王本亮, 熊莎莎,, 馮曉鵬, 劉明崗,3, 岳海姣, 華淑杰

(1. 河南機(jī)電職業(yè)學(xué)院, 鄭州 451191)(2. 河南省超硬材料智能制造裝備集成重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 鄭州 451191)(3. 河南明華智能系統(tǒng)研究院有限公司, 鄭州 450001)

在人造金剛石生產(chǎn)過程中，提高六面頂壓機(jī)的壓力控制精度，對(duì)提升金剛石合成質(zhì)量及六面頂壓機(jī)使用壽命起著至關(guān)重要的作用。在合成過程中，六面頂壓機(jī)的6個(gè)油缸壓力高達(dá)80 MPa；合成結(jié)束后，超高壓油液需要泄流降壓，卸壓范圍較大。由于6個(gè)油缸安裝時(shí)存在一定的對(duì)中誤差，為保障生產(chǎn)現(xiàn)場安全，減少裂錘及爆炸發(fā)生，缸內(nèi)壓力需逐步、依次降低[1]。

在現(xiàn)階段，六面頂壓機(jī)的卸壓方式多采用多個(gè)電磁換向閥控制多個(gè)單級(jí)卸壓閥的通斷，在不同的壓力段打開相應(yīng)的單級(jí)卸壓閥，控制閥體內(nèi)的節(jié)流孔流量來完成卸壓，卸壓方式為階梯形卸壓，卸壓曲線為多段不連續(xù)的離散曲線，且卸壓時(shí)間長，卸壓沖擊力大。同時(shí)，現(xiàn)有的卸壓系統(tǒng)是由多個(gè)電磁換向閥組成的，其結(jié)構(gòu)復(fù)雜、控制煩瑣、可靠性低。因此，需從延長六面頂壓機(jī)頂錘使用壽命及減少錘耗的角度對(duì)卸壓機(jī)構(gòu)重新設(shè)計(jì)，以提高其卸壓曲線的可控性、平穩(wěn)性，是當(dāng)前產(chǎn)業(yè)界和學(xué)術(shù)界亟須研究的課題。

為滿足生產(chǎn)需求，設(shè)計(jì)一種由步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動(dòng)的線性卸壓機(jī)構(gòu)，結(jié)合PID控制系統(tǒng)，針對(duì)不同合成工藝時(shí)的卸壓曲線進(jìn)行理論仿真，分析不同閥芯半錐角及閥口節(jié)流孔直徑下的卸壓曲線，并對(duì)卸壓機(jī)構(gòu)的卸壓效果進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1 線性卸壓結(jié)構(gòu)及其動(dòng)態(tài)模型

1.1 線性卸壓理論

在六面頂壓機(jī)控制系統(tǒng)內(nèi)，線性卸壓是指系統(tǒng)壓力按照預(yù)設(shè)的曲線連續(xù)線性減小，如圖1所示。編制線性卸壓工藝曲線時(shí)，需根據(jù)液壓系統(tǒng)的壓力傳感器反饋的壓力值，使用PID算法來控制閥芯運(yùn)動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)實(shí)際卸壓曲線與理論卸壓曲線一致。

圖1 線性卸壓曲線圖Fig. 1 Linear pressure relief curve

六面頂壓機(jī)合成時(shí)，6個(gè)油缸相互連通，使各個(gè)缸體內(nèi)部的壓力一致。根據(jù)合成工藝需要，當(dāng)系統(tǒng)壓力需要降低時(shí)，卸壓裝置逐步、緩慢地降低壓力。根據(jù)閥芯運(yùn)動(dòng)的特點(diǎn)，建立其機(jī)械傳動(dòng)裝置模型，如圖2所示。

