朱云開

(江蘇城市職業(yè)學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院，江蘇 南通 226006)

0 引 言

作為煤礦重要運(yùn)輸裝備，立井提升機(jī)在工作過程中常出現(xiàn)過卷現(xiàn)象，且一旦發(fā)生過卷事故，提升罐籠會(huì)破壞井筒沿途傳感器、監(jiān)控器、供電線路等其他設(shè)備，影響煤礦的正常生產(chǎn)，甚至可能造成人員傷亡[1-3]，故提升機(jī)的過卷緩沖技術(shù)研究受到了廣泛重視。

提升機(jī)過卷緩沖有兩種，分別是機(jī)械式緩沖裝置和液壓式緩沖裝置。其中，機(jī)械式緩沖裝置吸收提升機(jī)過卷沖擊屬于剛性緩沖[4-5]，易變形、難復(fù)原、緩沖時(shí)間短；即使在機(jī)械式過卷緩沖裝置上設(shè)置橡膠減震材料，緩沖減震效果仍然較差[6-8]。

近年來，由于液壓緩沖技術(shù)的發(fā)展[9-10]，對液壓式過卷緩沖系統(tǒng)及設(shè)備相關(guān)研究也受到了重視。劉同義[11-12]提出了采用插裝液壓系統(tǒng)滿足過卷緩沖系統(tǒng)大流量要求，理論上解決了過卷液壓缸上腔憋壓問題。程陽銳等[13-14]研究了液壓過卷緩沖裝置制動(dòng)過程運(yùn)動(dòng)特性，通過實(shí)例計(jì)算論證了方案的可行性。尹文軍[15]針對提升機(jī)過卷緩沖存在回落現(xiàn)象，通過在油缸下腔并聯(lián)蓄能器，采取過卷時(shí)開啟閘閥，蓄能器為油缸下腔補(bǔ)充油液的方式，有效緩沖回落問題。

現(xiàn)有液壓過卷緩沖系統(tǒng)回路復(fù)雜，過卷需控制閘閥開啟，要求閘閥動(dòng)作和過卷緩沖同步性較高，常發(fā)生閘閥延遲開啟的情況，導(dǎo)致緩沖系統(tǒng)不協(xié)調(diào)，影響緩沖效果。

基于此，在分析過卷緩沖原理基礎(chǔ)上，筆者提出一種提升機(jī)過卷液壓雙緩沖系統(tǒng)，搭建過卷液壓雙緩沖系統(tǒng)仿真模型，分析其系統(tǒng)動(dòng)態(tài)性能及其影響因素，為優(yōu)化提升機(jī)過卷緩沖系統(tǒng)提供理論參考。

1 提升機(jī)過卷液壓緩沖系統(tǒng)原理

提升機(jī)過卷液壓緩沖系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 提升機(jī)過卷液壓緩沖系統(tǒng)原理圖1—過卷擋板裝置；2—過卷液壓缸；3—下腔補(bǔ)油單向閥；4—油箱；5—下腔過載溢流閥；6—下腔蓄能器；7—上腔過載溢流閥；8—上腔蓄能器；9—上腔補(bǔ)油單向閥；10—換向閥；11—泵；12—電機(jī)

圖1中，提升機(jī)上行過卷緩沖過程中，過卷液壓缸、下腔補(bǔ)油單向閥、上腔過載溢流閥、上腔蓄能器工作；提升機(jī)過卷下行回落緩沖過程中，過卷液壓缸、上腔補(bǔ)油單向閥、下腔過載溢流閥、下腔蓄能器工作；

