馮彥輝，任寶秦，魏鶴鳴，趙全勇

(1.中國石化潤滑油有限公司華東分公司，上海 200137；2.上海市潤滑油品行業(yè)協(xié)會，上海 200135；3.中國石油大連石化公司，遼寧 大連 116031)

0 引言

大型煤礦生產(chǎn)通過高壓輸送管道系統(tǒng)將乳化流體、高壓噴霧輸送至回采煤礦生產(chǎn)工作面，保證支架液壓系統(tǒng)末端壓力、采煤機內(nèi)外噴霧和支架噴霧滿足規(guī)程規(guī)范規(guī)定。在遠距離供液管路上，液壓支架液存在一定的壓力損失，會影響液壓輸送系統(tǒng)的效率，使得液壓支架系統(tǒng)的液壓乳化液達不到千斤頂和立柱的壓力要求。由于液壓支架系統(tǒng)具有縱橫向穩(wěn)定性好、防護性能強、移架速度快，且對頂板的適應性強等優(yōu)點，在沿底板一次放頂煤采全高開采的長壁綜采工作面，得到廣泛使用。大型煤礦的液壓支架系統(tǒng)支撐的高度越來越大，工作阻力也隨之增加，支架液壓系統(tǒng)的遠距離供液壓力和流量也增大了，分析遠距離管路的靜動態(tài)特性，可以為液壓支架油液的研制、工程實際中管路的選擇提供理論參考。對綜采工作面支架液壓系統(tǒng)進行了詳細地闡述，討論了供液管路對支架液壓系統(tǒng)的影響，并對比分析建立的管路模型，提出適合液壓支架系統(tǒng)中運用的管路壓降模型。

1 液壓支架遠距離供液系統(tǒng)的改進

1.1 綜放工作面超長距離供液技術參數(shù)

遠距離供液技術是目前國內(nèi)煤綜采工作面裝備配置的一個新技術，其特點是將乳化泵站、噴霧泵站從回采工作面移動設備列車分離，移至工作面順槽偏口以外固定布置，通過高壓輸送管道系統(tǒng)將乳化流體、高壓噴霧輸送至回采工作面，同時保證支架液壓系統(tǒng)末端壓力、采煤機內(nèi)外噴霧和支架噴霧滿足規(guī)程規(guī)范規(guī)定。

遠距離供液技術包括乳化自動配比系統(tǒng)、乳化泵站、噴霧泵站、動力輸送管道，以及供配電系統(tǒng)和電控系統(tǒng)。形成集群式固定泵站多采面集中動力輸送系統(tǒng)，自移式支架供液系統(tǒng)是其中一個環(huán)節(jié)。曹家灘122108大采高綜放工作面長度280 m(實體煤)，走向長度約6000 m。工作面傾角小于3度。上順槽與下順槽的斷面均為矩形，用于運輸?shù)捻槻蹖挾葹?.4 m，高度為4.2 m，回風順槽寬度為5.5 m，高度為4.0 m；面對煤壁的左側(cè)為運輸順槽，是左工作面；截深為0.865 m。

綜放工作面液壓支架遠距離供液技術參數(shù)：進液管路6000 m、回液管路6000 m、噴霧管路6000 m。進液管路規(guī)格φ133 mm×12 mm×5000 mm，接3支DN65 SSKV膠管。回液管路規(guī)格φ159 mm×9 mm×4000 mm，接3支DN76 SKV膠管。噴霧管路規(guī)格φ108 mm×8mm×5000 mm，接3支DN51膠管。

相關配套設備包括基本支架ZFY21000/34/63D(A/B)型；乳化液泵站EHP-5K400(635 L/min)，4泵2箱，3用1備；噴霧泵站EHP-3K200(540 L/min)，3泵2箱，2用1備。

1.2 管路系統(tǒng)改進的流體力學基礎

由于煤炭企業(yè)對生產(chǎn)有強制性的安全要求，要求機械設備在使用過程中必須少維修，多保養(yǎng)，合理使用潤滑油[1]。要計算液體流過管路時的壓力降，需要分析流體的運動黏度、流量和管路中的摩擦系數(shù)等因素，也與液體的種類有關[1]。在自移液壓支架供液系統(tǒng)中，根據(jù)雷諾數(shù)判斷，管路的液體流動始終表現(xiàn)為紊流。

在紊流時，管路的摩擦系數(shù)λ僅與雷諾數(shù)Re有關。管路的壓力降可用式(1)計算：

(1)

