液压压缩机（精选三篇）
液压压缩机 篇1
关键词：内燃机,爆震,快速压缩-膨胀机,液压
0 概述
爆震现象是制约火花点燃式发动机压缩比和热效率进一步提高的主要因素。在爆震机理研究领域,末端混合气的自燃学说[1]已在国际上获得公认,但在一些具体现象方面,理论预测与试验结果仍存在分歧,如爆震核的发生具体点问题[2,3,4];因此,仍有必要继续深入研究爆震机理。
快速压缩机是一种模拟内燃机单压缩冲程的试验设备,活塞以极快的速度推至上止点,将混合气快速压缩,然后混合气在定容环境中燃烧,缸内压力温度迅速升高,一般压缩终点可以获得5MPa、1 000K的高温高压环境[5]。 相比于光学发动机,快速压缩机能实现单次工作,同时没有复杂配气机构的限制,可以获得开阔的视野,十分有利于爆震研究;相比于定容燃烧弹[6]和激波管,快速压缩机可以模拟出接近内燃机缸内的压缩和燃烧过程:因此快速压缩机一直是研究内燃机燃烧过程的重要技术手段和装置[7,8,9,10]。 吉林大学也开发出一台快速压缩机,并用来进行多种燃料的HCCI研究[11]。
根据火花点燃式发动机爆震机理研究的需求,开发出了能模拟活塞在上止点附近运动规律的快速压缩-膨胀机,与目前的快速压缩机相比,增加了快速膨胀功能,可以更逼真地模拟曲柄连杆发动机的燃烧过程,以期满足多种燃烧模式的研究需求。
1 结构和工作原理
快速压缩-膨胀机系统主要由液压驱动系统、燃烧室和加热系统、数据采集和控制系统等组成。其结构原理图和实物图如图1和图2所示。
快速压缩-膨胀机基于液压驱动原理,相比于压缩空气驱动,具有结构紧凑、运动平稳、控制精确的优势。
燃烧室由平顶活塞和石英玻璃组成。为了简化燃烧室设计,使用了平顶活塞。活塞通过连杆与液压柱塞连接。为了达到设计的压缩比(18),在行程与实际发动机相同的情况下,燃烧室的余隙较小,其结构如图3所示。从结构上分析,缸盖上安装火花塞的可能性很小,故将火花塞安装在活塞上,这样不仅能够解决火花塞安装位置的问题,同时偏置的火花塞可以加大火焰传播距离,有利于爆震的发生,其安装位置如图4所示。
试验机的工作过程如下:初始位置时活塞和液压柱塞都处于最右端(下止点),此时节流阀的阀口被柱塞密封,出油球阀和补油球阀关闭,左边柱塞腔充满低压油;打开进油球阀,通过ECU打开电磁阀,液压油进入柱塞腔,柱塞运动一定距离后节流阀被打开,液压油快速进入柱塞腔,推动液压柱塞左行,冲向上止点,同时挡板可以提供机械限位,保证活塞不会运动超位,防止活塞撞坏左侧光学玻璃;到达点火相位时,火花塞点火,燃烧室内混合气燃烧,推动活塞下行,单向阀可防止高压油倒灌通向电磁阀,节流阀可起阻尼作用,限制活塞的下行速度。调整机械挡块的位置,可以限制压缩比的极限值。
2 工作过程仿真
仿真研究的目的是论证设计方案的可行性,确定关键性结构参数和控制参数的影响规律,为样机设计和试验方案提供理论依据。 建立的快速压缩-膨胀机仿真模型如图5 所示。 仿真参数见表1。
仿真采用一维动力学仿真软件Amesim中的IFP-Engine库,这是一个具有可变参数和不同使用环境的气缸的模型库,但其中的气缸模型都以曲轴转角作为位置信号,而快速压缩-膨胀机没有曲轴转角,因此使用图1中的位移传感器B采集的位置信号代替曲轴信号。
2.1 结构参数对活塞运动规律的影响
本文的研究目的是开发出适合火花点燃式发动机爆震燃烧机理研究的快速压缩-膨胀机,活塞在上止点附近的速度变化率和压缩比是爆震现象的重要影响因素,是本文研究的重点。
