回收效率

2024-08-09

回收效率（共6篇）

回收效率篇1

摘要：吸附-吸收油气回收工艺是目前油库及装卸系统应用最为普遍回收技术, 相对于其他油气回收技术, 吸附-吸收工艺具有能耗低、处理量大和吸收效率高等优势。为满足环境保护的要求, 我车间于2015年建成处理能力300m3/h的公路油气回收系统, 本文根据装置实际运行情况, 对选择工艺提供指导性建议, 并对存在的问题提出改进方案。

关键词：吸附-吸收工艺,油气,回收效率

车用汽油的成分比较复杂, 主要是烷烃, 从碳四到碳十二, 以碳五到碳九为主, 其中的轻组分具有很强的挥发性, 油品灌装过程中, 一部分轻烃组分汽化挥发至大气中, 将油品灌装过程中挥发的油气进行回收, 不仅可以减少油品数量损失和环境污染, 还能消除安全隐患。

1. 吸附-吸收工艺简介

吸附-吸收工艺包括油气收集和油气处理两个过程:油气回收鹤管对密闭油罐中挥发油气进行收集属于收集阶段;收集的油气通过管线经气液分离罐进入吸附罐和喷淋塔, 油气经过吸附、解析和吸收属于处理阶段。

吸附-吸收工艺是利用吸附剂将油气中的烃类组份吸附在其表面, 将烃类组份与空气分离, 当吸附剂吸附饱和后通过降压解析进行再生, 利用真空泵对吸附罐抽真空, 吸附罐压力下降时吸附剂失去吸附能力 (真空度越低, 吸附剂吸附能力越差) , 此时烃类组份脱离活性炭表面, 雾状烃类组份在喷淋塔中用车用汽油进行吸收, 从而将烃类组份回收, 具体流程如图所示。

2. 影响回收效率的因素

吸附剂的选用、活性炭吸附油气数量、活性炭吸附次数、活性炭温度、吸附罐真空度等因素对整个装置的回收效率都有重要的影响。

(1) 吸附剂的选用

本装置使用的吸附剂是活性炭, 活性炭的特性是表面积很大, 因此具有很强的吸附作用, 与其它吸附剂相比, 它主要具有以下三个优点:

①因为它具有很大的表面积, 因此可以吸附更多的烃类分子。②对热量的吸附强度一般要低于其它吸附剂, 因而比较容易解析, 使用的能耗也较低。③活性炭吸附法能够吸收低浓度的油气, 使油气浓度控制范围较大, 满足不同数量货位同时灌装油品。

(2) 活性炭吸附油气数量

每次活性炭吸附油气数量越少, 油气在活性炭滞留时间也就越长, 油气的吸附效果亦越高;反之, 吸附效果越低。

(3) 活性炭吸附次数

活性炭吸附率随吸附循环次数增加而降低, 原因有以下几点:

①吸附的油气中所生成的高分子物质在活性炭中不断蓄积, 在吸附热的作用下, 吸附物质通过化学反应, 活性炭中的有效孔隙被堵塞, 活性炭吸附表面积逐渐减少。

②吸附解析过程中不能将所有油气解析出来, 随着循环使用次数的增多, 活性炭将不断聚积烃类组份, 使得活性碳吸附功能不断下降。

(4) 活性炭温度

油气进入吸附罐后, 油气中烃组分被活性炭吸附的过程是一个放热的过程。因为在灌装过程中排放的油气体积较大, 而活性炭的导热能力比较低, 这样吸附热使热量不断蓄积致使吸附床层温度剧烈上升。吸附热对油气回收装置的不利影响有二:

①碳床温度上升对活性炭的吸附性能的影响是直接的, 造成吸附率下降, 直接使活性炭使用寿命缩短。20℃时活性炭的油气吸附率为34%, 活性炭在30℃时其吸附率却只有30%。②当活性炭床温度不断上升至活性炭的自燃点时, 则有发生爆炸引起火灾事故的可能。所以必须降低吸附罐进气温度, 提高活性炭床的吸附效率和安全性。

(5) 吸附罐真空度

吸附罐真空度越高, 活性炭的吸附能力越低, 活性炭的再生效果越好, 油气的吸附效率越高;但不能为了提高吸附效果, 将真空度一直提高, 本装置使用的真空泵运行20min可使吸附罐压力降至3KPa, 但将吸附罐压力降至2KPa需用80min, 虽然提高了吸附效果, 但吸附效率大幅降低。

3. 提高回收效率方案

(1) 油气在碳床的停留时间建议在10s以上, 本装置设定吸附罐单次吸附油气混合物为140m3, 保证回收效果的同时, 也不会影响回收速率。

(2) 定期进行深度解析, 即用真空泵对吸附罐进行长时间抽真空, 单个吸附罐深度解析时间不少于90min, 目的是为了将活性炭中聚积烃类组份全部解析, 本装置每月进行一次深度解析。

(3) 活性炭在使用前进行钝化处理, 活性炭通过48小时不间断进行吸附-再生操作, 经过钝化处理后活性炭活性降低, 在正常吸附过程中碳床不再产生较高的吸附热, 防止堵塞活性炭中的有效孔隙。

(4) 在满足生产运行的前提下, 尽可能增加真空泵运行时间, 本装置真空泵运行时间为25min。

4. 效果检查

(1) 装置回收油量统计

小组在对2016年1月-3月油气回收装置回收油量统计汇总的基础上, 将油气损失进行分类, 并绘制油气损失排列图。

小组对2017年7-9月份油气回收装置回收油量统计及柱状图如下:

从7-9月回收油量统计情况来看, 油气回收装置平均每次脱附回收油量由8.1Kg提高至13.8Kg。

(2) 装置出口油气浓度对比

2015年与2016年油气回收装置出口油气浓度检测数据对比:

从第三方检测机构的测试数据可以看出, 装置出口油气浓度2016年较2015年有明显下降。

5. 存在的不足

(1) 活性炭每次吸附解析的时候, 活性炭都会大量粉化并有大量活性炭孔隙被堵塞死亡, 初期使用活性炭油气回收装置时排放的尾放均能合格达标, 但是中后期由于以上原因尾气便会超标。

(2) 活性炭其机械强度低、制造费用大、填充难度大且填充设备体积大。

(3) 装置使用真空泵等很多泵阀操控, 日常维护费用高。

(4) 只采用活性炭吸附-吸收作为油气回收方式, 装置运行的开始阶段尾气排放可以达标, 但是中后期由于各种原因尾气排放会超标, 所以从环保角度出发需要对装置尾气浓度进行定期检测。

(5) 吸附法一般用于油气浓度较低的油气回收, 较小流量的混合气体处理, 而从油罐车回收的混合气体的由气体积分数最大可达到50%, 如果流量较大时活性炭吸附能力下降, 因此, 在无法改变装置工作的情况下, 需降低活性炭吸附油气数量。

6. 结束语

油气回收工艺是一项新兴的工艺, 现在环保要求较高, 环保达标压力较大, 油品储运企业必须认真选择适合的油气回收工艺, 吸附-吸收工艺是一种技术成熟的油气回收工艺理应得到大力推广运用。在工艺操作过程中找到装置运行的平衡点极其重要, 油品储运企业要不断探索装置的运行规律, 总结出适合本单位的操作方法, 以提高吸收效率、延长装置使用寿命。

参考文献

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[7]于勇, 谢放华.石油产品装卸过程中的油气回收技术[J].化工环保, 2004, 24 (3) :194—198.