圖2的線性卸壓裝置由閥體(含閥座、節(jié)流孔、錐閥芯、彈簧)、螺桿組件、步進(jìn)電機(jī)、油箱、兩位兩通液控閥及壓力傳感器等組成。當(dāng)系統(tǒng)需要卸壓時(shí)，兩位兩通液控閥打開，步進(jìn)電機(jī)收到控制系統(tǒng)指令后帶動(dòng)螺桿反向旋轉(zhuǎn)，螺桿在閥體螺紋作用下遠(yuǎn)離節(jié)流孔，與螺桿接觸的錐閥芯在前端彈簧的作用力及系統(tǒng)壓力的作用下遠(yuǎn)離閥座，高壓油液從6個(gè)缸體無桿腔返回油箱，系統(tǒng)壓力降低。根據(jù)壓力傳感器返回的數(shù)值，PID控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)步進(jìn)電機(jī)輸入脈沖，實(shí)時(shí)改變閥芯位移，使系統(tǒng)壓力逐漸達(dá)到理論設(shè)定值[2]。

圖2 卸壓裝置模型Fig. 2 Model of pressure relief device

1.2 錐閥芯結(jié)構(gòu)及動(dòng)態(tài)工作模型

圖3為錐閥芯及閥口結(jié)構(gòu)示意圖。如圖3所示：油液由P口流向T口，錐閥芯前端安裝有彈簧，在彈簧力作用下錐閥芯后端與螺桿相接觸。

圖3 錐閥芯及閥口結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 3 Structural diagram of cone valve core and valve port

當(dāng)油液流經(jīng)節(jié)流孔時(shí)，由于閥芯運(yùn)動(dòng)，其流通截面是隨著閥口開度變化而變化的,可以簡化為以入口直徑d為底圓直徑的圓臺(tái)。以該圓臺(tái)的側(cè)面積為研究對(duì)象，近似得出錐形閥體減壓的流通面積As為[3]：

As=πxsinφ(d-xsinφcosφ)

(1)

式中：d為閥座節(jié)流孔直徑，x為閥芯位移，φ為閥芯半錐角。

根據(jù)液體流經(jīng)閥口的流量經(jīng)驗(yàn)表達(dá)式，得出經(jīng)過閥口的流量Q1為[3]：

(2)

式中：Cq為流量系數(shù)，閥口的流量系數(shù)是相對(duì)穩(wěn)定的常數(shù)，取值范圍在0.60～0.90；Δp為入口與出口壓力差；ρ為液壓油密度。

根據(jù)閥芯的工作原理，閥腔內(nèi)流量Q2的連續(xù)性方程可表述為[4]：

(3)

式中：V為閥腔容積，E為油液剛度，pv為閥腔壓力，t為卸壓時(shí)間。

(4)

式中：m為閥芯質(zhì)量，k為彈簧剛度系數(shù)，x0為彈簧預(yù)壓縮量,T為步進(jìn)電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩，PB為螺桿的導(dǎo)程，η為螺桿傳動(dòng)效率。

根據(jù)步進(jìn)電機(jī)的運(yùn)動(dòng)特性，閥芯位移為：

(5)

式中：n為步進(jìn)電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)輸入脈沖數(shù)，t0為步進(jìn)電機(jī)旋轉(zhuǎn)1周需要的脈沖數(shù)。

由式(4)可知：閥芯位移x改變了系統(tǒng)的壓力與流量。當(dāng)設(shè)定隨著時(shí)間變化的系統(tǒng)壓力時(shí)，由式(5)可知：通過調(diào)節(jié)步進(jìn)電機(jī)的輸入脈沖數(shù)，可以改變閥芯的位置，從而降低系統(tǒng)的壓力，達(dá)到與設(shè)定壓力相匹配的目的。

1.3 經(jīng)典PID控制

通過對(duì)卸壓系統(tǒng)建模，從理論上分析線性卸壓系統(tǒng)的可行性。為了提高壓力控制精度，實(shí)現(xiàn)壓力的自適應(yīng)調(diào)整，引入經(jīng)典PID控制算法[7]，其基本表達(dá)式為：

(6)

u=SV-PV

(7)

