自动加注范文

自动加注范文（精选7篇）

自动加注 第1篇

1.结构及工作原理

(1)结构

润滑脂自动集中加注系统一般由自动加注泵1、排气阀2、单向阀3、电磁阀4、排脂管5、吸脂管6、润滑脂储存罐7、可调减压阀8、液压马达9、液压油箱10、不可调减压阀11、分配器(A口连接)和连接管路等组成,如图1所示。

自动加注泵1用于将润滑脂储存罐7中的润滑脂输送到各润滑部位,分配器用于保证各个润滑部位都能得到充足的润滑脂,连接管路用于将润滑泵与分配器和润滑部位连接起来。

自动加注泵1采用电控液压马达9作为动力源,可对设定的润滑部位进行定时、定量润滑。自动加注泵1的工作状态由润滑系统控制器(电气控制部分)进行控制,不需要人为干预。

(2)工作原理

自动集中加注系统工作原理如下:

液压系统的压力油经B口进入不可调减压阀11后,将油压降低到2.5～2.7MPa。自动润滑定时器(电气控制部分)将电磁阀4通路打开后,该压力油经电磁阀4到达可调减压阀8。将可调减压阀8打开后,压力油便可驱动液压马达9和排气阀2动作。

液压马达9运转时,驱动自动加注泵1动作。自动加注泵1通过吸脂管6吸取的润滑脂,流经单向阀3到达排气阀2。在液压系统压力油作用下,排气阀2阀芯动作,将排气阀2的排气口闭合,同时将润滑脂出口打开。润滑脂经A口泵出,经润滑管路被压送到分配器。

自动加注泵1每个泵送过程包括1个吸油循环和1个加注循环。在吸油循环期间,单向阀3关闭,来自润滑脂储存罐7的润滑脂被吸到自动加注泵1的加压腔。润滑脂在自动加注泵1加压腔充满的同时,持续进入加注循环。在加注循环期间,润滑脂经单向阀3进入润滑管路。当润滑管路的压力达到17MPa时,润滑脂分配器开启,开始对相对应的加注部位加注润滑脂。

1.自动加注泵2.排气阀3.单向阀4.电磁阀5.排脂管6.吸脂管7.润滑脂储存罐8.可调减压阀9.液压马达10.液压油箱1 1.不可调减压阀A——润滑脂出口(连接分配器) B——液压系统压力油进口

当完成1个泵送过程后,目动润滑定时器给电磁阀4断电。电磁阀4失电后,自动加注泵1停止工作,排气阀2开启,单向阀3关闭,剩余的润滑脂经排脂管5回到润滑脂储存罐7之中。

2.改进原因及改进方法

(1)改进原因

润滑脂储存罐7内的润滑脂,是通过快速加注口向润滑脂储存罐7内加注的。实际上,由于施工现场环境恶劣,快速加注口往往附着很多泥沙。润滑脂加注过程中,附着的泥沙常会进入润滑脂储存罐7内。一旦沙粒进入润滑脂储存罐7内,其将很容易通过吸管6与润滑脂一起进入润滑管路。这些沙粒不仅会造成单向阀3、吸脂管6内的单向阀卡滞以及单向阀阀体磨损,导致吸油腔与排油腔相互串通,严重时甚至会使润滑管路中的润滑脂无法建立压力。润滑管路中的润滑脂不能建立压力,最终将导致注油分配器不能开启,润滑部位得不到有效润滑。

沙粒进入润滑系统,也会将分配器中注油器内的阻尼孔堵塞,使注油器不能正常开启,从而不能对润滑部位进行润滑。

在对发生故障的自动润滑系统进行维修过程中,维修人员曾发现大量的沙粒卡滞在单向阀3和吸脂管6内的单向阀处,有时甚至发现卡滞的沙粒对自动加注泵1的泵体造成严重磨损,导致自动加注泵报废。

(2)改进方法

为了防止沙粒从快速加注口进入润滑管路,经研究我们决定在润滑脂储存罐7前端设置1套补油净化装置,以便在润滑脂进入润滑脂储存罐7之前就将沙粒滤除。补油净化装置由1个滤网、1个滤网壳体、2个滤网压盖组成,滤网压盖用于密封滤网壳体两端。如图2所示。

目前工程机械大都使用二硫化钼锂基润滑脂,根据这种润滑脂的黏温性、黏滞性和流动性等特点,将滤网制作成100目的双层金属丝网结构。该滤网即能有效滤除润滑脂内所含沙粒,又能保持润滑脂的流动性。滤网两侧的密封压盖均可拆卸,以便于对滤网进行清洗。

自动加注 第2篇

1 轻烃输送冻堵的成因

1.1 水合物形成的机理

当C1~C4的烷烃分子溶于水时, 水分子将围绕着这些烷烃分子定向排列, 形成不稳定晶核簇, 这些不稳定簇在水合物生成过程中起着基块的作用, 这段时期是水合物生成的诱导期。不稳定晶核簇一旦形成就可以迅速生长聚集形成稳定的晶核, 这就是水合物的生长阶段。如果在该阶段输送的轻烃受到的扰动力、驱动力较大, 作用力越强, 水合物生长的速率越快[1]。

1.2 水合物形成的条件

原油稳定装置生产的轻烃含有部分C1~C4的烷烃组分, 而且含水比较多。轻烃在输送管道中, 当压力和温度都达到一定范围时会形成烃类水合物。烃类水合物的形成条件比较温和, 通常温度范围是10℃以下, 压力范围在3~5 MPa之间。水合物很容易在管道的转弯或者节流等流体出现扰动处聚集, 堵塞输送管道。水合物生成的临界温度见表1。