回收效率篇2

1 轻烃回收装置的主要工艺流程

轻烃回收 (氨冷和膨胀制冷工艺) 的主要工艺流程分四步:增压、干燥、蒸发、分馏。经过计量的原料气首先进入缓冲罐缓冲, 经分离器除去部分杂质后进入增压机组增压, 出口气进入蒸发器经过蒸发制冷, 汽液分离得到的干气作为外输, 液态烃则经过脱乙烷和脱丁烷处理后, 馏出轻烃和混合烃产品。

2 造成轻烃收率低的主要因素

2.1 设备原因

一方面是由于原料气的波动造成设备运行不稳。由于原料气进气量波动大, 直接导致回收装置运行不稳、操作难。膨胀机密封气温度、蒸发器液位、分离压力等控制不佳, 膨胀机转速过低, 制冷效果欠佳, 轻烃跑损量大。因原料气进料量过小, 整个装置负荷不足, 运行能耗增加;同时, 因气量不足, 再生气和冷吹气量不足, 干燥系统的再生温度和冷吹温度都不能达到要求, 容易造成系统冻堵, 影响系统的正常稳定运行。

另一方面, 在设备管理上可能存在一定缺陷。许多设备经过一定的运转周期后逐渐进入到故障多发的阶段, 设备由于经过多次的维修和零配件更换以及老化、疲劳运行等原因, 许多设备不能满足现行工艺的要求。

2.2 工艺原因

首先是操作参数与原设计要求不符。由于油井伴生气的不断减少, 天然气逐渐贫化, 原料气气质变差, 重组分含量变低, C3+收率下降, 许多操作参数逐渐偏离了原先的设计参数, 降低了系统运行的效果。同时, 原设计由于种种原因也与实际生产存在着一定的差距。进气量的不断变化要求操作的参数需不断地调整, 然而, 分离压力、蒸发器液位等重要的参数都未能采用自动控制, 操作调整相对滞后, 不利于系统的稳定运行。

其次是由于装置运行条件发生了改变, 初期的设计已不能满足现有工艺的运行条件。在干燥系统中, 一部分干气作为一个干燥塔的冷吹气对分子筛进行冷吹, 另一部分则经加热炉加热作为另一塔的再生气对分子筛进行再生, 冷吹气和再生气出口汇合冷却后再汇入外输干气。由于原料气量的减少, 系统的处理量下降, 造成再生系统再生气和冷吹气不足, 分子筛再生和冷吹效果差, 影响了天然气的干燥效果, 造成系统冻堵, 影响了生产运行, 同时也带来了安全隐患。

2.3 员工操作原因

员工操作水平欠佳、操作经验不足, 对生产中存在的一些潜在问题不能及时发现和解决, 也是导至生产过程中部分轻烃损失的原因。

3 提高轻烃回收装置运行效率的几点对策

要提高装置的运行效率, 首先要对现有的工艺进行进一步的调整和完善, 尽量减小因进气量的变化而对系统运行带来的影响, 对各工艺参数适时进行优化调整, 加强管理, 稳定各设备的运行效率。

3.1 加强干气外输的压力调节

系统可以增设干气外输的压力调节装置, 用以减小进气量的波动对外输干气压力的影响, 配合增加回流流程, 使部分干气能回到装置的进口, 一方面装置的实际处理量得到了提高, 一方面干气回流的削峰填谷作用可以提高装置的负荷, 增加装置运行的平衡性, 特别是可以提高膨胀机的转速, 提高制冷效果。这一改变, 在起到了装置平稳运行作用的同时, 投资也相对较少, 比较经济。

3.2 改进膨胀机的工艺

为了保持膨胀机密封气温度的恒定, 用导热油代替原来的二级排气加热膨胀机密封气, 同时, 在膨胀机前增加分离压力控制。二级排气经冷却后全部依次进入浅冷箱和氨蒸发器, 降低氨蒸发器的进口温度, 以达到改善制冷效果的目的。而分离压力的调节则采用DCS自控调节代替原来的人工调节, 在降低员工劳动强度的同时避免了调节时间的滞后性, 有利于分离压力的稳定, 使膨胀机尽可能地在较高转速上运行, 有效改善制冷效果。

3.3 增加氨蒸发器液位的自控装置

蒸发器液位大都由人工进行调节, 而由于进料气量的频繁变化, 氨蒸发器的负荷很不稳定, 人工调节由于其滞后性难以维持液位的平稳, 需采用自动控制装置来控制蒸发器的液位。可以采用浮阀自动控制装置, 利用浮阀根据液位的高低来调节液氨进料的流量, 使蒸发器液位保持平稳, 防止因液位波动过大对制冷效果产生影响, 同时, 也有效防止因液过空或过满带来的安全隐患, 也在一定程度上降低了员的劳动强度。

3.4 改进干燥系统的工艺

原先的再生和冷吹系统为并联运行, 导致了再生气和冷吹气的不足。将再生气和冷吹气由并联改为串联, 冷吹气先对一个干燥塔内的分子筛进行冷吹, 再进入加热炉加热后对另一干燥塔内分子筛进行再生。这样可以使干燥系统所需要的干气量减少至原来的一半左右, 实际的进料气量就能满足工艺需求。

3.5 加强设备和操作管理, 强化工艺控制

除了进行工艺设备方面的改造外, 要提高系统的运行效率, 还需要完善内部管理。通过加强对设备使用的监控, 提高预防性维修率, 保证设备的完好投用率, 减少因设备原因造成的影响;通过定期组织员工技能培训、技能比武等方式, 提高员工的应急处理能力, 在遇到故障时能及时快速地解决问题;同时, 强化对关键工艺指标的控制, 通过加强对不合格指标的考核, 提高工艺指标合格率。

4 结语

轻烃有较高的热值和经济价值, 轻烃的回收有着丰厚的利润。通过改善工艺、稳定设备运行、完善管理, 达到稳定轻烃回收装置的运行, 提高轻烃的回收效率, 提高产品质量, 降低能耗的目的, 对于我国的石油天然气行业有着重要的意义。本文为提高轻烃的收率提供了思路, 在今后的工作中还需要进一步探索, 不断挖掘轻烃回收的潜力。

参考文献

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[3]朱旭笛.轻烃回收装置改造的理论和实践[J].油田地面工程, 1994, (06) :25-28[3]朱旭笛.轻烃回收装置改造的理论和实践[J].油田地面工程, 1994, (06) :25-28

回收效率篇3

核电站硼回收系统 (以下简称TEP) 的主要功能在于实现B的回收再利用。设置该系统, 一方面可减少B的使用, 减少资源消耗, 节省成本;另一方面可减少B排放, 对于内陆淡水水域发展核电情势下水资源保护尤其具有重要作用。中国已建核电TEP系统主要工艺方法为热力除气和净化[1], 其效果显著, 但能耗大。选用低能耗工艺是TEP系统设计需考虑的重要因素之一。

1 中国核电TEP系统工艺介绍

目前, 国内核电TEP系统的工艺主要分为两种:a) 以大亚湾核电站为代表的CPR堆型, 简称CPR方案。该方案的主要工艺步骤包括:进料收集、净化、除气、中间贮存及蒸发, 产物为蒸馏液和浓缩液;b) 以台山核电为代表的EPR堆型, 简称EPR方案。该方案的主要工艺步骤包括:进料收集、净化、蒸发、除气和贮存, 产物为蒸馏液和浓缩液。

2 两种TEP系统工艺和能耗比较

两种方案均采用净化除盐、除气、蒸发等工艺, 得到蒸馏液及浓缩液并返回相关系统, 且介质基本相同。不同的是, CPR方案采用先除气后蒸发, 得到的蒸馏液直接送至相关系统;而EPR方案采用先蒸发后辅助蒸发除气, 除气后的蒸馏液经贮存后再送至相关系统。通过初步工艺分析, 其基本方法并没有重大差别。