式中：v為PID輸出值，Kp為比例增益，Ki為積分增益，Kd為微分增益；u為壓力偏差值，SV為壓力目標(biāo)值，PV為壓力測定值，t1和t2為卸壓起止時(shí)間。

PID控制結(jié)構(gòu)如圖4所示。圖4中：1/S表示u積分，S表示u微分，Mv為步進(jìn)電機(jī)輸入脈沖，SV為設(shè)定的系統(tǒng)壓力值，PV為壓力傳感器反饋的系統(tǒng)壓力值，G(S)表示前向通道傳遞函數(shù)。

圖4 PID控制結(jié)構(gòu)圖Fig. 4 PID control structure diagram

2 線性卸壓機(jī)構(gòu)的仿真計(jì)算

2.1 AMESim模型建立

根據(jù)線性卸壓機(jī)構(gòu)的工作原理及上述數(shù)學(xué)模型，以錐形閥芯的動(dòng)態(tài)特性為研究對(duì)象，采用AMESim軟件，使用Signal庫、Mechanical庫、Hydraulic庫、HCD庫建立仿真模型，進(jìn)行元件建模[8]。

建立的線性卸壓機(jī)構(gòu)AMESim模型如圖5所示[9]。由圖5可知：(1)在圖5的上半部分，首先使用帶有質(zhì)量屬性的活塞單元建立六面頂壓機(jī)的油缸模型，使用彈簧阻尼單元模擬六面頂壓機(jī)合成時(shí)的外部負(fù)載，并將6個(gè)油缸無桿腔的進(jìn)油口相互連通。使用恒壓源模擬液壓泵，恒壓源通過單向閥接入6個(gè)油缸的無桿腔回路，且該回路接入壓力傳感器，建立六面頂壓機(jī)卸壓前的工作壓力模型。6缸工作壓力參數(shù)如表1所示[10]；(2)在圖5的中間部分，將兩位兩通換向閥的P口接入6個(gè)油缸連通回路內(nèi)，A口接入線性卸壓機(jī)構(gòu)的進(jìn)油口。其中，線性卸壓機(jī)構(gòu)的閥口模型是帶有錐閥芯及節(jié)流孔的閥座模型，在錐閥芯的前端設(shè)置有復(fù)位彈簧，使用線性位移和速度模塊模擬螺桿驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)，以此驅(qū)動(dòng)錐閥芯往復(fù)運(yùn)動(dòng)，建立線性卸壓機(jī)構(gòu)的物理模型，其主要參數(shù)如表2所示；(3)在圖5的下半部分，使用分段線性信號(hào)源，模擬理論設(shè)定的卸壓曲線，其壓力與壓力傳感器反饋的實(shí)際壓力求差后，輸入到PID控制器模塊，PID控制器的輸出值為驅(qū)動(dòng)電機(jī)的輸入脈沖數(shù)；調(diào)用f(x)函數(shù)模塊，將驅(qū)動(dòng)電機(jī)輸入脈沖數(shù)轉(zhuǎn)換為閥芯的位移量，電機(jī)驅(qū)動(dòng)螺桿做機(jī)械傳動(dòng)，傳遞給錐閥芯的運(yùn)動(dòng)過程等效為比例延遲環(huán)節(jié)[11]，從而建立起卸壓控制系統(tǒng)模型。

表1 6缸工作壓力參數(shù)Tab. 1 Working pressure parameters of six cylinders

圖5 線性卸壓機(jī)構(gòu)AMESim仿真模型Fig. 5 AMESim simulation model of linear pressure relief mechanism

根據(jù)圖3和圖5的分析，影響卸壓的主要參數(shù)為閥芯半錐角、節(jié)流孔直徑、彈簧剛度以及與壓縮量有關(guān)的參數(shù)等，其參數(shù)取值列于表2中。

表2 線性卸壓機(jī)構(gòu)的主要參數(shù)Tab. 2 Main parameters of linear pressure relief mechanism

