下载文档原格式
某型叉车静压传动系统动态特性研究赵应生;朱洁;石磊;聂广坤【摘要】阐述了静压传动技术在叉车中的应用及其优点,说明了对采用静压传动技术的叉车传动系统进行动态分析的重要性.在做出合理假设的基础上,对某型静压叉车进行数学建模,并根据各部分数学模型建立了整体传动系统模型.【期刊名称】《机械工程师》【年(卷),期】2014(000)002【总页数】2页(P46-47)【关键词】叉车;静压传动;动态特性;SIMULINK【作者】赵应生;朱洁;石磊;聂广坤【作者单位】69325部队,新疆喀什844900;军事交通学院,天津300161;军事交通学院,天津300161;信息工程大学,郑州450001【正文语种】中文【中图分类】TP391.70 引言叉车是仓储物资装卸搬运领域常用装备之一，主要用来进行取货、上架、堆垛等作业。
采用静压传动方式的叉车同传统机械传动叉车相比，可获得更加良好的牵引特性，方便实现叉车的无级调速及微动行驶；在低速条件下具有更好的发动机负荷特性，能迅速及无冲击的变换行驶方向。
除此之外还具有传动装置重量轻、体积小，操纵简捷、灵敏等优点。
叉车静压传动系统不但要满足额定工作情况下的静态特性，同时还应有良好的动态特性以适应不同的工况变化。
考虑到叉车的工作环境和运行特点，其传动系统中的元件速度、动作和方向以及外界载荷均处于非稳定状态，不断发生变化。
若系统动态特性不灵敏，反应不及时，则反馈信号无法得到及时处理，造成系统灵敏死区和动作死区等故障。
因此在叉车静压传动系统的设计研究过程中，研究静压传动与控制系统的动态特性，掌握静压传动系统工作过程中动态工作特性和参数变化是非常必要的。
分析其动态特性，必须具备准确可靠的动态模型，为此本文以某型叉车为例建立静压传动系统动态模型。
1 传动系统数学模型图1为某型叉车静压传动系统工作原理图，为简化分析流程，在计算液压泵和马达转角的传递函数时，做出如下假设条件：1）液压泵与液压马达之间的连接管道完全相同，长度很短，其压力损失可以忽略；2）液压泵和液压马达的容积不变；3）液压泵和液压马达产生的泄漏为稳定层流，液压泵和液压马达的壳体外压力等于大气压强；4）每个腔室的压力相等，液流的密度和温度不变；5）补油系统处于理想工作状态；6）输入信号较小，管道中不产生压力冲击，管道压力不超过安全阀压力，因此不产生压力饱和现象；7）泵的转速恒定。
车辆薄壁结构碰撞吸能特性分析与改进的开题报告一、选题背景及意义随着经济的发展和社会的进步，人们对汽车的安全性能要求越来越高。
在车辆碰撞时，碰撞吸能结构的作用将使车辆能够吸收和缓解撞击造成的能量，从而保护车辆内部的乘员免受伤害。
因此，研究车辆薄壁结构碰撞吸能特性及其改进是非常重要和必要的。
目前，国内外学者对车辆碰撞吸能结构的研究已经有了一定的进展。
然而，对于大多数车辆的薄壁结构，在碰撞时其抗冲击能力仍然存在一定的不足之处，需要继续完善和改进。
本研究将着重探索车辆薄壁结构碰撞吸能特性的分析和改进，旨在为汽车制造业提供更好的设计思路和技术支持，推动我国汽车技术的发展。
二、研究内容及方法本研究将重点研究车辆薄壁结构在碰撞过程中的吸能特性。
在分析现有文献的基础上，采用数值模拟和实验测试相结合的方法，开展如下研究内容：1. 碰撞吸能结构的优化设计基于现有薄壁结构的缺陷和不足，调整设计参数，优化车辆碰撞吸能结构的设计。
首先，基于ANSYS/LS-DYNA软件建立车辆模型，模拟不同速度下的碰撞过程，得到碰撞吸能结构在撞击过程中的受力状态和变形情况。
其次，根据数值模拟结果，设计并搭建实验平台，进行真实情况下的碰撞实验测试，验证优化设计的效果并寻找改进空间。
2. 薄壁结构的材料选择针对薄壁结构的材料选择问题，综合考虑其比强度、吸能能力、成本和可加工性等因素，系统评估多种常用材料的适用性，为后续实验和优化设计提供参考。
3. 碰撞吸能评价指标的建立根据对车辆碰撞吸能的特性和现有评价标准的分析，建立适用于车辆薄壁结构碰撞吸能特性评价的指标体系，为评估车辆的碰撞安全性提供重要的技术支持。
三、预期结果通过本研究，预期可以获得如下结果：1. 确定薄壁结构材料与吸能设计参数的最佳选择方案；2. 建立适用于车辆薄壁结构碰撞吸能特性评价的指标体系；3. 分析现有结构的不足并提出相应的改进措施，进行验证和测试；4. 推动我国汽车制造业的技术进步和车辆碰撞安全性的提升。
汽车工业课题研究论文（五篇）内容提要：1、谈汽车铝活塞销座缩松缺陷消除2、谈汽车误踩加速踏板解决方案现状3、谈单片机汽车前大灯智能控制系统4、汽车电磁阀故障诊断方法探讨5、汽车发动机曲轴用钢研究开发全文总字数：20178 字篇一：谈汽车铝活塞销座缩松缺陷消除谈汽车铝活塞销座缩松缺陷消除摘要：部分汽车铝活塞的销座下方被设计的非常厚大，成为孤立的热节，往往容易出现缩松缺陷，缩松严重的将影响铝活塞销座的强度，从而削弱其承载能力。
对厚大销座铝活塞在销座下方部位缩松产生的原因以及解决方法进行了详细的研究探讨，在不改变产品结构、基本不增加材料消耗甚至减少消耗的前提下，通过对铸件局部结构的铸造工艺进行创新性的改进，从而彻底地消除了该缺陷。
关键词：铝活塞；销座；缩松铝活塞是汽车发动机的关键运动件，在发动机的运行过程中，高速运转的活塞承受着非常高的并且是交变的热负荷和机械负荷，其产品质量直接影响到发动机的可靠性。