未燃烧时不同活塞质量对活塞运动规律的影响如图6所示,并采用质量为15kg的活塞进行仿真位移与实测位移的对比。可以看出:(1)在其他条件相同的情况下,不同活塞运动质量对应的活塞最大位移相同,即上止点位置相同或者压缩比相同;(2)随着活塞运动质量加大,活塞到达上止点的时刻后移,从15kg活塞位移曲线可见仿真和实测基本一致;(3)不同活塞运动质量对应的上止点加速度不同,5、10、15kg活塞组的最大加速度分别为1.179×103、0.657×103、0.427×103m/s2,与质量大小近似成反比例。这是由于在上止点附近三种运动质量的活塞所受的合力基本相等,按照牛顿第二定律,加速度与质量成反比。上述特性说明,可以通过更换质量块的方法,改变活塞在上止点附近的加速度或者说改变活塞在上止点附近的停留时间,这在爆震研究中是重要的参数。从图6 还可以看出,活塞在过上止点后回落到一定位置,出现反弹并振荡。这是由于柱塞腔内的液压油具备一定的弹性,与活塞腔内的气体构成一个振子,具备一个固有振动频率。由于燃烧和爆震主要发生在第一个峰内,后面的振荡现象不会影响燃烧过程的研究。
压缩比是燃烧试验中另一个需要精确控制的重要参数。如图7所示为液压源压力和节流孔孔径对压缩比的影响。液压源压力可通过液压站的调节阀调节,并由压力表读出,节流孔孔径可通过调节节流阀改变。由图7可知,随着液压源的增大和节流孔孔径的变大,压缩比单调增大,因此可以通过调节液压源压力或节流孔孔径得到试验所需的压缩比。图7中12MPa曲线的右端点与11MPa曲线重合,这是由于最大压缩比受到挡板的控制,试验时挡板的极限压缩比设定为18。
2.2 燃烧对活塞运动规律的影响
本文开发的快速压缩-膨胀机属于一种特殊的自由活塞发动机,活塞的运动规律受运动质量与合力的控制。 当燃烧发生时,缸内的气体压力发生改变,继而活塞所受的合力及运动规律发生改变。
曲柄连杆发动机位移与转角的关系如式(1)所示。
式中,α为曲轴转角;r为曲柄半径;λ为连杆比。在曲柄连杆机构中,一般上止点前10°曲轴转角~上止点后30°曲轴转角为易发生爆震的区间[11]。由式(1)计算转角区间在快速压缩机中对应的位移区间,则活塞经过这个区间所用的时间被定义为爆震发生期,根据Amesim中的位移变化规律即可以知道爆震发生期的长短。图8 为不同点火相位的混合气已燃质量分数和活塞位移的变化历程。 图9即为不同点火相位爆震发生期的变化规律。 图8和图9的仿真条件如表2所示。由图8可以看出,点火相位对压缩过程的活塞运动规律及活塞上止点位置没有造成影响,但膨胀过程略有不同。其原因是,点火开始后燃烧速率不高,从点火开始到上止点前的放热量很小,已燃质量分数最大值不超过5%;但是随着点火的推迟,燃烧后移,膨胀过程相对拉长。从已燃质量分数的变化趋势可以看到,随着点火位置更晚,燃烧同样质量燃料的时刻也更靠后,即爆震发生期也相应延长。
从图9中看出,随着点火相位的后移,更加靠近上止点,则爆震发生期也相应的延长。这主要是由于点火相位后移后,虽然没有对压缩过程造成影响,但膨胀过程相对变慢,因此爆震发生期有所增加。
3 试验验证
3.1 变压缩比试验
仿真研究表明,本文所开发的快速压缩-膨胀机可以通过调整液压源压力和节流孔直径来调整压缩比。图10是通过上述参数组合实现的不同压缩比下的缸内压力曲线。试验条件:液压源压力和节流孔孔径分别为12 MPa、10 mm,11 MPa、9 mm,9MPa、9mm,实测压缩比分别为19、16、13。从图10中可以看出,三种压缩比下缸内的峰值压力分别为5.8、5.2和3.4MPa。
3.2 燃烧试验
3.2.1 均质压燃(HCCI)燃烧模式试验
本试验目的是对快速压缩-膨胀机的HCCI燃烧模式的模拟能力进行验证。本次试验选用乙醚燃料,乙醚沸点34.6°C,燃点160°C,理论空燃比为11.2。选择乙醚作为燃烧试验的燃料,具有加注和燃烧控制方便的优点。试验条件:液压源压力9MPa,节流孔孔径9mm,未燃烧时压缩比为13,空燃当量比λ为2.0、2.5、3.0。