發(fā)生過卷前，設(shè)置好液壓元件相對應(yīng)參數(shù)。當(dāng)發(fā)生過卷時(shí)，提升機(jī)撞擊過卷擋板裝置1，在沖擊能量作用下，過卷擋板裝置1帶動(dòng)過卷液壓缸2活塞伸出，活塞擠壓過卷液壓缸2上腔油液，上腔油液壓力逐漸增大至上腔蓄能器8氣囊充液壓力，蓄能器8為上腔暫儲(chǔ)存一定的油液，當(dāng)油液壓力增大至上腔過載溢流閥7的開啟壓力時(shí)，上腔油液經(jīng)上腔過載溢流閥7流回到油箱4，此過程下腔補(bǔ)油單向閥3為下腔由于吸空補(bǔ)充一定油液。上行過卷緩沖過程中，上腔壓力作用于活塞有效作用面積上，產(chǎn)生一定的阻尼力，阻礙提升機(jī)快速上行，進(jìn)行達(dá)到過卷緩沖的目的。

在提升機(jī)上行過卷緩沖結(jié)束后，提升機(jī)過卷沖擊能量被蓄能器8吸收一部分，被提升機(jī)重力勢能消耗一部分，被上腔阻尼力消耗一部分。待上行過卷結(jié)束后，即過載液壓缸2活塞達(dá)到峰值位移時(shí)，由于提升機(jī)的重力勢能、上腔蓄能器8儲(chǔ)存的部分液壓能(該液壓能為轉(zhuǎn)移暫存的過卷沖擊能量)作用下，過卷液壓缸2活塞下行回落。

下行回落緩沖過程中，活塞擠壓過卷液壓缸2下腔油液，當(dāng)下腔油液壓力增大至下腔蓄能器充氣壓力，下腔蓄能器6儲(chǔ)存一定油液，當(dāng)壓力達(dá)到下腔過載溢流閥5的開啟壓力時(shí)，下腔油液流回至油箱4，上腔補(bǔ)油單向閥為上腔由于吸空補(bǔ)充一定油液。

下行回落緩沖過程中，下腔壓力作用于活塞有效作用面積上，產(chǎn)生下行阻尼力，阻礙提升機(jī)快速回落，進(jìn)行達(dá)到回落緩沖目的。在提升機(jī)下行回落緩沖結(jié)束后，提升機(jī)下行回落的沖擊能量被下腔蓄能器6吸收一部分，被下腔阻尼力消耗一部分。

2 提升機(jī)過卷液壓雙緩沖系統(tǒng)建模

筆者利用AMESIM搭建了提升機(jī)過卷液壓雙緩沖系統(tǒng)仿真模型，如圖2所示。

圖2 提升機(jī)過卷液壓雙緩沖系統(tǒng)仿真模型1—液壓油；2—重力加速度；3—上腔蓄能器；4—油箱；5—上腔補(bǔ)油單向閥；6—提升機(jī)；7—過卷液壓缸；8—下腔補(bǔ)油單向閥；9—下腔過載溢流閥；10—下腔蓄能器；11—上腔過載溢流閥

提升機(jī)過卷緩沖系統(tǒng)仿真參數(shù)如表1所示。

表1 提升機(jī)過卷緩沖系統(tǒng)仿真參數(shù)

3 提升機(jī)過卷液壓雙緩沖系統(tǒng)仿真

設(shè)仿真時(shí)間間隔0.001 s，仿真時(shí)長3 s，筆者對提升機(jī)過卷液壓緩沖系統(tǒng)性能進(jìn)行仿真分析，得到提升機(jī)過卷雙緩沖系統(tǒng)緩沖特性，如圖3所示。

圖3 提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性曲線

根據(jù)圖3仿真結(jié)果分析可得：

(1)在過卷雙緩沖過程中，提升機(jī)過卷緩沖上行的最大位移接近1.8 m，速度由9.8 m/s勻減速至0，加速度由重力加速度增加至28.5 m/s2，過卷上行緩沖時(shí)間持續(xù)0.35 s；在提升機(jī)過卷緩沖上行達(dá)到最大位移后開始下行回落，在下行回落過程中，過卷液壓缸活塞完全縮回，提升機(jī)速度先勻加速增大至4.5 m/s后勻減速至0，勻加速用時(shí)0.45 s，勻減速用時(shí)0.45 s；