由于介质相同, 主要工艺流程都采用蒸发方式, 如此推断, 其能耗应没有大的差别。但对比两种工艺系统的处理量和主要设备功率, 发现EPR设计方案中单位流量 (1 t) 对应的设备额定功率与CPR方案差别较大:a) EPR方案主要耗能设备额定功率相比CPR方案要小很多。EPR方案主要设备的能耗为189.3 k W/t, CPR方案的能耗为790.8 k W/t, 差值为601.6 k W/t, 前者仅为后者的24%;b) EPR蒸发器与蒸汽压缩机的功率之和只有161.5 k W/t, 远小于CPR方案蒸发器的额定功率747.4 k W/t。

通过上述对比, 可以看出, EPR方案在节能方面具有明显优势。

3 节能原因分析

进一步对两种方案的工艺及物料状态进行对比, 发现EPR方案节能的主要原因在于处理过程中, 相比CPR方案, 温度变化和蒸发器耗能减少。

3.1 温度变化减少

CPR方案设置了中间贮存单元。贮存前需冷却, 蒸发过程需再升温, 这一过程中损失了部分热量。以废水流量为3.5 t/h为例, 假设蒸馏液温度由75℃降至50℃, 可知处理每吨废水每小时损失的热量为29.2k W。相对于前述能耗差别, 这部分损失的能量所占比例很小。因此, 温度变化减小非主要原因。

3.2 蒸发器耗能减少

对于蒸发器, 两种方案的不同在于EPR方案采用了机械蒸汽再压缩式蒸发器[2]。其流程简图如图1所示。

其工作原理为:进料a在汽液分离塔中被加热至状态b, 然后进入蒸发器, 经由压缩蒸汽e加热至状态c;汽液分离塔中产生的蒸汽d, 进入蒸汽压缩机, 被压缩至较高温度下的饱和蒸汽e, 其作为热源再次加热需要被蒸发的料液b。

以台山核电厂蒸发工艺为例计算相关数值。

以ΔHij表示物料状态i和状态j之间的焓变, 则[3]:

物料由状态a至状态e和g, 需要热量:

式 (1) 中, Q1为热量, k J;ΔHad为状态a到d的流体焓变, k J/kg;Md为d状态流体质量, kg;ΔHde为状态d到e的流体焓变, k J/kg;Me为g状态流体质量, kg;ΔHag为状态a到g的流体焓变, k J/kg;Mg为g状态流体质量, kg。

系统内部可再次利用的热量, 即系统内可利用的焓变:

式 (2) 中, Q2为热量, k J;ΔHfe为状态f到e的流体焓变, k J/kg;Mf为f状态流体质量, kg。

因此需要外界对系统做功:

式 (3) 中, W为功, k J。

EPR方案中蒸发器处理量为11.2 t/h, 计算单位处理量所需热量如下:

而如果采用大亚湾的普通蒸发工艺, 物料由状态a至状态d和g后排出, 所需能量:

由于没有对蒸汽热量再利用, 系统所需热量全部由外界提供, 则处理单位废液所需热量约:

EPR方案相对于CPR方案节约的能量约:

可见, 相对于CPR方案的直接加热产生蒸汽和浓缩液, 然后冷凝蒸汽得到蒸馏液的工艺, EPR方案的能量循环利用优势明显。

3.3 比较

通过上述单位液体处理的设备额定功率计算和热量转化耗能的比较, 能量损失和节约量如表1所示。

千瓦每吨

对比本文第2节, 两种方案处理单位废水的设备额定能耗差值为601.6 k W/t, 而上述计算分析EPR方案节约能耗为569.9 k W/t。2个数值已基本接近, 表明前述EPR方案节能原因分析基本充分, 即温度变化减少及采用机械蒸汽再压缩技术使蒸发器能耗明显降低。

4 结语

通过对两种系统方案的主要耗能设备单位能耗计算比较分析, 可看出EPR方案相较于CPR方案, 节能效果明显, 能耗降低比例计算值为76%[3]。这体现了该方案在节能设计方面的先进性。

目前, 国家倡导节能减排。台山核电厂TEP系统的节能设计无疑为后续国内其它机组采用类似节能工艺提供了借鉴。而且, 相关技术在国内外其它工业行业应用已经相当成熟, 为其在核电领域的规模应用奠定了良好基础。

摘要：对比了台山核电和大亚湾核电的硼回收系统能耗, 并采取抽象模型和简化计算的方法, 对台山核电EPR方案节能的原因进行了分析。结果表明:台山EPR方案相比大亚湾CPR方案可减少76%的能耗, 节能的原因主要是减少了温度变化和采用了能耗更低的蒸发器。

关键词：硼回收系统,机械蒸汽再压缩,节能

参考文献

[1]刘昱, 刘佩, 张明乾.压水堆核电站废液处理系统的比较[J].辐射防护, 2010, 30 (1) :42-47.

[2]庞卫科, 林文野, 戴群特, 等.机械蒸汽再压缩热泵技术研究进展[J].节能技术, 2012, 30 (4) :312-315.

回收效率篇4

车辆在制动过程中耗散掉的能量十分可观, 在城市工况中1/3~1/2的直接驱动车辆的能量在制动过程中耗散掉了[1,2]。对于电动汽车而言, 制动能量回收技术可以利用电机将制动过程中的一部分动能转化为电能储存到动力电池中, 为延长电动汽车续驶里程做出显著的贡献。但随之而来的问题是, 如何使回馈制动力与摩擦制动力协调工作以满足驾驶员的制动需求, 这涉及到制动能量回收系统的设计以及基于该系统的回馈制动策略的制定。

在制动能量回收系统研究领域, 各大整车和零部件生产厂商的方案主要呈现出两种思路, 一类为在ABS/ESP基础上进行改造, 另一类为设计新型制动主缸。第一种思路如丰田公司的制动能量回收系统采用EHB方案[3], 由高压蓄能器作为能量源, 配备行程模拟器, 控制轮缸压力时不影响制动踏板感觉。韩国MANDO公司[4]在ESP系统基础上增加一套开关阀机构, 隔断主缸和轮缸间的联系, 保证制动感觉。Nissan公司[5]在ESP基础上将两个开关阀与蓄能器和主缸相连。用开关阀隔断主缸和轮缸, 消除轮缸压力波动对主缸压力的影响。位于蓄能器和主缸之间的开关阀根据制动踏板位移信号进行调节, 模拟主缸压力对踏板的影响。

第二种思路以Honda提出的新的系统结构为代表[6]。该系统在制动踏板相连的一级主缸后增加次级主缸。通过锥齿轮结构将电机转动转化成活塞移动来推动次级主缸内的弹簧和滑块, 进而控制压力并将其输出至各轮缸对应的开关阀处。通过一组开关阀阻断一级主缸和次级主缸, 使用蓄能器和开关阀的组合来模拟踏板制动感觉。

研究组利用ESP压力调节阀块构建出串联式回馈制动系统[7], 并提出最大回馈效率制动力分配策略和最佳制动踏板感觉制动力分配策略。这两种策略中, 前者制动能量回收效率高, 但在调节摩擦制动力时踏板感觉易受到影响;后者踏板感觉良好, 但制动初期浪费电机进行回馈制动的机会, 回收效率有所降低。本文在这两种策略的基础上, 提出兼顾回馈效率和制动踏板感觉的制动力分配策略, 试图找到折中方法协调回馈效率与踏板感觉间的矛盾, 在保证踏板感觉前提下尽可能多地回收能量。

