容积式流量计

容积式流量计（精选6篇）

容积式流量计 篇1

0引言

气体容积式流量计是一种记录一段时间内流过流体总量的累积式流量仪表。当流体流过流量计时, 内部机械运动件在流体动力作用下,把流体分割成单个已知回转体积,进行重复不断地充满和排空,并通过机械或电子测量技术记录其循环次数,得到流体的累积流量[1]。容积式流量计在流量测量方面较准确, 计量性能较稳定,其准确度等级达到0.2级,广泛应用于工业生产、能源计量、民生计量等领域。但影响容积式气体流量计检定的因素较多,特别是高准确度流量计对检定条件要求更加严格,如何确定最优检定条件尤为重要。

正交试验设计是研究多因素多水平的一种设计方法,是分析因式设计的主要方法[2]。它根据正交性从全面试验中选出部分有代表性的点进行试验,这些有代表性的点具备“均匀分散、齐整可比”的特点[3,4]。 本文采用正交试验法分析检定过程的主要影响因素, 确定各因素对示值误差影响的主次顺序,找出相对最优的检定条件。

1检定条件及优化综合指标

本实验对某品牌气体容积式流量计在80 m3/h时的相对最优检定条件优化。图1为气体容积式流量计检定实物图。该实验采用音速喷嘴气体流量标准装置 (Urel = 0.25%)作为标准器,检定对象为某品牌标称准确度为1级的容积式气体流量计(DN = 50 mm)。 把被检流量计安装在音速喷嘴气体流量标准装置对应口径的管道上,通过改变检定条件,进行测试并得到相应的示值误差。

在检定过程中,示值误差影响因素主要有温度、 湿度、同轴度和取压方式。由于大气压力在同一个地方短时内变化不大,在此次试验中不作分析。试验在同一流量点(80 m3/h)进行,通过改变温度、湿度、 同轴度和取压方式,取得最小测量误差,确定相对最优的检定条件。检定试验条件参数如表1所示。

试验过程中,每组参数条件下,进行3次重复试验,并取3次测量平均值作为该组条件下的测量结果, 然后以示值误差为指标,通过正交试验确定相对最优检定条件以获得最小示值误差。

2试验设计与分析

分别用A、B、C、D表示温度、湿度、同轴度、 取压方式4个主要因素,每个因素有3个水平。用1、 2、3表示因素水平,如表1所示,采用L9(34)正交表安排试验,如表2所示。

表3、表4分别为各次试验结果以及各因素对示值误差的影响数据分析表。表4中K1、K2、K3为各因素同一水平试验结果之和;W1、W2、W3为各因素水平的效应,极差Rj为Max(Wj)-Min(Wj)的差值(j=1,2,3)。极差Rj越大,说明该因素对示值误差影响程度越大。

3结论

由表4得到因素主次顺序为取压方式(因素D)> 温度(因素A)>湿度(因素B)>同轴度(因素C), 同时根据各因素各水平的平均值确定优水平,进而选出优组合,按照平均值大小选取优水平为D3A3B3C1。 即最佳检定条件为表前取压,温度(24~26)℃,湿度(90~100)%RH,同轴度0 mm。效益曲线见图2。

此条件的试验在正交表中的9次试验中并未出现,通过做补充试验,得到示值误差为0.13%,小于正交试验设计中的最小值0.19%,说明利用正交试验优化气体容积式流量计检定条件的试验是可行的。由于此次实验的对象是某品牌某型号的气体容积式流量计,具有一定的局限性,其他类型气体流量计的检定条件优化可参考使用。

参考文献

[1]国家质量技术监督检验检疫总局.JJG 633-2005气体容积式流量计[M].北京:中国计量出版社,2005.

[2]李云雁,胡传荣.试验设计与数据处理[M].2版.北京:化学工业出版,2008.

[3]李玉兰,林绪虹,刘桂雄.正交设计方法在优化空瓶检测图像处理参数中应用[J].光学精密工程,2005,13(S):206-211.

[4]陈耿新,林若波.基于正交试验的加工过程伺服系统参数优选[J].自动化与信息工程,2014,35(1):6-11.

容积式流量计 篇2

1 石油流量测量的主要特点

1.1 石油品种较多, 不同品种之间差异较大

中低黏度石油产品如柴油黏度不高, 温度不高, 流体洁净, 对测量没有苛刻的要求。高黏度油品如原油、重油、渣油等, 黏度较高, 为方便输送, 一般在加热到较高温度。流体中含有固态杂质, 流量测量前要严格过滤。低黏度油品如汽油、液化石油气, 黏度很低。

1.2 计量精确度要求高

用于商业结算的油品计量, 一定要达到规定的精确度, 以保证供需双方的利益。GB17167规定, 分厂 (车间) 和重点用能设备能耗考核用汽油、柴油、原油计量必须达到0.5%R精确度。进出企业结算用汽油、柴油、原油计量应达到0.35%R精确度, 而在大宗油品计量中, 计量精确度的要求更高, 意义更大。例如:经原油交接计量站计量的原油, 一个站每年约为数百万吨, 千分之一的误差就会导致每年100万元的结算差额。要考虑在线实流校准, 用于石油计量的流量计, 一般口径较大, 拆下送检不方便, 通常要有实流校准设施或留有连接标准表的接口, 以便进行在线实流校准。

2 仪表的选型和使用

容积式流量计在石油产品的计量上有悠久的历史, 石油计量积累了丰富的经验, 其中ISO2714:1980《液态烃用除计量泵以外的定排量 (容积式) 仪表系统的体积测量》就包含了许多实践经验。容积式流量计在石油计量中具有独特的优势, 关键原因是流体本身的自润滑作用, 使这种仪表能长期、稳定运行、精确度高、范围度较大。

石油计量用的容积式流量计常用的有椭圆卤轮式、腰轮式、螺杆式、旋转活塞式、刮板式等多种, 不同的种类其口径、范围和适用的流体黏度也不同。

3 容积式流量计选型和使用中必须注意的问题

A.精确度与流量范围度相关。同一台仪表若额定精确度等级较高, 只能在较低的范围度内得到, 若想得到较大的范围度一定要降低精确度等级。例如, 各类转子式液体仪表范围度为5:1时, 基本误差为±0.2%R, 范围度为10:1时, 则降为±0.5%R。

B.流体黏度对测量误差的影响。与涡轮流量计等其他流量计相比, 黏度影响较小。此外, 还与许多其他流量计随黏度增大而误差增大不同, 黏度增大因间隙间泄漏减小而性能改善。

