廉自生 王晨升 姚利花 張榕慧

(1.太原理工大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院， 山西 太原 030024；2.山西大同大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 山西 大同 037003)

引言

多柱塞閥配流往復(fù)式容積泵具有額定壓力等級(jí)高、出口流量基本不受負(fù)載影響以及對(duì)液壓介質(zhì)適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)而得到廣泛應(yīng)用。在煤炭開(kāi)采領(lǐng)域中，普遍以該類泵(稱為乳化液泵)作為液壓支架動(dòng)力源，驅(qū)動(dòng)支架完成“降、移、升、推”等4個(gè)基本工藝動(dòng)作及若干輔助工藝動(dòng)作[1]。液壓支架不同動(dòng)作往往具有需液量差別較大的特點(diǎn)。例如，文獻(xiàn)[2]針對(duì)ZFS6000/17/33型液壓支架動(dòng)作過(guò)程進(jìn)行了試驗(yàn)與仿真研究，指出為使該型號(hào)支架“降柱”與“升柱”動(dòng)作有效速度最大，并避免支架供液系統(tǒng)內(nèi)的壓力波動(dòng)，合理供液量應(yīng)分別設(shè)定為80 L/min和600 L/min。這說(shuō)明液壓支架工藝過(guò)程對(duì)其供液系統(tǒng)提出了供液量能夠在較大范圍內(nèi)快速調(diào)節(jié)的技術(shù)需求。但現(xiàn)有乳化液泵工作原理和結(jié)構(gòu)特征決定了這類泵為定量泵，幾何排量不可調(diào)節(jié)。因此，工程實(shí)踐中往往采用變頻拖動(dòng)技術(shù)、電磁卸荷技術(shù)以及這兩類技術(shù)的組合實(shí)現(xiàn)乳化液泵出口流量的調(diào)節(jié)[3-5]。

負(fù)載敏感技術(shù)由于其優(yōu)異的綜合性能和顯著的節(jié)能效果，已成為現(xiàn)階段應(yīng)用最為廣泛的液壓系統(tǒng)控制方式之一。該技術(shù)往往以變量泵配合各類負(fù)載敏感閥、傳感器、控制器組成機(jī)液、電液等多種形式的復(fù)合反饋控制系統(tǒng)，以實(shí)現(xiàn)按需供液、按需供壓[6-9]。這類控制方式的關(guān)鍵技術(shù)基礎(chǔ)之一在于液壓泵輸出流量的主動(dòng)可調(diào)。

為實(shí)現(xiàn)面向支架不同工藝動(dòng)作的按需供液，文獻(xiàn)[10]介紹了一種排量可調(diào)的乳化液泵新結(jié)構(gòu)及其流量調(diào)節(jié)方法。該方法提出采用執(zhí)行機(jī)構(gòu)控制進(jìn)液閥在排液行程內(nèi)的關(guān)閉時(shí)刻，通過(guò)調(diào)控進(jìn)液閥在排液行程內(nèi)的關(guān)閉滯后時(shí)長(zhǎng)將已進(jìn)入柱塞腔的部分乳化液重新壓回至進(jìn)液歧管，進(jìn)而減少整泵的出口流量。相較于現(xiàn)有乳化液泵通用的卸荷閥+蓄能器的壓力-流量調(diào)節(jié)方式，該方法可緩解由于卸荷閥高速通斷所產(chǎn)生的壓力沖擊；相較于改變電機(jī)-泵曲軸轉(zhuǎn)速來(lái)實(shí)現(xiàn)泵出口流量調(diào)節(jié)的控制方式，該方法由于未涉及減速器、曲軸等大慣性環(huán)節(jié)的加減速過(guò)程，可獲得更快流量響應(yīng)。

文獻(xiàn)[10]雖介紹了上述乳化液泵新型流量調(diào)節(jié)方式的設(shè)想，但未給出具體的流量調(diào)控策略。本研究將在上述文獻(xiàn)基礎(chǔ)上，首先開(kāi)展乳化液泵流動(dòng)特性分析，得出其無(wú)量綱化流量與進(jìn)液閥在排液行程內(nèi)滯后關(guān)閉時(shí)長(zhǎng)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角τ間的函數(shù)關(guān)系；之后，提出恒功率條件下的乳化液泵流量控制策略，并以仿真模型驗(yàn)證其可行性。