铝活塞的设计更多的是考虑使用性能，为了提高销座下方的承载能力，有的铝活塞就采用了厚大的销座下方的结构设计（见图1），厚大销座是相对于普通销座（见图2）而言的。
厚大销座铝活塞的结构设计，使得厚大的销座下方成为了孤立的热节，将产品的铸造工艺性变差，该处远离冒口不易补缩，最容易出现缩松，给铸造过程的质量保证带来了许多困难，缩松严重的有可能影响到铝活塞销孔座处的强度，从而削弱销座下方的承载能力。
1铸造工艺分析为了提高生产效率、降低生产成本，对于铝合金等轻金属铸件生产，通常采用金属型重力铸造。
根据铝活塞外轮廓类似于圆桶形这一特点（见图3），为了方便操作，通常采用垂直分型的方式，以垂直于活塞销孔方向的活塞轴向剖面为分型面。
浇注位置有多种选择，根据分型方式，考虑到浇注的平稳性，通常采用侧面浇注的缝隙式内浇口。
铸造工艺方案按照铸模的开模方式最常见的是：上抽芯铸造工艺（简称：上抽芯）和下抽芯铸造工艺（简称：下抽芯）。
上抽芯是在铝活塞铸造成形时，将活塞最厚大的头部朝下放置，向上抽取型芯，工艺只能设置边冒口，铸造质量不稳定、工艺出品率低。
排气门正时对柴油机冷起动性能的影响彭海勇;崔毅;邓康耀;石磊【摘要】通过在一台单缸直喷柴油机上进行实验,分析了不同排气门正时条件对柴油机冷起动过程燃烧及排放性能的影响.结果表明,通过调节排气门关闭正时,适当增大缸内残余废气量,可显著改善起动过程初始着火循环的着火燃烧性能和提高起动过程缸内燃烧的稳定性.不同排气门关闭条件对起动过程的排放有着非常重要的影响.适当提前排气门关闭时刻,可以显著降低冷起动过程的烟度排放,特别是降低冷起动过程初始阶段的烟度排放.而对于NO2排放,由于残余废气具有很强的热效应,随着排气门关闭时刻提前,Nox排放呈上升趋势.【期刊名称】《燃烧科学与技术》【年(卷),期】2009(015)001【总页数】7页(P82-88)【关键词】柴油机;冷起动;燃烧;排放;残余废气【作者】彭海勇;崔毅;邓康耀;石磊【作者单位】上海交通大学内燃机研究所,上海,200240;上海交通大学内燃机研究所,上海,200240;上海交通大学内燃机研究所,上海,200240;上海交通大学内燃机研究所,上海,200240【正文语种】中文【中图分类】TK427冷起动问题是内燃机研究中的一个重要问题.对于柴油机，其着火燃烧主要取决于压缩终了的缸内压力、温度、燃料性质以及喷油特性[1].在柴油机冷起动过程中，由于气缸内初始壁温及起动倒拖转速较低，使得传热损失及漏气损失增大，这就造成了缸内压缩温度及压力远低于正常工况，使得着火燃烧性能恶化，甚至失火，从而导致起动困难及排放恶化.研究表明[2-3]，在冷起动过程初始阶段,CO、HC和PM排放在整个冷起动过程中占相当大的比例.与热起动相比，冷起动过程的CO、HC和PM排放比热起动高出了数倍.随着排放法规的日益严格，通过对柴油机冷起动过程的着火燃烧进行研究，提高起动过程的稳定性，降低冷起动过程的排放,具有非常重要的意义.影响柴油机冷起动性能的因素有很多.研究表明[4-13]，环境温度、喷油正时、倒拖转速、燃料特性等是影响柴油机冷起动过程的主要因素.缸内残余废气量对燃烧过程同样有着非常重要的影响.除热效应外，缸内残余废气对进气氧含量的稀释效应及其不同组分的化学动力效应都将对缸内混合气的燃烧性能产生影响[14-15].在冷起动过程中，缸内残余废气中含有大量的HC、燃油蒸气及一些部分氧化产物.如果增大冷起动过程的缸内残余废气量，残余废气的热效应及废气中这些活化成分的化学动力效应将可能有利于缩短混合气的滞燃期，提高发动机的燃烧着火性能，降低冷起动过程的排放.本文通过实验，分析了不同缸内残余废气量条件下直喷柴油机冷起动过程的燃烧和排放特性.1 实验设备及研究方案本研究是在一台安装了高压共轨喷射系统的单缸直喷柴油机上进行的.发动机的相关技术参数见表1.表1 实验发动机的相关技术参数项目指标缸径/mm135行程/mm150压缩比14.8∶1排量/L2喷射压力/MPa80燃烧室型式ω图1所示是实验系统简图.实验中，气缸压力测量采用AVL 12QP水冷式压电传感器；排气温度测量采用Nanmac E12-2-K-U快速响应热电偶；消光烟度测量采用AVL 439消光烟度计；排气NOx测量采用Cambustion fNOx400 快速NOx分析仪；瞬时转速测量采用安装在曲轴前端分辨率为0.5° CA的轴编码器.图1 实验系统示意在实验中，固定进气门开启正时不变，通过调节排气门关闭正时(EVC)，改变气门重叠角，实现对缸内残余废气量的调节.进气门开启正时和喷油正时均保持与正常工况时的正时角度一致.进气门开启正时(IVO)为7° CA BTDC，喷油正时为20° CA BTDC.每次进行冷起动实验前，均确保发动机的机体温度、冷却水温、机油温度与环境温度一致.由于本研究目的是为了考察不同缸内残余废气量对冷起动过程燃烧、排放的影响，在这里，仅对正常环境温度下的冷起动过程进行了研究.环境温度保持为30 ℃.为了尽量减少其他因素的影响，利于分析不同缸内残余废气量对冷起动过程燃烧及排放的影响，整个实验过程中的喷油脉宽均保持为1.4 ms不变.各次实验的排气门关闭正时及气门重叠角如表2所示.