C.不同型式的仪表适用黏度范围的差异。用于油品测量的容积流量计常用的有椭圆齿轮式、螺杆式、刮板式、旋转活塞式等, 其中螺杆式对高黏度流体的适应性最佳。

D.流体温度对测量误差的影响。容积式流量计的测量误差同仪表计量室容积和间隙大小密切相关。流体温度升高时, 计量室容积增大, 转动部件每转一周, 通过仪表的液体量相应增大。

E.压力损失及黏度对压力损失的影响。容积式流量计是由流体能量来推动测量元件, 所以, 带来相当高的压力损失。此压力损失要比同样口径和流量的涡轮式或其他有阻碍流量计大。液体用仪表在最大流量时黏度为1~5m Pa·s, 液体的压力损失在20~100k Pa之间。若黏度增加, 压力损失随着增加。

F.间隙对压力损失的影响。在转子式容积流量计中, 转子同壳体之间的间隙直接影响压力损失。在测量高黏度介质时, 有时采用加大转子与壳体之间间隙的方法, 以减小由黏性而引起的剪切力, 降低压力损失。

G.用于测量液化石油气时要进行特殊处理。液化石油气 (LPG) 槽车发送, 加油站加液常用容积式流量计 (如螺杆式) 计量。石油气的组成以丁烷为主, 常处在气液平衡状态, 环境温度变化引起LPG温度相应变化, 从而使得其压力相应变化, 夏季压力常高于2MPa, 此压力还受其组成影响。LPG的密度较小, 0.51~0.58g/cm3, 是其组成、温度和压力的函数。

LPG的黏度很低, 低于汽油的黏度0.7m Pa·s很多, 仅为0.10~0.17m Pa·s。用水 (黏度约1m Pa·s) 校准的容积式流量计用于测量LPG, 仅黏度影响就可能带来0.5%左右示值偏差和最小流量值升高。此外, 还有润滑性差带来的影响, 为改善这种影响, 仪表要有外加润滑剂的润滑系统。由于LPG处于气液平衡状态, 因此, 压缩系数较大, 压力升高体积压缩达0.44~0.73%MPa常用适当的方法予以补偿。

LPG系统在任何时候即使停止运行, 仪表、泵等之需充满液体, 尽可能防止空管或半空因为未充满时液体蒸发.在仪表等器件表面析出沉积物, 沉积垢屑将磨损仪表, 缩短使用寿命。

H.预防转子卡死。转子式容积流量计转子若卡死, 液体就不能通过, 所以, 在设计、操作和维护时必须注意, 预防转子卡死。

4 结论

容积式能量回收系统优化设计研究 篇3

能量回收一直是科学领域研究的重点课题之一。无论是工业还是交通行业 (比如, 汽车能量回收等) , 亦或是日常生活领域, 能量浪费现象均比较严重。在当前能源消费不断增加、存量能源面临“枯竭”的背景下, 如何实现能量回收、提升能量利用效率就显得尤为重要。能量系统回收最早应用于海水淡化工艺流程。近年来, 随着能量回收系统研究力度的不断加大, 能量回收系统开始逐渐地应用于工业、交通、生活等诸多领域, 有效地消除了能量损失过大、利用效率较低的现象。

2 容积式能量回收系统及其优化设计

2.1 容积式能量回收系统简介

容积式能量回收系统采用的是“双液压缸”的工作结构, 缸内通过设置活塞隔离成为上下两个“腔室”;硬件部分主要包括配流块、换向控制集成块、供料泵以及活塞组建等;触摸屏、PLC控制系统、传感器、变频器以及组态软件等组成容积式能量回收系统的电气控制系统, 达到控制回收系统安全、稳定回收能量的目的, 比如, 供料泵的控制、液压缸的运行状态、回收能量流量等等都主要通过该控制系统来实现。实际运行过程中, “双缸”交替工作。以化工废液回收为例, 通过安装能量回收装置, 供料泵将废液输送到“A缸”的上腔, 然后打开下腔所连接的电池阀, 高压废液流入下腔, 然后推动缸内活塞向上运行;同时, 开启B缸进液阀, 低压废液流入B缸上腔推动缸内活塞向下运行, 同时打开下腔连接的电池阀排入再生系统。

2.2 容积式能量回收系统的优化设计

2.2.1 容积式能量回收系统液压冲洗的优化

过大的液压冲击不仅会影响装置的安全、稳定运行, 而且还会影响能量回收效果, 降低能量回收效率。容积式能量回收系统工作过程中, 时常会出现液压冲击现象, 对回收装置的正常运行造成不利影响。比如, 开关阀门活塞制动过程中, 液压冲击现象就会频现。实践中, 一方面, 可以采取降低电池阀换向速度或者是加入阻尼装置的方式, 缓冲液压冲击、降低系统的功率消耗;另一方面, 可以在缸内安装圆锥形环隙式缓冲结构, 以减少活塞制动、换向时的冲击力度。

2.2.2 容积式能量回收系统的流量调节

针对废液能量回收而言, 流量过大或者过小都会对容积式能量回收装置的运行、系统的回收效率产生影响, 因此, 必须对流量进行调控, 确保废液流量能在系统参数范围之内变化, 以取得比较理想的能量回收效果。废液流经A缸或者B缸时, PLC负责自动检测活塞运动位置并计算活塞运动到“电池阀门”的时间, 然后在活塞运行到极限位置时, 控制系统打开电池阀门, 但是, 实践中, 经常出现时间差过大的情形, 导致活塞运行时间变化比较大, 影响能量回收的稳定性。

2.2.3 容积式能量回收系统控制系统的优化

PLC控制系统是容积式能量回收系统的核心部件, 其自动化控制精度的优劣, 会直接影响到该系统的能量回收效果。选用自动调节阀, 提升PLC控制系统流量信号检测的精确度, 然后根据废液流量发出控制指令, 将缸内废液流量控制在设置范围之内。

2.2.4 容积式能量回收系统故障诊断的优化

传统的容积式能量回收系统的故障诊断、故障维修基本上是以人工为主, 不仅耗费时间, 而且还极易引发重大事故。针对这一问题, 可以在PLC自动控制系统 (比如, 人机界面) 增加故障自动诊断及控制模块, 通过将检测到的信号直接显示到诊断功能模块, 比如, 阀门所处的状态、电机的制动等等, 便于操作人员实时掌握设备的运行状态, 做到早期预防、早期发现, 准确、及时地发现系统故障位置以及故障原因, 这不仅大大缩短了故障诊断、维修的时间, 而且还可以防患于未然, 将各种潜在的威胁消灭在萌芽状态。

摘要：能量回收一直是科学领域研究的重点课题之一。在当前能源消费不断增加、存量能源面临“枯竭”的背景下, 如何实现能量回收、提升能量利用效率就显得尤为重要。基于现有研究成果, 重点探讨、分析容积式能量回收系统的功能、应用以及优化问题, 旨在达到扩大容积式能量回收系统的应用范围、提升容积式能量回收系统的能量“回收”效率。

关键词：容积式,能量回收,系统优化,设计

参考文献

[1]季宏丽, 马勇, 裘进浩, 等.高效压电能量回收系统的优化设计 (英文) [C].第4届国际压电驱动材料及应用研讨会论文集[C].2008.

