V形切口范文（精选8篇）

V形切口 第1篇

厚板V形弯曲成形过程是一种基本的塑性变形,但在多数情况下需要考虑弯曲圆角、是否进行工艺切口等问题,以避免成形过程中容易出现的弯曲裂纹等缺陷。

本文以厚板V形弯曲时工艺切口的作用机理为出发点,对开设工艺切口的板料V形弯曲成形进行有限元模拟及工艺实验探究。首先,根据实际确定可能的模具和V形弯曲件及切口尺寸范围并用Deform模拟确定相关尺寸。然后,用正交试验的方法安排有限元模拟试验。最后,按照模拟方案,利用Deform软件进行有限元模拟,并对结果进行分析,得出工艺切口的作用机理。总结了V形件成形的工艺特点以及切口对成形的影响,具有理论意义和工程实用价值。

2 相关尺寸分析和确定

经大量分析,确定将不同切口形状的板料在相同模具下成形,实验板料为厚板,分析距切口某一距离处截面上具有代表性的点的应力应变,以此来判断特定切口对其附近材料流动的影响。整个模具以及相关尺寸的合理性对后面的模拟以及实验有着重要影响,故在对其进行正交实验安排之前,需要评估模具、板料以及切口相关尺寸。

2.1 整体尺寸的确定

相关研究资料,根据现有模具以及Deform软件等条件确定弯曲件材料为45钢,尺寸为100mm100mm4mm,折弯后三维模型如图1所示。

2.2 切口尺寸的确定

根据现有条件和查阅文献,确定U形件弯曲成形工艺切口的形状、尺寸范围(图2)。确定此范围要考虑的因素包括:切口尺寸尽量符合实际;要有一定的广度和代表性;尽量减少变量因子,且能够确定切口形状和位置。最终确定变量因素[4],其中变量尺寸范围为:r∈[0～10]、b∈[0～10],且l≥b,l=2m。选取具有代表性的点,如表1所示。

2.3 截面位置确定

选取界面原则:截面处要能够在切口影响范围内;切口不同,影响距离不同;避免边缘处对所选截面的影响,尽量使此截面只被切口所影响。

通过一组有切口和没有切口的对比实验来确定切口大致影响距离,用Deform进行分别模拟并分析来确定考察的截面,如图1所示。

3 正交试验设计[1]

根据实验范围确定实验水平,尽量全面有代表性,并且工作量不能过大,为此,确定此试验为三水平、三因素实验,选取正交表为L9(34)。实验方案以及模拟结果[2,5,6]统计如表2所示。

4 实验结果分析

将前面所作的9次模拟得到的数据,做无量纲化处理使所有参数处于同一平台,消除量纲影响。具体处理方法见式(1)。无量纲化处理结果可见表3。

式中:Zij处理数据的结果;

xij要处理的数据;

ximedia数据组的平均值;

ximax数据组中的最大值;

ximin数据组中的最小值。

无量纲化处理的数据需要进行多元线性回归分析处理,以便分析输入对输出的灵敏梯度(回归系数)。做回归分析使用专业数据处理软件MATLAB6.5,在里面利用回归函数进行编程。利用MATLAB回归处理界面显示应包括未知参数估计值(回归系数)、方差表、相关系数、剩余标准差、显著性判断、参数的置信区间几项。由模拟方案三个输入参数,四个输出(响应)可知,回归处理结果将得到(34)个回归系数,此即输出对输入的灵敏度(图3)。线性回归分析结果见表4。

4.1 结果讨论

表4总结了回归分析的结果,在该表中所有输入参数和输出经过无量纲化处理之后都是以百分比表示的,所以图3中输出对输入的灵敏度值也是百分比的形式。标签上的值反映了V形弯曲时,输出对输入的相对灵敏关系。例如将圆角半径改变±1%,弯曲后的工件内等效应力改变0.184%,而内等效应变则变化不明显,对外等效应变影响最大为0.255%。

4.2 结论

该弯曲有限元模拟得到了四个输出对三个输入的无量纲的灵敏度。由上述分析可见,在弯曲时,直边长m直接影响到内外应力应变大小,且影响比较大;圆角半径r对内部等效应变影响较小,对外部应力应变以及内等效应力影响较大;直边宽b只对外部等效应力应变影响较大。