1 制动能量回收协调控制策略

研究组研发的回馈制动系统的液压管路如图1所示。为了调节前轮摩擦制动力, 前轮轮缸需要经历增压、减压和保压三种状态。保压时, 进油阀和出油阀均关闭。减压时, 进油阀关闭, 出油阀在PWM信号控制下打开, 轮缸中的制动液流入低压蓄能器中。增压时有两种方式, 在这两种方式中出油阀均关闭, 进油阀均在PWM信号控制下打开, 不同的是一种增压方式将主阀关闭, 泵油电机工作, 将低压蓄能器中的制动液抽入轮缸中。这种增压方式适用于已经经历过减压状态的情况 (减压后低压蓄能器内才有制动液) 。当低压蓄能器中的制动液不足时, 需要使用第二种增压方式, 即令主阀打开, 泵油电机不工作, 主缸中的制动液会通过主阀和进油阀流入轮缸。这时由于轮缸压力小于主缸压力, 造成主缸压力瞬间降低, 导致制动踏板下沉, 影响踏板感觉。

图2为最大回馈效率制动力分配策略 (下称最大回馈效率策略) 、最佳制动踏板感觉制动力分配策略 (下称最佳踏板感觉策略) 及兼顾回馈效率和制动踏板感觉的制动力分配策略 (下称回馈效率和踏板感觉兼顾策略) 示意图, 三种策略均不改变原车前后制动力分配系数。按液压制动力与电机回馈制动力协调方式的不同可将制动过程分为三个阶段, 依次是电液协调准备阶段、电液协调控制阶段和回馈制动撤除阶段, 分别以OA、AB和BC段表示。

在电液协调准备阶段 (OA段) 中, 制动强度较小。最大回馈效率策略下, 前轮只利用电机进行制动, 后轮采用常规液压制动。最佳踏板感觉策略下, 在OA段前后轮均使用液压制动, 电机回馈力矩为零。回馈效率和踏板感觉兼顾策略下, 在OA段前轮轮缸建立压力时与主缸压力保持一定差值, 由电机回馈力矩补偿前轮液压制动力矩与前轮制动力矩需求之间的差值。

对于最大回馈效率策略而言, 随着驾驶员制动需求增加, 当电机回馈力矩在电机外特性限制下不能满足前轮所需全部制动力需求时, 进入电液协调控制阶段 (AB段) 。对于最佳踏板感觉策略以及回馈效率和踏板感觉兼顾策略来说, 当主缸压力较高且主缸压力变化较为平稳后, 进入AB段。

在AB段, 三种策略下前轮液压制动力矩与电机回馈制动力矩的协调方式相同, 即电机以能发出的最大回馈力矩跟踪前轮制动力矩需求, 由前轮液压制动力矩来补偿电机回馈力矩与前轮制动力矩需求之间的差值。

在三种策略下, 当车速下降至较低水平时, 进入回馈制动撤除阶段 (BC段) 。由于电机在低转速段力矩下降很快, 因此令前轮轮缸迅速增压至主缸压力水平, 由电机回馈力矩补充液压制动力矩与前轮制动力矩需求之间的差值, 直至制动过程结束。

2 实车道路试验

试验对象为一款前轴驱动的纯电动轿车, 其主要性能参数见表1。在附着良好的干沥青路面上, 以40km/h左右的制动初速度, 分别对三种策略进行了系统的中等制动强度试验。图3 (a) 、3 (b) 和3 (c) 分别为最大回馈效率策略、最佳踏板感觉策略以及回馈效率和踏板感觉兼顾策略的制动试验结果。下面以最佳踏板感觉策略为例说明制动过程中液压制动力与电机回馈制动力的协调控制过程。

最佳踏板感觉策略下, 0时刻车辆已获得来自松加速踏板产生的回馈制动力矩。0.35s驾驶员踩下制动踏板, 进入电液协调准备阶段, 前轮轮缸压力与主缸压力同步增长, 电机力矩由松加速踏板产生的-17Nm回馈力矩降低为零 (图3 (b) OA段) 。1.02 s时主缸压力较高且主缸压力变化较为平稳, 进入电液协调控制阶段, 电机开始沿着力矩限值最大限度地回收能量。由于在OA段前轮轮缸已经建立了3MPa压力, 因此在AB段前轮轮缸仅经历保压和减压状态, 且在减压状态将轮缸中的制动液排入低压蓄能器, 即便后期需要增压, 也可将低压蓄能器中的制动液抽入轮缸, 不会引起主缸压力波动。3.69 s车速下降至7 km/h以下, 进入回馈制动撤除阶段, 前轮轮缸压力上升, 电机回馈制动力矩相应减小, 直至前轮轮缸压力到达与主缸压力同水平, 车速减小至零, 制动过程结束 (图3 (b) BC段) 。

3 试验分析

3.1 各制动力分配策略下的制动踏板感觉

由前面的分析可知, 调节轮缸压力过程中有可能会造成主缸压力降低, 影响踏板感觉。在AB段轮缸压力变化频繁, 因此选取AB段作为比较各策略踏板感觉的特征工况段。图4所示为AB段最大回馈效率策略、最佳踏板感觉策略以及回馈效率和踏板感觉兼顾策略下主缸压力Pm和主缸压力变化率。可以直观地看出最大回馈效率策略下Pm波动非常明显。最佳踏板感觉策略下Pm几乎没有波动, 回馈效率和踏板感觉兼顾策略下Pm没有明显波动。表示主缸压力下降, 通过试验发现, 针对本制动能量回收系统, 当时才会引起制动踏板下沉。故定义函数

构造函数

为了度量制动踏板感觉的波动程度, 定义制动踏板感觉波动度, 用符号Flucped表示, Flucped越大表示踏板感觉越差, Flucped越小表示踏板感觉越好。

由表2可知, 最大回馈效率策略的Flucped最大, 最佳踏板感觉策略的Flucped最小, 回馈效率和踏板感觉兼顾策略的Flucped较小。表明最大回馈效率策略的踏板感觉较差, 最佳踏板感觉策略与回馈效率和踏板感觉兼顾策略的踏板感觉良好, 这与试验过程中驾驶员表达的主观感受一致。

3.2 各制动力分配策略下的制动能量回收效率

表3所示为最大回馈效率策略、最佳踏板感觉策略以及回馈效率和踏板感觉兼顾策略下的制动能量回收情况。制动能量回收效率ηreg为:

其中, Ereg为电机回收的制动能量;Ek为可回收的动能;m为整车质量;v为车速;v0为制动初始车速;g为重力加速度;f为滚动阻力系数;CD为空气阻力系数;A为迎风面积。

由于三种策略的区别集中体现在OA段, 因此有必要着重关注OA段的能量回收情况。图5所示为OA段三种策略的电机力矩。由试验结果可知最大回馈效率策略经历OA段的时间较短, 在该阶段可回收的动能仅有0.88k J, 但电机回馈力矩较大 (见图5 (a) ) , 回收能量0.6 2 k J, 回收效率高达71.11%。最佳踏板感觉策略下回馈力矩在OA段由松加速踏板产生的-17Nm回馈力矩降低为零 (见图5 (b) ) , 回收效率为22.52%。而回馈效率和踏板感觉兼顾策略下回馈力矩在OA段并没有从-17 Nm降低至零, 而是继续增加至更大的回馈力矩 (见图5 (c) ) , 回收效率为37.50%。

在AB段和BC段, 三种策略的回收效率差别不大。在整个制动过程中, 最大回馈效率策略的回收效率为49.66%。最佳踏板感觉策略的回收效率为38.18%, 回馈效率和踏板感觉兼顾策略的回收效率为47.60%。可见, 相比最佳踏板感觉策略而言, 回馈效率和踏板感觉兼顾策略将能量回收效率提高了9.42%。

4 结论

(1) 在分析最大回馈效率策略和最佳踏板感觉策略的基础上, 试图寻求回馈效率与制动踏板感觉间的平衡, 提出兼顾回馈效率和制动踏板感觉的制动力分配策略, 在保证踏板感觉的前提下尽可能多地回收能量。该策略能在制动初期将前轮轮缸与主缸的压力差维持在一定范围内, 既保证了制动踏板感觉, 又为电机留出了一部分回馈制动的空间。