容积式能量回收系统优化设计研究 篇4

在能源缺失和工业效益等因素下,国内外许多科研人员已经致力于能量回收技术的应用研究。能量回收技术最早应用于海水淡化工艺,随后应用到越来越多的行业。在化工行业,合成氨工艺中废液的高压能量被浪费[1],能量回收技术的应用能有效的解决这个问题,不同形式的能量回收装置涌现出来。容积式液压能量回收装置利用液压能量一次转换,理论上回收效率达100%,实际应用中则是部分代替铜液泵对低压新鲜铜液增压。

1 能量回收机的应用背景

容积式能量回收装置采用立式双作用液压缸结构,工作时双缸交替使用。PLC和人机界面等组成能量回收电气控制系统,可以实时监控能量回收系统的运行状况。能量回收系统根据工艺要求对废液的高压能量进行回收,进而利用到低压新液的加压工序中,减少了能量的浪费,缩小了高压泵的使用范围,从而节省电能的使用,为企业带来经济效益。

在合成氨工艺流程中,洗涤原料气时需要高压新鲜铜液,铜洗结束后流出铜洗塔的废铜液仍带有高压能量,废铜液进入再生系统时不需要高压能量,通过多级减压阀将其高压能量减掉[2],铜洗塔工艺流程如图1所示。在铜洗工艺流程中装有能量回收装置,利用高压废铜液的能量对新鲜低压铜液进行加压,供洗涤原料气使用。高压铜液在洗涤过程中会有部分能量损失,而流出铜洗塔后通过管道、阀门进入活塞中也会损失小部分能量,因此在实际工程中还需要小型的高压铜泵为系统提供部分动力[3]。

2 能量回收系统的工作流程

容积式液压能量回收装置的主体是双作用液压缸,液压缸内由活塞隔离成上下两个腔室,硬件部分还包括换向控制集成块(换向阀件、压力传感元件等)、配流块(为双液压缸的进、排液阀集成块)、供料泵和活塞组件等。

高压废铜液由铜洗塔底部排出,其中小部分铜液经过减压阀直接进入再生系统,而大部分废铜液经过管道、阀门进入能量回收装置,回收其高压能量后进入再生系统。

回收装置工作时,供料泵将低压新鲜铜液输送到A缸上腔后,下腔连接的电磁阀打开,高压废铜液进入下腔,高压废铜液推动活塞上行对低压新鲜铜液加压,上腔连接的排液阀门打开,将加压的新鲜铜液泵入铜洗塔顶部。A缸动作的同时B缸上腔进液阀开启,由供料泵供应的新鲜低压铜液进入B缸上腔推动活塞下行,下腔连接的电磁阀打开,下腔被回收能量的低压废铜液由B缸下腔排出进入再生系统。

当A缸活塞上升到限位点时,接近开关1KT闭合,进而控制进液电磁阀闭合,排液电磁阀打开,供料泵提供新鲜铜液由进液阀进入A缸上腔推动活塞下行,下腔废铜液经排液电磁阀排出进入再生系统。当B缸下行至限位点时,接近开关4KT闭合,下腔连接的排液电磁阀关闭,进液电磁阀开启,来自铜洗塔的高压废铜液进入B缸下腔,高压液体推动活塞上行对上腔新鲜铜液加压,上腔排液阀开启将新鲜铜液排出进入铜洗塔。双缸如此循环,交替上行、下行工作[4]。

能量回收装置在回收高压能量的过程中,对新鲜铜液不断提供高压能量并将其送入铜洗塔,减少了传统工艺中高压泵的电能消耗。

3 能量回收系统的电控部分

3.1 电气控制系统的组成结构

为了适应车间级工作现场实时监控的趋势,能量回收系统加强了电气控制系统部分的设计。电气控制系统采用PLC、触摸屏、变频器、传感器以及组态王等硬件和软件,实现能量回收过程中的数据采集和监控,包括铜液压力信号、液缸位置信号、供料泵工作情况、主机流量等信号,并实现报警。

电气控制系统主要包括人机界面、组态软件以及硬件结构等。其结构图如图3所示。

人机界面部分采用西门子公司的S7-200PLC和TP171系列触摸屏,通过组态王软件实现对能量回收系统的组态和监控。TP系列触摸屏代替传统的控制面板,增加了文本显示量,丰富了显示界面,提高了工作人员对人机界面的可操作性。PLC和CPU通信模式通用性强,可与整个合成氨生产工厂DCS系统互联互通。数据采集仪器将采集的现场信号送到PLC,通过液晶屏显示出来,组态软件的图形界面可以直观的呈现出工作现场,工作人员根据现场工况标准对采集信息进行分析,采取调整措施保障能量回收机正常工作并处于最佳状态。

3.2 PLC的报警设置及控制功能

在能量回收系统工作运行时,压力传感器将检测到的高低压废铜液及新鲜铜液的压力信号转换成4m A~20m A的电流信号,直接送入PLC中,PLC再传输到触摸屏显示出来,PLC根据程序员设定的各项压力报警极限,实时监控报警,工作情况严重时能量回收机将自动保护停车。接近开关将检测到的位置信号直接传入PLC,PLC根据程序指令实时控制电磁阀通断电,进而控制液压缸往复自动换向。

3.3 组态软件及人机界面

能量回收系统采用组态王软件进行系统组态,组态王是一个具有易用性、开发性和集成能力的通用组态软件,它向下能与低层数据采集设备通信,向上能与管理层通信,实现上位机与下位机的双向通信。组态王强大的界面显示组态功能和仿真功能,使得能量回收系统在设计阶段以及今后的使用阶段具有直观的实时监控性。

对于能量回收系统电气控制部分,组态王软件以画面和报表的形式将能量回收机的工作状态展现在操作人员眼前,如图4所示,方便工作人员实时地监视控制系统运行。组态王将从能量回收系统工作现场采集的数据记录在实时数据库中,把数据的变化用动画的方式形象地表示出来,同时完成变量报警、操作记录、趋势曲线等监视功能,并生成立式数据文件。

