土压平衡盾构机推进液压系统设计研究-毕业论文.doc

隧道掘进机推进液压系统设计研究本章主要对盾构掘进机推进液压系统的研究现状进行了综述，同时指出了研究中存在的难点和有待研究的问题，明确了本文的研究方向。硬岩掘进机的关键技术为：推进液压缸分区性能研究，推进液压缸控制方式研究以及液压缸推进速度控制研究。目前对硬岩掘进机推进液压系统的研究主要集中在对推进液压缸分区布置的优化研究、对推进液压系统的改进设计以及对推进速度的控制算法研究三个方面，其中尤对硬岩掘进机推进液压系统的控制研究居多。在硬岩掘进机分区性能研究方面，邓颖聪，郭为忠，高峰等提出了推进系统超冗余并联机构建模方法即将各推进液压缸支链等效为球副-移动副-球副（SPS)支链，然后基于力合成原理和并联机构学理论推导出推进系统分区等效机构的运动学模型；邓孔书，唐晓强，王立平等基于力均方差最小和相对偏差最小的原则对土压平衡式盾构推进液压缸进行了优化布局方法研究，并利用优化模型对6.28m盾构推进系统进行了优化分析和设计；李建军，余海东，赵勇等设计了盾构机变负载下冗余驱动推进系统动力传递特性研究试验台，并建立了其冗余驱动推进机构的力传递模型，最后通过数值分析和实验数据相比较验证了所设计实验台的正确性；邵鑫，余海东，张凯之等以某典型复合式盾构机为对象，分析了复杂地质条件下掘进时冗余驱动推进系统不同分组策略下载荷传递特性，提出了基于地质条件的推进系统分组策略。在硬岩掘进机推进液压系统的控制模式研究方面，胡国良，龚国芳，杨华勇等设计了一种基于压力流量复合控制的盾构机推进液压系统，并通过模型仿真和实验室实验证明了设计模型的正确性；朱雷，黄剑采用比例减压阀与电液比例泵相配合的模式实现了盾构掘进机压力流量的同步精确控制，从而简化了控制系统的结构；施虎，龚国芳，杨华勇针对广泛使用的6.3m土压平衡盾构，提出了采用液压变压器控制其推进液压系统的策略，并通过精确的计算证明该推进系统较传统的阀控系统可使装机功率降低30%；国外方面，日本工程师酒井邦登等26在盾构机姿态控制中运用卡尔曼滤波理论，利用自回归模型建立盾构机动态特性方程来其位置。仓岗丰等27在福市高速铁道一号线延伸段的盾构掘进施工中第一次使用模糊控制算法，开启了先进智能控制在盾构机实际隧道施工自动化控制应用的先河。蒲泽义等28将模糊控制策略与人工智能的盾构机自动控制系统结合起来在某隧道施工中进行试验，同时对比熟练工人和自动控制系统各自单独控制盾构挖掘一段隧道后挖掘轨迹控制精度，通过对比发现采用模糊控制策略的自动轨迹控制系统的隧道轴线拟合程度更高。在盾构掘进机推进状态智能控制算法研究方面，文献1对TBM推进液压系统运用AMESim与MATLAB/Simulink联合仿真仿真技术进行了研究，并将普通PID和模糊自整定PID的压力和速度复合比例控制进行了对比，发现采用模糊自适应PID控制可以克服非线时变性的影响，控制效果较普通PID有所改善；文献2运用一种简化的动态土体粘弹性模型来对TBM实际推进施工中的复杂负载工况进行模拟，并引入一种偏差修正参数的非线性PID控制器对推进液压系统进行了仿真研究，结果表明非线性PID对TBM推进液压系统的控制效果优于常规的PID控制器；文献3运用模糊自整定PID控制算法实现了对盾构推进压力和速度的控制并通过试验验证其改进算法能明显改善系统的鲁棒性和适应能力；文献4采用一种偏差修正参数的非线性PID控制器，并在AMESim与Simulink接口界面上实现了液压、控制系统的联合仿真；文献5设计了基于BP神经网络的盾构推进速度自适应PID控制器，并运用MATLAB软件进行了阶跃响应仿真，证明了所设计的控制器具有很高的响应精度和良好的在线整定能力；文献6设计了基于单神经元的盾构推进液压系统速度自适应PID控制器，实现了盾构推进速度的自适应调节；文献7采用基于线性二次型最优控制的单神经元自适应PID控制算法对双护盾掘进机液压推进系统进行了联合仿真分析。