1 乳化液泵流量調(diào)節(jié)策略模型

1.1 單柱塞腔理論排量分析

圖1為乳化液泵的其中一個(gè)柱塞腔流道結(jié)構(gòu)，電機(jī)經(jīng)減速齒輪機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)，曲軸經(jīng)連桿推動(dòng)柱塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)；柱塞靠近曲軸的行程為進(jìn)液行程，在此階段中，柱塞腔體積不斷增大、腔內(nèi)壓力降低，排液閥在其上下游壓差力、彈簧力作用下關(guān)閉后，進(jìn)液閥隨之開(kāi)啟，液箱內(nèi)流體經(jīng)進(jìn)液歧管進(jìn)入柱塞腔；柱塞遠(yuǎn)離曲軸的行程為排液行程， 在此階段中， 柱塞腔體積不斷減小、腔內(nèi)壓力升高，借助壓差力將進(jìn)液閥關(guān)閉后， 排液閥隨之打開(kāi)，液壓介質(zhì)流向后續(xù)支架供液系統(tǒng)。

圖1 單柱塞腔流道結(jié)構(gòu)

圖1中，以柱塞遠(yuǎn)離曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)中心為x軸正方向、以曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)中心為坐標(biāo)原點(diǎn)；θ=ωt為曲軸轉(zhuǎn)角，其正方向如圖所示；ω為曲軸角速度，則柱塞的理論位移xtheo(θ)可表示為:

(1)

式中，r—— 曲軸半徑

l—— 連桿長(zhǎng)度

在實(shí)際使用中，這類泵的λ數(shù)值往往較小，例如BRW125/31.5C型3柱塞乳化液泵曲軸半徑r為33 mm，連桿長(zhǎng)度l為220 mm，λ=0.15；因此，略去λ2sin2θ的高階無(wú)窮小后，可得出柱塞位移的近似表達(dá)式xappr(θ)為：

(2)

柱塞的理論運(yùn)動(dòng)速度vtheo(θ)及其近似表達(dá)式vappr(θ)分別為：

(3)

(4)

計(jì)算表明：當(dāng)λ=0.15，vtheo(θ)與vappr(θ)最大值的相對(duì)誤差不超過(guò)0.08%；當(dāng)λ=0.25，該相對(duì)誤差不超過(guò)0.4%。因此，后文均采用vappr(θ)作為柱塞運(yùn)動(dòng)速度表達(dá)式。

柱塞腔封閉容積體積Vcyld(θ)由不變和可變2部分組成[11]。不變部分是指當(dāng)柱塞運(yùn)動(dòng)至圖中上死點(diǎn)位置時(shí)的封閉容積體積VTDC，這部分體積在曲軸處于任意θ位置時(shí)均未變化；可變部分是指由柱塞運(yùn)動(dòng)引起的體積變化量Vplug(θ)，則：

Vcyld(θ)=VTDC+Vplug(θ)

(5)

Vplug(θ)=-Aplug·xappr(θ)

(6)

式中，Aplug為柱塞橫截面面積，負(fù)號(hào)是指當(dāng)xappr(θ)增大時(shí)，Vplug(θ)將減小。

(7)

在不考慮柱塞副泄漏損失及配流閥關(guān)閉滯后引發(fā)的流量倒灌前提下，可得出單柱塞腔由于柱塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)引發(fā)的理論瞬時(shí)流量Qplug(θ)為:

(8)

式中，負(fù)號(hào)是指Qplug(θ)以液壓介質(zhì)流出柱塞腔為正值，而此時(shí)對(duì)應(yīng)于柱塞腔體積減小。

由圖1及式(4)、式(7)、式(8)可知，θ∈[π，2π]范圍對(duì)應(yīng)于柱塞腔排液行程，柱塞使液壓介質(zhì)排出至后續(xù)液壓管路系統(tǒng)，vappr(θ)與Qplug(θ)均為正，而Vplug(θ)為負(fù)；θ∈[0，π]范圍對(duì)應(yīng)于柱塞腔進(jìn)液行程，液壓介質(zhì)由液箱吸入至柱塞腔內(nèi)，vappr(θ)與Qplug(θ)均為負(fù)，而Vplug(θ)為正。