不同空燃当量比燃料HCCI燃烧及纯空气压缩的缸压曲线对比见图11,微调液压源的压力保证每次试验的压缩比一致。从图11中可以发现:在未燃烧时缸内压力的峰值达3.4MPa,燃烧时峰值压力分别为9.4、11.5和15.7MPa;HCCI燃烧时缸内压力出现高频波动,经FFT分析,其频率为11kHz,随着λ值变小即燃料增多,震荡幅度增加而频率不变。压力震荡的原因是HCCI属于多点燃烧[12],有较高的放热率,会激发缸内的压力波动。试验证明了该快速压缩机具备进行燃烧研究的能力。
3.2.2 火花点燃(SI)燃烧模式试验
爆震的研究建立在燃料的点燃燃烧基础之上,因此本系统必须具备点燃燃料的能力,并能准确控制点火时刻。以甲醇为燃料对快速压缩-膨胀机进行了点燃试验。甲醇(CH3OH)沸点64.5℃,自燃温度为465℃,理论空燃比为6.45。
图12为点燃甲醇燃料的燃烧规律。试验条件:液压源压力9MPa,节流孔孔径9mm,空燃当量比λ为1,实际燃烧时压缩比为12.2。点火信号下降沿对应火花放电,根据位移传感器测得的点火位置距离上止点的距离,经过公式换算后对应点火提前角为25°曲轴转角。从图12可见,未燃烧时缸内峰值压力达到3.4 MPa,点燃燃烧后峰值压力达到5.2MPa,峰值出现在上止点后6.5°。上述试验证明了该快速压缩-膨胀机具有点燃混合气的能力,并能精确控制点火时刻。
3.2.3 爆震燃烧试验
甲醇的辛烷值为111,较难发生爆燃,为了证实本系统具备模拟研究爆震燃烧过程的能力,将甲醇和乙醚按体积比为5∶4组成混合燃料进行爆燃试验。试验条件:空燃当量比λ=1,点火发生在距离上止点前7.2mm处,折合成曲柄连杆发动机的点火提前角为25°曲轴转角,实际压缩比为13。
图13为点燃并发生爆震的活塞位移和缸内压力曲线。 由图13 可知,未点燃时缸内压力为3.2MPa;点燃试验时,活塞上止点位置的缸内压力为4.48MPa,在上止点后0.76ms(折合层曲柄连杆机构的上止点后6.5°曲轴转角)之后缸内压力出现剧烈波动,频率为14.2kHz,峰值达到18.7MPa,具备典型的爆燃燃烧特征。
4 结论
(1)设计开发的液压快速压缩-膨胀机,具备单次燃烧及压缩比和活塞运动规律灵活可控的特点。
(2)仿真研究表明:在相同压缩比下,可以通过改变活塞的运动质量改变上止点附近活塞的速度变化率;提高液压源压力或增加节流孔流通面积可提高压缩比;燃烧过程对活塞的运动规律有影响,点火相位靠后时,爆震发生期增加。
(3)试验表明:该装置能够用于HCCI、火花点燃、爆震燃烧等多种燃烧过程的试验模拟研究。
参考文献
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液压压缩机 篇2
关键词：后装压缩式垃圾车；液压系统；控制系统；设计
中图分类号：U469.691 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2015）15-0012-01
后装压缩式垃圾车随着科技不断进步，其发生了很大的改革，从以前的手动控制逐渐转变为当前的自动化控制。压力继电器和电磁转向阀等在液压系统中的广泛应用，使得相应的电气系统组成了自动化控制机制，为实现垃圾车的自动化控制操作提供支持。面对日益进步的科学技术，不断革新和改进后装压缩式垃圾车的控制系统变得可行，采用液压控制系统实现垃圾车的自动化控制意义重大，值得更多学者的研究和实践。
1 垃圾车控制系统电气设计原理概述
1.1 工序衔接以及限位保护
垃圾车控制系统中电气设计的时候加入了限位开关，其位置在滑板与刮板动作位置处。在此安装限位开关主要是能够检测出在工作阶段中其线路是否连通，并且通过可控制的编程器进行输出信号选择，确保垃圾车在刮板和滑板与其他部位发生碰撞的时候停止改动作，从而降低噪声，避免因为大动作碰撞造成机械损坏严重。
1.2 控制方式
垃圾车在电气控制系统中的控制方式主要包含了手动和自动两种方式。其中手动控制的时候基本上是当填装机构被大物块卡住或者其他意外情况出现的时候，常会选取手动开关按钮操作。手动操作可以反向操作刮板使得其做出反向运动，从而使得填装机构脱离卡物。通常情况下垃圾车都是进行自动操作，只有当出现了意外情况或者尾箱垃圾过满的时候，通过短循环操作使得垃圾装入垃圾车，避免垃圾被推出。