表2 排气门关闭正时(EVC)及气门重叠角实验序列EVC/(° CA ATDC)气门重叠角/ (° CA)17142073-704-14-7实验 5-21-14图2是利用GT-POWER对实验发动机进行建模仿真得到的不同转速、不同排气关闭正时条件下缸内残余废气质量分数的变化情况.由图中可以看到，不同转速条件下，缸内残余废气的比例随排气门关闭正时的提前都呈逐渐增大的趋势.图2 不同排气门正时对残余废气量的影响2 实验结果及分析实验过程中，对各次冷起动过程初始阶段91个循环的各测量参数数据进行了记录.图3是各次实验的高压共轨压力变化曲线.实验中，共轨压力采用PID控制.从图中可以看到，经过3个循环的倒拖后，各次实验的共轨压力均在第4个循环迅速上升.由于喷油器的启喷压力大约为30 MPa，直到第6个循环，喷油器才开始喷油，这时的共轨压力大约为40 MPa.由第6个循环共轨压力变化曲线的局部放大图可以看到，在喷油过程开始时，共轨压力出现了一个快速的下降，并在接下来的油泵供油时刻又迅速上升.从图3中可以看到，整个冷起动过程各次实验的共轨压力变化基本一致，具有很好的重复性.图3 冷起动过程共轨压力变化曲线由图3还可以看到，整个冷起动过程的共轨压力存在一个衰减的振荡过程.在第11个循环,共轨压力达到了最大峰值145 MPa；而在第33个循环左右，共轨压力达到了波动的最低值，大约45 MPa；在大约80个循环以后，共轨压力基本趋于稳定值,为80 MPa.共轨压力存在如此大的波动将会对冷起动过程的燃烧和排放造成很大的影响.当共轨压力过高时，高喷射压力将有利于缸内燃油与空气的混合，但过高的喷射压力将引起循环喷油量的增大，从而可能造成燃空比过大，导致烟度排放恶化.当共轨压力降低时，循环喷油量减小，燃油与空气之间的混合变差，可燃混合气的着火燃烧性能降低，造成燃烧不稳定，排放恶化.通过对柴油机冷起动过程中不同排气门关闭正时条件下这些共轨压力异常循环的着火燃烧特性进行对比，可分析不同缸内残余废气量对冷起动过程燃烧稳定性的影响.图4是各次实验中的缸内最大爆发压力变化曲线.由图4可以看到，经过几次倒拖循环后，各次实验发动机均能稳定着火燃烧.在整个起动过程中，各次实验的缸内最大爆发压力随共轨压力变化而出现波动，但随着共轨压力趋于稳定，缸内最大爆发压力也逐渐趋于稳定.图4 冷起动过程缸内最大爆发压力变化曲线2.1 排气门关闭正时对冷起动初始着火循环的影响冷起动过程中，当缸内混合气出现着火燃烧时，排气温度必将急剧升高.因此，在实验中，通过测量排气温度，可以对缸内初始着火循环进行识别.图5是冷起动过程初始8个循环的排气温度曲线.由图5可以看到，在初始6个倒拖循环中，排气温度呈逐渐下降的趋势.这是因为,当发动机没有点火工作、气缸壁温度较低时，缸内工质在压缩行程向缸壁放热将使得排气温度低于进气终了时的工质温度,而由于缸内残余废气的影响，又使得各未着火循环进气终了时的工质温度逐渐降低，这就造成排气温度呈逐渐下降的趋势.由图3知道，开始喷油是发生在第6个循环.而由图5可以看到，第6个循环排气温度存在一个明显的下降，这说明发动机并没有出现着火燃烧.这主要是由于第6个循环时的共轨压力、倒拖转速及缸内温度、压力均较低，这些条件均不利于可燃混合气的形成和焰前反应的进行.在第7个循环，排气温度出现了轻微的上升，但由图6中第7个循环的气缸压力变化曲线可以知道，着火燃烧并没有发生，这里温度的上升仅是混合气焰前反应放热的结果.在第8个循环，排气温度与前一循环相比出现了大幅上升，发动机开始着火燃烧.图5 第1到第8循环的排气温度曲线图6 第7循环的气缸压力曲线图7是不同排气门关闭正时条件下第8个循环的气缸压力变化曲线.由图中可以看到，随着排气门关闭时刻逐渐提前，缸内残余废气量逐渐增大，实验3、实验4和实验5初始着火循环的着火燃烧过程明显优于实验1和实验2.这主要是由以下原因造成的.由前面分析知道，在发动机初次着火前的第6、第7循环中喷入缸内的燃油并未出现着火燃烧，喷入缸内的燃油除了部分附着在气缸壁上以外，其余大部分则以燃油蒸气及焰前反应中间产物的形式进入排气管或残留缸内.当排气门关闭正时提前时，将会有更多的燃油蒸气及焰前反应中间产物留在气缸中.而这些残余的燃油蒸气等，对初始着火循环混合气的燃空比有很大影响，从而影响初始着火循环着火燃烧性能[16].初始着火循环时，发动机的转速较低，而从图2中可以看到，低转速时，实验1(EVC为7° CA ATDC)、实验2 (EVC为0° CA ATDC)与其他实验相比，缸内残余废气量均较小，这就使得实验1、实验2在初始着火循环时混合气的燃空比小于其他实验.而这时的缸内混合气形成条件较差，这就使得实验1、实验2的着火燃烧情况较差.对于实验3(EVC为-7° CA ATDC)、实验4(EVC为-14° CA ATDC)，由于缸内残余废气量的增大，使缸内混合气的燃空比增大，改善了混合气的着火燃烧性能，从而使得实验3、实验4的气缸压力曲线与实验1、实验2相比,着火时刻大大提前，最大爆发压力增大，燃烧过程得到很大的改善.而在实验5(EVC为-21° CA ATDC)中，由于缸内残余废气量过大，使得缸内混合气过浓，导致燃烧过程与实验3、实验4相比出现一定的滞后.以上分析说明，通过调节排气门关闭正时，适当增大发动机缸内残余废气量，有助于改善初始着火循环的着火燃烧性能.