工程實(shí)踐中為表述方便，往往將Qplug(θ)區(qū)分為吸入流量Qplug-1(θ)和排出流量Qplug-2(θ)，且習(xí)慣將Qplug-1(θ)、Qplug-2(θ)均定義為正值?；诖耍瑔沃凰矔r(shí)吸入流量Qplug-1(θ)為:

(9)

單柱塞腔瞬時(shí)排出流量Qplug-2(θ)為:

(10)

由式(4)、式(9)及式(10)可見(jiàn)，在各自不為0的取值范圍內(nèi)，單柱塞腔瞬時(shí)吸入流量Qplug-1(θ)與排出流量Qplug-2(θ)分別為基波與其二次諧波2個(gè)頻率正弦波的疊加，但由于λ數(shù)值較小，二次諧波所占成分較小，對(duì)整體波形影響不顯著[11]。以rωAplug對(duì)Qplug-1(θ)及Qplug-2(θ)進(jìn)行無(wú)量綱化，可得出單柱塞腔無(wú)量綱化的瞬時(shí)吸入流量Φ(Qplug-1)及瞬時(shí)排出流量Φ(Qplug-2)分別為:

(11)

(12)

λ=0.15時(shí)的Φ(Qplug-2)波形曲線如圖2所示。由于二次諧波的存在，使Φ(Qplug-2)的最大值較標(biāo)準(zhǔn)正弦波增大了1.1%，該最大值所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角θ較標(biāo)準(zhǔn)正弦波滯后了8.24°。

圖2 λ=0.15時(shí)的單柱塞腔無(wú)量綱化瞬時(shí)排出流量

文獻(xiàn)[10]的圖6、文獻(xiàn)[12]的圖9及其相應(yīng)的理論分析說(shuō)明，在這類泵進(jìn)液行程至排液行程的轉(zhuǎn)換過(guò)程中，進(jìn)、排液閥的啟閉動(dòng)作遵循嚴(yán)格的先后時(shí)序關(guān)系，且由于進(jìn)液閥關(guān)閉后柱塞腔內(nèi)壓力建立迅速，使得液壓介質(zhì)流經(jīng)排液閥流向后續(xù)供液管路系統(tǒng)的開(kāi)始時(shí)刻幾乎完全由進(jìn)液閥的關(guān)閉時(shí)刻決定。基于此，在采用文獻(xiàn)[10]提出的借助執(zhí)行機(jī)構(gòu)控制進(jìn)液閥在排液行程中滯后關(guān)閉來(lái)實(shí)現(xiàn)泵出口流量無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)過(guò)程中，在不考慮進(jìn)液閥關(guān)閉過(guò)程及排液閥開(kāi)啟過(guò)程前提下，即假定在進(jìn)行流量調(diào)節(jié)時(shí)，進(jìn)液閥在排液行程內(nèi)的關(guān)閉時(shí)刻等于排液閥的開(kāi)啟時(shí)刻，且將與排液閥在排液行程內(nèi)滯后開(kāi)啟時(shí)長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，如圖2所示，記為τ，則由τ決定的單柱塞腔無(wú)量綱化瞬時(shí)排出流量Φτ(Qplug-2)為:

Φτ(Qplug-2)=

(13)

式中，τ的取值范圍為[0,π]。

式(13)給出了單柱塞腔無(wú)量綱化瞬時(shí)排出流量Φτ(Qplug-2)與其排液閥滯后開(kāi)啟時(shí)長(zhǎng)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角τ間的近似函數(shù)關(guān)系。借助該式，在給出了單柱塞腔的目標(biāo)排出流量及其結(jié)構(gòu)、運(yùn)行參數(shù)前提下，可反解出排液閥所需的滯后開(kāi)啟時(shí)長(zhǎng)及其曲軸轉(zhuǎn)角τ。如圖2所示，在指定了其中陰影區(qū)域面積后，借助式(13)可解算出曲軸轉(zhuǎn)角τ。

1.2 多柱塞泵等效流量計(jì)算

θ∈[π,2π]

(14)

