2500KJ海上作业打桩锤液压系统液阻结构参数分析与实验

引言

随着海洋开发逐渐向深海推进，油气资源的开发也不断向深海进军。一般深海海域中自然环境比较恶劣，环境载荷十分复杂， 对海洋工程设施的理论分析、设计安装的要求就更加严格和准确。液压锤具有体积小、重量轻、锤击力大的特点，并且在打桩过程中可以依据不同工况随时调整输出的锤击能量。

海上打桩锤由锤体、液压动力站和电气控制系统单元等几个部分组成，相比柴油锤具有安全、可靠坚固耐用，可抗拒恶劣作业环境、工作效率高等优点。液压控制系统是以电机提供动力基础，使用液压泵将机械能转化为压力，推动液压油，具有刚度大、精度高、驱动力大，调速范围宽等优点，故液压系统非常适用于海上打桩锤。

打桩锤工作时主要承受竖向载荷，大多数打桩动力研究中，重点分析基桩本身。ZHOU X L等研究了半空间饱和土中基桩受竖向载荷的瞬态动力响应。阙仁波等考虑土体波动效应，对弹性变截面桩在任意激振力作用下的纵向振动特性进行了研究。黄建川分析了海上打桩时锤击力与土性参数对打桩的影响，研究了打桩土阻确定改进方法。

早在20世纪70年代，人们便开始用解析解和数值方法研究打桩问题。1931年ISAACS D V指出，打桩是应力波的传播过程，可用一维波动方程来描述。1960年，SMITH E A L提出了波动方程在桩基础施工中的数值解法，将整个锤击系统离散为许多质量单元，用弹簧模拟锤芯、替打以及桩身之间的相互作用关系，利用数值方法求解打桩过程.沿着这个方向，后来FORHAND P W、REMPE D M等、BOWLES J E以及SMITH J M等进一步研究和发展了Smith方法，后来称之为“波动方程分析法”。

本研究介绍了打桩锤的基本结构及工作原理，并利用AMESim仿真软件对整个液压回路进行了仿真模型的搭建，对打桩锤中的液压元件及系统特性进行分析，研究并得到P、R液阻参数对打桩锤液压系统的影响关系。

1 2500 kJ海上打桩锤结构设计方案及控制原理

在此对海上打桩锤整体设计方案及各部分作用进行介绍如图1所示，海上打桩锤主要由控制室、动力站、压力盖部、阀体部、壳体部、锤芯部、减振部、桩帽部组成。控制室实现对整个系统的控制；动力部提供满足工况要求的能量；压力盖顶部保证工作的平稳性及补充冲击能量；阀体部实现回路切换；壳体部支撑整个冲击系统；锤芯部储存冲击能量，并实现能量转化，减振部减少冲击瞬间释放的能量对冲击系统的影响。

如图2所示，海上打桩锤分为五个工作状态：准备、提锤、顶点、下落、结束。准备阶段：P、R阀关闭，系统内无液压油，此时进行提锤前的准备工作。提锤阶段：P阀打开，R阀关闭，高压油推动锤芯上提直至*高处。顶点：P、R阀关闭，此时锤芯内储存能量达到*大值，即将进行下落冲击。下落阶段：P阀关闭，R阀打开，低压油流回油箱，此阶段进行能量转换，完成冲击桩体的工作。结束阶段：P、R阀关闭，至此完成一次冲击。

图1 打桩锤结构图 

图2 打桩锤工作原理图

2 仿真模型搭建及动态分析

根据海上打桩锤的结构分析以及工作原理图，对阀体进行仿真分析，利用AMESim仿真软件对整个液压回路进行了仿真模型的搭建工作，得到的仿真模型如图3所示。

海上打桩锤不仅需在短时间内实现2500 kJ打击能量，并且在提升过程中不能对打桩锤外壳造成冲击以延长使用寿命，于是提出以下三点要求：

(1) 打桩锤锤击能量为*基础的硬性工作条件，为保证系统稳定提供2500 kJ打击能量，设计时按照连续锤击工况下锤击能量为3000 kJ,单次锤击工况下锤击能量为440 kJ的条件进行设计；

(2) 提升的高度h为重要控制量，由于打桩锤锤体质量为152000 kg, 惯性力较大且内部环境导致的能力损失无法观测。按照打击能量公式E=mah/k,其中加速度a=1.5 g, 其意义为便于计算，简化打桩锤顶部气侧压力影响的复合加速度；修正系数k=1.026,其意义为补偿系统简化所带来的影响。通过计算可得在连续锤击工况下高度h=1.350 m, 在单次锤击工况下高度h=0.198 m;

图3 系统回路整体仿真模型

表1 仿真模型参数初始值

(3) 打桩锤需要保证32次/min的频率，所以每个周期需控制在1.8 s之内；

(4) 为了不对壳体造成冲击，提升阶段需调整P阀关闭时间提前，打桩锤以保留部分动能缓慢接近外壳。而在实际工况中，P阀关闭时间受多种因素影响，难以在准确时间关闭。为了保证打桩锤寿命，保证锤体不接触壳体，即在后续的图中高度h不与时间轴相交。

3 液阻对系统性能的影响

为了说明液阻变化对海上打桩锤提升与降落的影响，打桩锤*高提升位置为1.35 m, 以此位置做参考点，向下为正方向，将缓冲区起始位置调整为1.133～1.163 m, P阀开启时刻为5 s; P阀关闭时刻为6 s, 保证间隔时间1 s。R阀开启时刻为6 s, R阀关闭时刻为7 s, 保证间隔时间1 s。