式中:△P——壓力降；

λ——管路的摩擦系數(shù)；

L——管道長度；

D——管道內(nèi)直徑；

V1——管道中液體的平均流速；

ρ——流體密度；

Σξ——全部的附加阻力系數(shù)，是由直管接頭、分支接頭、三通接頭和軟管的彎曲所引起的。

式(1)中的摩擦系數(shù)、液體的流速和附加阻力系數(shù)等都是不能精確計算的因素，計算管路系統(tǒng)的壓力降低情況必須用實際測量數(shù)值。而在現(xiàn)有的文獻中，絕大多數(shù)是運用管路正常情況下比較理想時的數(shù)值來做計算，但事實上這種數(shù)值不能作為井下工作面遠距離液壓供液系統(tǒng)的實際壓力降。

1.3 系統(tǒng)改進中管路阻力的測定

基于以上原因，對系統(tǒng)中管路阻力的測定必須進行改進，以使管路系統(tǒng)的測定更加接近實際工況[2]。在實際工況下的測試改進中，在操縱閥間架設的管道直徑為13 mm，流量為50 L/min時，屬于高壓管路，當工作液體流過時，測得每經(jīng)過100 m工作面，壓力降達到10.7 MPa。這與整個管路水平架設的壓力降5 MPa相差較大。

1.4 液壓管路系統(tǒng)的改進

雖然煤礦生產(chǎn)技術發(fā)展很快，但液壓支架的液壓系統(tǒng)、電液系統(tǒng)和液壓控制閥等技術水平并未改進，造成系統(tǒng)的流量偏小，沿程阻力損失較大?，F(xiàn)在泵站壓力一般達到31.5～32 MPa，流量達到125～400 L/min，而且在順槽里采用合金鋼管架設管路，管徑為25～50 mm，其液體阻力明顯減小。在進行技術改造和技術革新時，對支撐掩護式過渡支架ZG320 13/32進行了改設。立柱液壓閥組的作用是在升柱和降柱時向工作腔分配工作液體，并保證立柱在支撐和管理煤層頂板時活塞腔的恒定壓力為42.3 MPa。

該支架工作阻力320 kN，支架降低的最小高度是1.3 m，支架升高的最大高度是3.2 m。通過技術改進，使得支架性能更加完善，尤其是立柱的升降速度，推移千斤頂?shù)纳炜s移動速度，比先前明顯加大。改造前與改造后的效率提高情況見表1。

表1 改造前與改造后情況對比

1.5 遠距離供液管路的研究進展

龐義輝[3]分析了對電壓降損失的配電設備和極限可靠供電距離的影響，優(yōu)化了龍王溝煤礦大采高綜放供液的遠距離供電工作方案。趙雄鵬[4]運用多通道實時采集系統(tǒng)，建立了一個用于回液管道壓力損失和動態(tài)性能測試的液壓支架，對泵站流量、管路長度等情況進行了測量，對管道壓力損失進行了測量。仉志強等[5]應用水錘試驗，對液壓支架的大通徑高壓供水管路進行了仿真試驗，證明管路的長度越大，管道通徑就越小，初始壓力也就越小，立柱的響應時間也就越長，升柱和降柱的過程穩(wěn)定性高，所用時間也就越長。為代替51/51(供/回)高壓膠管，兗礦集團鄒城金通橡膠有限公司開發(fā)的Φ63/76(供/回)高壓膠管方法應用于濟寧三號煤礦，解決了遠距離供液和回液的背壓高等問題，提高了支架操作效率[6]。范勝祥分段計算了綜采工作面液壓系統(tǒng)壓力損失，通過對壓力損失的校核，為在停采線以外安設泵站提供了理論依據(jù)[7]。王強分析了乳化液泵站在遠程壓力集中供液系統(tǒng)中存在的壓力衰減因素，驗證了工作面液壓支架遠程供液系統(tǒng)方案的可行性[8]。陳鐸利用管道分布參數(shù)模型替代了管道集中參數(shù)模型，通過搭建多組仿真模型，得出了不同管徑與管長下壓力損失的變化規(guī)律[9]。經(jīng)過校核，仿真結果與實際接近，滿足實際工況要求。