4 系统设计方案优化分析

容积式能量回收系统在设计方案中针对以下环节进行了分析、设计和优化。

4.1 液压冲击

由于某些因素影响,液压系统中会产生液压冲击,如阀门的迅速开启或关闭会引起液压冲击,应尽可能减慢电磁换向阀的移动速度,适当降低阀门的控制压力,或加入阻尼装置。选用气动阀作为先导阀,辅助电磁阀控制液体流量,降低功率消耗。

对于活塞换向或制动时在液压缸内产生的液压冲击,可以利用一些缓冲装置来减少冲击力度。液压缸中常见的缓冲结构有圆柱形环隙式、圆锥形环隙式、可变节流槽式和可调节流孔式,如图5所示[5]。

比较四种装置后选取圆锥形环隙式缓冲结构,其缓冲柱塞为圆锥形,缓冲环形间隙随位移的变化而变化,即通流截面面积随缓冲行程增大而减小,使机械能的吸收较均匀,其缓冲效果较好,相较可变节流槽式装置而言结构简单[6]。

4.2 流量调节

进入铜洗塔的高压铜液流量需要满足铜洗工艺需求,流量的变化对工业生产影响很大。为保证铜洗塔不间断供应铜液,两个液压缸交替工作时,双缸活塞上下行时间差应尽可能小。当活塞上、下行到极限时,PLC检测到位置信号并计算出液缸运行时间,对两缸活塞的运行时间进行比较,时间差过大时需要调整运行时间,通过调节进入液压缸的流量可调节活塞运行时间。

供料泵输入到液压缸的铜液流量影响着活塞下行时间,通过调节变频器的频率可调整供料泵的运行速度,对输出流量进行控制,进而缩小两缸运行的时间差。变频器频率与供料泵电机转数的关系如下式:

其中,n为电机转数;

f为变频器频率;

p为电机的极对数。

影响活塞下行时间的流量可通过调节阀来调整,工业中常通过手动阀控制阀门开度调整流量,由于手动调节偏差较大、调节滞后,故选择与控制系统相连的自动调节阀,当PLC检测到流量信号时,分析实际情况对自动调节阀发出命令,控制流量在设定值偏差范围内。在流量调节过程中,可利用PID控制算法进行优化。

4.3 设备故障诊断功能优化

当系统故障时,一般由检修人员检查各个设备或线路是否正常,这样造成故障停车时间较长,影响了生产进度。针对这一因素,在人机界面的设计中增加了自诊断功能界面(如图7所示),将现场检测量实时状态显示在诊断界面中,如电机启停状态、阀门开启关闭状态等,工作人员实时了解和掌握设备运行技术状态,确定其整体或局部正常与否,早期发现故障并判断故障的部位和程度,分析故障原因,及时排除故障。这大大缩短了故障检修时间,缩短了工厂故障停机的时间,降低了对维修人员的依赖程度,提高了生产效率。

5 结论

容积式能量回收系统采用以PLC为核心的电气控制部分,人机界面作为操作人员与工业现场的桥梁将PLC采集数据直观展现出来,以便实时监控系统运行工况。分析了系统优化方向,使能量回收系统能高效、稳定的工作。

摘要：以容积式能量回收装置在合成氨铜洗工艺中的应用为研究基础,对能量回收系统电气控制部分进行设计,并提出优化措施提高能量回收机的性能,使系统稳定、有效地回收利用铜液的高压能量。构建以PLC为基础的工业控制系统,采用触摸屏和组态软件等构成人机界面,操作人员通过操作人机界面直接控制现场运行状态,及时对现场工况进行分析与调整。

关键词：容积式能量回收装置,工业控制系统,人机界面

参考文献

[1]曹志锡,汪小洪,赵文宏,等.铜氨液能量回收机在合成氨生产中的应用[J].浙江工业大学学报,2003,31(1):75-77.

[2]朱芸,曹志锡,洪孝鹏.活塞式多相流能量回收装置的研究[J].液压与气动,2010,(1):77-79.

[3]杨守智,张冲,李姝娟,等.原料气洗涤液体能量回收机的研究与开发[J].化肥工业,2003,30(4):26-27,37.

[4]杨守智,马小兵.合成氨原料气湿法脱碳富液能量回收方法的选择[J].化肥工业,2006,33(5):17-19.

[5]袁承训.液压与气压传动[M].机械工业出版社,2008,61-62.

可变容积式HCU设计及性能仿真 篇5

ABS液压调节器 (hydraUlic control unit, HCU) 分为循环式HCU和可变容积式HCU[1]。循环式HCU压力调整频率高、精度较高、结构简单、体积小, 在传统车辆上得到广泛使用。循环式HCU的主要液压调节部件是常开与常闭高速电磁阀。调压过程中, 电磁阀控制频率约为10~100Hz[2]。阀的完全开闭会产生金属撞击噪声, 不断动作带来的压力波动给驾驶员制动带来不适[3,4]。而基于ABS的复合制动, 将增加ABS液压调节器的动作频率。

本田的ALB、文献[5]所述ABS系统, 以及DELPHI的ABS-VI是典型的可变容积式HCU。ALB的主要压力调节部件是液压泵、组合开关阀和调压缸。轮缸与主缸由调压缸隔离[6]。调压缸由主弹簧、缓冲弹簧、滑动活塞、控制活塞、开关阀组成, 内部结构复杂。文献[5]所述ABS系统, 通过控制电磁阀电流, 间接控制活塞腔的容积。ABS?VI的主要压力调节部件是直流调压电机、减速机构、球面螺杆和控制活塞[7,8]。与循环式HCU相比, ABS-VI的机械惯量造成响应相对较慢, 但调节压力时轮缸与主缸隔离, 仅轮缸内制动液参与压力调节, 可实现微量压力连续调节, 避免了高速电磁阀的频繁开关对制动感觉的影响[8]。

ALB主要的控制部件仍是高速电磁阀, 并且该系统对调压缸的技术要求高;文献[5]所述ABS系统对电磁阀和活塞的技术要求高。ABS-VI与以上两种可变容积式ABS系统相比, 结构简单, 压力调节部件技术要求较低, 成本低。

本文基于ABS-VI设计了可变容积式HCU, 在MATLAB/Simulink平台上建立了整车动力学模型, 在AMESim平台上建立了该液压调节器的物理模型, 在此基础上, 设计ABS逻辑门限值控制算法, 利用AMESim/Simulink联合仿真技术, 对可变容积式HCU性能进行了仿真, 并将其与循环式HCU进行了对比。此外, 探讨了调压电机电压门限值对ABS性能的影响。