同时图7的结果也表明，冷起动过程中，对初始着火循环的着火燃烧性能来说，缸内残余废气量并非越大越好.图7 第8循环的气缸压力曲线2.2 排气门关闭正时对冷起动过程稳定性的影响随着燃烧过程的进行，气缸壁和活塞的温度逐渐上升，发动机转速提高，缸内混合气形成和燃烧条件不断改善，燃烧越来越完全，这时缸内残余废气的热效应和稀释效应将越来越明显.图8和图9分别是第9个循环(即第2个着火循环)、第11个循环的气缸压力变化曲线.由图8可以看到，在第2个着火循环中，各次实验均能够稳定着火燃烧.由图可知，排气门关闭时刻提前对着火时刻有着非常显著的影响.实验3(EVC为-7° CA ATDC)、实验4(EVC为-14° CA ATDC)的着火时刻出现最早，而在实验5中，当排气门关闭时刻过早，缸内残余废气量过大时，着火时刻又出现滞后现象.对于第11个循环(见图9)，由于燃烧室壁温升高及喷油压力的增大，使缸内可燃混合气的形成及着火燃烧均得到改善，使得各次实验的着火时刻与第9个循环(见图8)相比大大提前.由图9可以看到，实验4(EVC为-14° CA ATDC)的着火时刻依然最早，而在实验5，同样出现着火时刻比实验4滞后的现象.此外，由图8和图9中还可以看到，与实验1相比，其他实验在增大缸内残余废气量后，着火时刻均比实验1提前，着火燃烧性能均有所改善.图10、图11所示分别是第85、86循环的气缸压力变化曲线.在第85、86循环时，发动机的共轨压力已基本稳定在80 MPa左右,由于缸内温度及发动机转速的上升，缸内燃烧也趋于稳定.由图中可见，当排气门关闭时刻提前、增大缸内残余废气量时，与实验1相比，着火时刻也均明显提前.由此可见，在起动过程初始阶段和最后稳定着火阶段的稳定着火循环中，适当增大缸内残余废气量，可改善发动机的燃烧着火性能.但当缸内残余废气量增大到一定程度时，着火时刻又出现了逐渐延后的趋势.图8 第9循环的气缸压力曲线图9 第11循环的气缸压力曲线图10 第85循环的气缸压力曲线图11 第86循环的气缸压力曲线图12是第25循环～第40循环的缸内最大爆发压力变化曲线.在这一阶段中，共轨压力降到了一个较低的水平.由图中可以看到，在第25～40循环之间，实验4和实验5的最大爆发压力明显高于其他实验的情况.图13、图14分别是第34、35循环各次实验之间气缸压力对比曲线.在这两个循环中，共轨压力降到了非常低的水平.由图13、图14中可以看到，实验4、实验5与其他实验相比均有较高的最大爆发压力，均出现了较明显的着火燃烧过程.这说明，在冷起动过程中，提前排气门关闭时刻，增大缸内残余废气量，有利于提高发动机起动过程的稳定性. 图12 第25～第40循环的最大爆发压力曲线图13 第34循环的气缸压力曲线图14 第35循环的气缸压力曲线2.3 排气门关闭正时对冷起动过程排放的影响图15是冷起动过程各次实验的消光烟度变化曲线.由图中可以看到，不同排气门关闭正时对冷起动过程的消光烟度有着非常显著的影响.如图所示，在这里将整个烟度排放过程简单地分为3个阶段进行分析.图15 冷起动过程的消光烟度曲线第1个阶段为第1～第30循环.这一阶段的烟度排放出现了一个很大的峰值，这一峰值主要是由于白烟排放引起的.在起动过程中，由于最初2个未着火的喷油循环中喷入缸内的燃油大部分附着在燃烧室壁上，随着压缩加热等过程，这些燃油蒸发并在排气行程排到排气管中，从而形成了大量的白烟.此外，在初始着火的几个循环，共轨压力迅速增大导致循环喷油量迅速增大，由于燃烧室壁温较低等原因，混合气的着火燃烧过程较差，存在较严重的不完全燃烧，这也造成大量的白烟排放.由图中可以看到，不同排气门关闭正时对起动过程初期烟度排放峰值有着非常显著的影响.在第1阶段中，实验1(EVC为7° CA ATDC)的烟度排放峰值达到了80%，其他实验的结果均低于实验1；而实验4(EVC为-14° CA ATDC)的烟度排放峰值达到了最低，比实验1减少了50%以上.这说明，适当提前排气门关闭时刻，增大缸内残余废气量，可以显著降低冷起动过程初期的烟度排放峰值.但对于实验5(EVC为-21° CA ATDC)，当缸内残余废气量过大时，其第1阶段的烟度排放峰值与实验4相比又有所升高.第2个阶段为第31～第60循环.在这一阶段，共轨压力存在一个先是降低、然后再上升的波动过程，烟度排放同样存在一定波动.在大约第30～45循环间，由于共轨压力降低造成喷油量大幅下降，烟度排放与第1阶段的峰值相比也大幅下降.在这一时期，实验1(EVC为7° C A ATDC)的烟度排放与其他实验相比明显处于一个较高的水平.在大约第46～60循环间，由于共轨压力再次出现升高，烟度排放再次出现一次较小的峰值.而这时，同样地，实验1(EVC为7° CA ATDC)的烟度排放水平为最高，实验4(EVC为-14° CA ATDC)的烟度排放峰值达到了最低.这说明，冷起动过程中，喷油量波动造成燃烧出现不稳定时，提前排气门关闭时刻，增大缸内残余废气量，有利于改善冷起动过程的烟度排放.第3阶段为第61～91循环.这一阶段中，共轨压力已逐渐趋于稳定，燃烧室壁温已逐渐升高，燃烧着火过程逐渐趋于稳定，烟度排放也趋于稳定，各次实验的烟度排放基本一致，且排放值均维持在一个较低的水平.