(2) 按液压制动力与电机回馈制动力协调方式的不同将制动过程分为电液协调准备阶段、电液协调控制阶段和回馈制动撤除阶段。分别选取电液协调准备阶段和电液协调控制阶段作为评价能量回收效率和制动踏板感觉的特征工况段。并定义制动踏板感觉波动度来度量制动踏板感觉的波动程度。

(3) 在一款纯电动轿车上进行道路制动试验, 对比三种制动力分配策略的回收效率和踏板感觉。试验结果表明, 最大回馈效率策略的能量回收效率最高, 但踏板感觉较差。最佳踏板感觉策略的制动踏板感觉最好, 但回收效率最低。回馈效率和踏板感觉兼顾策略的踏板感觉良好, 且相比最佳踏板感觉策略而言, 将制动能量回收效率提高了9.42%。

(4) 开发回馈制动系统时不能一味地追求能量回收效率, 总制动力正确跟踪制动意图、制动踏板感觉以及制动平顺性则更为重要, 应在保证上述三个性能指标的前提下尽可能多地回收制动能量。

参考文献

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[2]Ehsani M, Gao Yimin, Butler K L.Application of electri-cally peaking hybrid (ELPH) propulsion system to a fullsize passenger car with simulated design verification[J].IEEE Transaction on Vehicular Technology, 1999, 48 (6) :1779-1787.

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[6]Toyohira T, Inoue A, Akutsu K, et al.Brake apparatus[P].U.S.:2010/0219679A1, 2010-09-02.

回收效率篇5

蓄电池、电机/发动机组成的再生制动系统,虽然能量密度高,但功率密度低,限制了制动能量的回收。而由蓄能器、泵/马达组成的液压再生制动系统,不仅成本较低,而且功率密度高,能量密度适中。在城市制动频繁的道路上行驶,如装备高功率密度的液压再生制动系统,则制动能量回收更有效。并联式液压制动能量回收系统是在不改变传统汽车底盘布局的前提下,通过耦合器并联一套液压系统到原传动系上。由于其节能环保、改动简单以及造价成本低的特点,它作为一种新的动力混合形式受到关注。R.P.Kepner[1]设计了液压再生制动系统,将液压系统组装到福特皮卡上,并与美国环境署合作,实验测得液压再生制动系统的汽车燃油消耗量显著减少,且尾气排放的有害气体也明显减少;Young Jae Kim and Zoran Filipi[2]以轻型卡车为对象,进行了制动能量回收的仿真研究,研究结果表明纯市区燃油消耗量节省约48%~65%,纯高速燃油消耗量节省约11%;Hiroki Shimoyama,Shigeru Ikeo and Eitaro Koyabu等人[3]对恒定压力的液压再生制动系统进行研究,并进行了相关实验,仿真和实验研究均表明能量回收效率均在73%左右;谢峰,刘昕晖[4]对液压再生制动系统的动力性匹配进行研究,并搭建相关实验台架进行实验,实验结果为整车参数匹配提供依据;刘涛,刘清河和姜继海[5]对再生制动影响因素进行研究,通过理论分析和仿真研究,表明驱动方式、耦合器耦合比和蓄能器相关参数对能量回收均有较大影响;王海飞,孔燕,徐飞宁,贾坤坤[6,7]研究了二次元件的排量对能量回收的影响,使回收的能量最大化;王国海,韩以伦[8]匹配了动力系统部件各参数,采用正交试验设计方法对这些参数进行优化,节能效率提高了21.6%;黄梦阳,吴涛[9]研究了蓄能器的储能状态对工况的影响。

本研究分析蓄能器多个参数对能量回收效率和制动安全性能的综合影响,进行仿真和台架的对比实验,并用ADAMS-car和Simulink进行整车联合仿真分析。最后,用正交优化实验法对参数进行优化,得出最优参数组合,为整车实验提供依据。

1 并联式液压制动能量回收系统的原理和数学模型

并联式液压制动能量回收系统的工作原理可以归纳为:当汽车制动时,利用汽车中的传动轴带动泵/马达旋转,此时泵/马达以液压泵的形式工作,将液压能储存在液压蓄能器中。当汽车启动、加速时,泵/马达以马达的形式工作,其将蓄能器中的液压能转化为汽车的动能,协助发动机给汽车提供能量。其原理图如图1所示。

本研究建立了液压再生制动系统试验台架,采用飞轮模拟汽车动能,试验台原理如图2所示。

1—电机;2—电磁离合器;3—飞轮;3—油箱;4—变量泵/马达;5—压力计;6—单向阀;7—节流阀;8—蓄能器;9—溢流阀

1.1 飞轮

在图2中,电机1带动飞轮3旋转,当飞轮3达到设定的稳定转速后,断开与电机连接的离合器2,结合与液压泵/马达连接的离合器2,飞轮3带着液压泵5转动。根据转矩建立飞轮模型,有:

式中:Tp—泵对蓄能器的转矩,J—飞轮的转动惯量,w—飞轮的角速度。

1.2 二次元件液压泵/马达

根据功率建立二次元件数学模型[10]:

式中:P—二次元件出口油压力,Q—二次元件的流量,T飞轮—飞轮的制动力矩,W飞轮—飞轮的旋转角速度,η—传动效率。

其中:

式中:q—二次元件的排量,n—二次元件的转速。

式中:n飞轮—飞轮的转速,r/min。

将式(2,3)代入式(1)中,可得:

1.3 蓄能器模型

笔者选择气囊式蓄能器。由Boyle定律可知:

式中:P0—蓄能器初始充气压力;P1—系统最低工作压力;P2—系统最高压力;n1—多变指数;V0,V1,V2—对应压力的蓄能器气体体积;Vx—蓄能器有效容积。

为了简化实验,在此假设蓄能器在压缩和释放的过程中是绝热状态[11,12,13,14,15],所以n1取1.4;在实验过程中油液是不可压缩的。蓄能器在最低工作压力时,要保证足够的制动力,以确保飞轮可以在短时间内停止,因此:

式中:F—液压泵/马达所受的制动阻力,m—飞轮质量,r—飞轮半径。

由经验得到:P1=(0.6~0.85)P2,所以蓄能器制动回收的能量为[10]:

式中:P—蓄能器最终压力。

能量回收的效率:

式中:w0—飞轮初始转速,wt—飞轮最终转速。

飞轮最后是停止的,取wt=0。这样能量回收的效率可简化为:

2 仿真数据和实验数据对比分析

2.1 仿真模型

在Matlab/Simulink中,本研究建立与试验台一致的模型,仿真模型由蓄能器、泵/马达、三位四通电磁阀等液压元件,传感器以及耦合器组成,一起控制飞轮的运行。液压再生制动仿真模型如图3所示。

feilun—飞轮仿真模型;ouhe—耦合器仿真模型;hydraulic system—液压系统仿真模型

2.2 实验台架

主要元件的参数如表1所示。

压力传感器,转速传感器,USB2812数据采集卡如图4所示。

台架如图5所示。

2.3 台架与仿真对比实验

2.3.1 泵/马达排量不同的对比实验

电机带动飞轮旋转,当飞轮达到设定的实验初始值后,断开与电机连接的离合器,结合与泵/马达连接的离合器,液压泵被飞轮带着转动,同时对飞轮液压制动。

实验一:在蓄能器体积为10 L、蓄能器的初始压力为4 MPa、系统最高压力为31.5 MPa、飞轮初始转速为3 000 r/min时,进行泵/马达排量分别为6 ml/r、8 ml/r、10 ml/r共3种不同情况的仿真。蓄能器压力仿真结果如图6所示。