2 甲醇自动加注技术

甲醇是一种无色、透明、易燃和有毒的液体, 能与水和大多数有机物相混溶, 遇到热、明火或氧化剂容易着火。反复接触甲醇蒸气会导致失明, 甚至死亡, 有一定的危险性。

南八原油稳定装置原来的2台甲醇加注泵在轻烃外输泵房内, 甲醇泵为容易泄漏的柱塞泵, 泄漏的甲醇在泵房内聚集, 对巡检的员工有毒害性。本项目的实施, 将甲醇自动加注的撬装系统置于泵房外, 应用的隔膜泵是无泄漏泵, 平时该撬装系统的维护量很小, 杜绝了员工的中毒风险。

2.1 加注甲醇防止轻烃发生水合物冻堵的机理

防止轻烃输送时发生水合物冻堵就必须破坏水合物形成的条件, 提高轻烃温度和改变流体形态都很难实现。通过加入水合物抑制剂, 水合物的生成曲线可移向较低温度, 经常采用的水合物抑制剂有甲醇、乙二醇和三甘醇等[2]。在工程上, 甲醇是优良的热力学抑制剂, 通过向轻烃内加注甲醇阻止游离水析出, 能够杜绝烃类水合物的生成。

2.2 甲醇自动加注系统的工艺技术方案

在原油稳定装置轻烃外输泵房外安装甲醇自动加注撬装系统, 甲醇泵的安装高度低于甲醇储罐的最低高度。该撬装系统由2台变频电动机驱动的隔膜计量泵、1套耐低温的甲醇泵控制PLC和1个变频电动机动力柜组成。甲醇自动加注系统的出口线安装手动截止阀和单流阀各1台, 并碰接在原甲醇系统出口管线的单流阀后侧, 与原系统并联;甲醇泵入口安装截止阀和过滤器, 出口安装超压回流保护。

在轻烃外输泵房内轻烃外输泵入口前某一合适位置, 安装在线轻烃含水分析仪一台, 分析仪输出的轻烃含水信号引入撬装PLC内;轻烃外输质量流量计输出信号引入撬装PLC, 此信号与轻烃含水量信号通过相应的函数计算出甲醇的加注量和变频电动机对应的输入频率, 从而自动调节甲醇泵的加注量。改造示意见图1。

2.3 甲醇自动加注系统控制方案

1) 当PLC检测到环境温度不高于10℃时, 启动输烃加注甲醇程序。

2) PLC读入轻烃质量流量计和轻烃含水分析仪数据, 计算出轻烃内含水总量, 通过甲醇水溶液的性质计算出理论甲醇加注量。其中, 甲醇泵排量和变频电动机的运行频率成正比。南八原油稳定项目中选择的甲醇体积分数为65%, 此时对应的凝固点约为-70℃ (表2) 。

甲醇泵的电动机工作输入频率由式 (1) 计算得出:

H——电动机输入频率, Hz;

F——轻烃质量流量计流量, t/h;

A——轻烃含水率, %。

3) 甲醇泵的启停和轻烃外输泵启动信号与环境温度信号做与运算的输出相关联, 当结果为真时, 甲醇泵自动启动。

4) 主甲醇泵启动失败后自动切换启动辅助甲醇泵, 并输出报警信号。

5) 轻烃外输泵停止3 s后, 停甲醇泵。

6) 如果轻烃流量或轻烃含水分析仪输入信号任意一个有故障时, 则PLC向主控室DCS上输出声光报警, 撬装PLC自动将甲醇加注量控制程序的输出置为最大值, 即PLC控制变频电动机的频率为50 Hz, 甲醇泵注入量为150 L/h, 直到输入信号正常为止。

7) 如果环境温度低于10℃, 且轻烃泵处于运行状态, 但是甲醇泵没有运行, 则PLC向DCS输出报警。

8) DCS上显示甲醇自动加注系统甲醇泵的运行状态和PLC与DCS通讯是否正常状态, 如果出现PLC与DCS通讯故障, 则在DCS上显示声光报警, 提示必须进行维修。

(9) 如果PLC存在故障, 而此时轻烃泵必须启动, 则手动启动轻烃泵房内的备用甲醇泵。

控制逻辑图见图2。

T——环境温度, ℃Q1——轻烃含水量, t Q2——甲醇加注量, L

2.4 技术应用效果

甲醇自动加注系统自从2014年在南八原油稳定装置现场应用以来, 从未出现过轻烃输送管线冻堵现象。按照2013年的装置物耗统计, 南八原油稳定装置原来每年需要加注甲醇约160 t, 本项目实施后每年只需要加注甲醇12 t左右。每年可节约甲醇148 t, 节电4700 k Wh, 直接经济效益20余万元。

轻烃内加注的甲醇会聚集在丙烷馏分中, 过量地加注会导致下游化工装置催化剂失活, 间接经济效益也很大。

2.5 系统存在的问题

1) 甲醇计量泵对甲醇的计量是开环的, 实际甲醇的加注量是由计算得出, 不能直观反映甲醇加注量。

2) 轻烃输送管线可能距离很长, 当环境温度下降, 系统开始加注甲醇时, 管线里的轻烃有可能形成烃类水合物。

3 结论

甲醇自动加注系统运用了轻烃含水率与轻烃外输流量计算出轻烃含水量, 从而计算出需要加注的甲醇量和电动机对应频率。PLC通过检测环境温度和轻烃泵的运行状态自动判断是否启动甲醇泵, 实现了南八原油稳定轻烃管输时能够既防止出现水合物冻堵, 又可实时调节加注量。提高了甲醇加注效率, 降低了甲醇的消耗, 保障了原油稳定装置及轻烃管网的平稳运行。