文献8采用基于RBF神经网络自整定PID控制算法对双护盾掘进机液压推进系统进行控制分析，并进行了AMESim与MATLAB/Simulink联合仿真，得出该控制系统能够明显改善系统鲁棒性的结论。在盾构姿态控制策略方面，国外有日本学者酒井邦登等9将卡尔曼滤波理论应用于盾构姿态控制中，使用自回归模型建立方程来预测盾构机的位置。仓冈丰第一次将模糊控制策略在在福市新干线一号线延伸段的盾构施工控制中得到成功运用。文献10进行了盾构施工姿态影响因素的分析推导了盾构施工掘进的动力模型，并对外界载荷进行动态模型建模，同时提出了模糊变结构控制的方法。1987年日本学者酒井邦登等将卡尔曼滤波理论用于盾构姿态的预测和控制，通过分析掘进非正常运动和盾构中心位置变化之间的物理关系，根据两个模型参数辨识和地质情况的相关分析，发现盾构机的运动特性和地质硬度、弹性系数有很强的相关性，建立了用于预测盾构机位置自回归模型。1988年桑原洋等首次提出了单向推进度的概念，根据人工经验设计了模糊控制器，尝试将模糊控制理论应用于盾构姿态控制，随后在1991年，仓冈丰将采用模糊控制理论的盾构姿态控制系统应用至福市高速铁道的施工过程中，是文献可查的盾构姿态自动控制系统首次在实际隧道施工工程中进行尝试性应用。1992年清水贺之等在分析了隧道施工中盾构的掘进与运动规律基础上，忽略非线性因素的影响，建立了盾构掘进运动数学解析模型，并设计了采用现代控制理论的姿态控制系统。国内方面，胡珉等首次将模糊控制方法尝试应用于上海轨道交通2号线隧道盾构轨迹控制；大连理工大学杨霞分析了盾构载荷对盾构姿态的影响规律，推导了盾构推进动力学模型，并提出了盾构姿态模糊变结构控制方法；凌研方提出了盾构掘进机的轨迹规划算法，并分析了最小转弯半径对轨迹规划的影响，并进行了仿真分析；岳明在建立盾构姿态调整过程中的动力学模型基础上，提出了采用滑模鲁棒控制器的盾构姿态和轨迹自动控制系统以及基于载荷观测器的盾构姿态动态协调控制系统，并进行了仿真研究。侯典清提出了以位移控制为基础的双闭环反馈盾构掘进姿态控制系统，分析了单环掘进各分区推进液压缸的行程关系、相邻掘进环之间的液压缸位移与掘进斜度的关系，提出了推进系统各分区液压缸速度与设计轴线的解析关系，对非均匀载荷条件下推进液压缸速度精准控制进行了仿真分析。推进油缸的布置原则：盾构推进时，由于推进油缸直接作用于管片上，因此推进油缸的布置主要考虑管片的结构形式、分布方位、受力点布置、管片组装施工方便性等方面的因素。满足下列要求：1） 径向分布使管片受力均衡：2） 环向布置与管片的分块相匹配；衬砌环设计为由1个封顶块、2个邻接块、3个标准块组成，采用错缝拼装，环间采用10个M24螺栓进行接，螺栓布置间隔。一般情况下，封顶快的位置允许在正上方或偏离正上方，也有可能偏离。为了保证无论管片如何错动，每块管片所受推进力总是相等，并且在整个衬砌环上受力均匀，确保管片贴合均匀密实，要求油缸环向布置的间距角度与管片错对角相对应，保证油缸合力作用在每块管片的中心上。