2 主要液压控制系统以及元件选择
2.1 液压转向阀
选择转向阀的时候必须经过足够的调研，然后根据实际生产情况来选取合适的液压转向阀。作业人员往往在进行作业的时候承担着高强度的劳动，对于系统的可靠性要求很高，对于方向控制的时候设计手动和自动两种控制模式。液压转向阀选取的时候，选取一种组合形式的转向阀，阀芯设置手动控制机操作柄，另外还设置有电磁阀和小气缸，然后通过控制电磁阀来控制气缸，再由气缸推动阀芯。
2.2 油 箱
油箱主要用于油液储存，然后通过保证液压系统进行充分工作油液，还具有相应的散热功效。油箱还具有使得渗入油液中的污染物具有沉淀作用，从而保证整个系统用油洁净。油箱必须要有足够的散热面积以及容积等，油箱选取容积的时候其选用时按照低压系统、中高压系统、中压系统进行选择。低压系统主要为P<2.5 MPa，那么选择的油箱体积为V=（2～4）Qp；中压系统则主要是2.5 MPa
2.3 执行元件
选取执行元件的时候，必须对其液压原理进行分析，然后对于其动作进行分析，执行元件整体设计要求要符合往复运动需求。一般压缩式的垃圾车比较大，安装的尺寸与工作的行程之间差异很大，使用推板油缸、单级油缸、三级油缸等组成。油缸在外力压力之后选定比较重要，如果系统的压力偏低，那么要求执行元件的容量很大、质量重或者尺寸较大。若压力比较大，那么要求的执行元件精度更高，此时在系统在使用和维护的时候也必须具有相应的提高，使得容积效率进一步降低。实际工作中对于油缸执行元件选取的时候，应对与实际工况受力进行分析，工作压力选取见表1。
3 电气控制设计
3.1 控制分析以及流程图设计
后装压缩式垃圾车会根据液压系统所需要的压力和流量等问题来进行精确计算，并且确定油缸、阀门、泵等规格大小。通过不同的计算来实现对选型、安装以及设计等。后装压缩式垃圾车在计算液压系统中的额定压力的时候，装填厢被举到一定的位置之后再延时返回，此时可以确保厢内部垃圾被全部倾倒干净，而且推板进行卸料的时候，必须先开启装填厢，然后再进行倾倒，否则不能够完成倾倒。后装压缩式垃圾车刮板外摆或者后接近开关导通，可使得滑板下降。从而实现了装填循环，如果垃圾中有石块、金属硬物等出现填装超载，此时很可能引起压缩循环，后装压缩式垃圾车的程序控制流程如图1所示。
3.2 选择适宜的电气控制系统
后装压缩式垃圾车选用控制系统的时候，采用集成式多电路电磁阀配置电控系统来实现按照顺序控制。通过电气按钮发出启停的动作信号，然后将电控的方式分为两种主要形式，其中形式的电控方法则是通过检测气缸的终点和起点来实现继电控制。另外选用PLC编程控制系统，由于继电器的电路之间存在着某种逻辑关系，而且这些系统还需要通过硬件接线来实现控制，二者之间进行可靠性比较，PLC控制显得更加稳妥。后装压缩式垃圾车选用控制系统的时候，可以在开关附近使用Logistic控制器，该控制器属于一款在PLC和继电器保护之间的一种产品，这种产品具有继电器和PLC双重功能特点。并且还具有超越PLC和继电器性能等优势，与PLC比较继电器的最高输出量为8A，可以直接驱动负载，并且面板集成的屏幕与按键能够进行直接编程、调试，还能够大量提供软件定时器与数据定时器。
3.3 控制回路设计
液压压缩机 篇3
液压胀形是成形空心零件的一种塑性加工方法。轴向压缩液压胀形作为液压胀形的一种, 专指管坯在内部液体压力和轴向压力共同作用下的胀形工艺。轴向压力不仅使管坯在胀形过程中产生轴向压缩变形, 补偿了胀形区材料的不足, 而且使胀形区的应力应变状态得到了改善。因此轴向压缩液压胀形方法在近些年受到广泛重视并得以迅速发展。