摘要：原油稳定装置生产的轻烃含有部分水, 冬季管输时为防止出现水合物冻堵而加注甲醇。甲醇加注量过多, 增加装置的物耗和能耗。为了解决上述问题, 新建了一套甲醇自动加注防冻堵系统, 通过对轻烃含水量的检测和轻烃输送量的综合计算, 适时调节甲醇加注量, 实现了既不发生冻堵, 又节能的目的。每年节约甲醇148 t, 节电4700 k Wh, 经过装置实际运行检验, 应用效果良好。

关键词：轻烃输送,水合物,冻堵,甲醇,自动加注

参考文献

[1]李明川, 樊栓狮.天然气水合物形成过程3阶段分析【J].可再生能源, 2010, 28 (5) :80-83.

黄油加注机设计与研究 第3篇

关键词：黄油加注机,输送泵,计量缸

用动植物油和石灰反应生成的脂肪酸钙皂稠化石油润滑油制得的润滑脂, 即为钙基润滑脂, 俗称“黄油”或“黄干油”。黄油虽然很不起眼, 但它在整个国民经济中却发挥着很大的作用, 大多数设备的润滑都需要黄油。目前市场上黄油加注机不是很普遍, 以前主要是从国外进口这类设备, 造成价格相对比较高。针对缺乏高效、高精度黄油加注设备这一现状, 开发设计一种经济型黄油加注机变得尤为重要。

1 黄油加注机的性能要求

高效性:效率是工业的灵魂, 也是任何工厂得以生存发展的基础。本次设计的黄油加注机主要采用电气自动控制液压系统来驱动柱塞泵实现黄油高压输送, 同时实现输出量的调节, 能对黄油实现高效加注。

自动化:自动化是现在工业设备发展的必然趋势, 同时也是黄油加注设备的发展方向。在现代生产中, 人的体力劳动正在逐渐被机器运转所代替, 减少人的体力劳动而增加人的控制作用, 让机器的动作来代替人的劳动成为新时代工业的特点之一。在这中间, 减少了人的直接劳动, 不但降低了人的劳动强度, 而且有效地保证了产品的质量, 对于规范生产, 提升企业实力也有很大的帮助。可以说, 设备的自动化程度对企业有着至关重要的影响。因此, 自动化是黄油加注设备的一个重要方面, 也是其发展的必然趋势。

环保性:生产环境对于工人来说是非常重要的, 良好的生产环境对工人的身体和精神的健康有着非常大的益处。低耗能、低噪音、低污染等成为现代工业对设备的必然要求, 甚至成为衡量设备质量的一个重要标准。黄油加注的环保性应该成为它的一个新的特点。

简单性:在满足使用要求的条件下, 制造自动化的结构将会越来越简单, 冗余功能, 极少用到的功能, 以及由人来实现极其简单但系统自动实现却十分复杂的功能将会越来越少。结构简单将具有成本低、可靠性高、容易使用和管理的优点, 还可以减少对工人的需求。可以认为, 简单化将是黄油加注机的一个特点。

2 黄油加注机的技术性能指标

主要技术性能指标如下: (1) 黄油的定量加注; (2) 加注量20-30g可调; (3) 加注精度±0.2%。

3 黄油加注机的设计构思

在方案设计中, 大体的设计思路如下:以气动和液压为动力源, 通过两侧支柱气缸带动横梁, 而横梁连接输送泵, 从而实现输送泵的上下往复运动。而输送泵采用液压驱动, 即而完成黄油的吸压过程。输送泵将黄油压到计量缸中, 通过计量标尺调整所需黄油量, 计量缸在液压动力下完成压油过程, 从而实现整个工作过程。

4 黄油输送泵的机械系统设计

4.1 机械系统设计主要是进行输送泵和计量缸的设计

输送泵主要由液压缸和一个黄油缸组成。输送泵的原理就是一个柱塞泵, 就像打针用的注射器一样, 只不过它靠液压缸的往复运动带动泵内活塞杆运动。在吸油时由于泵内气压小于外界气压, 所以下方单向阀打开, 而上方单向阀关闭, 黄油从油桶进入泵内, 同时将缸体与柱塞之间的黄油压出。压油时, 泵内压力大于外界气压, 所以下方单向阀关闭, 上方单向阀打开, 从而将油压出。因此, 输送泵是一个双作用泵, 在吸油和压油时都有黄油压出。

由于输送泵的输出压力约为12MPa~15MPa, 根据任务书要求定量加注黄油20-30克, 而黄油的密度为1.2g/ml, 所以泵的最大容积为:V=30/1.2=25ml;最小容积:V=20/1.2=16.7ml。

取黄油泵柱塞直径26mm, 有效工作长度 (行程) 为80mm。根据手册和推荐系列取黄油泵缸体材料为45号钢, 壁厚为7mm。

黄油泵活塞杆直径:

同时, 根据黄油输送泵双作用原理:

得d2=mm。

取黄油泵活塞杆直径为16mm。

黄油泵端盖和液压缸体的连接形式为外螺纹连接。

4.2 确定液压系统的基本参数

液压系统的主要参数是压力和流量。压力决定于外载荷, 流量取决于液压元件的运动速度和结构尺寸。

4.3 液压阀的选择

(1) 阀的规格, 根据系统的工作压力和实际通过该阀的最大流量, 选择有定型产品的阀件。溢流阀按液压泵的最大流量选取;选择节流阀和调速阀时, 要考虑最小稳定流量应满足执行机构最低稳定速度的要求。控制阀的流量一般要选得比实际通过的流量大一些, 必要时也允许有20%以内的短时间过流量。

(2) 阀的型式, 按安装和操作方式选择叠加式的控制阀。

5 结论

该黄油加注机具有工作连续、质量稳定、自动化及加注精确等特点, 实现了低能耗、低成本、少噪音, 且占用空间小。同时具有结构简单、使用维护方便、安全可靠、可降低劳动强度、提高工作效率等特点。

参考文献

[1]张利平.液压站设计与使用[M].北京:海洋出版社.