液阻具体位置如图3所示，P阀与R阀中各阻尼代号对应液阻初始值如表2所示。

表2 液阻初始值 

在上述先导阀内液阻初始参数条件下，进行一次2 s内的仿真，主要分析液阻对打桩锤动作产生的影响。

1) ZD.P液阻仿真分析

根据初始条件，对ZD.P液阻进行仿真分析，其中液阻为10, 15, 20, 28 mm, 并结合初始25 mm仿真进行结果分析，如图4所示。

图4 打桩锤时间位移曲线图

从图4可以看出，增大液阻ZD.P的数值，打桩锤提升和下落时间会减小，但整体减小效果不明显，故而可知液阻ZD.P数值对总打击次数不会产生较大影响。在这个线性趋势下，针对初始数据25 mm左右的数据进行分析，如图5所示。

图5 打桩锤时间位移曲线图

从图5中可以看出在液阻ZD.P数值在25 mm附近取值，对打桩锤动作产生的影响可忽略不计，故液阻ZD.P数值取24～26 mm内数值均合理。

2) XD.P.T液阻仿真分析

根据初始条件，对XD.P.T液阻进行仿真分析，分别进行液阻为2, 5, 15, 20, 25 mm仿真，并结合初始10 mm仿真进行结果分析， XD.P.T取不同液阻直径对打桩锤提升时间和下落时间如图6所示。

图6 打桩锤时间位移曲线图

由图6所示减小液阻直径，打桩锤整体动作有明显滞后，但是当液阻直径大于10 mm之后，这种滞后情况基本可以忽略，所以现在对液阻在10 mm以内的情况进行细致分析。

XD.P.T直径取2～9.75 mm对打桩锤动作的影响仿真曲线如图7所示。

图7 打桩锤时间位移曲线图

根据图7可知，设置液阻为2～9.75 mm时，在大于8 mm后，液阻直径对打桩锤整体提升高度h与下落时间几乎无影响，故液阻XD.P.T数值取值建议为大于8 mm。

3) 其他液阻仿真分析

使用相同测试方法分别对XD.P.x1、XD.P.x2、ZD.R、XD.R.T、XD.R.x1、XD.R.x2进行液仿真整并进行仿真分析，不同液阻直径对打桩锤提升时间和下落时间影响结果如图8所示。

根据图8所示，液阻XD.P.x2直径变大，打桩锤整体提升高度h与下落时间都呈现变短趋势，但是此趋势在液阻直径数值大于1.5 mm后变得不明显， 故液阻XD.P.x2数值取值建议为大于1.5 mm。调整P阀液阻数值，对打桩锤提升和下落的动作时间均会有影响，调整R阀液阻数值，主要影响打桩锤下落动作时间。同上述的分析方法，根据仿真曲线，分析可得到如表3为液阻选配表。

图8 不同液阻直径对打桩锤高度影响

4 实验测试

图9中的界面能够显示打桩锤任意一次击打时0位的打击能量和锤芯的提升高度h、速度v、加速度a、高压回路压力p_h、低压回路压力p_L以及内压回路压力p_i等性能参数，方便对系统进行调试。

根据所选液阻所研制的打桩锤连续锤击实验时各参数为：顶盖压力3.5 MPa, 高压蓄能器充氮压力18 MPa, 高压蓄能器容积808 L,泵站流量4500 L/min, 单击击打能量2500 kJ,并按照*优液阻配选方案进行仿真。

P/R阀的输入开关信号控制示意如图10所示，通过海上打桩锤实机实验曲线与仿真曲线的对比如图11所示。

表3 液阻选配表 

图9 海试测试现场与控制系统交互界面

图10 P/R阀输入信号

由图11可知海试实验的打桩锤位移和高压、低压、打桩锤内部压力曲线都与仿真曲线相差较小。由于锤芯的速度与加速度无法直接测量，是通过位移数据离散进行计算的，所以结果会有一定的差值。但是通过仿真实验加速度曲线和海试实验加速度曲线对比分析可知，两曲线的变化趋势较为接近。仿真模型的结论对实际系统控制与参数设置具有一定指导作用。

图11 打桩锤系统状态实验与仿真对比曲线

5 结论

本研究以海上打桩锤为研究对象，进行了如下工作。

(1) 针对打桩锤进行了功能性分析，阐述了打桩锤的结构设计方案及其工作原理；

(2) 根据技术要求以及系统原理图，通过AMESim仿真软件搭建2500 kJ海上作业打桩锤液压系统回路及进/回/补油回路的各个阀体的仿真模型，分析了不同控制参数与结构参数设置对打桩锤性能的影响；

(3) 对ZD.P、XD.P.T、XD.P.x1、XD.P.x2、ZD.R、XD.R.T、XD.R.x1、XD.R.x2分别进行液阻调整并进行仿真分析，得到以下结论：调整P阀液阻数值，对打桩锤提升和下落的动作时间均会有影响，调整R阀液阻数值，主要影响打桩锤下落动作时间；得到系统所需工况下液阻*优配比方案；

(4) 通过对比分析海试实验曲线，与相同工况下仿真曲线，其曲线趋势基本一致，证明仿真模型相关结论与实际工况相吻合，因此通过仿真模型分析对液压系统控制与阀体结构参数的指导具有实际意义，有一定价值。