將其余二柱塞腔無(wú)量綱化瞬時(shí)排出流量分別記為Φ2(Qplug-2)及Φ3(Qplug-2)，則:

(15)

(16)

該三柱塞乳化液泵出口位置處的無(wú)量綱化瞬時(shí)排出流量Φpump(Qplug-2)與無(wú)量綱化平均流量Φaver(Qplug-2)分別為:

Φpump(Qplug-2)=Φ1(Qplug-2)+Φ2(Qplug-2)+

Φ3(Qplug-2)

(17)

(18)

考慮到三柱塞乳化液泵的結(jié)構(gòu)對(duì)稱性和時(shí)間均布性，式(18)可簡(jiǎn)化為：

(19)

圖3 三柱塞乳化液泵無(wú)量綱化瞬時(shí)排出流量

θ∈[π+τ1,2π]

(20)

(21)

(22)

式中，τ1，τ2，τ3的取值范圍均為[0,π]。

(23)

(25)

且，

(26)

1.3 目標(biāo)流量跟蹤控制策略

煤炭生產(chǎn)企業(yè)中，乳化液泵往往用于驅(qū)動(dòng)液壓支架完成各項(xiàng)工藝動(dòng)作。隨著液壓支架工作參數(shù)的不斷提升，不同工藝動(dòng)作往往表現(xiàn)出用液需求量差別大的特點(diǎn)。例如，液壓支架升柱動(dòng)作需要較大流量供液以提高動(dòng)作速度，單純提高供液壓力對(duì)動(dòng)作速度幾乎沒(méi)有影響；而降柱動(dòng)作卻需要高壓、小流量供液，供液系統(tǒng)的多余流量均需返回液箱。

基于以上分析，本研究將乳化液泵的這類工況簡(jiǎn)化為基于系統(tǒng)壓力反饋的目標(biāo)流量控制模型，并考慮到乳化液泵輸出功率受其驅(qū)動(dòng)電機(jī)功率的限制，依據(jù)能量守恒原理提出如下流量調(diào)節(jié)策略：

(1) 設(shè)定壓力調(diào)節(jié)閾值β：將支架液壓系統(tǒng)最大工作壓力pmax的a倍(a=0.7～0.9)設(shè)定為乳化液泵流量調(diào)節(jié)的壓力閾值，即β=a·pmax；

(2) 當(dāng)支架液壓系統(tǒng)工作壓力p小于壓力調(diào)節(jié)閾值β時(shí)，執(zhí)行機(jī)構(gòu)不工作、進(jìn)液閥不啟動(dòng)滯后關(guān)閉；

(27)

(28)

式中，η為總效率;pN為電機(jī)額定功率。

(4) 執(zhí)行機(jī)構(gòu)依序?qū)⑦M(jìn)液閥在排液行程內(nèi)托起，并分別維持?jǐn)?shù)值為τ1,τ2,τ3或τ的曲軸轉(zhuǎn)角。

2 仿真試驗(yàn)及結(jié)果分析

2.1 仿真模型建立

以煤炭企業(yè)中常見(jiàn)的BRW125/31.5C型三柱塞乳化液泵作為研究對(duì)象，該泵的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。在文獻(xiàn)[10]、文獻(xiàn)[12]基礎(chǔ)上，基于AMESim軟件創(chuàng)建的該型號(hào)乳化液泵單個(gè)柱塞腔進(jìn)液閥延遲關(guān)閉控制模型見(jiàn)圖4，其控制流程見(jiàn)圖5。

圖4 液力端進(jìn)液閥延遲關(guān)閉控制模型

圖5 液力端進(jìn)液閥延遲關(guān)閉控制流程

圖4所示模型中，在“電動(dòng)機(jī)”模型與“曲軸”模型間增設(shè)一個(gè)“角度傳感器”模型，以便得到仿真過(guò)程中的曲軸轉(zhuǎn)角信號(hào)；在“曲軸”模型與“柱塞”模型間增設(shè)一個(gè)“速度傳感器”模型，以便得到仿真過(guò)程中柱塞直線運(yùn)動(dòng)速度信號(hào)。在進(jìn)液閥閥芯左側(cè)閥座位置處并聯(lián)增設(shè)一個(gè)“電磁鐵”模型作為執(zhí)行機(jī)構(gòu)，用以推動(dòng)進(jìn)液閥閥芯延遲關(guān)閉τ。