那么每组油缸环向布置的间距应为的倍数，根据这个原则推理，在整圆范围内，油缸总数为10的倍数，与计算的油缸总数30个相适应。3） 考虑管片在整个衬砌环受力均匀，油缸布置应沿铅直轴线、水平轴线均匀对称布置。2.1.2 推进油缸的选型和配置推进油缸的选型和配置应根据盾构的操作性、管片组装施工的方便性等确定。根据盾构各管片分布方位和受力点布置各油缸的最佳位置。推进油缸选型、配置时，必须满足以下要求：推进系统不仅要考虑满足盾构设备在掘进中推力的需要，同时还要根据管片拼装的要求进行布置；推进油缸的推力和数量应根据盾构外径、总推力、管片结构和隧道路线等因素确定。推进油缸应选用重量轻、耐久性好、结构紧凑的油缸，一般选用高压油缸；推进油缸一般情况下等间距配置在盾构壳板内侧附近，位置的确定要兼顾管片的强度。推进油缸配置时，应使推进油缸轴线平行于盾构轴线。2.2.1 盾构直径的确定由于盾构直径直接关系到推进系统液压缸的数量、布置以及液压参数的确定，因此推进系统的设计必须从确定盾构直径开始。隧道设计中与盾构密切相关的参数是管片的直径。盾构推进系统的设计从最终成形隧道的内径即管片内径这一原始的已知参数出发。根据盾构的结构及工作原理可知，盾构直径必须根据管片外径、管片与盾构壳体内径之间间隙，以及盾构壳体钢板厚度确定，如图一所示。其值可按如下公式计算： （1）式中：D为盾构的外径；为管片外径；x为盾尾间隙，约；t为盾壳厚度；为隧道内径；s为拼装管片厚度。公式（1）中各参数除盾壳厚度t之外均可视为已知，对于盾壳厚度的计算，由于盾构为圆筒形且通常情况下盾构内径与厚度之比，可按照材料力学中关于薄壁圆筒受力情况来设计校核，即式中：盾构外壳表面所承受的等效土压力； 盾构壳体材料的许用应力；图1 盾构与管片的尺寸关系2.1.3 推进油缸的布置原则盾构推进时，由于推进油缸直接作用于管片上，因此推进油缸的布置主要考虑管片的结构形式、分布方位、受力点布置、管片组装施工方便性等方面的因素，满足下列要求：（1） 径向分布使管片受力均衡管片的几何尺寸为：外径，内径，管片厚300mm,管片的中心圆。为使管片在径向受力均衡，设计将油缸沿盾体周向呈圆形均匀布置，油缸的轴线设计分布在管片的中心圆上。（2） 环向布置与管片的分块相匹配衬砌环设计为由1个封顶快、2个邻接块、3个标准块组成，采用错缝拼装，环间采用10个M24螺栓进行联接，螺栓布置间隔。一般情况下，封顶快的位置允许在正上方或偏离正上方，也有可能偏离。为了保证无论管片怎样错动，每块管片所受推进力总是相等的，并且在整个衬砌环上受力均匀，确保管片贴合的均匀密实，要求油缸的环向布置的间距角度与管片错动角相对应，保证油缸合力作用在每块管片的中心上。那么每组油缸环向布置的间隔应为的倍数，根据这个原则推理，在整圆范围内，油缸总数为10的倍数，与计算的油缸总数30个相适应。（3） 考虑管片在整个衬砌环受力均匀，油缸布置应沿垂直轴线、水平轴线均匀对称布置。3.5 推进油缸的布置方案综上所述。30个油缸的布置方式可以有以下几种：（1）30个单油缸均匀分布在绘图中，油缸的调节机构与铰接油缸支座发生干扰，方案不可行。（2） 双油缸布置15对双油缸沿盾体圆周均匀分布，环向布置的间距角度为。与周向转动的管片不能对应，使油缸的推力中心线与管片的中心线不能重合，管片受力不均衡，不易实现管片拼装贴合严密的施工要求。