1 可变容积式HCU的方案设计

可变容积式HCU的油路如图1所示, 该油路结构与循环式HCU相似。可变容积式HCU内部结构如图2所示, 进油口与主缸相连, 出油口与轮缸相连。高速开关阀与截止阀关闭时, 轮缸与主缸隔离。电机轴的圆周运动经过减速机构和球面螺杆, 转化为活塞的上下运动, 改变活塞腔的容积, 从而控制制动液进出轮缸, 改变轮缸压力。具体调压工作原理 (图3) 如下[8]:

1.高速开关阀2.进油口3.控制活塞4.球面螺杆5.减速机构6.电机7.出油口8.截止阀

(1) 常规制动。如图2所示, ABS制动功能开启前, 控制活塞处于最高位置, 截止阀被活塞顶开。常规制动状态下, 常开 (NO) 高速开关阀不通电 (处于开启状态) , 电机不转, 制动液从进油口进入分成两路, 分别经过高速开关阀和截止阀, 最终从出油口流出, 进入轮缸, 松开制动踏板后, 制动液原路返回主缸。

(2) 减压制动。如图3a所示, 当轮胎即将被抱死时, 进入减压阶段。常开 (NO) 高速开关阀关闭, 电机反转, 电机的圆周运动经减速机构和球面螺杆带动控制活塞向下运动。截止阀在弹簧回复力作用下关闭, 将制动主缸与轮缸之间的两条油路关闭。控制活塞向下运动, 活塞腔上部容积增大, 轮缸制动液被吸回活塞腔, HCU处于减压状态。

(3) 保压制动。如图3b所示, 当轮胎处于最佳滑移率时, 进入保压阶段, 电机断电停转, 控制活塞保持不动, ABS处于保压状态。

(4) 增压制动。如图3c所示, 轮胎滑移率偏小时, 进入增压制动阶段。高速开关阀仍处于关闭状态, 电机正转, 球面螺杆带动控制活塞上移, 活塞上部容积减小, 制动液被压入轮缸, ABS处于增压状态。

若通过活塞将调压腔中的制动液压入轮缸, 制动力仍然不足, 则控制活塞继续上升, 顶开截止阀时, 主缸与轮缸油路再次打开, 制动液经截止阀进入轮缸, 轮缸压力继续增加。若轮缸压力仍然不足, 则高速开关阀开启, 轮缸与主缸的另一条油路打开, 制动液大量进入轮缸, 制动压力继续增加。

由上述原理可知, 可变容积式HCU与循环式HCU液压调节器的工作原理完全不同。二者的本质区别在于:循环式HCU在调压过程中, 增压过程阶段内, 主缸制动液经过油路直接流入轮缸;减压过程阶段内, 轮缸制动液经过油路直接流回主缸, 即制动液在主缸与轮缸中循环流动。可变容积式HCU在制动过程中, 常规制动阶段内, 主缸制动液流入轮缸增压;减压阶段轮内, 缸制动液流回活塞腔, 但不流回主缸;增压阶段内, 活塞腔内的制动液被压回轮缸, 即调节制动压力时, 高速开关阀关闭将主缸屏蔽, 制动液在活塞腔与轮缸间循环流动。

与循环式HCU相比, 可变容积式HCU优点为: (1) 通过活塞的线性往复运动调节轮缸压力, 制动过程能实现对轮缸压力的平滑控制, 对液压管路产生的波动小; (2) 使用2个高速开关阀、4个常规截止阀, 成本比循环式HCU (使用8个高速开关阀) 低; (3) 各部件相互独立, 维修时替换性好, 维修成本低。

2 液压调节器及车辆模型

2.1 AMESim环境下的液压调节器模型

根据可变容式ABS液压调节器的结构及工作原理, 建立了图4所示的AMESim模型。图4中, 部件1与腔体2通过油路连接, 模拟该液压调节器的截止阀与活塞腔, 部件3模拟高速开关阀。部件4模拟球面螺杆, 将减速机构传递的电机圆周运动, 转化为活塞上下往复的线性运动。

1.截止阀2.活塞腔与活塞3.球面螺杆4.轮缸5.AMESim/Simulink联合仿真接口6.制动源7.高速开关阀

根据制动器的刚度与阻尼特性, 建立形如部件5的制动器模型。部件6为AMESim/Simulink的接口模块, pw为轮缸压力 (从AMESim的制动轮缸模型中通过压力传感器模块11获得) ;U1、U2分别为电机与高速电子阀的控制信号 (从Simulink中获得) 。对于U1, 数值0表示电机停转, 正值表示电机正转增压, 负值表示电机反转减压;对于U2, 数值0表示阀关闭, 数值1表示阀开启。部件7模拟制动踏板、真空助力器、制动主缸提供压力。

2.2 Simulink环境下的车辆动力学模型

2.2.1 车辆模型

忽略侧倾影响, 仅考虑纵向制动, 采用的半车模型[9]计算简单, 可反映制动工况对前后轮载荷变化的影响, 也便于研究前后轮制动力的分配。

图5中, v为车辆纵向速度, m为车身质量, ωf、ωr分别为前后轮的轮速, Fxf、Fxr分别为前后轮的纵向力, Fzf、Fzr分别为地面对前后轮产生的垂向力, Tbf、Tbr分别为前后轮制动器的制动力, a、b分别为车辆前后轴与车辆质心的水平距离, 前后轴距L=a+b。由车辆垂向和纵向受力平衡可得

其中, μf、μr为前后轮地面附着系数, 则前后轮地面制动力矩为

式中, r为车轮轮心与底边的距离。

分别对前后轮接地点取矩, 可得

2.2.2 Burckhardt轮胎模型

Burckhardt轮胎模型[10]是在大量的路面试验数据的基础上拟合的数学表达式, 可以较准确地描述轮胎与路面之间的非线性纵向附着特性。该轮胎模型的地面附着系数与滑移率的关系为

式中, μ为地面附着系数;S为滑移率;c1、c2、c3为不同路面下的经验参数。

不同典型路面条件下, c1、c2和c3的取值如表1所示。滑移率与路面附着系数的关系如图6所示。

2.2.3 制动器模型

制动器模型[11]描述了制动轮缸压力输入到制动器的制动力矩输出力学特性, 可用传递函数表示为

式中, Tb为制动器制动力矩;μb为制动盘的摩擦因数;ηb为效能因数;Rb为有效摩擦半径;Aw为活塞面积;Kp、Cp分别为制动器等效刚度与黏性阻尼;mp为轮缸上的等效运动质量。