表1 乳化液泵流量調(diào)節(jié)仿真模型部分參數(shù)設(shè)置

圖5表示了圖4中進(jìn)液閥延遲關(guān)閉的控制流程。執(zhí)行機(jī)構(gòu)動(dòng)作并推動(dòng)進(jìn)液閥延遲關(guān)閉τ需要同時(shí)滿足2個(gè)條件，即柱塞腔處于排液行程且曲軸轉(zhuǎn)角θ≤τ。因此，本研究分別設(shè)置了2個(gè)判斷條件。圖3所示仿真模型中，柱塞運(yùn)動(dòng)速度v≥0對(duì)應(yīng)于柱塞腔排液行程；設(shè)置常數(shù)k1=0，則第1個(gè)判斷條件為當(dāng)v≥k1時(shí)，則柱塞腔處于排液行程；當(dāng)不滿足這一條件時(shí)，則執(zhí)行不動(dòng)作。由于AMESim提供的“角度傳感器”輸出結(jié)果為曲軸累計(jì)轉(zhuǎn)角信號(hào)，而執(zhí)行機(jī)構(gòu)應(yīng)當(dāng)在每個(gè)排液行程的前τ轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)發(fā)生動(dòng)作，因此需要將曲軸累計(jì)轉(zhuǎn)角信號(hào)轉(zhuǎn)換為柱塞每個(gè)工作循環(huán)所對(duì)應(yīng)的360°曲軸轉(zhuǎn)角信號(hào)。為實(shí)現(xiàn)此目的，本研究設(shè)置常數(shù)k2=360，并經(jīng)取余、相減等數(shù)據(jù)計(jì)算，得到處于[0°，360°]范圍的曲軸轉(zhuǎn)角?；诖?，第2個(gè)判斷條件為當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角θ≤τ時(shí)，執(zhí)行機(jī)構(gòu)發(fā)出動(dòng)作以頂起進(jìn)液閥閥芯；而當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角不在這個(gè)范圍內(nèi)時(shí)，則執(zhí)行機(jī)構(gòu)不動(dòng)作。

將前文描述的恒功率條件下基于系統(tǒng)壓力反饋的目標(biāo)流量調(diào)節(jié)模型輸入AMESim軟件，以彈簧阻尼作為負(fù)載，并在活塞桿接觸負(fù)載前設(shè)置一段空負(fù)載行程，可得到如圖6所示的負(fù)載端液壓系統(tǒng)模型。

以圖4所示的單柱塞腔液力端模型為基礎(chǔ)，將各連桿曲軸初始安裝角彼此互差120°得到BRW125/31.5C型三柱塞乳化液泵液力端仿真模型；將圖6計(jì)算得到滯后角度τ反饋至圖4，將圖4的泵出口流量輸入至圖6以驅(qū)動(dòng)液壓缸動(dòng)作。

圖6 負(fù)載端流量調(diào)節(jié)模型

2.2 仿真結(jié)果分析

圖7示出了圖6中的負(fù)載液壓缸無(wú)桿腔壓力-流量特性曲線。對(duì)應(yīng)于液壓缸空載行程，前1.4 s內(nèi)負(fù)載壓力基本維持為0，而液壓缸平均輸入流量為BRW125/31.5C型三柱塞乳化液泵的額定流量125 L/min，且存在流量脈動(dòng)現(xiàn)象；但這一階段內(nèi)的流量脈動(dòng)曲線形狀與圖3存在差別。在1.4 s時(shí)，液壓缸接觸到彈簧阻尼負(fù)載，系統(tǒng)壓力逐漸升高，液壓缸無(wú)桿腔輸入流量降低，但幅度變化較小。在1.75 s時(shí)，系統(tǒng)壓力達(dá)到壓力調(diào)節(jié)閾值25.2 MPa，乳化液泵開(kāi)始進(jìn)行流量調(diào)節(jié)，液壓缸輸入流量逐漸降低；經(jīng)過(guò)0.25 s后，流量調(diào)節(jié)過(guò)程結(jié)束，該液壓缸的平均輸入流量降低到0，系統(tǒng)壓力達(dá)到了安全閥設(shè)定的34.7 MPa。