王喜貴對液壓元件流量-壓力特性的分析方法，可為其他液壓系統(tǒng)靜態(tài)特性分析提供借鑒[10]。趙雄鵬等建立了大采高液壓支架軟管與直通接頭壓力損失理論模型和AMESim仿真模型，改進了計算液壓支架接頭壓損的算法，對于大采高液壓支架主供回液管路設計與壓損計算提供了參考數(shù)據(jù)[11-12]。龍秀峰等建立的某型汽輪發(fā)電機組滑油系統(tǒng)模型，可以計算出油路系統(tǒng)中潤滑總管流量、不同元件引起的油壓損失，以及各支管的供油量配比情況，對遠距離輸液管路的壓力降低計算具有一定的參考意義[13]。

2 供液管路壓力損失的理論計算

2.1 確定基本參數(shù)

2.1.1 流量

依據(jù)HG/T 20570.7-1995《管道壓力降計算》給出的模型，結合其他規(guī)格遠距離供液壓降計算的經(jīng)驗，管道壓降計算過程和結果如下：

按實際需求，計算出基本流量需求和最大流量數(shù)值[13]；按基本流量數(shù)值計算的壓降，是壓力表基本穩(wěn)定的區(qū)間數(shù)值。按最大流量數(shù)值計算的壓降，是壓力表顯示的最小壓力值。

(1)液壓支架為雙立柱，移架時立柱升降按300 mm計算，最多需要132 L乳化液，綜合計算各個液壓缸的乳化液需求，每架液壓支架移架時，需用乳化液總量約310 L。

(2)采煤機速度按4架/分鐘計算，乳化液的基本流量：4×310=1240 L/min。

(3)按3臺泵全功率同時供液，計算乳化液的最大流量：635×3=1905 L/min (最大理論數(shù)值)。

2.1.2 泵站出口試運行壓力

泵站出口試運行壓力：31.5 MPa。最高壓力37.5 MPa。

2.1.3 管路長度

管路長度6000 m。

2.2 壓力損失計算

主進管采用合金復合鋼管，外徑為133 mm，鋼管壁厚12 mm。按1240 L/min計算基本壓降。

2.2.1 沿程壓力損失計算

流量：Q=1240 L/min=0.02067 m3/s；

內(nèi)徑：d=133-12×2=109 mm=0.109 m；

管路截面積：S=πd2/4=0.00933 m2；

平均流速：V1=Q/S=2.22 m/s；

因為液壓支架系統(tǒng)管道內(nèi)為95%水稀釋的乳化油水溶液，所以取水的相關參數(shù)，常溫狀態(tài)(25 ℃)下，μ=0.893×10-6m2/s，Re=V1d/μ=2.22×0.109/(0.893 ×10-6)=2.7×105；

圖1 Moody圖

壓力損失計算：將以上參數(shù)代入下列Darcy-Weisbach(達西-威斯巴哈)方程：

式中：λ——沿程摩擦阻力系數(shù)；

l——管路長度，單位m；

d——管道內(nèi)直徑，單位m；

V1——平均流速，單位m/s；

g——重力加速度，取值9.8 m/s2。

1 m水柱壓強為ρgh=9.8 kPa，

所以沿程壓力損失為：275.8×9.8=2.70 MPa。

2.2.2 局部壓力損失計算

局部的壓力損失，可以根據(jù)所用閘閥和彎頭數(shù)量等來計算。該系統(tǒng)管路中有30個閘閥，8個90度彎頭。計算公式如下：

hj=ζ×v2/2g

v2=2.22 m/s，g=9.8 m/s2，閥門的阻力系數(shù)ζ=0.17，90度彎頭的阻力系數(shù)ζ=0.75；

h=(30×0.17+8×0.75)×2.22/19.6=2.4 m(水柱)。

局部壓力損失為0.02 MPa。

2.2.3 沿途壓力損失

沿途壓力損失為2.7+0.02 =2.72 MPa。

2.2.4 工作面的最終壓力

泵站與工作面高度差30 m，工作面在高處。壓力損失增加0.3 MPa，工作面的最終壓力為31.5-2.72-0.3 =28.48 MPa

以上是按照1240 L/min流量計算的數(shù)值，實際使用過程中，流量是不斷變化的。按不同流量，計算的壓降數(shù)值見表2。據(jù)此繪制的流量與沿途壓降對應圖見圖2。