（3） 单双油缸间隔布置单双油缸按每隔间隔布置，在封顶快位于正上方时，油缸的推力中心线与管片中心重合。并且每组油缸间有充分的空间布置铰接油缸和超前注浆管。在错缝拼装时，封顶块偏离正上方、时，推进油缸与管片能够相适应，因此这种油缸布置方案可行。如下图所示：图1 推进油缸的布置（单位：mm)3.3.1 盾构掘进姿态分析一个完整的隧道掘进过程由若干单环掘进组成，单环掘进是隧道施工的最基本单元。实际盾构的推进液压缸一般采用分区控制，如图1所示，分为A,B,C,D4个区。为了简化分析并不失有效性，可将每一组分区简化为单缸，建立整个推进系统的四分区等效机构模型。盾构单环掘进过程中，水平方向姿态由左右两分区液压缸控制，竖直方向姿态由上下两分区液压缸控制。鉴于上下分区和左右分区是独立关系，本文仅以水平方向姿态控制为例进行分析。图1 推进液压缸分区布置图定义盾构初始状态轴线与单环掘进前后中心点轴线的夹角为盾构单环掘进斜度角。如图2所示，时盾构直线掘进；时盾构姿态左偏，反之右偏。记盾构单环掘进完成时左分区液压缸位移为，右分区液压缸位移为，推进液压缸行程长度为L，易知：盾构在隧道设计轴线上掘进姿态示意如图3所示，虚曲线为隧道设计轴线，黑色方块为盾构单环掘进位置。记相邻两掘进位置间的线性位移为，掘进位置处设计轴线的曲率直径为，图中圆框内所示为盾构线性掘进位移与掘进斜度角的几何关系，易知，盾构单环掘进的线性位移可表示为：由式（2）可知：设计轴线一旦确定，单环掘进的线性位移和掘进斜度角即唯一相关。故理论上控制掘进斜度角便可实现无偏差的掘进轨迹。以左方向姿态调整为例，盾构在两相邻掘进位置间的姿态如图4所示，虚线表示盾构初始位置，实线表示盾构单次掘进后的位置，点A为左右两球铰中心点所在线段的中点，点B为盾构初始位置的中心点，点C为掘进后的中心点。记线段AB的长度为，前后中心点的线性位移BC为，线段AB与AC的夹角为，盾构左侧液压缸推进位移为，右侧位移为，线段AC的长度为，刀盘直径为，推进液压缸内径为。需说明的是，撑靴是留有间隙的球铰支座，间隙可允许撑靴沿已安装管片有一定的侧向移动，只要不是直线掘进，单环掘进后必然产生侧向位移。由于侧向滑动，单环掘进前后液压缸杆端中心非同一点，为方便求解，作2条过中心点且平行于缸杆的虚线为辅助线，由辅助线求解出的单侧推进位移与实际推进位移略有差别，最后可进行补偿。对左右液压缸，利用图4中的几何关系和余弦定理，有：； （3）； （4） ； （5）。 （6）对式（2），（4），（5），（6）进行联立求解可得： （7）盾构型号和设计轴线确定后，可由式（7）求解掘进斜度,进而确定，和。记盾构沿设计轴线掘进速度为，可知单环掘进过程所需时间，左分区推进液压缸掘进速度，右分区掘进速度。故当盾构掘进速度，盾构型号和设计轴线确定后，便可确定左右液压缸的推进速度和，从而保证实际掘进轨迹是准确的。考虑侧向位移引起的误差，可将左右分区液压缸单环掘进位移更正如下：；盾构推进液压缸的布局设计推进液压缸安装在盾体上，通常的安装方式是推进液压缸与盾体平行安装，根据液压缸与盾体间的固定方式不同分为两种，前端铰接固定和伸出端铰接固定。前端铰接固定性液压缸的前端与盾体的前端进行铰接固定，液压缸的伸出端在盾体上的固定为非约束性固定，如图5所示。图5 盾构液压缸的前端固定安装后端铰接固定型-液压缸的伸出端和盾体的后端进行铰接固定，液压缸的前端在盾体上的固定为非约束固定，如图6所示。