3 可变容积式ABS性能与仿真

可变容式ABS的主要参数如表2所示, 调压电机的主要参数如表3所示。图7是表2中直流电机空载特性图, 约在0.1s达到额定转速13 500r/min。图8所示为“转矩-转速”特性, 转矩与转速呈线性关系。可变容积式HCU的主要调压部件为电机, 电机特性直接影响了调压特性。

3.1 调压能力

图9、图10所示分别为可变容积式HCU与循环式HCU (MK 20) 在不同主缸压力pm下的响应。图9a中, 前0.2s进行增压, 后0.2s进行减压。可变容积式HCU的调压电机电压设置为±12V (正值表示增压, 负值表示减压) 。图9b中, 令活塞初始位置位于最低位置0。可变容积式HCU增压时, 电磁阀开启并且电机电压12V正转。当达到主缸压力时, 电磁阀关闭, 电机继续正转增压。减压时, 电磁阀开启并且电机反转, 制动液流回主缸和活塞腔。

如图9a所示, 增压过程中, 轮缸压力超过了主缸压力。超过主缸压力后的增压速率较慢, 其原因是:达到主缸压力时, 电磁阀关闭, 电机继续正转, 活塞继续上升, 将活塞腔中的制动液压入轮缸, 由于机械惯性, 单独的电机增压速率较慢。

对比图9a、图10可知, 在相同主缸压力条件下, 可变容积式HCU的电磁阀和电机共同增压, 所以可变容积式HCU增压速率比循环式的快, 电机单独增压比电磁阀增压慢。但从图9a可知, 电机单独增压时, 轮缸压力虽然变化较慢, 但几乎呈线性关系, 压力波动小。可变容积式HCU与循环式HCU都经过约0.1s减压至0MPa, 但前者的电磁阀和电机共同减压, 且减压初始点比后者高, 故前者减压速率比后者高。

图11所示为可变容积式HCU的响应特性, 其中, 负值电压表示电机反转减压, 正值电压表示电机正转增压。活塞初始位置处于腔体中点, 主缸压力为12MPa的条件下, 电磁阀先开启0.5s, 建立主缸压力;此后, 电磁阀关闭, 电机设置-12V反转减压, 持续0.5s;最后电机设置+12V正转增压, 持续0.5s, 对可变容积式ABS的调压特性进行仿真。主缸压力不变, 改变电压U1, 观察不同电压对调压特性的影响。

对比不同电压下的压力变化曲线可知, 电压越大, 调压速率越快;电压U1为4V时, 电机峰值转矩无法克服制动液压力, 无法增压;电压U1>8V时, 轮缸制动压力可大于主缸制动压力, 且随着电压增大, 调压速率增大, 调压范围也增大。

由图12可知, U1设置为±12V额定电压情况下, 活塞经过0.1s, 降至活塞腔的最低点 (-15mm) , 轮缸制动压力降至最低值7.98MPa。活塞经过约0.5s, 升至活塞腔的最高点 (15mm) , 轮缸制动压力增至15.86MPa。由于活塞顶部的制动液压力方向向下, 所以电机反转时, 轮缸制动压力变化较快, 正转时则相反。由此可知, 可变容式HCU轮缸制动压力可超过主缸压力。

3.2 ABS功能

成熟的ABS普遍将加减速度双门限作为主要门限, 将滑移率作为辅助门限的逻辑门限值控制策略。这种方法的优势在于, 系统模型不需要精确, 并能有效实现非线性控制, 适合ABS的控制特性[12]。

图13为可变容积式HCU AMESim/Simulink联合仿真框图。设路面为湿沥青路面, 其最优滑移率Shig=0.13, 最大附着系数为0.8 (属于高附着系数路面) ;初始车速为30m/s。整车模型参数如表4所示。

图14为高附着系数路面下控制策略Stateflow流程图。图14中, aw为车轮加速度仿真值, S为车轮滑移率仿真值, -ahig1、-ahig2为两个车轮减速度逻辑门限值, +ahig、A为两个车轮加速度逻辑门限值, Shig为车轮滑移率逻辑门限值。特别指出, 高速开关阀仅在建立液压力的第一阶段处于开启状态, 其余阶段均关闭;通过电机正反转, 调节活塞上下往复运动, 从而控制轮缸压力。

图15所示为左前轮与左后轮高附着系数路面仿真结果。由图15a可知, 该路面制动时间约为4s, 平均减速度约为-7.5m/s2, 轮速波动较小, 总体制动效果较理想。图15b中, 滑移率在0.13附近波动, 轮胎未出现抱死。电机反转时, 活塞下移, 轮缸压力降低;电机正转时, 活塞上移, 轮缸压力增加。转速平缓时, 处在阶梯增压阶段, 轮缸压力变化也相对平缓。

图16为可变容积式HCU与循环式HCU的ABS功能的对比图, 总体制动效果二者相似。可变容积式HCU制动循环次数为17, 循环式HCU制动循环次数为21。造成制动循环次数少的原因是:可变容积式HCU的ABS功能由电机完成, 其调压速率比循环式HCU的调压速率低。

3.3 调压电机电压门限值

由3.1节可知, 由于电机电压对可变容积式HCU的响应特性有影响, 所以除了加减速度门限值和滑移率门限值外, 电机电压也是门限值之一。电压偏小或偏大将出现以下情况:

(1) 减压阶段的电压偏小会导致减压速度慢, 车轮抱死, 如图17所示。

(2) 增压阶段的电压偏小, 导致电机的输出力矩较小, 从而导致增压缓慢, 制动循环次数较少, 如图18所示。

(3) 减压阶段的电压偏大时的仿真结果如图19所示。电压偏大时的车速变化曲线在电压适中时的上方, 即车速变化较慢, 原因是:电压偏大导致轮缸压力大幅减小, 超过加速度门限值, 偏离最优滑移率。

(4) 增压阶段的电压偏大。由图11可知, 虽然电压增大能提高增压速率, 但易导致轮缸压力增大过多, 大幅超过减速度门限值, 从而导致轮速波动大, 甚至出现抱死现象, 如图20所示。

4 结论

(1) 可变容积式HCU的调压电机单独调压时, 电机、减速机构和活塞的机械惯性导致其增/减压的响应比循环式HCU慢, 但能实现线性压力变化。

(2) 当轮缸压力等于主缸压力时, 令电磁阀关闭, 切断主缸与轮缸的通路, 调压电机继续正转, 将活塞腔中的制动液压入轮缸, 轮缸压力可大于主缸压力, 而循环式HCU不能。

(3) 调压电机是可变容积式HCU的主要调压部件, 所以电机电压对调压特性有直接影响。12MPa主缸压力条件下, 调压电机的电压大于8V时, 液压调节器的最大制动压力可大于主缸压力, 并且调压速率和调压范围随着电压的增大而增大;12V时, 轮缸压力调节范围是7.98~15.86MPa。