(2)提升機(jī)過卷上行緩沖過程中，上腔過載溢流閥開啟溢流，溢流流量瞬間3 300 L/min，上腔壓力維持35 MPa，蓄能器儲(chǔ)存1.2 L油液，用時(shí)0.35 s，上腔蓄能器在0.35 s～0.9 s時(shí)間段釋放提升機(jī)過卷上行儲(chǔ)存的油液；在0.8 s時(shí)，下腔蓄能器氣囊壓力瞬間增大至下腔過載溢流閥的開啟壓力35 MPa，下腔蓄能器氣囊壓縮，容積由10 L減小至8.7 L，下腔過載溢流閥溢流流量最大為1 900 L/min，溢流時(shí)間持續(xù)0.3 s，下腔蓄能器氣囊壓力最終穩(wěn)定壓力為12 MPa，該壓力作用于過卷液壓缸活塞上，平衡提升機(jī)重力；

(3)過卷液壓缸活塞完全縮回時(shí)，提升機(jī)回落加速度存在一定波動(dòng)，活塞對過卷液壓缸缸底產(chǎn)生沖擊，主要原因是回落過程下腔產(chǎn)生的阻尼力較小，后續(xù)還需通過增大活塞直徑增大阻尼力，進(jìn)而降低提升機(jī)回落加速度波動(dòng)。

活塞桿直徑為50 mm，筆者通過改變過卷液壓缸活塞直徑為100 mm、105 mm、110 mm、115 mm時(shí)的過程進(jìn)行仿真，得到活塞直徑對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性的影響，如圖4所示。

圖4 活塞直徑對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性的影響

根據(jù)圖4仿真結(jié)果分析可得：活塞直徑對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性影響明顯，在其他參數(shù)不變的情況下，當(dāng)活塞直徑由100 mm增大至115 mm，提升機(jī)過卷緩沖上行位移峰值由1.8 m減小至1.4 m，過卷上行加速度由28.5 m/s2增大至35 m/s2，上行結(jié)束時(shí)間約由0.35 s縮短至0.25 s；在提升機(jī)過卷回落下行減速過程中，加速度由14 m/s2增大至21 m/s2，在活塞直徑為110 mm、115 mm時(shí)，加速度波動(dòng)基本消失；當(dāng)活塞直徑為115 mm時(shí)，提升機(jī)位移為0.05 m，即活塞未完全縮回，有0.05 m安全行程余量。

活塞直徑為100 mm，筆者對過卷液壓缸活塞桿直徑為60 mm、55 mm、50 mm、45 mm時(shí)的過程時(shí)行仿真，提升機(jī)過卷雙緩沖運(yùn)動(dòng)特性曲線如圖5所示。

圖5 活塞桿直徑對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性的影響

根據(jù)圖5仿真結(jié)果分析可得：活塞桿直徑對提升機(jī)過卷緩沖上行過程運(yùn)動(dòng)特性影響明顯，在其他參數(shù)不變的情況下，當(dāng)活塞直徑由60 mm減小至45 mm，提升機(jī)過卷緩沖上行位移峰值由1.95 m減小至1.7 m，過卷上行加速度由25 m/s2增大至29 m/s2，上行結(jié)束時(shí)間約由0.4 s縮短至0.3 s；活塞桿直徑對提升機(jī)過卷回落下行基本無影響，因?yàn)榛芈湎滦羞^程的阻尼力作用面積與活塞桿直徑無關(guān)，調(diào)節(jié)活塞桿直徑只會(huì)影響上行的最大位移值，對提升機(jī)下行加速度波動(dòng)沒有效果。

下面筆者研究液壓缸兩腔面積比值對緩沖特性的影響規(guī)律。

液壓缸兩腔面積比為：

(1)