圖2 流量與沿途壓降對應圖

表2 不同流量計算的壓降數(shù)值

3 實際供液管路壓力

實際工況下有3臺乳化液泵，一臺為變頻電機提供動力，其余兩臺為工頻電機提供動力。變頻電機處于常開狀態(tài)，其余兩臺工頻電機根據(jù)程序設定啟停。

通過現(xiàn)場數(shù)據(jù)采集，控制屏顯示的泵站端出口瞬時壓力低至20 MPa，對應的管路末端的壓力最低到16 MPa。泵站端出現(xiàn)低壓時，也就是支架流量需求最大時，3臺乳化液泵出現(xiàn)頻繁啟停的現(xiàn)象。有時會出現(xiàn)2 s內(nèi)壓力下降超過10 MPa，下一秒壓力達到31.5 MPa后三臺泵完全停止，后又因壓力瞬間下降而立即啟動。這種狀況反映到支架端，會出現(xiàn)壓力不足、流量和壓力波動大、竄動、動作響應慢等現(xiàn)象?？刂破溜@示見圖3，泵站出口壓力變動范圍20～31.5 MPa(即200～315 bar)。

圖3 控制屏顯示的泵站出口壓力變動

乳化液泵指針壓力表顯示見圖4，變動范圍24～34 MPa(即240～340 bar)。

圖4 乳化液泵指針壓力表顯示

通過現(xiàn)場觀測，發(fā)現(xiàn)如下問題：(1)泵的工作狀態(tài)與計算的理想狀態(tài)不同，出口壓力變動很大，乳化液經(jīng)過6000 m管路的壓力損失，造成末端壓力有時不能滿足使用需求。(2)指針壓力表的顯示與變送器的壓力顯示有差別。(3)三臺泵同時開啟時，泵站端壓力與管路末端壓力存在4 MPa左右的差值。泵的出口壓力波動超過10 MPa，且泵的啟停頻繁。

4 理論與實際數(shù)值造成差異的原因

4.1 系統(tǒng)數(shù)學模型分析

由于理論與實際數(shù)值有差異，需要分析壓降計算模型和支架的流量需求，進行泵的啟停壓力和邏輯設定[14-15]。

為了壓降計算模型和支架的流量需求，泵站出口端的壓力數(shù)值，按變送器數(shù)值也就是控制屏顯示的數(shù)值為準。泵的額定功率指的是出口壓力37.5 MPa，流量達到635 L/min的情況下的功率。出口壓力調(diào)到31.5 MPa，相當于泵的實際最大功率為額定功率的31.5/37.5=83.3%。

按理論計算，三臺泵同時運行，流量Q1達到最大時，總壓降Ps也最大。理論上泵的出口壓力值31.5 MPa，是建立在流量滿足實際使用的情況下的。實際上泵站的出口壓力降低到了20 MPa，說明支架的乳化液最大需求量超過了泵站能夠供給的最大流量，壓力建立不起來，此時相當于末端阻力小了，流量達到最大，泵的實際功率(相當于20/31.5=63.5%)并沒有達到最大值。

管路的壓力損失相當于泵的功率損失，反應到流量上，就是泵的實際泵送流量比標定流量小了。根據(jù)能量守恒，設末端最大流量Q1，泵的額定流量Q0，末端最小壓力P1，泵出口最小壓力P0，則流量與壓力存在如下關系[16]：Q1/Q0=P1/P0；

根據(jù)實際數(shù)據(jù)，末端壓降P0-P1=4 MPa，根據(jù)模型的壓力損失計算，對應的流量為:1525 L/min，

P1/P0=16/20=0.8，Q1/Q0=1525/1905=0.8；

此時的沿途壓降消耗了泵的20%的功率，這一功率損耗相當于額定功率的比例為：

0.833×0.635×0.2=10.6%。

以上計算結果對比，運行參數(shù)不變的情況下，三臺泵實際最大供液為1525 L/min。即支架對乳化液的最大需求超過了1525 L/min。

實際使用過程中，末端乳化液需用量增大時，蓄能器會進行補液，管路系統(tǒng)的輕微彈性變形也起到有限的補液功能，流量變動不大時，系統(tǒng)的壓力不會有大的變化。當瞬間需用量超過系統(tǒng)的補液范圍時，壓力會立即降低，因為系統(tǒng)的彈性變形，壓力下降傳導到泵站端會有一定的時間延遲(這個延遲需要后期對數(shù)據(jù)進行同步采集分析得出)，傳導到泵站端時，兩臺或三臺泵同時開啟。