图6 盾构液压缸的后端固定安装这种推进液压缸的平行安装方式，结构简单，控制方便，容易实现位置控制，但受盾构周围土压力、应力的影响，其盾构推进的姿态控制不方便，误差较大。推进液压缸位移传感器在盾构推进过程中，需对分区的推进液压缸位移进行测量。以往选用的推进液压缸位移传感器一般采用外置式，虽有套管保护，但在实际施工操作过程，往往由于各种因素而造成破坏。可以采用内置式结构的液压缸位移传感器，直接安装在液压缸内部，不占用液压缸以外的空间，不拍外力冲击，对安装环境没有特殊要求，减少了人为因素的损坏，安全可靠。液压缸内置式位移传感器的种类很多，图4所示是威德曼效应传感器。它是利用磁效应和超声效应两者两结合来达到位移检测的目的。永久磁铁和液压缸活塞连接在一起，波导管穿过中空的活塞杆。图4 威德曼效应传感器工作原理简图当发射电路通过穿入波导管中的导线发射一周期稳定的电流脉冲时，在永久磁铁的作用下，在波导管表面将产生扭转脉冲。该脉冲以声速向两边传播，被接受器接收，其余的在端部被阻尼器吸收。接受器通过一系列变换、放大、整形输出TTL电平脉冲信号。信号处理电路最终把脉冲信号变为与液压缸活塞位移一一对应的数字量输出。4.2.1 比例调速阀模型推进液压系统中，比例调速阀选用的是HAWE公司的SHE型二通比例调速阀，其结构原理如图4-8所示，该阀是一个典型的差压式比例调速阀，有定差减压阀对节流阀口前后的压力变化进行补偿，使节流阀口压差近似保持为定值，从而实现输入信号对于流量的比例调控。比例调速阀中，定差减压阀阀芯运动方程为式中，-减压阀背腔后端处压力，Pa; -减压阀被腔前端处压力，Pa; -节流阀出口压力，即负载压力，Pa; -减压阀阀芯被腔后端有效工作面积， ； -减压阀阀芯控制腔有效工作面积, ; -减压阀阀芯背腔前端有效工作面积, ; -减压阀阀芯等效质量,; -等效弹簧刚度,; -阀芯位移量,。通过定差减压阀阀口处的流量方程为式中，-泵出口处的流量，；-减压阀阀口处的流量系数，无因次，；-减压阀阀口的周向开度直径，mm;-油液密度，；-系统供油端压力，Pa;-减压阀出口处压力，Pa.通过液阻的流量方程为式中，-通过液阻的流量，；-液阻的阻尼空直径，。通过液阻的流量方程为式中，-通过液阻的流量，；-液阻的阻尼孔直径，。减压阀背腔后端处的流量连续性方程为式中，-减压阀背腔后端初始体积，；-液体的有效体积弹性模量，。减压阀背腔前端处的流量连续性方程式中，-减压阀背腔前端初始体积，；减压阀控制腔处的流量连续性方程为式中，-流入减压阀控制腔处的流量，；-减压阀控制腔初始体积，。节点1处的流量连续性方程为式中，-通过节流阀阀口处的流量，；-节点1处封闭容腔体积，。通过节流阀阀口处的流量方程为式中，-节流阀阀口周向开度直径，； -节流阀阀芯位移量，。节点2处的流量连续性方程为式中，-比例调速阀出口处的流量，； -节点1处封闭容腔体积，；节流阀阀芯的运动方程为式中，-比例电磁铁在一定电流时的推力，;-节流阀阀芯移动部件的等效质量，；-等效弹簧刚度，；电磁铁的推力和电流的关系为式中，-电磁铁比例系数； -周期，。4.2.2 比例溢流阀模型推进液压系统中，比例溢流阀选用的是BOSCH公司的直动式比例溢流阀，其结构原理如图4-2所示。通过锥阀阀口处的流量方程为式中，-锥阀阀口处的流量系数，无因次，；-流入比例溢流阀处的流量，；-通流面积，。