5 结束语

本文通过正交试验对厚板V形件弯曲成形进行有限元模拟和工艺试验研究。试验表明,在工程实际中,一些情况可以分解出V形弯曲。当所开的工艺切口不足以解决开裂等问题时,可以采取改变直边长m方法。从而快速改变内部的应力应变,再辅以改变直边宽b和圆角半径r,改变内部和外部的应力分布,达到设计合理的工艺切口尺寸的目的。

摘要：在V形件弯曲成形中,工艺切口开槽的形状、大小确定,成形特点描述,工艺制定都有一定难度。本文通过有限元模拟的方法对V形弯曲成形中切口工艺进行研究,并使用正交试验来分析切口相关尺寸对成形结果的影响,即切口直边长直接影响到内外应力应变大小,且影响比较大;圆角半径对内部等效应变影响较小,对外部应力应变以及内等效应力影响较大;直边宽只对外部等效应力应变影响较大(相关名词见正文)。这些结论,为工艺切口的设计提供指导参考。

关键词：机械制造,弯曲,厚板,切口,有限元

参考文献

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[6]曹延欣.基于DEFORM的支撑轴挤压凹模有限元模拟分析[J].锻压装备与制造技术,2008,43(6):75-77.

V形切口 第2篇

针对某无人机所采用的近距耦合式V形尾翼布局,通过求解N-S方程的数值计算方法,得到了上反与下反V形尾翼气动布局的纵向和横航向力矩值.经对比分析表明,上反V形尾翼由于受翼身组合体的`遮挡,随着迎角的增加气动效率下降较快;下反V形尾翼主要受翼身组合体的下洗作用,且下洗相对较弱,随着迎角的增加其横向静稳定性减弱,但纵向和航向静稳定性保持得很好.

作 者：李琼云 王正平LI Qiong-yun WANG Zheng-ping  作者单位：西北工业大学航空学院,西安,710072 刊 名：科学技术与工程  ISTIC英文刊名：SCIENCE TECHNOLOGY AND ENGINEERING 年，卷(期)：2008 8(4) 分类号：V212.121 关键词：近距耦合   上反V形尾翼   下反V形尾翼  

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2009年将是V形增长年 第3篇

经济形势虽然低迷，但却不能盲目的悲观。在我看来，近期的经济疲软是被两个短期的因素夸大了，所以我仍然坚持8％的预期。

第一个短期因素就是，持续的库存下降，抑制了对工业产品的需求，从而迫使企业大肆减产。这就要追溯到2007年和2008年的上半年，当时通货膨胀预期很高，民众普遍对经济增长持乐观态度，而同时全球范围大宗商品价格的飙升和2008年中国的雪灾所造成的原材料严重短缺，激励企业去大量的囤积库存以备不时之需。

当经济危机从天而降的时候，这种乐观的预期突然反转，需求的减少再加上巨量的库存，需要一段时间来进行消化，那么对于生产者的需求必然大幅下降，事实也正是如此。

另一个因素与政策有关。2008年11月份政府宣布，自2009年1月1日起，允许企业抵扣新购入机器和设备所含的17％的增值税。此政策必然导致众企业将设备投资推迟至2009年进行，从这个角度来看的话，2008年底的工业固定资产投资表现疲软乃属正常的政策影响。

政府的“四万亿”等一揽子刺激经济的措施从2009年第一季度已经展开，考虑到政策实施的时间效应，其效果应当在第二季度开始凸显。

V形切口 第4篇

非规则结构在飞行器零部件中较为普遍, 其表现为几何形状的不连续。这些“几何不连续处”多为应力集中源, 它们在外载荷作用下将发生疲劳失效, 甚至断裂, 这已成为威胁飞行器安全的重要因素。随着载人航天工程的发展, 飞行器安全问题已成为了保障航天员人身安全的重要内容。疲劳失效由初始裂纹产生、扩展、瞬间断裂等过程组成, 微裂纹是疲劳失效的直接诱因, 由微裂纹尖端几何奇异性[1]导致的应力场局部性使得V形切口尖端力学行为与结构几何不连续处的力学行为极为相似。因此, 可将几何不连续表征为V形切口模型, 以便于构件疲劳失效分析。裂纹起裂方向是裂纹扩展的重要方面, 是影响构件的安全风险和剩余寿命的重要因素。

