15時(shí)的預(yù)充壓力進(jìn)行選擇.

3)回彈緩沖裝置能夠匹配工況,采用回彈緩沖設(shè)計(jì)的液壓鑿巖機(jī)有更好的工況響應(yīng)能力,且由于沒(méi)有回彈的影響,在同等輸入的情況下,輸出頻率增大,其工作效率約提高7.23%.

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Design and experiment on the anti-rebound buffer device of hydraulic rock drill

FU Si-long, ZHAO Hong-qiang, ZHANG Li-bin, DUAN Yan-hui

(State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China)

With the rebound of the drill rod,the rigid impact between the drill rod and the body of the hydraulic rock drill is more difficult,which reduces the working efficiency and the service life of the hydraulic rock drill.So a design approach to anti-rebound buffer device and a computing method for the rebound velocity of the rod were put forward to solve this problem on the basis of an analysis of wave theory of rebound respectively.The mathematical model of the buffer piston was established based on the coupling of the accumulator and local resistance.Through the mathematical model,the non-linear equation of the buffer piston was obtained.The kinematics of the buffer piston was simulated in Simulink to analyze the influence of different precharge pressure on the dynamic characteristics of the buffer piston and the response ability of the device under different working mediums,and the simulation result was verified by comparing with the experiment result. The results showed that the rebound velocity was related to the working mediums,but not to the precharge pressure,and the rebound velocity increases as the medium coefficient increases.In additions,the working efficiency of the hydraulic rock drill was increased by 7.23%.Considering the high reliability and the good response ability of working condition,the design of the anti-rebound buffer device was finally selected to be used in the actual working conditions．

hydraulic rock drill; anti-rebound buffer; condition response; coupling of the accumulator

2016-02-23.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51375499).

傅斯龍(1989—),男,江西新干人,碩士生,從事機(jī)電液一體化技術(shù)研究,E-mail：fusl007@163.com.

趙宏強(qiáng)(1969—),男,湖南邵東人,博士后,副研究員,從事鑿巖設(shè)備機(jī)電液設(shè)計(jì)研究,E-mail：zhaohq9922@sina.com.http://orcid.org//0000-0002-0420-7880

10.3785/j.issn. 1006-754X.2016.05.016

TD 422; TH 122

A

1006-754X(2016)05-0513-08

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