蓄能器压力实验结果如图7所示。

从图6可以看出,蓄能器最终压力分别约为4.7 MPa、4.9 MPa、5.1 MPa。从图7可以看出,蓄能器最终压力分别约为4.35 MPa、4.5 MPa、4.7 MPa。随着泵/马达排量的增大,仿真和实验中,蓄能器最终压力都呈增大趋势。

仿真和实验压力起点差异说明:由于在台架试验中,液压管路比较长,管路的压力要过一段时间才能达到蓄能器初始压力。因为初始条件不同,这个时间又是不固定的,从而才出现图7所示的情况。

飞轮转速仿真结果如图8所示。

飞轮转速实验结果如图9所示。

从图8可以看出,飞轮停止时间分别约为16 s、14 s、12 s。泵/马达排量变大,由公式(5)得液压泵阻力力矩变大,飞轮停止时间变短。由图9可以看出,飞轮制动时间分别为14 s、10 s、8 s。随着泵/马达排量的增大,仿真和实验中,飞轮的制动停止时间都呈减小趋势。

2.3.2 蓄能器初始压力不同的对比实验

实验二:在飞轮转速为3 000 r/min、蓄能器体积为10 L、系统最高压力为31.5 MPa、泵排量为10 ml/r,进行蓄能器初始压力分别为3.5 MPa、3.8 MPa、4.0 MPa共3种不同情况的仿真。结果如图10所示。

蓄能器压力实验结果如图11所示。

从图10可以看出,蓄能器最终压力分别约为4.58 MPa、4.9 MPa、5.1 MPa。从图11可以看出,蓄能器最终压力分别约为4.1 MPa、4.35 MPa、4.75 MPa。随着蓄能器初始压力的增大,仿真和实验中,蓄能器最终压力都呈增大趋势。

飞轮转速仿真结果如图12所示。

飞轮转速实验结果如图13所示。

从图12可以看出,飞轮制动时间分别约为13 s、12.5 s、12 s。蓄能器初始压力变大,由公式(5)得液压泵阻力力矩变大,飞轮停止时间变短。从图13可以看出,飞轮制动时间分别约为9.2 s、9 s、8 s。随着蓄能器初始压力的增大,仿真和实验中,飞轮的制动停止时间逐渐减小。

综合实验一、二得,实验台架存在摩擦,所以实验数据略小于仿真数据,但仿真趋势与实验趋势一致,液压仿真模型计算结果与实验相符。

3 整车联合仿真

3.1 整联合仿真模型

本研究采用ADAMS/Car软件搭建了某车型模型。系统模型在Matlab下的Sim Hydraulic模块中建立,主要由蓄能器、泵/马达、三位四通电磁阀等液压元件,传感器以及耦合器组成。液压再生制动模型如图14所示。

整车主要参数如表2所示。

3.2 整车仿真实验

仿真中不变因素:泵/马达排量为30 m L/r、汽车初始车速为60 km/h。

3.2.1 蓄能器初始充气压力变化

本研究在蓄能器总体积为55 L、系统最高压力P2为31.5 MPa时,分别进行蓄能器初始压力P0为10MPa、15 MPa、20 MPa、25 MPa共4种不同情况的仿真,得到仿真结果如表3所示。

由表3可以看出,蓄能器达到最高压力的时间分别约为14 s、10 s、8 s、5 s,蓄能器体积不再变化的时间分别约为14 s、10 s、8 s、5 s。分析得,蓄能器达到最高压力后,蓄能器体积不再变化,即此后液体就通过溢流阀流回储油箱,不再向蓄能器充液。系统初始压力越低,蓄能器达到最高压力的时间越长,能回收的能量越多。

P0—蓄能器初始压力;P—蓄能器最终压力;t1—蓄能器达到最高压力的时间;t2—蓄能器体积达到最小的时间;Tmax—最大液压制动力矩;t—汽车制动停止时间;ε—制动能量回收效率

又由公式(14)计算出4种情况的回收效率分别为86.59%、85.78%、84.85%、76.01%。由此得出,当蓄能器体积、系统最高压力和车速一定时,随着蓄能器初始压力的升高,回收的制动能量在减少。

由表3可以看出,车轮制动力矩分别约为780 N·m、1 180 N·m、1 380 N·m、1 580 N·m,车速达到0 m/s的时间分别约为15 s、11 s、9 s、7.5 s。分析得,随着蓄能器初始压力的增大,车轮液压制动力矩增大,导致制动减速度增大,从而制动时间变小。由此得出,当蓄能器体积、系统最高压力和车速一定时,随着蓄能器初始压力的升高,制动时间变小。

综合分析,其他条件一定,随着P0的减小,制动能量回收效率是增大的,但是制动时间却变长了,出于对制动安全的考虑,在选择蓄能器初始压力的时候,应以GB7258—2012为依据,在满足制动安全性能的前提条件下,再尽可能地减小蓄能器初始压力,从而既兼顾了制动安全性也使能量回收效率最大化。

3.2.2 系统最高压力变化

本研究在蓄能器总体积为55 L、P0=21.52 MPa时,分别进行P2=23.5 MPa、P2=27.5 MPa、P2=31.5 MPa共3种不同情况的仿真,得到仿真结果如表4所示。

Pmax—系统最大压力;P—蓄能器最终压力;t1—蓄能器达到最高压力的时间;t2—蓄能器体积达到最小的时间;Tmax—最大液压制动力矩;t—汽车制动停止时间;ε—制动能量回收效率

从表4可以看出,蓄能器达到最高压力的时间分别约为2 s、5.1 s、7.5 s,蓄能器体积不再变化的时间分别约为2 s、5.1 s、7.5 s。分析得,蓄能器初始压力相同,当蓄能器达到最高压力时,蓄能器的体积也达到最小,就不再回收剩余的能量。系统最高压力越低,蓄能器达到最高压力的时间越短,从而导致蓄能器的回收效率降低。

又由公式(14)计算出3种情况的回收效率分别为24.41%、69.56%、85.28%,与上述分析一致。由此得出,当蓄能器体积、蓄能器初始压力和车速一定时,随着蓄能器最高压力的升高,能量回收效率增加。

由表4可以看出,随着蓄能器最高压力的增大,车轮液压制动最大力矩分别为1 100 N·m、1 300 N·m、1 400 N·m,车速达到0 m/s的时间分别约为9.5 s、8.8 s、8.7 s。分析得,随着蓄能器最高压力的增大,制动力矩增大,使制动减速度增大,从制动时间减小。

综合分析,仿真结果表明蓄能器的最高压力的增大,不但可以兼顾制动安全性,而且可以使蓄能器的有效容积变大,所以在设置蓄能器最高压力时,可以以蓄能器能够承受的最大压力为系统最高压力。

3.2.3 蓄能器总体积变化

当P0=21.5 MPa、P2=31.5 MPa时,分别进行蓄能器体积为10 L、20 L、30 L、40 L、50 L共5种不同情况的仿真,得到仿真结果如表5所示。

V—蓄能器总体积

由表5可以看出,蓄能器达到最高压力的时间分别约为1 s、2 s、4 s、6 s、7.5 s,蓄能器体积达到最小的时间分别约为1 s、2 s、4 s、6 s、7.5 s。分析可知,蓄能器总体积越小,蓄能器压力越先达到最高压力,此后,就不再回收剩余的能量,导致蓄能器的回收效率降低。

又由公式(14)计算出5种情况的回收效率分别为20.08%、40.15%、60.24%、80.30%、82.35%。由此得出当蓄能器初始压力,蓄能器最高压力和车速一定时,随着蓄能器总体积的升高,回收的能量增加。