履带底盘油脂加注调节器 第4篇

上述底盘在长期的使用过程中，由于履带总成各连接销轴、链轨销孔等零件的不断磨损，涨紧弹簧蠕变等诸多因素的影响，均会导致履带张紧力有所下降，表现为履带总成上部区域链轨出现过度下垂，其补救措施只有不断向涨紧油缸内补充油脂，实现及时调整的目的。所以，长期以来该油缸中油脂的体积，已经在人们脑海中形成只增不减的概念。实际所使用油嘴部件的结构，也很难实现油缸内部油脂减少的操作，即使有些油嘴部件做了一些改进，但操作起来也甚为麻烦。在加注油脂期间一旦加注过多(体积超量)，或因环境温度变化较大，导致该油缸内部油脂压力过度增加，由于无法及时进行消减调节(减少油脂体积)，而直接造成履带行驶阻力陡升，设备能耗随之大幅增加以及零部件磨损加剧。

针对上述情况，推出了一种油脂加注器调节器(见图1)。该调节器由螺堵、弹簧、密封钢球、垫圈、主体、顶杆、螺母、油杯、密封圈、旋转接头等零件组成，主体的螺纹端拧入相关零件(涨紧油缸活塞杆)的内部，通过螺母、旋转接头调整油杯的方向并紧固。

1-螺堵;2-涨紧油缸活塞杆;3-弹簧;4-密封钢球;5-垫圈;6-主体;7-顶杆;8-螺母;9-油杯;10-密封圈Ⅰ;11-防松螺母;12-旋转接头;13-定位钢丝;14-密封圈Ⅱ

图1加注调节器中的顶杆，左端最大直径圆柱(带有若干半圆孔结构)的左侧面到其最左端的长度，大于主体中钢球支撑端面到该圆柱左侧面所能到达极限位置的尺寸，确保钢球与主体之间的密封带被打开，顶杆左端的结构还确保旋入到极限尺寸时，泄油通道的畅通无阻;其右端所安装的O形圈与旋转体的端面，应保证正常张紧力范围油脂的密封(不泄漏)。

加注油脂期间，使用专用的加注工具通过油杯向该调节器中输送乳状油脂，随着所加注油脂体积的增加，通过顶杆圆柱的半圆孔进入顶杆左端的空间，继而顶开受弹簧推力作用的密封钢球，从螺堵的中心孔进入乳状油脂的容器(进入油缸活塞杆与缸筒的密闭空腔)中，直到添加的容积符合要求为止。当加注油脂过多或因环境温度变化引起所加注油脂体积膨胀，造成张紧力过大时，首先松开防松螺母，拧入顶杆推开密封钢球，此时多余的油脂，在其张紧力的作用下顺着进入的通道反向流动，从顶杆另一端凸台与旋转接头之间的间隙，以及顶杆螺纹端留有的“T”形通道流出加注调节器的体外。一旦张紧力调整符合要求时，立即外旋顶杆至另一极限位置，切断外泄通道、保持密封性能，随即旋紧防松螺母。

该调节器的使用，确保履带张紧力始终处于随时可调状态，根据实际作业环境、工作载荷情况，能够及时对其张紧力进行必要的调整，使用方便，功能可靠。

汽车燃油加注系统CFD仿真分析 第5篇

汽车在加油过程中, 加油系统设计不合理会导致加油枪提前跳枪或燃油反喷等现象。传统的方法是采用样车实验来发现和解决此类问题, 样车实验中很难观察到燃油在加油管中的流动情况, 且会增加设计变更, 延长整车开发周期, 增加开发成本。

随着CFD (Computational Fluid Dynamic, 即计算流体力学) 技术的发展, 依据瞬态三维粘性流动数值计算方法, 应用多相流模型中的VOF (Volume of Fluid) 模型来模拟加油过程, 可以直观的观察到各个时刻加油系统中的燃油的分布情况, 实现加油系统燃油流动的可视化, 并迅速确定出现问题的部位及原因, 为后续的优化设计提供依据[1]。

文章运用star-ccm+软件对本公司某款汽车的加油系统进行模拟分析。文中对加油系统模拟包含两部分:提前“跳枪”分析和“反喷”风险分析, 针对两种模拟分析结果进行试验验证并提出优化方案, 根据优化方案分析结果进行样车试验。