式中：φ—液壓缸兩腔面積比；A1—液壓缸大腔面積；A1—液壓缸小腔面積；D—液壓缸活塞直徑；d—液壓缸活塞桿直徑。

筆者分兩種情況研究面積比對緩沖特性的影響：

(1)相同活塞直徑的不同面積比如表2所示。

表2 相同活塞直徑的不同面積比

(2)相同活塞桿直徑的不同面積比如表3所示。

表3 相同活塞桿直徑的不同面積比

仿真得到相同活塞直徑面積比對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性的影響，如圖6所示。

圖6 相同活塞直徑面積比對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性的影響

根據(jù)圖6仿真結(jié)果分析可得：液壓缸活塞面積一定，兩腔面積比由1.07增大至1.49，提升機(jī)過卷緩沖上行位移峰值由1.7 m減小至1.3 m，過卷上行加速度由36 m/s2減小至27 m/s2，上行結(jié)束時(shí)間約由0.3 s延長至至0.4 s；在回落下行減速過程中，加速度相同，下行特性主要由大腔面積決定。

加速度越大，對活塞剛度要求越大，因此選擇加速度為27 m/s2的面積比值1.49作為參考值，活塞直徑為110 mm，活塞桿直徑為63 mm。

仿真得到相同活塞桿直徑面積比對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性的影響，如圖7所示。

圖7 相同活塞桿直徑面積比對提升機(jī)過卷雙緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性的影響

根據(jù)圖7仿真結(jié)果分析可得：液壓缸活塞桿面積一定，兩腔面積比由1.07增大至1.49，提升機(jī)過卷緩沖上行位移峰值由2.0 m減小至0.49 m，過卷上行加速度由100 m/s2減小至20 m/s2，上行結(jié)束時(shí)間約由0.1 s延長至至0.35 s；回落下行特性規(guī)律不明顯，因?yàn)橄滦心芰坑蓛汕幻娣e絕對值決定。

從仿真曲線看，選擇面積比1.25的數(shù)據(jù)緩沖性能較好，此時(shí)活塞直徑110 mm，活塞桿直徑為50 mm。

綜上所述，可選擇面積比為1.49，活塞直徑為110 mm，活塞桿直徑為63 mm；面積為1.25，活塞直徑為110 mm，活塞桿直徑為50 mm。

4 結(jié)束語

針對提升機(jī)過卷液壓缸憋壓沖擊問題，筆者提出了一種提升機(jī)過卷雙液壓緩沖系統(tǒng)，分別給出了上行和下行過程液壓系統(tǒng)工作原理，基于AMESIM搭建了系統(tǒng)仿真模型，對提升機(jī)過卷雙緩沖運(yùn)動(dòng)特性、蓄能器氣囊壓力容積和過載溢流閥溢流流量變化情況進(jìn)行了仿真分析，研究了過卷液壓缸活塞直徑、活塞桿直徑及過卷缸兩腔面積比對雙緩沖特性的影響規(guī)律，主要得到以下結(jié)論：

(1)上腔蓄能器和上腔過載溢流閥解決了過卷上行液壓缸上腔的沖擊問題，下腔蓄能器和下腔過載溢流閥解決了過卷下行回落液壓缸下腔的沖擊問題；

(2)活塞直徑對提升機(jī)過卷緩沖過程運(yùn)動(dòng)特性影響明顯，增大活塞直徑可降低提升機(jī)過卷緩沖上行峰值位移，并減小提升機(jī)下行回落加速度波動(dòng)程度；

(3)活塞桿直徑只對提升機(jī)過卷緩沖上行過程有明顯影響，減小活塞桿直徑可減小提升機(jī)過卷緩沖上行峰值位移；

(4)可選擇兩組值作實(shí)際參考：面積比為1.49，活塞直徑為110 mm，活塞桿直徑為63 mm；面積為1.25，活塞直徑為110 mm，活塞桿直徑為50 mm。