由于整個(gè)卸壓過程都牽涉到液壓油，在仿真計(jì)算時(shí)，液壓油的參數(shù)設(shè)置如表3所示。

表3 液壓油參數(shù)Tab. 3 Hydraulic oil parameters

2.2 工藝動(dòng)態(tài)特性仿真

為更好模擬實(shí)際工況時(shí)的工作壓力[12]，恒壓源在0至2 s內(nèi)保持80 MPa恒定，恒壓源產(chǎn)生的壓力推動(dòng)油缸活塞運(yùn)動(dòng)，壓縮機(jī)械彈簧阻尼單元；而超過2 s后，恒壓源壓力又迅速變?yōu)?，此時(shí)，6缸內(nèi)液體能量被彈簧阻尼單元吸收。模型中的電機(jī)螺桿延遲時(shí)間設(shè)置為0.10 s，比例系數(shù)為0.001。

在進(jìn)行仿真理論計(jì)算時(shí)，按照表1中的固定參數(shù)及卸壓時(shí)間長短編制不同的卸壓曲線；設(shè)置不同的PID參數(shù)，模擬卸壓過程中的壓力偏差及閥芯位移。卸壓工藝參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 卸壓工藝參數(shù)Tab. 4 Pressure relief process parameters

在AMESim仿真模式下，輸入卸壓工藝Ⅰ參數(shù)，設(shè)置計(jì)算時(shí)間為160 s，得出的卸壓曲線、壓力偏差(設(shè)定壓力與仿真壓力的差值)及閥芯位移如圖6、圖7和圖8所示。

圖6 工藝Ⅰ時(shí)的卸壓曲線Fig. 6 Pressure relief curve in process I

圖7 工藝Ⅰ時(shí)的壓力偏差Fig. 7 Pressure deviation in process I

圖8 工藝Ⅰ時(shí)的閥芯位移Fig. 8 Spool displacement in process I

如圖6所示：在卸壓工藝Ⅰ參數(shù)下的仿真卸壓曲線與設(shè)定曲線一致。如圖7所示：當(dāng)卸壓時(shí)間為0～120 s時(shí)，仿真計(jì)算壓力與設(shè)定壓力偏差最大絕對(duì)值為0.10 MPa；經(jīng)過PID算法自動(dòng)調(diào)節(jié)，仿真壓力逐漸穩(wěn)定，可使壓力偏差絕對(duì)值≤0.01 MPa。當(dāng)卸壓時(shí)間大于120 s時(shí)，在卸壓最后階段，壓力偏差較大，最大值為0.39 MPa。這是由于最后階段的閥芯位移較大，系統(tǒng)反應(yīng)延遲，當(dāng)達(dá)到設(shè)定最小壓力時(shí)，系統(tǒng)仿真壓力比設(shè)定值小，壓力偏差絕對(duì)值較大；同時(shí)，由于最后卸壓過程中的液壓系統(tǒng)不進(jìn)行補(bǔ)壓，因此實(shí)際壓力與設(shè)定壓力偏差保持不變。如圖8所示：卸壓時(shí)間增加，壓力減小，閥芯位移隨之增大，位移最大值為1.12 mm。

在卸壓工藝Ⅱ下的卸壓曲線、壓力偏差及閥芯位移如圖9、圖10和圖11所示。如圖9所示：在卸壓工藝Ⅱ參數(shù)下的仿真卸壓曲線與設(shè)定曲線一致。如圖10所示：當(dāng)卸壓時(shí)間在0～240 s和240～480 s時(shí)，壓力偏差最大絕對(duì)值均<0.02 MPa，與工藝Ⅰ相比，壓力偏差絕對(duì)值較小。這是由于卸壓時(shí)間長，閥芯位移較小，壓力控制精度高所致。經(jīng)過PID算法自動(dòng)調(diào)節(jié)，仿真壓力逐漸穩(wěn)定，可使壓力偏差絕對(duì)值≤0.01 MPa。在480～600 s時(shí)，設(shè)定壓力大于仿真壓力，壓力偏差最大為0.14 MPa，這是由于液壓系統(tǒng)反應(yīng)延遲，閥芯位移變化量較大，閥芯關(guān)閉時(shí)間延長，導(dǎo)致仿真壓力偏低，且由于液壓系統(tǒng)不進(jìn)行補(bǔ)壓，因此壓力差值維持不變。如圖11所示：在不同的卸壓階段隨著時(shí)間增加，壓力減小，閥芯位移增大，位移最大值為0.32 mm。