图16所示为不同排气门关闭正时条件下的冷起动过程NOx排放变化曲线.根据整个过程NOx排放的变化特点，将NOx排放按图所示划分成4个阶段.在第1阶段，由于共轨压力上升，循环喷油量增大，最大发爆压力迅速上升，各次实验的NOx排放迅速出现了一个很高的峰值;在第2阶段，由于喷油压力下降，循环喷油量下降，燃烧变差，造成NOx排放降到了最低，几乎为0;在第3阶段，NOx排放随共轨压力的上升和下降相应地再次出现波动，但其波动幅度远小于第1、第2阶段的波动幅度.而第4阶段共轨压力逐渐趋于稳定，发动机燃烧着火也渐趋于稳定，各次实验的NOx排放也逐渐趋于稳定.图16 冷起动过程NOx排放曲线由图16可以看到，第1、第3及第4阶段的NOx排放随着排气门关闭正时的提前，均呈现明显的增大趋势.这主要是因为缸内残余废气本身具有很强的热效应造成的.当排气门关闭时刻提前、缸内残余废气量增大时，缸内残余废气的热效应使得缸内充量的初始温度提高，导致压缩终了的温度、压力提高，从而使得最高燃烧温度增大，造成较高的NOx排放.此外，排气门关闭时刻提前可改善混合气的燃烧着火性能，这也将使得缸内燃烧温度有所提高，导致NOx排放增大.在实验中，由于设备响应速度的原因，没有对HC排放进行测量，但从前面的分析可以知道，在冷起动过程中，适当提前排气门关闭时刻，增加缸内残余废气量，可以很好地改善发动机的燃烧着火性能，HC排放也将因此而得到改善.3 结论(1) 通过调节排气门关闭正时，适当增大缸内残余废气量，可有效改善冷起动过程初始着火循环的着火燃烧性能，使柴油机能够迅速稳定着火燃烧.但初始着火循环的着火燃烧性能并非与缸内残余废气量成正比关系，而是存在一个最佳的排气门关闭正时，使得初始着火循环获得最佳的燃烧着火性能.(2) 在柴油机冷起动过程的初始阶段和最后稳定燃烧阶段，适当增大缸内残余废气量，并不会导致燃烧过程恶化.相反，适当提前排气门关闭时刻，可使缸内可燃混合气获得较佳的着火时刻.此外，当喷油量减小和喷射压力降低时，增大缸内残余废气量，可明显改善柴油机的燃烧着火性能.(3) 在冷起动过程中，特别是在其初始阶段，适当增大发动机的缸内残余废气量，可大大降低冷起动过程的烟度排放量.当排气门关闭正时为-14° CA ATDC时，初始阶段峰值烟度排放达到了最低，与正常排气门关闭正时(本研究中取为7° CA ATDC)相比减小了约50%.而当喷油量波动造成燃烧出现不稳定时，增大缸内残余废气量，冷起动过程的烟度排放可得到很大改善.(4) 由于缸内残余废气具有很强的热效应，在冷起动过程中，若发动机排气门关闭时刻提前，增大缸内残余废气量，将导致冷起动过程的NOx排放增加.冷起动过程的NOx排放随排气门关闭时刻的提前呈逐渐增加的趋势.参考文献：[1] Heywood J B.Internal Combustion Engine Fundamentals[M].New York：McGraw-Hill Book Company,1988.[2] Bielaczyc Piotr,Merkisz Jersy,Pielecha Jacek.A method of reducing the exhaust emissions from DI diesel engines by the introduction of a fuel cut off system during cold start[C] // SAE Paper.Barcelone,Spain,2001,2001-01-3283.[3] Bielaczyc Piotr,Merkisz Jersy,Pielecha Jacek.Investigation of exhaust emissions from DI diesel engine during cold and warm start[C] // SAEPaper.Detroit,MI,USA,2001,2001-01-1260.[4] Bielaczyc Piotr,Merkisz Jerzy.Cold-start emissions investigation at different ambient temperature conditions[C] // SAEPaper.Detroit,MI,USA,1998,980401.[5] Liu Hengqing,Hencin N A,Walter Brygik.Simulation of diesel engines cold-start[C] // SAE Paper.Detroit,MI,USA,2003,2003-01-0080,[6] Han Zhiping,Henein N A,Nitu Bogdan,et al.Diesel engine cold start combustion instability and control strategy[C] // SAEPaper.Detroit,MI,USA,2001,2001-01-1237.[7] Han Zhiping,Henein N A,Walter Bryzik.A new ignition delay formulation applied to predict misfiring during cold starting of diesel engines[C] // SAE Paper.Detroit,MI,USA,2000,2000-01-1184.