由表5可以看出,汽车减速为0 m/s的时间分别约为7.4 s、7.5 s、7.6 s、8 s、8.2 s,制动力矩达到最大值的时间分别约为1 s、2 s、4 s、6 s、8.2 s,而且最高制动力均为1 580 N·m,只有V0=50 L时,最大制动力为1 420 N·m。分析得,当蓄能器的体积增大时,达到最大制动力矩的时间就越长,因此汽车制动停止的时间就越长。

综合分析,随着蓄能器体积的增大,制动能量回收的效率增大,但是制动停止的时间变长。所以在选择蓄能器时,本研究在满足制动法规GB7258—2012的前提下,选择体积稍微大点的蓄能器。

3.3 整车仿真实验总结

综合以上3个实验得出,蓄能器初始压力、蓄能器体积对回收效率影响与制动时间的影响相反;系统最高压力对二者的影响一致。

4 优化设计

笔者采用正交试验法,对液压系统各参数进行研究,选择最优参数组合。正交实验表如表6所示。

V0—蓄能器初始体积;P0—蓄能器初始压力;Pmax—系统最大压力

极差分析表如表7和表8所示。

从表6所示的能量回收效率ε极差分析结果可以看出,V0、P0、Pmax的极差R分别为32.5%、39.7%、36.7%。所以蓄能器初始压力P0对回收效率影响最大,其次是系统最高压力Pmax,最后是蓄能器体积V0。最优参数组合为蓄能器体积55 L、蓄能器初始压力10MPa、系统最高压力31.5 MPa。

从表7制动停止时间t极差分析结果可知,V0、P0、Pmax的极差R分别为2.6%、3.9%、0.4%。蓄能器初始压力P0对制动时间影响最大,其次是蓄能器体积V0,最后是系统最高压力Pmax。最优参数组合为蓄能器体积15 L、蓄能器初始压力23 MPa、系统最高压力27.5 MPa。

能量回收效率最优参数组合和制动时间最优参数组合是不一样的。下面讨论分析,选出兼顾二者的最优组合。

由表7和表8可知,P0选择10 MPa和23 MPa,对能量回收效率的影响由67.7%变化到28%,变化率约为58.6%;对t影响由13.2%变化到9.3%,变化率约为29.5%。很明显如果要想制动时间变短一点,就要损失很多能量。如果P0选择20 MPa,则对ε的影响为47.9%,对制动时间t的影响是9.5%,与P0取10 MPa相比,对ε影响变化率约为29.2%,对t影响变化率约为28.0%。所以本研究兼顾制动停止时间和能量回收效率,选择P0为20 MPa。

由表7和表8可知V0选择15 L和55 L,对ε影响由27.7%变化到60.2%,变化率约为117.3%;对t影响由9.3%变化到11.9%,变化率约为28.0%。由此可见V0对能量回收效率影响远远大于对制动时间的影响,所以本研究以最大能量回收效率为目标,选取V0为55 L。

由表7和表8可知Pmax选择27.5 MPa和31.5 MPa,对ε影响由53.9%变化到63.2%,变化率约为17.3%;对t影响由10.4%变化到10.8%,变化率约为3.8%。由此可见Pmax对能量回收效率影响远远大于对制动时间的影响,所以本研究以最大能量回收效率为目标,选Pmax为31.5 MPa。

综合制动停止时间和能量回收效率选择最优组合为蓄能器体积55 L、蓄能器初始压力20 MPa、系统最高压力31.5 MPa。

5 结束语

首先笔者通过试验与仿真研究了液压制动能量回收系统,然后通过整车仿真分析蓄能器参数对能量回收效率和制动时间的影响,最后通过正交优化设计优化蓄能器参数,结果表明:

(1)仿真与台架实验表明了液压仿真模型的正确性。

(2)蓄能器初始压力、蓄能器体积对回收效率影响与与制动时间的影响相反;系统最高压力对二者的影响一致。

回收效率篇6

关键词：配基系统进化技术,ssDNA文库,不对称PCR,DNA纯化

20世纪90年代诞生了一种新兴的科学技术, 它利用人工合成的大容量随机寡核苷酸文库与靶分子在体外的相互作用, 筛选出一种与传统抗体相比特异性更强、亲和力更大、性质更稳定以及制备更容易, 无免疫原抗性, 无批间差异的适配子[1], 该技术称之为指数富集的配基系统进化技术 (SELEX) 。SELEX技术打破了传统的核苷酸配对的思想, 称得上是核酸研究与应用领域的里程碑式进步。其原理是利用大容量的随机单链寡核苷酸文库进行体外多轮筛选、扩增, 并最终获得与非核酸靶分子高亲和力、高特异性结合的寡核苷酸序列[2]。SELEX技术筛选出的适配子不仅分子量小、配体广泛、体外筛选不依赖于实验动物, 甚至可以进行多种修饰, 比如最为普遍的糖环修饰、碱基修饰和磷酸修饰等[3], 这些优势使得SELEX技术有望成为实验室和临床诊断、治疗的主要技术之一。

随机寡核苷酸是SELEX筛选技术的基础, 而随机寡核苷酸链中间存在一段随机序列, 由于该随机区的存在使文库中的核酸序列极为丰富, 给筛选过程中文库的PCR扩增带来了一系列问题, 导致非特异性扩增[4]得不到理想的随机ss DNA, 而常规的试剂盒回收方法对小片段分子回收效率极低, 影响整个筛选过程。针对上述问题, 本试验在对称PCR最佳优化条件的基础上对随机ss DNA文库的不对称PCR反应体系进行了优化, 并且比较了PCR产物不同纯化方法的回收效率, 以期为SELEX技术中构建亚文库以及筛选特异性更强的适配子奠定基础。

1 材料与方法

1.1 材料

1.1.1 试验材料

随机ss DNA文库:构建长度为80 nt的随机ss DNA文库, ss DNA文库序列:5′-CTGGAGCG TCCTGGGGCGTCN (40) GTGCCCTCGCTCCGACCAGC-3′, 两端为固定序列, 中间N (40) 为随机序列。

PCR扩增引物:上游引物5′-CTGGAGCGTCCTG GGGCGTC-3′, 下游引物5′-GCTGGTCGGAGCGAGG GCAC-3′。随机文库及引物均由上海英骏生物技术有限公司合成。

1.1.2 试验试剂

Mg Cl2、Taq DNA Polymerase、d NTP、10×PCR Buffer, 均购自大连宝生物工程有限公司。其他试剂:异丙醇、4 mol/L醋酸铵、70%乙醇、酚/氯仿 (1∶1) 、3 mol/L醋酸钠、无水乙醇。

1.2 方法

1.2.1 随机ss DNA文库与合成引物的质量鉴定

将设计好的引物和ss DNA文库交给上海英骏生物技术有限公司合成。合成的引物序列和随机ss DNA文库采用4%琼脂糖凝胶电泳进行质量鉴定。

1.2.2 不对称PCR条件优化

在前期随机ss DNA文库对称PCR反应体系[5]优化结果的基础上, 参照文献[6]报道的方法对随机ss DNA文库的不对称PCR扩增体系进行优化, 拟定的反应体系及循环条件如下:

(1) 反应体系:10×PCR Buffer 2.0μL, 25 m M Mg Cl22.5 mmol/L, d NTP Mixture 0.25 mmol/L, 上游引物12μmol/L, 下游引物0.6μmol/L, Taq DNA Polymerase 1.5 U, ss DNA模板2.5 ng, 无菌水补至20μL。

(2) 循环条件:94℃预变性30 s, 94℃变性30 s, 68℃退火30 s, 共20个循环, 最后72℃延伸15 s, 72℃温育7 min。

其他反应组分与反应条件相同, 固定下游引物投入量 (0.6μmol/L) , 以不同上、下游引物比例 (1∶1、20∶1、40∶1、60∶1、80∶1、100∶1) 分别扩增20、30个热循环次数, 进行3次平行试验以验证其稳定性。