圖9 工藝Ⅱ時(shí)的卸壓曲線Fig. 9 Pressure relief curve in process Ⅱ

圖10 工藝Ⅱ時(shí)的壓力偏差Fig. 10 Pressure deviation in process Ⅱ

圖11 工藝Ⅱ時(shí)的閥芯位移Fig. 11 Spool displacement in process Ⅱ

在卸壓工藝Ⅲ下的卸壓曲線、壓力偏差及閥芯位移如圖12、圖13和圖14所示。如圖12所示：在卸壓工藝Ⅲ參數(shù)下的仿真卸壓曲線與設(shè)定曲線一致。如圖13所示：當(dāng)卸壓時(shí)間為0～1 800 s時(shí)，壓力偏差絕對(duì)值≤0.01 MPa；經(jīng)過PID算法自動(dòng)調(diào)節(jié)，仿真壓力可進(jìn)一步穩(wěn)定。在1 800～2 000 s內(nèi)，壓力偏差絕對(duì)值在0.03～0.04 MPa。如圖14所示：時(shí)間增大，閥芯位移隨著壓力的減小而增大，位移最大值在0.07～0.08 mm。

圖12 工藝Ⅲ時(shí)的卸壓曲線Fig. 12 Pressure relief curve in process Ⅲ

圖13 工藝Ⅲ時(shí)的壓力偏差Fig. 13 Pressure deviation in process Ⅲ

圖14 工藝Ⅲ時(shí)的閥芯位移Fig. 14 Spool displacement in process Ⅲ

在卸壓工藝Ⅳ下的卸壓曲線、壓力偏差及閥芯位移如圖15、圖16和圖17所示。如圖15所示：在卸壓工藝Ⅳ參數(shù)下的仿真卸壓曲線與設(shè)定曲線一致。如圖16所示：當(dāng)卸壓時(shí)間為0～1 800 s和1 800～3 000 s時(shí)，壓力偏差絕對(duì)值≤0.01 MPa；經(jīng)過PID算法自動(dòng)調(diào)節(jié)，也可使仿真壓力進(jìn)一步穩(wěn)定。在3 000～3 200 s時(shí)，壓力偏差絕對(duì)值在0.02～0.03 MPa。如圖17所示：時(shí)間增加，閥芯位移隨著壓力的減小而增大，位移最大值為0.07 mm。

