宋宇寧，徐曉辰，張文武

(營口理工學院機械與動力工程學院， 遼寧 營口 115014)

1 引言

隨著煤炭開采工作面不斷向綜合機械化和無人化的方向發(fā)展，對煤礦開采和運轉過程的工作效率和安全系數的要求也越來越高。液壓支架的工作面支護是綜采工作面的采煤過程高效安全進行的主要保障。目前國內大部分采場最常見的問題就是隨著采煤掘進深度的加大，直接頂或老頂出現斷裂，使得與直接頂接觸的液壓支架頂梁承受較大的沖擊載荷。根據煤礦發(fā)生事故的統(tǒng)計數據，因頂板出現事故的概率在50%以上。立柱是液壓支架完成頂板工作面支護的主要動力元件，為了使液壓支架在應對工作面的沖擊載荷時能有較高的抗沖擊能力，保證采煤工作面安全穩(wěn)定，一般通過改進立柱結構形式或提升立柱回路安全閥卸荷能力來實現。隨著大采高工作面的出現，液壓支架安全閥也向高壓、大流量方向發(fā)展。文獻[7]對霍爾辛赫礦液壓支架安全閥大量損壞的現象進行了統(tǒng)計分析，證明安全閥液壓油的品質及沖擊載荷過大是其損壞的主要原因。文獻[8-11]從流體力學的角度，對安全閥的閥芯進行了液動力分析及仿真。李閣強通過對直動式500 L/min安全閥進行了啟溢閉特性仿真及試驗，得到了安全閥的壓力和流量特性曲線。

雖然上述專家學者對安全閥進行了大量的仿真分析，但主要研究對象為傳統(tǒng)結構的安全閥，且在沖擊作用下安全閥卸荷特性的仿真及試驗研究方面略顯不足。本文基于直動溢流閥和差動錐閥的組合結構，試制了公稱流量為1 000 L/min的雙級聯(lián)動式安全閥。模擬不同的頂板沖擊形式，對雙級安全閥的動態(tài)特性進行數值模擬，自制快速加載沖擊試驗臺對安全閥的動態(tài)性能進行驗證并作出評價。

2 雙級安全閥建模

2.1 安全閥結構及原理

根據GB 25974.3—2010，煤礦用液壓支架第3部分：液壓控制系統(tǒng)及閥，參照液壓支架直動式安全閥的結構形式，文中的安全閥為雙級聯(lián)動結構，一級直動閥額定流量=50 L/min，額定壓力=45 MPa，當立柱回路壓力波動范圍較小時，通過排出一定量的液體來保障回路壓力穩(wěn)定，由于其結構的限制，一級直動閥的流量較小，開啟壓力相對較低；二級差動主閥額定流量=1 000 L/min，額定壓力=50 MPa，當立柱回路因頂板沖擊產生較大的壓力波動時，通過排出大量高壓液體對回路進行卸荷保護，使安全閥在壓力突變的情況下能夠保持良好的卸荷能力。雙級安全閥結構如圖1所示。

1.閥連接頭；2.閥座；3.差動閥芯；4.閥套；5.外彈簧座；6.直動閥芯；7.內彈簧座；8.外彈簧；9.內彈簧；10.內彈簧調節(jié)螺套；11.防塵罩

雙級安全閥卸荷過程為：當液壓支架頂梁受到沖擊，立柱下腔的壓力急劇升高，立柱內液體進入安全閥的閥腔，高壓液體經差動閥芯內部，通過閥芯上的阻尼口C進入安全閥差動腔，作用在差壓面積B上，同時部分液體還會通過閥芯空腔作用在直動閥芯上。當立柱下腔內壓力升高到直動閥芯的開啟壓力時，直動閥開啟，液體從安全閥防塵罩上的射流口流出，使立柱下腔的壓力得到初步控制。當頂板下沉速度較快、產生較大的沖擊載荷時，支架立柱下腔壓力突然升高，需要快速排出下腔內大量的高壓液體，對立柱進行卸荷保護，而直動閥的額定流量較小，閥芯全部開啟也無法實現短時間進行卸荷，此時差動閥開啟，高壓液體通過出液口A流出，對立柱進行快速卸荷，從而保證液壓支架整個回路的穩(wěn)定。