[8] Henein N A,Zahdeh Akram R,Yassine Mahmoud K,et al.Diesel engine cold starting：Combustion instability[C] // SAEPaper .Helsinki,Finland,1992,920005.[9] Zahdeh Akram R,Henein N A,Walter Bryzik.Diesel cold starting：Actual cycle analysis under border-line conditions[C] // SAEPaper .Detroit,MI,USA,1990,900441.[10] Weilenmann Martin,Soltic Patrik,Saxer Christian,et al.Regulated and nonregulated diesel and gasoline cold start emissions at different temperatures[J].Atmospheric Environment,2005,39：2433-2441.[11] Cheng K Y,Shayler P J,Murphy M.The influence of blow-by on indicated work output from a diesel engine under cold startconditions[J].Proc Instn Mech Engrs：Part D,Journal of AutomobileEngineering,2004,218(D3)：333-340.[12] Hara Hiroaki,Itoh Yasuhiko,Henein N A,et al.Effect of cetane number with and without additive on cold startability and white smoke emissions in a diesel engine[C] // SAE Paper.Dearborn,MI,USA,1999,1999-01-1476.[13] 苏岩,刘忠长,朱昌吉.直喷式柴油机起动过程燃烧分析[J].燃烧科学与技术,2006,12(2)：126-130.Su Yan,Liu Zhongchang,Zhu Changji.Analysis of direct injection diesel engine combustion during start[J].Journal of Combustion Science and Technology,2006,12(2)：126-130 (in Chinese).[14] Liu Z,Karim G A.An examination of the role of residual gases in the combustion processes of motored engines fuelled with gaseous fuels[C] // SAE Paper.Dearborn,MI,USA,1996,961081.[15] Kwon Soon Ik,Arai Masataka,Hiroyasu Hiroyuki.Ignition delay of a diesel spray injected into a residual gas mixture[C] // SAEwaukee,WI,USA,1991,911841.[16] 周龙保.内燃机学[M].北京：机械工业出版社，2005.Zhou Longbao.Theory of Internal Combustion Engine[M].Beijing：China Machine Press,2005(in Chinese).。
基于有限元法的车辆桁架式底盘动态分析与优化设计赵晶;李家林;钟建华;熊锐【摘要】基于某客车新型桁架式底盘,确定结构形式后,对模型进行简化及有限元建模.基于其布置形式,对转向过程中车身扭转带来的后轮悬空状态进行分析,明确了其在转弯工况下的载荷与边界情况,并基于此进行模态、变形与应力分析,并据此提出改进方案,优化设计强度和刚度,提升车辆动态特性.【期刊名称】《制造业自动化》【年(卷),期】2018(040)010【总页数】5页(P147-151)【关键词】有限元法;桁架式底盘;动态分析;优化设计【作者】赵晶;李家林;钟建华;熊锐【作者单位】广东工业大学机电工程学院,广州 510006;广东工业大学机电工程学院,广州 510006;福州大学机械工程与自动化学院,福州 350108;广东工业大学机电工程学院,广州 510006【正文语种】中文【中图分类】TH1230 引言经济发展增加了出行需求，对运输业尤其是客车的运载水平提出了挑战。
随着出行需求的增大，行李运载随之增多，导致客车设计需要充分考虑大行李仓结构，而布置大行李仓需要全承载式或带有中部桁架结构的半承载式底盘[1]。