2 基本理论

2.1 加油枪跳枪原理

正常情况下, 车辆燃油加注到额定容量是燃油从燃油箱加注口逐渐上升到加油管口部, 液态燃油接触到加油枪进气嘴引起加油枪关闭加注。整个加油系统如图1所示。

2.2 多相流选择与控制方程

汽车加油过程涉及到非稳态、多相流、湍流并伴随着气液传质等多种物理和化学现象, 而空气的卷吸携带、气-液界面上的质量传递以及体系内不同部件在时空尺度上的较大差异使得CFD数值模拟工作更为复杂, 且这些因素对燃油加注系统仿真分析影响很小。因此文章研究基于如下假设: (1) 整个体系等温, 液态汽油与油气之间不发生热量传递; (2) 不考虑液态汽油与油气之间存在的传质问题; (3) 只考虑强制对流, 不考虑气相密度不同而带来的浮力的影响; (4) 气相在整个体系内的扩散比较均匀, 即气相的黏度和扩散特性不因体系内气相体积分数的不同而变化[3]。

star-ccm+软件中的VOF模型适用于分层流、自由面流动、灌注、晃动、液体中大气泡的流动、水坝决堤时的水流以及对喷射破碎 (表面张力) 的预测等场合, 能够求得任意液-气分界面的稳态或瞬时分界面, 因此本研究选择VOF模型[2]。在VOF模型中, 气、液两相共用压力和速度等体积平均变量, 描述2种互不相溶、不可压缩流体的体积平均质量和动量守恒方程分别为:

式中, fσ为由表面张力引起的体积力。混合物的密度和动力黏度可以通过体积分数平均的方法来决定:

在气液两相的分界面上, 因气、液表面张力的不同而产生了一个压力跳跃, 因此为了保持平衡, 压力跳跃的梯度必须等于动量方程中的额外体积力。虽然动量方程针对整个求解域, 但通过给定气液过渡区一个有限厚度, 这个体积力仅仅在界面上较为显著。该不连续的压力跳跃可以按式 (4) 计算:

显然, 有必要知道在整个计算域中的气相体积分数, 气液两相分界面的跟踪通过针对体积分数求解下列连续性方程来实现:

当计算单元全部充满气相时, α=1;否则α=0。气液两相的分界面可以通过寻找0<α<1的单元得到。

3 建立有限元模型

3.1 面网格生成

面网格划分主要通过前处理软件Hypermesh和star-ccm+软件相结合的方法来完成。先在Hypermesh中进行几何清理和零部件命名, 然后进行网格划分, 对油箱网格尺寸设定为5mm, 对需要加密的管路进行网格加密处理, 为了能直观、详细的观察加油管燃油回流情形, 需对加油管和通气管进行网格细化, 网格基本尺寸设定为1.5mm, 然后将划分好的网格模型导入到srar-ccm+中进行面网格处理, 主要针对不合格的面网格进行再处理。如图2所示。

3.2 体网格生成

利用star-ccm+自带的体网格划分功能, 对处理完的面网格进行体单元填充。为了保证计算的精度和节省计算资源, 对加油管与通气管部位建立一个block进行体网格细化, 并生成5层边界层, 细化体网格尺寸为1mm, 其余体网格尺寸为5mm。最终生成体网格为130万。

3.3 边界条件

需模拟加油系统中各时刻体积分数和速度的分布, 故采用瞬态流动, 时间步长0.05s, 子迭代10步, 采用标准k-ε湍流模型, VOF算法, 建立包括加油管、燃油箱、通气管和加油枪 (进入加油管部分) 在内的加油系统, 进行模拟注油 (设置油箱内已注有部分燃油, 燃油液面尽量接近通气管排气口所在平面) 。

(1) 速度入口:4.57m/s (约为55L/min) , 根据GB 50156-2002《汽车加油站设计与施工规范》中要求; (2) 压力出口:设置出口为一个标准大气压; (3) 其他边界均为无滑移壁面; (4) 为了检测喉口处燃油回流情形, 在油枪嘴出口附近建立一个监测面 (此监测面建立于自封油枪进气嘴处) , 在计算过程中监测燃油通过流量大小, 在通气管内建立多个监测截面, 监测通气管内压力变化。

4 计算结果

4.1 提前“跳枪”分析

加油枪提前跳枪是在加油过程中油箱内燃油量未达到额定容量95%时, 加油管内燃油返流, 加油枪跳枪停止加油。

导致加油前提前跳枪的原因有多种, 下面仅对加油管与排气管做出说明: (1) 燃油加注到加油管第一个拐角时, 由于管壁的摩擦力和液态流动的方向变化产生涡流造成弯管处燃油回流, 液态燃油往管口方向回升接触到加油枪进气嘴引起加油枪跳枪。 (2) 加油枪提前跳枪是由于加油前通气管内有大量燃油残留, 导致该燃油残留的主要原因是通气管排气口设计不合理。

在分析时不考虑排气管内存有燃油残留。计算结果显示, 该车型在前3s内没有出现燃油回流现象, 因此不会导致提前“跳枪”, 如图3所示。故重点讨论“反喷”风险。

4.2“反喷”风险分析

反喷是燃油加注到油箱即将加满时, 油箱内压力上升过快, 燃油在加油枪跳枪的同时从加油管中反向喷出。

加满油“跳枪”同时出现“反喷”是由于加油管内出现大量燃油聚集的同时, 燃油箱内压力上升呈指数曲线增长速度过快, 导致加油管内压力瞬时上升, 此时燃油已开始大量聚集在喉口部位, 若此时压力波动大, 瞬时压力增长快, 此时导致燃油从加油管内喷出。

在即将加满油时, 如图4所示为加油系统油气分界面状态, 可看出油箱内燃油已满, 燃油开始大量聚集于喉口。

在18.6s时喉口处出现大量燃油聚集, 如图5所示。

加油枪“跳枪”灵敏度一般为0.3s, 为验证加油枪在“跳枪”延时的时间段内是否会产生“反喷”现象, 因此为了确保加油枪“跳枪”, 继续加油0.3s, 确定是否产生“反喷”风险。这时需参看继续加油0.3s的加油管喉口监测面与压力监测图。