多泵開啟后如下動作：流量迅速滿足使用需求—壓力上升—停泵—流量不足—壓力下降—多泵開啟，這樣的啟停邏輯造成了壓力波動大以及泵的頻繁啟動。

4.2 泵的啟停邏輯分析

圖5顯示了三臺乳化液泵的啟停壓力設置。

泵的啟停區(qū)間為2 MPa(即20 bar)，見表3。

表3 修正前泵的啟停區(qū)間 bar

實際應用情況推理：(1)大液壓支架移架需要的乳化液量增大，管路內(nèi)壓力瞬時下降，這時三臺泵開啟。乳化液泵也是大流量泵，啟動的瞬間壓力很容易上升2 MPa，這樣第三臺泵和第二臺泵很快就會停止。(2)這時支架還沒動作到位，但是這時只有一臺泵供液，流量已經(jīng)降低，隨著管路內(nèi)壓力下降，泵再次依次開啟。反映到支架端就是壓力忽高忽低，液壓缸動作忽快忽慢不連續(xù)。見圖5。

圖5 三臺乳化液泵的啟停壓力設置

4.3 對系統(tǒng)的修正和優(yōu)化

4.3.1 提高泵的出口壓力

通過調(diào)高泵的出口壓力來增大泵的實際最大功率，以此提高實際流量。泵的最高工作壓力可達到37.5 MPa，實際使用中，可把出口壓力設定在35 MPa，以此增大泵的最大流量。通過實際運行參數(shù)和理論模型計算修正，此時流量可達到1600 L/min。

4.3.2 更改泵的啟停邏輯和設定

修改泵的啟停壓力，最高壓力暫設置到315 bar不變。三臺泵停止壓力都設置成315 bar，第二臺泵開啟壓力設置成285 bar，第三臺泵開啟壓力設置成275 bar，見表4。把泵的整體啟動壓力提高，不到最高壓力不停泵，這樣就可以滿足支架乳化液流量的需求了，同時還解決了壓力波動大，液壓缸動作不連續(xù)的問題。如果要提高支架動作的速度，可調(diào)高泵的出口壓力。

表4 修正后泵的啟停區(qū)間 bar

4.3.3 實現(xiàn)壓力流量的動態(tài)適應

只通過從出口端壓力的檢測上來控制泵的啟停邏輯，實踐證明有較大偏差。根據(jù)以上的計算過程，可以從壓力和流量的動態(tài)關系上進行控制。其控制邏輯設計以滿足流量為基準，當壓力下降時增大管路流量，壓力上升時則減小管路流量。可以通過控制變頻電機來實現(xiàn)流量隨壓力的變化。流量和壓力數(shù)值可從泵站位置取得，也可以從支架端取得。這是遠距離供液中的最有效方法。傳統(tǒng)的乳化液輸送方式，既不能實現(xiàn)高壓力的輸送，又沒有真正實現(xiàn)大流量的輸送，均不符合流體力學輸送原理。采用液壓支架系統(tǒng)的遠距離供液管路有很多好處，既可為多個綜采工作面供液，又增強了供液系統(tǒng)在不同地質(zhì)條件下的適應能力。與列車系統(tǒng)相比，供液管路還可以減少設備拆除和安裝，減少了相關的修理費用，能夠大大降低生產(chǎn)成本。

5 結論

通過遠距離供液管路壓力損失的計算，為液壓支架油液的研制生產(chǎn)、管線的設計施工和應用提供了理論依據(jù)。結果表明，供液管路壓力損失的理論計算，與實際供液管路壓力不相符合。根據(jù)122108大采高綜放工作面(曹家灘)的實際工況，通過提高泵的出口壓力，更改泵的啟停邏輯和設定，只通過從出口端壓力的檢測上來控制泵的啟停邏輯等方法，可以實現(xiàn)遠距離供液中實現(xiàn)壓力流量的動態(tài)適應。經(jīng)過多年實地應用，煤礦綜采遠程供液系統(tǒng)已臻成熟，但技術的革新步伐永遠不能停止，還需要向更深層次的領域進行研究，將煤炭安全生產(chǎn)推向高峰。如抗乳化性能是衡量液壓油質(zhì)量優(yōu)劣的一項重要指標。在液壓油工業(yè)生產(chǎn)過程中,影響其抗乳化性能的因素有多種。液壓油生產(chǎn)過程要通過控制基礎油中水含量，調(diào)整調(diào)合工藝，避免液壓油復合劑局部高溫，處理好罐底存油，可以使液壓油抗乳化性能得到較好的控制[17]。