车辆底盘车架承载着车辆的主要载荷，并承受车辆行驶过程中的各种力及力矩。
底盘式车架的该类特性，决定了其受力的复杂性，使简单的静力学计算与分析难以实现其合理设计与优化[2]。
然而，动态分析与优化直接关系到整车性能，对汽车底盘的开发设计意义重大。
借助有限元分析方法，可以实现面向需求的底盘车架动态分析与优化[3,4]。
基于有限元方法的分析是实现底盘车架动态分析与优化的有效手段。
任可美[4]等运用模态分析方法计算了底盘车架的前十二阶自振动频率，通过参数化优化实现了车架减重及车架激振频率优化。
李真[5]等通过对车架模态的多阶模拟，实现了车身的动态性能评价。
盛强[6]等通过模态分析获取车架动态特性参数，并实现了参数化设计对车辆动力特性影响的科学性评价。
10.16638/ki.1671-7988.2020.24.029“气顶液”制动系统中加力增压器性能的应用曹君（陕西万安汽车零部件有限公司，陕西西安710200）摘要：针对目前专用车及重型卡车的“气顶液”制动系统，分析了“气顶液”制动系统的布置形式。
对加力增压器结构进行了分析，对输出液压进行了台架测试。
得出了影响“气顶液”制动性能的因素。
分析了加力增压器在制动系统中常见的问题，提出了制动液排气要点，设计了一款简易加力增压器用测试仪表。
关键词：混合制动系统；气液转换；加力增压器；加力泵；排气中图分类号：U463.5 文献标识码：A 文章编号：1671-7988(2020)24-85-03Application of Supercharger Performance in "Air Top Liquid" Brake SystemCao Jun( Shaanxi VIE Auto Parts Co., Ltd, Shaanxi Xi'an 710200 )Abstract:Aiming at the "air top liquid" brake system of special vehicle and heavy truck, the layout of "air top liquid" brake system is analyzed. The structure of supercharger is analyzed, and the output hydraulic pressure is tested. The factors that affect the brake performance of "air jacking fluid" are obtained. This paper analyzes the common problems of the supercharger in the brake system, puts forward the key points of brake fluid exhaust, and designs a simple testing instrument for supercharger.Keywords: Hybrid brake system; Gas-liquid conversion; Booster; Booster pump; ExhaustCLC NO.: U463.5 Document Code: A Article ID: 1671-7988(2020)24-85-03前言随着汽车工业的发展，轮边制动要求越来越紧凑。
客车车架减重分析优化作者：石磊戈宏伟罗辑来源：《时代汽车》2021年第16期摘要：車架作为车辆的主要支撑部分，对车辆的使用性能以及乘客的舒适性有着极大的影响。
本文主要是通过对客车常见的三段式车架进行有限元分析，建立了一个三维模型，主要是分析了三段式车架在弯曲和扭转条件下的位移应力分布及其位移关系。
通过分析，找到应力最大点和位移最大点，对其周围结构和零件进行分析。
发现其应力过大和位移较大的原因是零件的形状设计不合理，以及结构的不合理。
通过将零件的截面由原来的槽钢改变为具有桁架结构的零件，这样，不仅减小了车架的重量，还优化了零件的性能。
对于车身结构，主要优化为在行李架处添加一个支撑件。
通过以上两个改进，降低了车身的最大应力以及最大位移量。
对车架结构的性能已经乘客的乘坐舒适性都有极大的改善。
关键词：车架减重优化Analysis and Optimization of Weight Loss of Passenger Car FrameShi Lei Ge Hongwei Luo JiAbstract：As the main support part of the vehicle， the frame has a great impact on the performance of the vehicle and the comfort of passengers. In this paper， through the finite element analysis of the common three-segment frame of passenger cars， a three-dimensional model is established， which mainly analyzes the displacement stress