从图5、6、7中可以看出, 在18.6s时燃油开始大量聚集, 此时压力上升比较缓慢, 但在之后0.3s内, 燃油已经反向流到喉口部位, 燃油极有可能会喷到外界, 且在之后的0.3s内压力上升速度很快, 呈现指数曲线增长, 瞬间上升, 即在加满油“跳枪”同时出现“反喷”。

4.3 试验验证

通过公司样车加油试验, 试验反馈出现提前“跳枪”现象较少, 且有多台样车出现了加满油“跳枪”同时出现“反喷”。

5 优化方案及结果对比

5.1 优化方案

加油前通气管内有大量燃油残留导致加油枪提前“跳枪”。加满油“跳枪”同时出现“反喷”是由于加油管内出现大量燃油聚集的同时, 燃油箱内压力上升呈指数曲线增长速度过快, 压力上升过快是由于达到油箱额定容积时排气口向上布置, 燃油封堵排气口困难, 此时油箱内压力一直在上升, 燃油已开始大量聚集在喉口部位, 排气口向上布置会导致燃油突然封堵住排气口, 压力会瞬间上升, 如图7中椭圆所示, 导致燃油“反喷”出加油管。因此需针对这两个问题采取优化措施。

5.1.1 为确保燃油在额定容积内足够多, 防止加满油同时出现燃油“反喷”出加油管现象, 需将油箱内通气管布置为向下方向, 如图8所示, 以此来确保燃油可以轻松封堵排气口。

此种排气口一般是由于需要满足车身强度要求, 通气管在外布置位置有限, 需引入油箱内布置, 保证燃油在额定容积内存放足够多。

5.1.2 为防止加油过程中提前“跳枪”, 需在油箱内通气管最底端开一个覫 (1~3) mm的小孔, 如图9所示, 加油前通气管内若有大量燃油残留会导致加油提前“跳枪”。

在加油过程中, 通气管内的大量燃油残留会阻塞燃油箱内部气体通过通气管排出, 导致燃油箱内压力上升, 加油管内燃油回流, 此时加油枪“跳枪”, 导致该残留的主要原因是排气口在油箱内部位不是整个通气管路的最低端。因此通气管设计时要保证在油箱外部管路无整个管路最低点, 无局部管路最低点 (即管路不可出现向下弯曲后再向上弯曲) , 通气管路最低端在油箱内, 以此来保证燃油不会在通气管内聚集。

5.2 优化后计算结果

计算结果对比表明, 优化后的通气管, 不会出现燃油残留, 不会出现“反喷”风险。结果如图10、11、12所示。

对比喉口燃油大量聚集图及压力变化图, 压力从开始增长到跳枪结束一直呈现抛物线形状增长, 增长速度较缓慢, 有足够时间完成加油枪“跳枪”, 不会出现“反喷”现象。

5.3 试验验证

实施优化方案后进行燃油加注试验, 为验证仿真分析结果, 对通气管整改后的燃油加注系统进行样车试验, 最终得出所做试验样车加油系统未出现提前“跳枪”与“反喷”现象。

6 结束语

通过star-ccm+仿真分析手段对研发过程中本司某款汽车的燃油加注系统进行模拟分析, 并针对分析过程中存在“反喷”现象的问题提出优化措施。最后经试验对比可知仿真结果精度可信, 能够将燃油加注提前“跳枪”与“反喷”隐患扼制在研发初期阶段, 同时缩短了研发周期, 降低了试验费用。

参考文献

[1]张杰山, 蒋春龙.加油过程的CFD分析在汽车油箱系统设计中的应用[J].汽车工程师, 2010, 1.

[2]朱红均, 林元华, 谢龙汉.Fluent12流体分析及工程仿真[M].北京:清华大学出版社, 2011.

防冻液加注头的改造 第6篇

一、壶口测量

为了让加注头准确插入壶口, 并保证壶抽真空时的密封性, 加注头与壶口须配合良好。初步确定壶口内径准40.4±0.2mm, 深16mm。为了确保加注头对准壶口, 随机抽查了5台微车的壶口尺寸。

二、备件尺寸确定

先对壶口压盖 (见图1) 与空心轴 (见图2) 的尺寸进行改动, 把图1的A尺寸由原来的准42.2mm缩减为准38.9-0.1mm, 保证加注头与壶口的最小单边间隙为0.45mm。

测绘出的孔准8与孔准5.9的中心线不重合, 为了保证与原加注头配合完好, 备件加工时, 保留了测绘值。此外, 要求卡槽尺寸严格, 以确保使用质量。

按壶口压盖尺寸, 减小图2中B尺寸至准38.9mm;为保证空心轴不会从壶口压盖内脱落, 尺寸C取值≥7.1mm;为确保使用质量, 空心轴与壶口压盖材质均采用不锈钢2Cr13;尺寸公差为较严格的间隙配合, 粗糙度要求较高。

三、密封O型圈的确定

O型圈尺寸为准32.53.55mm, 并对壶口压盖与O型密封圈接触的位置, 采用R1.8mm圆角。

四、CAD模拟装配

3个备件的尺寸确定后, 运用CAD模拟装配。模拟加注状态时, 发现O型圈密封良好, 可满足需求。

五、设备的调试及使用

备件制作完成后进行现场安装, 各零件装配轻松, 无须敲击, 尺寸合适, 空心轴可自由伸缩。用轿车测试, 精抽真空值在4kPa以下, 一次性测试合格。

自2010年8月加注头改造后, 经过1年的使用 (按年产2.88万台M1车型计算) , O型密封圈仅更换过2次。每月维护检测时, 其精抽真空的值都在4kPa以下, 防冻液加注量在4 500±50ml范围内波动, 符合要求。