(4) 电机电压的大小对调压特性有影响, 所以电压也是逻辑门限值之一。减压电压偏小或增压电压偏大将导致车轮抱死;减压电压偏大, 造成轮速波动偏大;增压电压偏小, 导致增压速率偏慢, 制动循环次数小。

(5) 可变容积式HCU和逻辑门限值控制策略能有效对轮缸制动压力进行调整, 实现ABS的防抱死控制功能。与循环式HCU相比, ABS循环次数较多, 但由于ABS功能开启时, 高速开关阀关闭, 将轮缸与主缸相互隔绝, 由调压电机调节活塞往复运动, 实现ABS调压, 避免了高速开关阀频繁开闭造成了制动感不适的问题。

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容积式流量计 篇6

目前中国金刚石工具生产制造技术已经得到了非常大的发展, “容积式”自动冷压方式已经在较大范围内得到应用, 它替代手动称料方式, 大大提高了生产效率。其中在大批量的通用型金刚石工具制造中, 选用流动性和填充性较好的粉料, 设备上采取刮或震动等“强制力”提高填充稳定性, “不制粒”就能较稳定地实现刀头和锯片的高效自动冷压成型, 基本能满足石材市场上对工具的需求, 这是中国的工具制造的一大创新。但在一些性能要求高的金刚石工具产品中, 需要选择细粒度的金属粉料来获得更高的性能。而细粒度的金属粉料往往流动性和填充性差, 粉料的“架桥”现象严重, 如不通过“制粒”处理, 用容积法自动加料, 很难获得重量稳定的冷压坯。再者随着设备工艺的进步, 上游粉末供应商提供金属粉料会慢慢往细粒度的方向发展, 如常用的电解铁粉和电解铜粉生产, 要提高产量, 采用大电流密度和短的粉末采取周期是必须的, 而这样生产出来的粉末颗粒必然变细。新的雾化法生产粉料设备的喷射压力都比以前大, 这样的粉末产量大, 制造出来的粉末也更细。而通过对粉末“制粒”, 则能很好地改善粉末的流动性和填充性, 满足“容积式”装料的精度要求。

研究制粒颗粒外形状特征, 对满足和提高“容积式”自动冷重量精度, 改善刀头的性能有重要的意义。

2制粒工艺与设备现状

目前市场上金刚石工具制粒比较常用的两种类型设备是刮筛-滚圆式制粒机和喷雾-高速搅拌式制粒机。

一是以德国Dr.Fritsch公司的GM180为代表的刮筛-滚圆式制粒机, 该类型设备是将混合好的金刚石的粉料, 加入粘接剂搅拌均匀后通过挂筛装置挤出成柱状颗粒, 在偏心盘滚动修圆, 成形后再烘干即可 (制粒如图1、图2所示) 。

二是以原韩国DIEX公司的GA-10为代表的喷雾-高速搅拌式制粒机, 该类型设备是将不含金刚石的粉料和粉状粘接剂放到设备中边搅拌边喷溶剂使粉料结团成形, 再烘干 (如图3、图4所示) 。

两种设备制粒原理不同, 都能实现造粒, 也各有优劣。目前市场上还出现了一种新的制粒工艺, 可将单颗金刚石用粉料包裹制成完全球状的颗粒 (制粒颗粒如图5) , 这种工艺制出了能结合了上面两种制粒方式优势的颗粒, 并且由于等直径球颗粒的规则排列堆积, 实现了金刚石的有序排布 (如图6所示) , 是一种非常有优势的制粒工艺, 但由于应用尚未得到大范围推广, 这里暂讨论前两种方式。

3制粒颗粒对容积式冷压的影响

3.1制粒颗粒形状指数测量和对比

颗粒的流动性与其形状有很大的关系, 越接近圆形流动性越好。虽然从放大照片上可以看到刮筛-滚圆法制粒颗粒球形度明显差于喷雾-搅拌法制粒颗粒, 为了得到两者量化的差异, 选择用实用球形度 (即Wadell球形度) Ψw这一参数来衡量。

由上面公式可看到Ψw≤1, 并且Ψw越接近1, 说明颗粒越接近圆。

测量方法:用MicroCapture显微镜照相功能在同样倍数下拍下制粒颗粒的照片, 放到图像测量软件中测量颗粒的投影面积S投和颗粒的最小外接圆直径D外 (如图7~图10所示) , 由S投计算出其面积相等的圆直径D投, 则可计算出实用球形度Ψw, 实际测量出的值见表1。

从上面的数据可以看到, 使用刮筛-滚圆式法制粒, 其颗粒实用球形度Ψw为0.821, 比喷雾-高速搅拌法制粒的颗粒0.902要略差些。

3.2筛分对制粒颗粒成分的影响

制粒的颗粒总是有一个范围分布, 为了保证冷压坯的重量精度, 一般都需要进行筛分, 选出在适当的范围内的颗粒, 这样的筛分是否对颗粒的成分产生影响, 是我们选择制粒方法时需要考虑的。

使用刮筛-滚圆式法制粒粉料和金刚石都是混在一起的, 并且制粒前加入溶成胶水的粘接剂, 制粒过程中不会产生成分偏析的动作, 所以制粒颗粒的筛分即使动作再大也不会对成分产生影响, 这点从下图11至图13中20~200目筛分的3个粒度范围的照片中可以判断出来。

使用喷雾-高速搅拌法制粒, 制粒是单独对金属粉料制粒, 最后才混合金刚石与制粒的粉料。其粒化机理是在制粒机中不停搅拌粉料和粘接剂, 同时喷洒能溶解粘接剂形成胶水的液体, 使原始粉末颗粒间形成“液桥”, 凝聚成颗粒。这样可能产生两个问题, 一是如果制粒料原始粉末是由多种不同形状、不同大小的颗粒组成的, 则其形成“液桥”的条件不同, 易形成“液桥”的颗粒先聚集, 不易形成“液桥”的颗粒后聚集, 导致制粒颗粒的成分不均。图7和图8是有Wt50%球状的CuSn15雾化粉末的配方的制粒颗粒, 可看到图8的细颗中有部分原始球状颗粒未制成粒或单独成粒, 这样一旦筛分, 整个配料的比例就会产生成分变化;二是由于原始粉末有搅拌运动, 粉料成分的比重不同, 在运动中可能产生不均的现象。

这样多种粉末组成粉料, 经制粒, 最终筛分后, 可能产生成分偏析, 对烧结乃至最终产品性能产生一定的影响。如果是均一的预合金粉料, 则不存在这些问题。所以喷雾-高速搅拌法适合粉料成分不复杂, 原始粉末颗粒接近的配方的制粒, 尤其适合单一的预合金粉末。