锥阀阀口处的通流面积可由式（4-2）表示式中，y-阀芯位移，m;-锥阀半锥角，；d-锥阀阀口处孔径，。式（4-2）代入式（4-1）可得式中，为系数，。锥阀阀芯运动方程为式中，-锥阀阀口处的面积，； -弹簧和阀芯等移动部件的等效质量，；-与粘性摩擦有关的阻尼系数，可以忽略。-阀芯左侧弹簧刚度，；-阀芯右侧弹簧刚度，；-弹簧预压缩量，可以忽略；-阀口处的稳态液动力，;-比例电磁铁在一定电流时的推力，N.一般情况下，比例电磁铁的推力和电流的关系可以表示为一阶环节；式中，-电磁铁比例系数；-周期，。 根据图4-2所示的比例溢流阀的结构原理图，采用AMESim中的HCD（基本元件设计库）中的液压元件搭建好比例溢流阀的AMESim模型。模型如图4-3所示，盾构试验研究盾构推进速度控制试验系统包括推进液压系统、信号采集控制系统以及控制策略平台，其中信号采集、控制以及控制策略均在Simulink软件中实现。试验原理如下：在Simulink软件中给定速度信号，通过驱动程序转变为电压信号输入研华PCI1727板卡以调节比例调速阀开口大小从而控制液压缸速度，液压缸上的位移传感器将实际位移信号通过PCI1713板卡传送至Simulink实时视窗环境，位移信号经过求导、滤波环节后与设定速度值的比较偏差经模糊PID控制后再发送至板卡调节调速阀开度，形成闭环反馈控制。盾构模拟推进试验台如图9所示，它结合了结构参数和控制方式与实际动力系统完全相同的电液控制系统与真实负载模型，通过改变行走路径上的摩擦系数来模拟不均载荷。将液压推进系统的22个液压缸分成上下左右四个分区，其中下分区7个液压缸，上、左、右分区皆5个液压缸。庄欠伟等阐述了盾构液压推进系统结构设计中的液压缸设计、分区确定和液压缸位移传感器的选取，着重分析了推进液压缸的结构布置方式，将推进液压缸分为A(左）、B（下）、C（右）D（上）四个区，其中A、C两区各8个液压缸，D区6个液压缸，B区10个液压缸，如图1-6，考虑到盾构上边受到的阻力最小，下边受到的阻力最大，故而在分区设计中B区的油缸数目大于D区的油缸数目。周儒林等在盾构推进系统分析中图示了16个液压缸的推进系统被划分为A(上）、B（左）、C（下）、D（右）四个区，其中A区3个液压缸，B、D两区各4个液压缸，C区5个液压缸，如图1-8所示。庄欠伟等在盾构推进系统的结构和功能研究中，以海瑞克某盾构为例，亦是将32个液压缸的推进系统分为A、B、C、D四组，其液压缸数目分为为8、10、8、6.如图1-9.胡国良等在盾构推进液压缸分区确定中亦是将32个液压缸的推进系统分为A、B、C、D四个区，各分区油缸数目分别为：8、108、6个。姑且不论不同分区型式的推进系统的控制系统设计，从简化盾构推进系统的控制角度，不仅可以将推进系统进行四个分区，也可以将推进系统进行三分区、五分区、六分区，由此可知，推进系统有多种不同的分区型式，而同一种分区型式由于各分区的油缸数目不同，或是分区与分区之间油缸数目的比值不同，又往往会产生不同的分区配置方案。就四分区而言，图1-7和图1-14就列举出了多种不同的分区配置方案。盾构推进液压缸的分区设计一方面关系到管片拼装的质量，另一方面关系到盾构机姿态调整的难易程度，所以对其进行研究具有重要的意义。