圖7 負(fù)載液壓缸無(wú)桿腔壓力-流量特性曲線

在流量調(diào)節(jié)過(guò)程中，即在圖7的1.75～2 s區(qū)間內(nèi)出現(xiàn)了流量脈動(dòng)的加劇。式(17)及圖3已表明整泵出口處的總流量為各柱塞腔排出流量的疊加，且由于各柱塞腔排液行程所對(duì)應(yīng)的曲軸角度存在重疊，則總流量總是按照“1個(gè)柱塞腔供液-2個(gè)柱塞腔供液-1個(gè)柱塞腔供液-2個(gè)柱塞腔供液-……”這樣的節(jié)拍循環(huán)。而在進(jìn)行流量調(diào)節(jié)時(shí)，如圖2所示，在排液行程的前τ角度范圍內(nèi)，該柱塞腔無(wú)流量排出；這將造成相鄰2個(gè)柱塞腔排液行程所對(duì)應(yīng)的曲軸重疊角度減小，并最終表現(xiàn)為整泵出口位置處的流量脈動(dòng)加劇現(xiàn)象。

3 結(jié)論

本研究針對(duì)多柱塞閥配流往復(fù)式容積泵的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)進(jìn)行了流動(dòng)特性分析，得出了這類泵的無(wú)量綱化排量與排液閥滯后開(kāi)啟時(shí)長(zhǎng)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角間的數(shù)學(xué)關(guān)系；在此基礎(chǔ)上，建立了基于功率守恒的乳化液泵流量調(diào)控策略，并借助AMESim軟件搭建的仿真模型初步驗(yàn)證了該策略的可行性，主要結(jié)論及進(jìn)一步的工作包括：

(1) 在未考慮柱塞副泄漏及配流閥啟閉滯后效應(yīng)前提下，首先得到了乳化液泵單柱塞腔無(wú)量綱化流量方程；以該方程為基礎(chǔ)，建立了三柱塞乳化液泵整泵無(wú)量綱化瞬時(shí)排出流量與排液閥滯后開(kāi)啟時(shí)長(zhǎng)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角間的函數(shù)關(guān)系，借助該函數(shù)關(guān)系，在指定負(fù)載所需流量后，可解算出與之對(duì)應(yīng)的排液閥滯后開(kāi)啟時(shí)長(zhǎng)及曲軸轉(zhuǎn)角；最后，以驅(qū)動(dòng)電機(jī)功率平衡為基礎(chǔ)，提出了乳化液泵流量調(diào)節(jié)策略，該策略的關(guān)鍵是以負(fù)載壓力和電機(jī)功率計(jì)算得出負(fù)載所需流量；

(2) 以BRW125/31.5C型乳化液泵為原型、以液壓缸為負(fù)載，借助AMESim搭建了乳化液泵流量調(diào)節(jié)仿真模型，其包含液力端的進(jìn)液閥延遲關(guān)閉子模型和負(fù)載端的系統(tǒng)壓力采集及滯后角度計(jì)算子模型；仿真結(jié)果表明，隨著系統(tǒng)壓力升高，液壓缸輸入流量逐漸減少；達(dá)到壓力調(diào)節(jié)設(shè)定閾值后，乳化液泵需0.25 s即可完成流量調(diào)節(jié)過(guò)程；

(3) 在理論研究方面，可結(jié)合蓄能器、卸荷閥、換向閥及控制器動(dòng)態(tài)性能，開(kāi)展面向支架具體動(dòng)作過(guò)程的乳化液泵新型流量調(diào)節(jié)原理研究；在試驗(yàn)研究方面，可結(jié)合煤炭企業(yè)的工況要求及液壓介質(zhì)的高壓高水基特性，開(kāi)展基于開(kāi)關(guān)電磁鐵技術(shù)的執(zhí)行機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)優(yōu)化及控制參數(shù)匹配研究；在仿真研究方面，可結(jié)合實(shí)踐中往往將多臺(tái)乳化液泵組成泵站系統(tǒng)共同向支架供液的現(xiàn)狀，開(kāi)展多泵并聯(lián)穩(wěn)壓供液仿真分析研究。