六、经济效益

加注管陶瓷涂层有限元接触分析 第7篇

在超高真空环境下,航天器运动副中的两金属接触面间会由于原子的键结而发生冷焊,从而导致航天设备不能正常运作。一般认为发生冷焊的机理有两个:原子配对机理和原子热扩散机理[1]。随着世界各国空间活动的频繁,特别是载人航天技术的飞速发展,航天器中运动件的冷焊现象引起了人们的关注。我国航天事业已经进入了蓬勃发展应用阶段,设计出长寿命,高可靠性的空间运动副对推动我国空间技术的发展具有重要的意义。

国外学者对冷焊现象进行了材料试验和典型工程结构试验,试验研究表明:弹性模量大,硬度高的金属不易产生冷焊,延展性好,硬度低的金属容易发生冷焊[1]三氧化二铝、二氧化锆、三氧化二铬及二硫化钼等薄膜层能有效降低金属面间的摩擦系数,可以防止冷焊效应的发生[2]。国内在冷焊效应及其防护技术研究方面也做了大量的工作,北京卫星环境工程研究所对多个卫星型号的有关机械运动装置和分离部件成功地进行了冷焊效应试验,兰州物理研究所空间机械润滑研究室对各种摩擦对偶材料与零部件进行了大量的冷焊试验研究与评价。

加注管是火箭发射前,推进液加注的关键零件之一。保证多次加注推进剂后仍能对推进液具有良好的密封作用,是加注管设计的首要问题。普通加注管的材质是1Cr18Ni9Ti,在超高真空及一定压力作用下,球锥接触面会发生磨损和冷焊,从而引起接触面密封不严而导致推进液泄露。本文立足于摩擦副接触面抗冷焊技术研究,对球锥接触面进行陶瓷喷涂处理,分析对比了喷涂前后的接触性能,为航天器中运动副的设计提供了一定的参考依据。

1 加注管的陶瓷喷涂

超高真空环境中,加注管工作在温度为50℃～150℃范围内,温差较大;其球锥面接触时所受的力在9.8KN～19.6KN范围,极限应力较高;内部流动的是推进液体,压强为2Mpa,对液体的密封性能要求严格;补给一次推进液约为2小时,需工作200次左右,耐磨性要求较高。

加注管由三部分组成,分别是直通接头,堵头和外套螺母(如图1所示)。加注管主要用来加注火箭推进液,主要性能指标有耐磨性,耐腐蚀性,抗冷焊性以及密封性。加注管的失效主要是由于球锥接触面长期在超高真空及高应力,高磨损的工作条件下,接触面发生磨损及冷焊,使得球锥接触面密封不严导致推进液泄露。

陶瓷喷涂技术将具有高强度,耐磨性、耐腐蚀性和耐高温陶瓷材料喷涂到金属或者合金材料的表面,与基体材料牢固结合。使具有优异耐磨性、耐腐蚀性和高温稳定性的陶瓷与具有高强韧性、可加工性、导电导热性的金属牢固的结合,发挥两类材料的综合优势,同时满足机械产品对结构性能(强度,韧性等)和环境性能(耐磨、耐腐蚀、耐高温等)的需要。

在陶瓷涂层材料中,碳化钨陶瓷涂层具有良好的力学性能,硬度高,耐磨,摩擦系数较小,化学性质稳定等优点,除此之外,碳化钨是硬度较高的金属碳化物,具有较好的抗冷焊性能,是加注管陶瓷喷涂材料的理想选择。表1分别列举了碳化钨陶瓷和1Cr18Ni9Ti的力学性能指标。

应用超音速陶瓷喷涂技术,选取碳化钨涂层材料,对球锥面加注管进行喷涂,喷涂厚度为0.3mm,喷涂时加入适量的镍元素和铬元素,以提高涂层与基体间的粘结强度[3],喷涂后的加注管如图2所示。

2 经典接触理论

经典接触分析指的是运用解析的方法求解接触问题。1881年,赫兹首先讨论了球体的接触问题,如图3所示为两个球体接触,球的半径各为R1和R2,压力为P,由于表面局部弹性变形,形成一个半径为a的圆形接触面积,由弹性力学Hertz公式[4]可得:

接触区域半径

式中:

E1、E2为两球体材料的弹性模量,ν1、ν2为两球体材料的泊松比。

压力经过接触面传递到第二个表面而在接触面上形成接触应力。它是一种表面应力,在这个接触面积上压力分布是不均匀的,作用在接触面中心的最大接触应力σhmax为平均应力的1.5倍,即:

经典接触问题理论对于求解形状简单的接触问题是十分简便的,其理论的正确性在文献[7]中得到验证,但在应用中却具有一定的局限性[5]。Hertz接触理论适用于接触物体是均质的,且发生小变形,应力、应变是线性关系,接触表面充分光滑的条件。Hertz公式是弹性体发生弹性变形时获得的,物体在较大载荷的作用下一旦进入塑性变形区,便不能得到正确的结果[9]。

鉴于Hertz公式应用的局限性,本文借助ANSYS软件中的接触问题分析程序,对球锥面加注管进行接触分析。

3 ANSYS有限元接触问题分析

ANSYS具有比较先进的接触分析模块,提供了罚函数法,拉个朗日法和内部多点约束法等接触迭代算法,可分析刚体与柔体,柔体与柔体之间的接触,能够较好的解决Hertz接触理论所不能解决的大变形、塑性变形,以及复合材料问题[6]。本文根据加注管的几何结构和载荷情况,建立了球锥面加注管的计算模型,利用接触分析功能,对陶瓷喷涂前后的加注管进行了有限元计算。