圖15 工藝Ⅳ時(shí)的卸壓曲線Fig. 15 Pressure relief curve in process Ⅳ

圖16 工藝Ⅳ時(shí)的壓力偏差Fig. 16 Pressure deviation in process Ⅳ

圖17 工藝Ⅳ時(shí)的閥芯位移Fig. 17 Spool displacement in process Ⅳ

把上述4種卸壓工藝結(jié)合起來，根據(jù)卸壓壓力段相同但卸壓時(shí)間不同，可將4種卸壓工藝分為2類：一類是Ⅰ和Ⅲ條件下的，二類是Ⅱ和Ⅳ條件下的，且4種卸壓工藝下的仿真卸壓曲線與設(shè)定曲線都基本一致。在相同卸壓段的Ⅰ和Ⅲ條件下，其壓力下降的80～3 MPa段的壓力偏差絕對(duì)值由0.10 MPa減小到≤0.01 MPa，3 MPa段的壓力偏差絕對(duì)值由0.39 MPa減小到0.03～0.04 MPa；同樣，在相同卸壓段的Ⅱ和Ⅳ條件下，壓力下降的80～50 MPa高壓段和50～3 MPa壓力段的壓力偏差絕對(duì)值由<0.02 MPa減小到≤0.01 MPa，3 MPa壓力段的壓力偏差絕對(duì)值由0.14 MPa減小到0.02～0.03 MPa。而且，隨著時(shí)間延長，閥芯位移隨著壓力的減小而增大，一類的閥芯位移最大值由1.12 mm減小到0.07～0.08 mm；二類的閥芯位移最大值由0.32 mm減小到0.07 mm。另外，從泄壓工藝Ⅰ～Ⅳ整體來看，隨卸壓時(shí)間延長，其仿真卸壓曲線與設(shè)定曲線的壓力偏差絕對(duì)值以及閥芯位移最大值也是整體下降的。

與此同時(shí)，在相同的卸壓參數(shù)、不同的卸壓工藝條件下，經(jīng)過PID調(diào)節(jié)，4種卸壓工藝穩(wěn)定時(shí)的壓力偏差均≤0.01 MPa，都可在實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)用。但根據(jù)金剛石合成時(shí)的一般工藝過程，卸壓工藝Ⅰ與卸壓工藝Ⅱ的卸壓時(shí)間短，只適用于磨料級(jí)金剛石的生產(chǎn)過程；而卸壓工藝Ⅲ與卸壓工藝Ⅳ的卸壓時(shí)間長，可適用于寶石級(jí)金剛石的生產(chǎn)過程。

2.3 閥芯閥口動(dòng)態(tài)特性仿真

在表2條件下，固定閥芯半錐角為20°及其他條件不變，以卸壓工藝Ⅱ?yàn)槟Ｐ?，以閥座節(jié)流口直徑為變量[13]，其從1.6 mm 到2.5 mm變化，步長為0.3 mm，進(jìn)行閥芯位移和壓力偏差數(shù)值仿真計(jì)算，其結(jié)果如圖18、圖19所示。

圖18 閥芯位移變化趨勢(shì)圖Fig. 18 Trend chart of spool displacement

圖19 壓力偏差變化趨勢(shì)圖Fig. 19 Pressure deviation trend graph

如圖18、圖19所示：當(dāng)節(jié)流孔直徑增大時(shí)，相同時(shí)間點(diǎn)下的閥芯位移、壓力偏差減小。在0～240 s內(nèi)，不同節(jié)流孔直徑下的閥芯位移最大值為0.08 mm，壓力偏差絕對(duì)值的最大值為0.04 MPa；在240～480 s內(nèi)，閥芯位移最大值為0.49 mm，壓力偏差絕對(duì)值的最大值為0.04 MPa；在480～600 s內(nèi)，閥芯位移逐漸增大，在第482 s時(shí)，達(dá)到最大值0.52 mm，并逐漸變?yōu)?，此時(shí)壓力偏差的最大值為0.22 MPa，且保持不變。

在表2條件下，固定閥座節(jié)流口直徑為2.5 mm及其他條件不變，以卸壓工藝Ⅱ?yàn)榛A(chǔ)，以閥芯半錐角為變量，其從14°至20°變化，步長為2°，進(jìn)行閥芯位移和壓力偏差數(shù)值仿真計(jì)算，其結(jié)果如圖20、圖21所示。

如圖20、圖21所示：當(dāng)閥芯半錐角增大時(shí)，在相同的時(shí)間點(diǎn)閥芯位移減小。在0～240 s內(nèi)，不同半錐角的錐閥芯條件下，閥芯位移最大值為0.07 mm，壓力偏差絕對(duì)值的最大值為0.03 MPa；在240～480 s內(nèi)，閥芯位移偏差最大值為0.41 mm，壓力偏差絕對(duì)值的最大值為0.03 MPa；在480～600 s內(nèi)，閥芯位移逐漸增大，在第482 s時(shí)，達(dá)到最大值0.44 mm，并逐漸變?yōu)?，壓力偏差最大值為0.19 MPa。