2.2 雙級安全閥數學模型

根據雙級安全閥的額定流量和額定壓力，對安全閥的兩級閥芯進行數學建模。

直動閥進液口流量方程：

(1)

式中：為直動閥入口流量，m/s；為安全閥進口壓力，MPa；為液體彈性模量，N/m；為直動閥入口面積，m；1為直動閥內液體體積，m。

直動閥出液口流量方程：

(2)

式中：為直動閥流量，m/s；為過流濕周，m；為流量系數；為直動閥芯位移，m；為安全閥出口壓力，MPa；為液體密度，kg/m。

直動閥閥芯動力方程：

(3)

式中：為直動閥芯質量，kg；為等效阻尼系數，N·s/m；1為內彈簧剛度，N/m；為內彈簧預壓縮量，m；為液動力剛度系數，N/m。

差動閥進液口流量方程：

(4)

式中：為差動閥進口截面積，m；2為差動閥內液體體積，m。

差動閥出液口流量方程：

(5)

式中：為差動閥芯位移，m。

因差動閥芯與直動閥芯的結構差異，使得差動閥芯受到環(huán)形差動面積產生的軸向液壓力·Δ，所以差動閥芯的動力方程為：

(6)

式中：為差動閥芯質量，kg；Δ為差動閥的差動面積，m；2為外彈簧剛度，N/m；為外彈簧預壓縮量，m；其他參數意義與直動閥相同。

3 沖擊來源及立柱回路建模

3.1 頂板沖擊分析模型

液壓支架在工作面支護時經常面臨因煤層頂板斷裂與垮落產生的沖擊載荷。沖擊載荷主要有2種情況：① 直接頂出現裂縫或斷裂產生沖擊；② 直接頂之上的老頂因開采深度增加導致受力失衡產生沖擊。工作面支護結構如圖2所示。

圖2 工作面支護結構示意圖

液壓支架所受沖擊載荷的傳遞規(guī)律，采場頂板產生斷裂或失衡時，直接頂迅速下沉，瞬間產生較大的沖擊載荷作用于液壓支架頂梁，使立柱內的壓力和容積發(fā)生變化，此時需要立柱回路中的安全閥通過連續(xù)、快速的卸荷降壓，才能保證支架不被沖擊破壞。由于沖擊需要短暫的積累及傳遞的過渡，因此立柱活塞腔壓力、容積的變化又會導致液體的壓縮及立柱缸體材料的膨脹變形。

基于以上分析，用充滿整個采空區(qū)為衡量標準來認定直接頂的掉落高度，則其厚度為

(7)

式中：為直接頂的厚度，m；為采高，m；為巖層的松散系數，一般在125～150內取值。

由此可得直接頂的重量為

==(2～4)

(8)

式中：為液壓支架頂梁的長度，m；為液壓支架頂梁的寬度，m；為巖體容重，N/m。

將頂板對液壓支架產生的沖擊等效成直接頂的重量與沖擊載荷系數的乘積，則液壓支架所受最大沖擊載荷為：

==(2～4)

(9)

式中：為沖擊載荷系數。

沖擊載荷系數與采高距離相關，以2～4 m的采高距離為例取=2，代入到式(9)中可得：

=(4～8)

(10)

3.2 立柱回路動態(tài)特性建模

液壓支架立柱回路頂梁受周期性載荷的沖擊作用，頂板不同的沖擊形式直接影響立柱活塞腔壓力的變化規(guī)律。立柱回路通過安全閥的開啟、閉合動作實現對立柱活塞腔的壓力進行調節(jié)和控制。因此，安全閥的壓力、流量特性可反映立柱活塞腔壓力的變化規(guī)律。支架立柱液壓回路原理如圖3所示。