distribution and the displacement relationship of the three-segment frame under bending and torsion conditions. Through analysis， the article finds the maximum stress point and the maximum displacement point， and analyzes the surrounding structure and parts. It is found that the reason for the excessive stress and large displacement is the unreasonable shape design of the parts and the unreasonable structure. Changing the section of the part from the original channel steel to a part with a truss structure， not only reduces the weight of the frame， but also optimizes the performance of the part. For the body structure， the main optimization is to add a support at the luggage rack. Through the above two improvements， the maximum stress and maximum displacement of the car body are reduced. The performance of the frame structure has greatly improved the ride comfort of passengers.Key words：frame， weight reduction， optimization1前言车架是车的主要载体。
基于Ramsis的四级全自由门架叉车驾驶员视野分析
石磊
【期刊名称】《工程机械与维修》
【年(卷),期】2022()4
【摘要】基于配装四级全自由门的2.5t叉车,运用RAMSIS软件对其驾驶员视野进行分析,并对分析结果进行评价。
对不满足要求的地方提出改进意见,在产品设计阶段对其进行修正,保证驾驶员视野达到最佳效果。
同时对不足之处进行总结,将设计经验用于后续开发设计之中。
【总页数】3页(P24-26)
【作者】石磊
【作者单位】安徽合力股份有限公司
【正文语种】中文
【中图分类】TH2
【相关文献】
1.基于Ramsis的汽车驾驶员视野分析
2.叉车三节全自由门架的优化设计
3.全自由门架内燃叉车升降测速方法研究
4.全自由门架系统"窜缸"问题原因分析及维修流程
5.重型叉车二级全自由门架结构改进和视野优化方案
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
重载压裂车副车架的多工况静态强度分析作者：闫海吴承格张相昱叶骁来源：《专用汽车》2023年第10期摘要：為了检验压裂车在不同工况下的车架强度，建立有限元模型，分析副车架在弯曲工况、扭转工况、制动工况、转弯工况、复合工况、工作工况6种工况下的载荷情况，获得其应力分布云图和最大应力点，为针对副车架结构强度的设计改进提供了理论依据。
分析结果表明，复合工况下车架的应力最大，为214 MPa，因此在一般的常见工况下应尽量避免扭转工况，从而达到提高整车的使用寿命。
关键词：压裂车；副车架；有限元；静态强度中图分类号：U469.2 收稿日期：2023-04-22DOI：10.19999/ki.1004-0226.2023.10.0121 前言随着世界工业的蓬勃发展，页岩气和煤层气等非常规油气的开采和勘探变得越来越重要。
近年来国内对煤气层、页岩气资源的开采和对原有的油气田进行增产措施的不断推进，压裂装备就尤为关键，压裂车主要由运载底盘和台上设备所组成，中间通过副车架来连接。
压裂车的副车架要承担不平路面引起的变化载荷及上装设备的自重。
因此，对压裂车的副车架进行强度分析极为关键，将直接影响整车行驶的安全性[1-2]。
国内外对压裂车副车架的强度研究不够全面。
肖文生等[3]对压裂车主副车架有限元模型进行静态强度分析，获得压裂车在弯曲工况和扭转状态下的最大应力应变值。
侯雯[4]对压裂车车架进行了4种基本工况的静力学分析。
王旱祥等[5]对2500型页岩气压裂车底盘分析车架承载能力，加入动载系数的影响使其更加符合实际情况，完善了大型压裂车车架研究的理论体系。
王峻乔等[6]分析了压裂车车架在动态载荷下的应力和变形分布情况。
SUN 等[7]利用Nastran计算并显示了5种工况车架上的危险位置和最大应力位置。
因此，站在前人的肩膀上，研究压裂车在静态弯曲工况、转弯工况、扭转工况、制动工况、复合工况、工作工况6种工况并进行有限元分析，分析副车架应力分布情况，查找危险部位，针对性地给出改进优化方法。