圖20 閥芯位移變化趨勢(shì)圖Fig. 20 Trend chart of spool displacement

圖21 壓力偏差變化趨勢(shì)圖Fig. 21 Pressure deviation trend graph

因此，在卸壓工藝Ⅱ條件下，固定表2中的其他參數(shù)，只改變閥座節(jié)流口直徑或閥芯半錐角，隨其增大，閥芯位移和壓力偏差均變小。在改變節(jié)流孔直徑的卸壓過程中，卸壓時(shí)間小于480 s時(shí)，設(shè)定曲線和仿真曲線的壓力偏差的絕對(duì)值最大值為0.04 MPa。在改變閥芯半錐角時(shí)，同樣時(shí)間條件下的壓力偏差的絕對(duì)值最大值為0.03 MPa。所以，從壓力穩(wěn)定性角度分析，節(jié)流孔直徑、閥芯半錐角為影響線性卸壓機(jī)構(gòu)的主要參數(shù)，其最佳值分別為閥座節(jié)流口直徑為2.5 mm，閥芯半錐角為20°。在此參數(shù)下，設(shè)計(jì)的卸壓機(jī)構(gòu)如圖22所示。

圖22 設(shè)計(jì)的線性卸壓機(jī)構(gòu)Fig. 22 Designed linear pressure relief mechanism

3 具體實(shí)驗(yàn)測試

3.1 實(shí)驗(yàn)方案

將圖22的線性卸壓機(jī)構(gòu)集成安裝在六面頂壓機(jī)的液壓系統(tǒng)內(nèi)，線性卸壓機(jī)構(gòu)的進(jìn)油口連接兩位兩通液控閥的出油口，回油口連接油箱，傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動(dòng)器連接六面頂壓機(jī)控制系統(tǒng)。線性卸壓機(jī)構(gòu)實(shí)驗(yàn)裝置如圖23所示。實(shí)驗(yàn)在金剛石合成的真實(shí)環(huán)境進(jìn)行，且采用表1和表2的實(shí)驗(yàn)參數(shù)。

圖23 線性卸壓實(shí)驗(yàn)裝置Fig. 23 Linear pressure relief experimental device

3.2 實(shí)驗(yàn)步驟

線性卸壓實(shí)驗(yàn)以磨料級(jí)金剛石合成為基礎(chǔ)，在合成階段編制合成工藝曲線；在卸壓階段，以表4的泄壓工藝Ⅱ?yàn)閰⒄赵O(shè)定卸壓曲線，分別輸入到六面頂壓機(jī)合成控制系統(tǒng)內(nèi)。實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)如表5所示。其中，表5中設(shè)定的卸壓過程有2段，模擬不同斜率的卸壓工藝。如表5所示：0～41 min為合成升壓階段，有多段升壓曲線，使最終合成壓力達(dá)到80 MPa；而42～49 min為卸壓階段。在第42 min時(shí)，兩位兩通液控閥打開，系統(tǒng)開始卸壓。高壓油液流入線性卸壓機(jī)構(gòu)內(nèi)，根據(jù)設(shè)定壓力與壓力傳感器檢測壓力的差值，PID控制器自動(dòng)調(diào)節(jié)閥芯的位置，使實(shí)際壓力曲線緊密跟蹤理論設(shè)定壓力曲線，進(jìn)行線性卸壓。

表5 實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)Tab. 5 Experimental process parameters

3.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

線性卸壓設(shè)定及實(shí)驗(yàn)曲線如圖24所示。圖24中：根據(jù)表5預(yù)設(shè)的工藝，2段卸壓曲線呈線性變化，為斜率不同的直線；且實(shí)際壓力曲線與預(yù)設(shè)壓力曲線吻合。經(jīng)測定，其壓力偏差絕對(duì)值≤0.01 MPa。

圖24 線性卸壓設(shè)定及實(shí)驗(yàn)曲線Fig. 24 Linear relief setting and experimental curves