圖3 支架立柱液壓回路原理示意圖

支架頂梁受直接頂沖擊載荷作用而下沉，使得立柱活塞腔的壓力上升，當壓力升高至安全閥的開啟壓力，閥芯開啟為支架卸荷降壓，隨著液體排出，壓力得以釋放，安全閥關閉，繼續(xù)為系統(tǒng)保壓。

沖擊作用下，立柱回路的流量動態(tài)特性方程為：

(11)

式中：為立柱活塞底面面積，m；為頂板沖擊速度，m/s；為立柱活塞腔液體容積，m；Δ為安全閥壓力超調量。

頂板產生沖擊時，導致立柱缸體發(fā)生剛性變形，立柱活塞腔體積發(fā)生變化，且立柱壁厚遠小于缸體直徑，可將缸體視為薄壁圓筒。則立柱活塞腔的體積變化方程為：

(12)

式中：為缸體材料彈性模量，N/m；為缸體材料泊松比；為立柱活塞初始高度，m；為立柱活塞下降后的高度，m；為缸體內徑，m；為缸體外徑，m；Δ為缸體內徑形變量，m。

沖擊作用下，雙級安全閥開啟溢流，為立柱卸荷降壓；沖擊消失后，安全閥關閉為立柱保壓，此過程立柱回路的動態(tài)方程為：

4 沖擊作用下安全閥動態(tài)特性數值模擬

根據沖擊作用下的回路動態(tài)方程，利用Matlab/Simulink模擬頂板不同的沖擊形式，對安全閥動態(tài)特性進行模擬，仿真模型系統(tǒng)結構如圖4所示。

圖4 雙級安全閥仿真模型系統(tǒng)結構示意圖

根據文獻[5]給出的液壓支架立柱沖擊外載特征曲線，雙級安全閥主要技術參數如表1、表2所示：

模擬沖擊持續(xù)時間一定，沖擊速度不同的沖擊形式，設定沖擊持續(xù)時間為0.1～0.5 s，沖擊速度分別為：0.26 m/s、0.41 m/s、0.53 m/s、0.64 m/s、0.80 m/s的三角沖擊。雙級保護安全閥動態(tài)特性如圖5所示。

由圖5可知，頂板沖擊速度增加，安全閥壓力、流量上升時間減少，并產生非線性振蕩。0.17～0.31 s，大量的高壓液體通過安全閥排出，安全閥壓力超調增加，隨沖擊速度的增加出現較大波動，壓力最大值為54 MPa，流量最大值為1 500 L/min。 0.31 s后，沖擊速度減少，支架立柱回路內的壓力趨于穩(wěn)定，閥芯逐漸閉合為系統(tǒng)保壓，最終安全閥壓力約為38 MPa。

模擬沖擊速度一定，不同沖擊持續(xù)時間的沖擊形式，設定沖擊速度為0.53 m/s，沖擊持續(xù)時間分別為0.04～0.56 s、0.07～0.53 s、0.1～0.5 s、0.13～0.47 s、0.16～0.44 s的三角波沖擊，雙級安全閥的動態(tài)特性如圖6。

表1 直動閥芯主要技術參數

表2 差動閥芯主要技術參數

圖5 不同沖擊速度下安全閥動態(tài)特性曲線

圖6 不同沖擊持續(xù)時間下安全閥動態(tài)特性曲線

由圖6可知，沖擊持續(xù)時間縮短，閥芯非線性振蕩加劇，閥芯開啟進行卸荷階段所需時間變短。在0.31 s前，壓力超調量增加，壓力振蕩加劇，最大壓力可達54 MPa，安全閥出現較大的流量波動，流量最大值為1 020 L/min，隨著大量高壓液體的排出，沖擊產生的載荷逐漸被卸載；到達0.31 s后，閥芯開始閉合保壓，此階段安全閥壓力超調量減小，額定工作壓力降低，系統(tǒng)保持壓力值為38 MPa。