文献1提出了推进系统超冗余并联机构建模方法，它将各推进液压缸支链等效为球副-移动副-球副（SPS)支链，基于力合成原理和并联机构学理论从而推导出推进系统分区等效机构的运动学模型，并依据这个模型对32个推进液压缸划分为4个分区，得出了上分区液压缸数目为6个，下分区液压缸数目为8个，左右分区液压缸数目各为8个的结论；文献2基于力均方差最小和相对偏差最小的原则，建立了土压平衡盾构机推进液压缸进行了优化布局模型，并应用所建模型对直径为6.28m盾构进行了分区优化设计；文献3设计了盾构机变负载下冗余推进系统动力传递特性研究试验台，并建立了冗余驱动推进机构的力传递模型，最后通过数值分析和实验数据相比较的方法验证了所设计试验台的正确性；文献4分析了复杂地质条件下某典型复合式盾构机掘进时冗余驱动推进系统不同分组策略下载荷传递特性，提供了基于地质条件的推进系统分组策略。1.1.1 推进液压系统的集成设计由于盾构推进液压系统涉及的液压零件较多，连接油路存在大量的管子和接头，造成了安装、调试和维护的困难。为了解决这一难题，我们在复杂液压系统中广泛应用集成阀块来提高系统的紧凑性和密封性，同时使系统的安装、调试和维护变得容易。考虑到本论文设计的盾构机4个分区推进液压系统结构的一致性，采用一个主油路集成阀块和四个分区液压阀块相组合的方式来实现液压系统的集成。为了提高液压集成阀块的正确性，同时满足液压系统各个部件对整体组装结构的紧凑性和密封性的要求，系统使用了三维数字化设计软件SolidWorks来构造各个阀体零件的真实特征、零件3D模型，继而进行阀体零件的虚拟装配和运动仿真。运用三维SolidWorks软件建立阀体零件的三维实体模型，能够直观地检查出阀体内各连接通道的正确与否，从而保证了阀体零件设计的正确性和合理性，使各种问题在设计中得以发现并处理，大大提高了设计效率。运用三维软件SolidWorks设计的推进液压系统分区阀块3D模型及实物图如3-6所示： 图3-6 推进液压系统分区阀块3D模型及实物图Fig. 3-6 The 3-D model and body of group-valve of thrust hydraulic system1.1.2 推进液压缸与盾体的连接方式推进液压缸安装在盾体上，通常的安装方式是推进液压缸与盾体平行安装，根据液压缸与盾体间的固定方式不同分为两种，前端铰接固定和伸出端铰接固定。前端铰接固定性-液压缸的前端与盾体的前端进行铰接固定，液压缸的伸出端在盾体上的固定为非约束性固定，如图2-5所示。图2-5推进液压缸的前端固定安装Fig. 2-5 Forehead-fixed installation mode of thrust cylinders后端铰接固定型-液压缸的伸出端和盾体的后端进行铰接固定，液压缸的前端在盾体上的固定为非约束固定，如图2-6所示。图2-6 推进液压缸的后端固定安装Fig. 2-6 Rear-fixed installation mode of thrust cylinders这种推进液压缸的平行安装方式，结构简单，控制方便，容易实现位置控制，但受盾构周围土压力、应力的影响，其盾构推进的姿态控制不方便，误差较大。在比例电磁铁力-位移特性范围内，比例电磁铁输出力方程： (4-1)式中：-比例电磁铁的电流-力增益系数，； -比例电磁铁位移-力增益系数，； -线圈中的电流，A； -衔铁位移，。比例电磁铁线圈电压-电流方程： （4-2）式中： -线圈电阻和放大器内阻，； -线圈电感，； -放大器电压放大系数； -电磁铁的电流反馈增益，。