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：在表5的實(shí)驗(yàn)參數(shù)下，卸壓過程中的設(shè)定壓力與實(shí)際壓力的偏差絕對(duì)值和數(shù)值模擬Ⅱ條件下的一致，說明所建立的仿真模型準(zhǔn)確，也表明在實(shí)際工作過程中，六面頂壓機(jī)卸壓時(shí)，步進(jìn)卸壓機(jī)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性及性能可以滿足現(xiàn)階段的金剛石生產(chǎn)需求。

需要說明的是，步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動(dòng)線性卸壓機(jī)構(gòu)價(jià)格低廉、控制簡單，且有鎖定力矩大、抗干擾能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)。但其控制方式為開環(huán)控制，易出現(xiàn)丟步現(xiàn)象等，且閥芯在長期使用過程中易出現(xiàn)疲勞磨損而產(chǎn)生裂紋，錐閥與閥座節(jié)流孔配合產(chǎn)生間隙，造成液壓油泄漏或閥芯移動(dòng)不到位等現(xiàn)象。所以，在執(zhí)行卸壓工藝時(shí)，兩位兩通液控閥打開后，在控制閥芯運(yùn)動(dòng)時(shí)應(yīng)以控制閥芯相對(duì)移動(dòng)量為關(guān)鍵點(diǎn)；根據(jù)實(shí)際壓力與設(shè)定壓力的差值，在PID控制器作用下適時(shí)調(diào)節(jié)閥芯位置；或增加編碼器，適時(shí)跟蹤閥芯絕對(duì)位置，糾正閥芯位置偏差，使實(shí)際系統(tǒng)壓力與設(shè)定壓力保持一致。當(dāng)系統(tǒng)需要手動(dòng)緊急卸壓時(shí)，可以旋轉(zhuǎn)卸壓機(jī)構(gòu)末端的手輪，在彈簧力的作用下，使閥芯遠(yuǎn)離節(jié)流孔，打開卸壓通道。

另外，實(shí)驗(yàn)只研究了單個(gè)電機(jī)驅(qū)動(dòng)單級(jí)錐形閥的卸壓動(dòng)態(tài)特性，對(duì)于超高壓的高精度卸壓工藝，也可以采用單個(gè)電機(jī)驅(qū)動(dòng)多級(jí)串聯(lián)的錐形閥芯，使超高壓的卸壓過程更加快速及平穩(wěn)。

4 結(jié)論

(1)設(shè)計(jì)Ⅰ～Ⅳ 4種卸壓工藝，PID控制器自動(dòng)控制步進(jìn)電機(jī)輸入脈沖，使仿真計(jì)算得出的卸壓曲線緊密跟蹤設(shè)定壓力曲線，在穩(wěn)定工作狀態(tài)下，其壓力偏差絕對(duì)值≤0.01 MPa。

(2)在卸壓工藝Ⅱ條件下，固定其他參數(shù)，只改變閥座節(jié)流口直徑或閥芯半錐角，隨其增大，相同時(shí)間點(diǎn)下的閥芯位移變小，壓力偏差減小，可減弱卸壓時(shí)的壓力振蕩，使卸壓過程更平穩(wěn)，從而延長六面頂壓機(jī)使用壽命，減少頂錘消耗。同時(shí)，確定的最佳閥座節(jié)流口直徑為2.5 mm，閥芯半錐角為20°。

(3)在卸壓工藝Ⅱ條件下，進(jìn)行磨料級(jí)金剛石合成的2段卸壓實(shí)驗(yàn)，2段卸壓曲線呈線性變化，為斜率不同的直線。且實(shí)際壓力曲線與預(yù)設(shè)壓力曲線吻合，壓力偏差絕對(duì)值≤0.01 MPa，與仿真計(jì)算曲線和設(shè)定曲線的值一致，驗(yàn)證了仿真結(jié)果的正確性，符合預(yù)期設(shè)計(jì)要求。