根據不同沖擊形式下安全閥動態(tài)特性仿真的結果，頂板沖擊持續(xù)時間越短、沖擊速度越大，對立柱回路造成沖擊越大，安全閥閥芯非線性振蕩越劇烈，出現較大的壓力-流量波動，通過閥芯的反復開啟，將大量的高壓液體排出，為系統(tǒng)卸荷降壓；當系統(tǒng)壓力下降至安全閥開啟壓力，閥芯閉合為系統(tǒng)保壓。整個卸荷過程雙級安全閥壓力上升時間約為20 ms，壓力穩(wěn)定時間約為18 ms，靈敏度較高，在應對頂板不同沖擊形式時，均能夠快速開啟和卸荷，保證液壓支架立柱回路壓力穩(wěn)定。

5 實驗

根據安全閥動態(tài)測試指標：壓力超調量≤30%，壓力上升時間≤25 ms，利用煤礦支護裝置“高抗-快卸”沖擊實驗臺，對雙級安全閥進行沖擊加載測試。加載壓力分別為58 MPa、57 MPa、56 MPa。測試條件為常溫，高水基乳化液(中性水∶乳化液=0.95∶0.05)，液體初始粘度1.5 mm/s。測試時，為防止高壓液體噴濺，將雙級安全閥置于護罩內，閥體外聯(lián)接頭與實驗臺通過2SN-50-60型礦用高壓膠管連接，實驗數據通過Bee Data信號采集系統(tǒng)導出。雙級安全閥樣件及實驗現場如圖7所示。

圖7 雙級安全閥樣件及沖擊實驗臺布置圖

對雙級安全閥進行加載之前，首先利用乳化液泵對液壓缸充液，使液壓缸保持一定高度，隨后通過主油泵對蓄能器組加壓，沖擊壓力達到設定值后對雙級安全閥進行沖擊加載。忽略實驗過程中存在的微量泄露及管路波動等誤差來源，得到不同加載壓力下，雙級安全閥的壓力、流量特性曲線分別如圖8、圖9。

圖8 安全閥壓力

圖9 安全閥流量

由圖8可知，在第10.39 s前，系統(tǒng)處于充液、加壓階段，沖擊尚未開始，安全閥壓力幾乎為0。10.39 s時沖擊開始，安全閥壓力在10 ms內上升至加載壓力設定值，安全閥開啟溢流；10 ms后壓力稍有降低，閥芯略有閉合，導致安全閥出現一定的壓力波動。經過的反復壓力振蕩，最終維持在安全閥額定工作壓力45 MPa左右，隨著高壓液體經安全閥排出，安全閥閥芯回彈直至閉合為系統(tǒng)保壓，此時系統(tǒng)壓力維持在30 MPa左右。

由圖9可知，在第10.39 s沖擊開始，安全閥流量由初始的0 L/min升高到1 210 L/min，隨著安全閥反復開啟卸荷，出現流量波動且在950 L/min左右，大量的高壓液體經出液口排出后，安全閥閉合，安全閥出液口流量降至0 L/min。

根據實驗結果，雙級安全閥穩(wěn)態(tài)壓力為45 MPa，穩(wěn)態(tài)流量為950 L/min，壓力超調量為22.3%，壓力上升時間為20 ms，保持壓力為30 MPa，雙級安全閥在應對高壓沖擊時動態(tài)性能表現良好。

5 結論

1) 沖擊持續(xù)時間一定，沖擊速度越大，雙級安全閥非線性振蕩越劇烈，壓力-流量波動越明顯，最大流量越高。

2) 沖擊速度一定，沖擊持續(xù)時間縮短，雙級安全閥壓力穩(wěn)定時間縮短，但壓力上升時間不變。

雙級安全閥的穩(wěn)態(tài)壓力為45 MPa，穩(wěn)態(tài)流量為950 L/min，壓力上升時間為20 ms，雙級安全閥壓力超調量為22.3%，壓力上升時間較短、靈敏度較高。對不同的頂板沖擊形式及不同沖擊壓力均可快速、大流量對液壓支架進行卸荷降壓，動態(tài)特性滿足煤炭開采工作面支護的要求。