3.1 球锥面加注管的有限元计算

根据球锥面加注管的结构对称性以及接触特点,将三维球-锥面接触简化成二维球-平面接触问题,可简化计算过程。

本文选用4节点182单元模拟平面,接触单元采用TARGE169单元,目标单元采用CONTAC171单元。对带有碳化钨涂层的加注管,在建立模型时需单独建立0.3mm薄层,然后与基体模型粘结,形成一整体模型,模拟陶瓷涂层与金属基体的粘着状态,在划分网格之前,对薄层与基体模型分别分配不同的材料属性,为了保证计算的收敛性以及结果的准确性,可在接触区域适当增大网格密度[10]。图4为带碳化钨涂层的球-平面有限元接触模型。

有限元模型建立好后,利用接触管理器创建球-平面接触单元,接触对定义了唯一的实常数,其中接触刚度的处罚系数(FKN)设置为0.1,以保证计算过程具有较好的收敛性。图5为带涂层的接触单元。

该分析模型的约束施加在平面底部所有节点上,约束所选节点UY为0,中间节点UX为0,在球中心节点处施加集中力载荷,打开求解控制中的几何大变形选型,设置20个子步进行加载。笔者分别对不同集中力载荷下,接触区域的应力、变形量进行了研究。

3.2 结果分析

3.2.1 变形量分析

图6和图7是集中力载荷为19600N时,喷涂前后球-平面接触变形图。由图可知,喷涂前后,接触面变形量均关于模型Z轴对称,且离原点越远,变形量有增大的趋势。未喷涂陶瓷涂层时,接触区域的最大变形量为0.137E-5m,喷涂陶瓷后,接触区域的最大变形量为0.112E-5,喷涂后,接触表面的变形量减小了18.2%。分析其原因,主要是由于碳化钨陶瓷材料硬度比普通合金钢大,刚度较大,在相同的载荷条件下,产生的变形量较小。

3.2.2 等效应力分析

图8和图9是集中力载荷为19600N时,球-平面的等效应力分布图。由图可知:喷涂前后接触面的等效应力均关于模型Z轴对称,且在原点处达到峰值。喷涂前,等效应力的最大值为0.251E+8,喷涂后等效应力的最大值为0.280E+8,增大了11.6%。分析其原因,主要是由于碳化钨陶瓷材料的刚度较大,在相同的载荷条件下,相比未喷涂陶瓷的表面发生的变形量较小,以应变能的形式储存在零件内部的能量较少,大部分能量以应力的形式体现在接触表面。

表2对比了陶瓷喷涂前后,接触表面的最大变形量和等效应力随集中力载荷的变化情况。模拟结果显示:随着集中力载荷的增大,接触表面的最大变形量和等效应力成增大的趋势;相同的载荷条件下,喷涂过碳化钨涂层材料的表面变形量减小,等效应力增大。

3.3 陶瓷喷涂厚度对变形量及等效应力的影响

表3显示了集中力载荷18800N时,喷涂碳化钨涂层的厚度对接触表面的最大变形量以及等效应力的影响。由表可知:集中力载荷一定的条件下,随着涂层厚度的增加,接触表面的最大变形量以及最大等效应力逐渐减小。但是在实际陶瓷喷涂中,涂层的厚度不能太厚,一般在0.3～0.6mm。这是因为涂层厚度较大时,涂层与基体的结合强度较小[8],此外,球锥面加注管接触面是在配合状态下工作的,过大的涂层厚度,在涂层全部耗损前,球锥接触面已不能完全密封推进液,导致球锥面加注管失效。

4 结论

(1)利用陶瓷喷涂技术,在合金基体上喷涂碳化钨涂层,既能够增强加注管接触面的耐磨性,又能在空间工作环境中有效的抵抗冷焊。

(2)对比分析了喷涂陶瓷前后,接触表面的最大变形量与最大等效应力。模拟结果显示:在相同的载荷条件下,喷涂碳化钨涂层的表面最大变形量较未喷涂的小,最大等效应力较大;随着载荷的增大,喷涂前后接触表面的最大变形量及最大等效应力均增大。

(3)研究了涂层厚度对接触表面变形量及等效应力的影响。载荷一定的条件下,最大变形量及等效应力会随着涂层厚度的增大而减小。

摘要：加注管在真空环境下会由于磨损,冷焊而失效。利用陶瓷喷涂技术,在接触面喷涂碳化钨涂层,可有效地增强接触面的抗磨损及抗冷焊性能。借助有限元软件,定性分析了载荷,涂层厚度对接触表面的最大变形量及最大等效应力的影响,数值模拟结果表明:喷涂碳化钨涂层后,最大变形量减小,等效应力增大;最大变形量和等效应力随着载荷的增大而增大,随着涂层厚度增加而减小。模拟结果能够为陶瓷涂层材料研究设计提供参考。

关键词：冷焊,涂层,接触分析

参考文献

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[6]易日.使用ANSYS6.1进行结构力学分析[M].北京大学出版社,2002:344-348

[7]覃小雄.有限元接触分析及其在飞机投放挂架中的应用[D],西安:西安电子科技大学机械电子工程,2007

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[9]SUN Y,BLOYCE A,BELL T.Finite element analysisof plastic deformation of various TiN coating/substratesystems under normal contact with a rigid surface[J].Thin Solid Films,1995(27):122-131