(3) 产物鉴定:PCR产物采用4%琼脂糖凝胶电泳检测。

1.2.3 PCR产物回收

以1.2.2中确立的最佳循环次数和上下游引物比例进行不对称PCR扩增, PCR扩增产物分别采用下列3种方法进行回收纯化试验, 比较其回收效率。

(1) 商品化试剂盒提取法:4%琼脂糖凝胶电泳分离DNA片段, 待片段完全分离后, 在紫外光下切取所需条带, DNA在紫外灯下曝光时间不超过30 s, 准确称取凝胶块的重量, 按照1 g/m L Binding Buffer对应量, 加入适量体积的Binding Buffer, 55~60℃水浴溶解 (约7~10 min) , 每隔2~3 min振荡一次。溶解完成后, 将DNA/凝胶混合液转移到套有收集管的Hi Bind DNA柱子上, 10 000×g离心1 min, 倒去滤液, 把柱子装回收集管;加入300μL Bind Buffer, 按上述条件离心, 弃去滤液, 再把柱子重新装回收集管;加入700μL SPW Wash Buffer, 也按上述条件离心, 弃去滤液, 13 000×g离心空柱2 min, 以甩干柱子基质。将柱子装在干净的EP管中, 加入30~50μL经65℃预热的Elution Buffer到柱子基质上, 室温静置2 min后, ≥13 000×g离心2 min洗脱出DNA。回收产物加20μL DEPC水重悬, 置4℃冰箱中备用。

(2) 乙醇沉淀法[6]:吸取100μL PCR产物, 12 000×g离心4 min, 吸取上清液于1.5 m L EP管中, 向其中加入等体积的酚/氯仿 (1∶1) , 混匀, 置离心机中12 000×g离心5 min, 吸取上清液于另一干净的1.5 m L EP管中, 加入0.1倍体积的3 mol/L醋酸钠, 混匀后加入2倍体积的无水乙醇, 再次混匀, -26℃下放置过夜。取出后12 000×g离心30 min, 弃去上清液, 加入1 m L70%乙醇于室温洗涤沉淀样品, 5 000×g离心5~10 min后弃去上清液, 敞开管盖, 置于室温, 直至乙醇完全挥发。沉淀的DNA样品加入DEPC水20μL重悬, 置4℃冰箱备用。

(3) 不完全沉淀法[7]:吸取100μL PCR产物于干净的EP管中, 加入等体积4 mol/L醋酸铵溶液, 振荡混匀, 再加入等体积的异丙醇, 振荡混匀, 室温静置10min, 然后以12000×g离心10min, 去上清, 加1 m L70%乙醇漂洗, 振荡, 5 000×g离心5~10 min, 弃去上清液, 再加1m L 70%乙醇振荡混匀, 4℃下12 000×g离心5 min, 弃上清, 室温下干燥, 加20μL DEPC水重悬, 置4℃冰箱备用。

1.2.4 琼脂糖凝胶电泳检测回收效率及DNA浓度测定

分别吸取以上3种不同纯化方法的纯化产物各5μL进行4%琼脂糖凝胶电泳, 检测回收效率, 并测定回收前后DNA的浓度和OD260/OD280比值。

2 试验结果

2.1 随机ss DNA文库及引物合成产物的质量鉴定

通过4%琼脂糖凝胶电泳得到如图1所示的条带, PCR扩增结果与预期相符, 条带单一, 纯度好, 符合要求。

2.2 不对称PCR扩增条件优化

通过4%琼脂糖凝胶电泳鉴定分析, 以既有较高的扩增效率又有较单一目的条带的扩增条件为最优上下游引物比例和循环次数。结果显示:随机ss DNA不对称PCR扩增的最佳循环次数为30, 最佳上下游引物比例为60∶1。

2.3 待回收产物鉴定

取3组PCR样品各8μL、Marker 3μL进行4%琼脂糖凝胶电泳, 结果显示:3组样品的条带亮度一致, 符合要求 (图2) 。

2.4 回收产物检测

通过4%琼脂糖凝胶电泳检测商品化试剂盒、乙醇沉淀法、不完全沉淀法回收所得产物, 以随机ss DNA文库PCR产物出现清晰的单一条带、回收效率最高的纯化方法为最佳回收方法。结果显示:对短片段ss DNA回收效率最佳的是乙醇沉淀法, 其次是不完全沉淀法, 最后为商品化试剂盒提取法。

用核酸蛋白测定仪测定回收前后ss DNA的浓度, 结果见表1。比较3种方法的回收效率, 可见乙醇沉淀法与不完全沉淀法差异显著, 乙醇沉淀法与商品化试剂盒法差异极显著, 不完全沉淀法和商品化试剂盒法差异极显著。

用紫外分光光度计测定3种方法回收产物的OD260/0D280值, 结果见表1。当0D260/OD280=1.6~1.8时, 可以认为该ss DNA纯度较好。从表1可知, 这3种纯化方法所得纯化产物的质量均在标准范围以内, 其中乙醇沉淀法的纯化效率最高。

4 分析与讨论

理论上, SELEX技术结合PCR扩增技术以指数富集与靶分子特异性结合的寡核苷酸, 经过几轮甚至十几轮的筛选, 可以获得亲和力高、特异性好的靶分子, 但是在实际操作中还是存在筛选效率低的问题。PCR技术始终贯穿着适配子筛选的全过程, PCR扩增效率的高低也会直接影响适配子的特异性和高效性, 制备下一轮筛选文库的方法一般有不对称PCR法和生物素-链亲和素磁珠分离法[8], 虽然应用磁珠法获得的ss DNA纯度好, 但是磁珠法耗材较为昂贵, 不为实验室所广泛采用, 因而成本较低、方法简单的不对称PCR法应用得更为广泛。同时, 随机ss DNA文库随机区的存在也使得文库具有多样性, 当以ss DNA为模板进行PCR扩增时, 随着循环次数的增加, 非特异性扩增产物也会增加[9]。为保证亚文库的纯度和数量, 对不对称PCR扩增条件的优化就显得尤为重要, 尤其是对循环次数和上下游引物比例的优化。本试验中, 以30个循环为最佳热循环次数, 既可以获得高质量的ss DNA文库, 又能较好地避免非特异性产物的扩增, 且结果稳定。在一般的不对称PCR扩增中, 合适的上下游引物比例一般在50∶1~100∶1之间, 过低的引物比例容易引起非特异性扩增, 而过高的引物比例则会使扩增效率下降[10]。本试验得出的最佳上下游引物比例为60∶1。

PCR扩增产物中一般都含有过量的酶和引物等, 会影响后续的连接、筛选等操作过程[11], 因而扩增产物的纯化是非常有必要的。常规的回收纯化方法一般为商品化试剂盒提取法, 但是试剂盒对<500 bp的目的片段的回收效率非常低, 而且商品化试剂盒价格昂贵。本研究结果表明, 乙醇沉淀法对小片段DNA分子的回收效率及纯化效果均比较好, 但是不能完全分离产物中的单双链, 导致回收产物中仍含有ds DNA;试剂盒提取法所得产物中, 含有ds DNA较少, 却存在回收效率低的问题。

5 结论

本研究得出20μL体系ss DNA文库不对称PCR的最佳扩增条件为30个热循环, 上下游引物比例为60∶1, 在此条件下可以得到单纯、无特异性扩增的ss DNA目的条带。乙醇沉淀法对小片段 (80 nt) 目的DNA的纯化效果较好, 对后续构建亚文库有重要的作用。

参考文献

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[5]曹立亭, 许李丽, 万向.SELEX技术中ss DNA文库PCR扩增条件的优化[J].安徽农业科学, 2012, 40 (6) :3241-3 242.

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