3.3制粒颗粒大小对冷压坯重量精度的影响

制粒的粒度是生产过程必须控制的一大指标, 到底哪个范围内的粒度下冷压坯重量精度最好, 这里以压制金刚石锯片刀头为例。

试验方法, 用GA-10喷雾-高速搅拌机造粒, 分别筛选20~60目, 60~100目, 20~100目三种粒度范围的制粒料在自动冷压 (压制高度方向) 进行冷压, 逐一称重量对比, 数据如表2, 图16所示。

从上面数据可以看出, 60~100目的颗粒, 冷压重量精度最好, 最大重量差值在0.06g内;20~60目的颗粒冷压重量精度次之, 最大重量差值在0.09g内;而在较大的颗粒范围20~100目, 冷压重量精度就较差, 最大冷压重量差达到0.21g。颗粒大小范围窄, 冷压精度就越好, 并且越稳定, 因为颗粒大小越接近, 填充时形成的空位大小就越接近, 整体重量差异就越小。至于60~100目的冷压精度比20~60目的好, 主要原因本文认为除了颗粒之间“搭桥”外, 还与“壁效应”有关。“壁效应”指的是当颗粒填充容器时, 在容器壁附近形成特殊的排列结构, 要减少这种情况, 填料颗粒直径与容器直径之比要小于0.1。而本试验中20目颗粒直径是0.85mm, 模腔最宽处4mm, 两者比例为0.21, 60目颗粒直径是0.25mm, 两者比例为0.06, 所以60~100目颗粒在竖压锯片刀头中效果比20~60目颗粒好。如果进料口尺寸加宽, 两种颗粒的重量精度差就会不明显。这给我们设计容积式冷压模具提供了一个启示, 冷压模具的压制方向应尽量往宽的方向设计, 这有利于冷压重量精度稳定。

4制粒颗粒对冷压方式的影响

刀头冷压方式按压制方式分, 可以分为竖压 (压高度方向) 和卧压 (压厚度方向) 两种, 如图17所示。两种方式各有优劣。卧压在厚度方向压制, 填料面积大, 压制高度小, 冷压坯致密度更均匀;但是压带焊接层的刀头时, 略有不便;送料的行程较长, 刀头长度方向两端厚度容易产生差异;压制不同高度的刀头时要更换模具。竖压在高度方向压制, 填料的面积小, 填料空间深, 在高度方向有密度梯度;压制带过渡层的刀头方便, 长度方向厚度一致;压不同高度刀头时不用更换模具。

4.1两种制粒料卧压对比

试验方法, 用GA-10喷雾-高速搅拌机和GM180刮筛-滚圆造粒机, 分别对同一配方的粉料制粒, 筛选20~80目粒度范围的制粒料在自动冷压机上按同样的参数进行冷压, 逐一称重量, 数据如表3、图18所示。

从上面数据可以看出, 采用卧向冷压, 两种制粒方式都基本能满足自动冷压的生产要求。采用喷雾-高速搅拌法制粒料的冷压坯重量范围在0.13g内, 而采用刮筛-滚圆造粒料的冷压坯重量差在0.16g内, 喷雾-高速搅拌法制粒冷压坯重量范围更窄些。在同样的容积下, 喷雾-高速搅拌法制粒冷压坯的重量高于刮筛-滚圆制粒, 也就是说喷雾-高速搅拌法制粒料的松装密度高于刮筛-滚圆制粒料。

4.2两种制粒料竖压对比

试验方法, 用GA-10喷雾-高速搅拌机和GM180刮筛-滚圆造粒机, 分别对同一配方的粉料制粒, 筛选20~80目粒度范围的制粒料在自动冷压机上按同样的参数进行冷压, 逐一称重量, 数据如表4、图19所示。

在竖压时, 刮筛-滚圆制粒的冷压坯重量不稳定 (如图19所示) , 最大重量差达到0.32g, 而喷雾-高速搅拌法制粒料的冷压坯相对较稳定, 最大重量差0.18g, 优于刮筛-滚圆制粒料。说明球形度好的制粒料在竖压中冷压重量更稳定。

总的来说, 采用卧压工艺, 填料面积大, 深度浅, 所以对制粒料的要求不高, 刮筛-滚圆法和喷雾-高速搅拌法的制粒料都能满足要求;而在竖压中, 同样条件下, 球形度较差的刮筛-滚圆制粒料重量范围远大于球形度较好的喷雾-高速搅拌制粒料。结合上面的结论, 对刮筛-滚圆制粒料制成更细的料, 在更窄范围筛分, 可提高其冷压精度。我们在选择冷压方式时, 需同步考虑制粒方式, 这样才能使生产更顺畅。

5结论

(1) 两种制粒方法, 喷雾-高速搅拌法的制粒料实用球形度Ψw为0.902, 优于刮筛-滚圆法的0.821。

(2) 刮筛-滚圆法制粒料, 经过筛分不会产生成分偏差, 可使用多种成分配方, 应用范围广;喷雾-高速搅拌法制粒料经过筛分, 对于多成分配方可能产生成分偏差, 因此更适合预合金化的粉料。

(3) 制粒料的粒度范围越窄, 冷压坯重量精度越好, 在合适范围内, 较细的粉料冷压重量精度比粗的好, 60~100目制粒料的冷压重量精度比20~60目的要好。

(4) 在卧压工艺下, 刮筛-滚圆法和喷雾-高速搅拌法的制粒料都能满足生产重量精度要求;而在竖压工艺下, 喷雾-高速搅拌法的制粒料基本能满足要求, 而刮筛-滚圆法冷压重量偏差较大。也可以说球形度越好, 冷压的重量精度越好。因此, 在生产中要根据实际情况, 配套选择制粒设备和冷压方式, 才能达到最好的效果。

摘要：介绍了刮筛-滚圆式和喷雾-高速搅拌式两种造粒机的制粒原理和特点。测量了两种制粒颗粒的实用球形度Ψw, 刮筛-滚圆制粒料为0.821, 喷雾-高速搅拌制粒料为0.902。对比了三种粒度范围的制粒料的容积自动冷压, 结果60100目的制粒料冷压重量最稳定。对比了卧向冷压和竖向冷压两种方式对制粒料的影响, 在卧向冷压时, 两种制粒方式都能满足要求, 在竖向冷压时, 刮筛-滚圆式制粒料冷压坯的重量偏差大。

关键词：制粒,颗粒形状指数,容积式自动冷压,金刚石工具,压制方向

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