本文将优化的思想和计算机编程的方法引入到液压胀形加载曲线的研究中来, 应用有限元软件MARC中嵌入的Python语言, 采用遗传算法, 对双鼓形异型瓶液压胀形过程的加载曲线进行了优化, 寻找合理的加载曲线和优化工艺, 得到了液压胀形中瞬时压力和轴向位移匹配的大致规律。
二、MARC的二次开发
MARC作为一个有限元软件提供了部分优化分析功能, 但其仅限于结构优化, 对于塑性加工工艺参数优化则无能为力。MARC软件的二次开发接口使塑性加工参数优化成为可能。为了实现塑性成形工艺参数的优化, 必须使优化算法和MARC软件完全融合。实现这种结合, 需要解决MARC数据文件的自动生成和有限元分析结果的提取。这两方面的内容可通过MSC.Marc Python的PyMentat模块和PyPost模块实现。
MSC.Marc Python中有PyMentat模块和PyPost模块, 使用PyMentat模块可以用来建立模型和修改模型, 添加工艺参数;Python脚本使用PyPost模块来处理MSC.Marc后处理 (结果) 文件。当运行MSC.Mentat就会产生MSC.proc。在建立的初始脚本中可以根据需要增加新命令。有了Python脚本就可以利用Python模块来建模、分析、结果处理, 从新建立模型、从新计算, 不断循环直到满足优化需求, 其实现过程只要在Marc中运行该脚本文件即可。
三、算例
本文算例为一个双鼓型异型瓶的轴向压缩液压胀形过程, 其胀形过程如图1所示。根据分析, 在整个成形工艺中, 内压力p与轴向进给推力Fi必须有合理的匹配关系, 使变形区金属处于周向受拉、轴向受压的应力状态。如果这两个力的匹配关系不合理, 就会产生褶皱、破裂等失效情况。
为了找到该胀形过程最优的加载曲线, 应用遗传算法, 建立了数学模型。选择线性加载的加载曲线, 并将加载曲线的最大内压值p第一阶段的轴向位移量x1和第二阶段的轴向位移量x2作为设计变量, 将成品的壁厚差作为目标函数。定义胀形后壁厚最大值与壁厚最小值的差为壁厚差△t=tmax-tmin, 其取值是一个大于零的正数。目标函数表达式为各设计变量的函数表达式, 即为: minf (x) =f (p, x1, x2)
选择Python语言来描述此算法, 结合MARC完成程序的实现, 实现对加载曲线的寻优。遗传算法的运行参数为:初始总群大小M=10, 交叉概率Pc=0.8, 变异概率Pm=0.15, 最大进化代数作为一种模拟的终止条件, 视具体问题而定, 本文取150代。通过优化, 初始种群即迭代次数为0的10个种子中的最优的一组参数组合为:p=5.55MPa, x1=14.35mm, x2=26.37mm。最优解为△t=0.2537mm。遗传算法经过150代交叉、变异后的目标函数最优解为△t=0.1678mm。对应的参数组合为:p=4.37MPa, x1=12.49mm, x2=29.33mm。通过优化, 得到两个阶段最佳的线形加载曲线, 如图2所示。在图中, 可以得到任意时刻压力和轴向位移的对应关系。
应用优化后的加载曲线进行实验, 得到的制品壁厚分布要均匀合理得多, 没有出现褶皱、破裂等失效情况, 降低了废品率, 有一定的应用价值。
四、结语
在轴向压缩液压胀形中, 加载曲线的优化是必要的, 通过对MSC.Marc软件的二次开发, 把遗传优化算法应用程序同MSC.Marc软件连接了起来, 实现了液压胀形加载曲线的优化方法切实可行。应用优化后的加载曲线得到的制品壁厚更均匀, 一次成品率更高, 该方法对于大部分瓶状件、管件等空心零件的液压胀形工艺参数选择提供了参考依据。
参考文献
[1].Jansson, M., Nilsson, L., Simonsson, K., 2008.On strain localization in tube hydroforming of aluminium extrusions[J].Journal of materials processing technology.195, 3-14