目前, 裂纹起裂方向的计算方法包括最大环向拉应力理论、能量释放率理论和应变能密度因子理论等。Erdogan等[2]认为裂纹是沿最大环向拉应力σθmax方向起裂的, 并且当环向拉应力σθ达到临界值时σc时, 裂纹开始起裂。对于Ⅰ-Ⅱ型复合裂纹, 最大环向拉应力理论应用较为广泛。能量释放率理论由Palaniswamy等[3]最早提出, 他认为裂纹是沿最大能量释放率方向起裂扩展的, 能量释放率达到极限时, 裂纹发生扩展。该理论已在双基固体推进剂裂纹开裂方向试验中得到了应用[4]。试验研究表明最大拉应力理论和最大能量释放率理论是一致的。此外, Hussain[5]、Ueda[6]分别针对上述理论在复合裂纹模式下的应用进行了丰富和补充。文献[7]用最大正应力法则确定复合材料中疲劳裂纹的扩展方向。文献[8-9]详细研究了金属材料疲劳定量分析理论, 提出了材料疲劳分析损伤模型。此外, 一些学者围绕裂纹扩展过程进行了许多数值模拟研究[10-12], 但仍多采用最大拉应力理论、最大能量释放率理论或最大正应力法则。由于裂纹问题本身很复杂, 故很难判断不同裂纹扩展判别准则的准确性和普适性。

现有的裂纹起裂方向研究都是以典型裂纹 (Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ型裂纹) 或复合微裂纹为主要计算模型, 研究微观尺度下的材料力学行为、数学物理模型和偏微分方程求解方法。由于问题复杂, 很难得到闭合形式的解析解, 故其难以被工程实践所掌握、应用, 且忽略了断裂机理 (脆性断裂或韧性断裂) 对裂纹起裂方向的影响。为此, 本文通过V形切口尖端裂纹的应力应变场分析, 提出了V形切口裂纹起裂方向的主应力判别准则, 并给出了详细的计算分析过程。该判别方法考虑到不同材质的疲劳失效与断裂机理的差异, 分别给出了脆性断裂和韧性断裂的裂纹起裂方向计算公式, 使得提出的裂纹起裂方向判别准则更为准确、合理。

1 V形切口尖端应力场

V形切口尖端应力场由弹性力学基本方程, 通过应力函数法、位移法或复变函数法等建立, 主要由应力强度因子KⅠ、KⅡ和KⅢ决定[13?14]。V形切口尖端模型如图1所示。其中, 2β为V形切口张角, x轴为张角平分线。

V形切口尖端应力场如下[13]:

式中, SⅠ、SⅡ为切口强度因子;λ1为V形切口第一本征值;λ2为V形切口第二本征值;a为本征值计算式中参数;G为剪切模量, MPa。

取V形切口应力集中区域内的任意一点u为研究对象, 可得切口尖端位移场:

式中, ν为泊松比。

通常微裂纹尺寸相对较小, 将其作为平面问题处理是可行的。因此, 由式 (1) ~式 (5) 可得切口尖端应力强度因子KⅠ和KⅡ:

由此可见, 本征值λ1和λ2的表达式是以隐函数形式给出的, 使用不方便。为此, 对本征值进行了三次线性拟合, 得本征值表达式:

其中, a1=8.0810-8, a2=-2.3810-6, a3=5.8810-5, a4= 0.5;b1= 7.2410-8, b2=1.2310-5, b3=2.8610-3, b4=0.5。

拟合偏差曲线如图2所示, 可见拟合偏差都比较小。

2 V形切口尖端应力强度因子

V形切口尖端应力强度因子计算方法主要包括解析法、数值法和试验法等。随着数值计算技术发展, 数值计算方法的计算精度得到极大的改善, 在线性、非线性动力学及振动等不同的分析领域得到广泛的应用[15?17]。为此, 本文采用数值计算法分析了V形切口尖端应力强度因子。由式 (6) 、式 (7) 可见, 应力强度因子与切口张角2β有关。为分析方便, 本文令V形切口张角2β=60°, 其他张角下的应力强度因子求解与此相同。进而, 可得本征值和应力强度因子:

然后, 采用有限元法建立V形切口的计算模型, 划分网格, 施加对称弯曲载荷, 求解V形切口尖端的应力分布, 如图3所示。

由于切口尖端应力场范围较小, 取V形切口两对称边上9个节点为分析对象, 并将各点的应力代入V形切口尖端的位移场, 可得V形切口尖端位移场。有限元分析结果采用笛卡儿坐标, 切口尖端应力场采用极坐标, 因此需进行应力场的坐标转换。坐标变换相对简单, 本文不作复述。由V形切口的几何结构对称性, V形切口两侧边的位移ur和uθ之和urs和uθs可进一步表达为

最后, 便可分别求得各点处位移量, 并计算求得各点应力强度因子, 相关数据如表1所示。通过位移外推法, 可进一步求得到V形切口尖端切口强度因子。当r0时, 由式 (8) 求得的V形切口尖端切口强度因子SⅠ和SⅡ及应力强度因子为KⅠ和KⅡ:

3 V形切口尖端起裂方向

研究表明, 将一般金属材料作为各向同性来处理进行理论分析, 其与工程实际的差别可忽略。因此, 本文按各向同性来分析V形切口尖端裂纹起裂方向。由材料力学行为可知, 脆性断裂是在最大正应力方向上发生的, 对应的应力状态是主应力状态, 断面与最大主应力相垂直;对于韧性断裂而言, 由颈缩形成的三向拉应力状态使得主应力在第二相或夹杂处产生材料分离, 形成微孔。由此可见, 不同应力状态下, 材料的裂纹扩展与断裂机理是不同的。对于各向同性金属材料而言, 初始缺陷是形成起始裂纹的裂纹源, 这些裂纹源处于主应力状态。脆性断裂多由最大正应力引起, 韧性断裂是由最大剪应力引起的。在最大主应力状态下, 脆性断裂沿与主应力垂直方向上拉断, 韧性断裂沿与最大主应力成45°方向发生剪断。综上, 本文提出了V形切口尖端裂纹起裂方向的主应力准则, 其表达为

式中, 当σθ>σr时, 韧性材料取“-”, 否则为“+”。

下面对V形切口尖端裂纹起裂角进行理论分析。根据上述分析结果, 由应力强度因子和切口强度因子, 可得V形切口尖端应力场:

由V形切口尖端应力场分析可知, 各应力分量是由应力强度因子和V形切口几何参数控制的。为计算V形切口尖端微裂纹起裂角, 由最大主应力状态下V形切口尖端的剪应力τrθ=0, 可得

目前, 尚无起始裂纹长度统一定义, 工程试验中多取微裂纹长度为0.22~0.30mm。这里, 取初始裂纹长度r′=0.3mm, 将V形切口尖端两侧边等距的4组节点应力场结果代入式 (13) , 可得切口起裂角分别为θt=60.72°, 62.46°, 64.41°, 66.39°。然后, 运用外推法可得V形切口尖端微裂纹起裂角θt=58.8°, 外推曲线如图4所示。

由式 (11) 可得韧性材料的起裂角 θt=58.8°-45°=13.8°。此外, 由V形切口尖端应力场可知, 为保证V形切口尖端应力分量可解, 需满足:0<λ1<1, 0<λ2<1。根据本征值表达式, 可得V形切口张角2β需满足:。本文V形切口张角为。可见, 满足张角条件, 上述V形切口尖端起裂角外推计算过程和结果有效。

为验证上述裂纹起裂角分析结果, 以LY8为试验材料进行了V形切口起裂试验。首先, 将疲劳试验所得坯料沿轴线进行线切割, 获得棒料断面;然后对棒料断面进行了清洗、干燥, 获得了测量样本。V形切口尖端断面如图5所示。试验样本V形切口半张角的设计值β=30°, 实际断面测量结果为β=32.6°, 两者误差较小。同样, 分别取测量切口边若干测量点, 计算相应角度。最后, 采用位移外推法求得V形切口尖端起裂角θt=11.6°, 如图6所示。

采用最大主应力法求得的V形切口尖端裂纹起裂角度θt=13.8°。可见, 试验结果与理论分析结果比较接近。

理论计算结果和试验数据存在一定误差, 两者偏差不大。产生偏差主要原因包括两个方面:第一是试验材料的加工制造误差, V形切口设计半张角为β=30°, 实际为β=32.6°;第二, 计算分析模型将V形切口按尖角处理, 忽略了切口尖端实际加工圆角的存在, 使得尖端应力场存在偏差。此外, 从材料断面来看, 切口尖端表面存在加工刀痕、凹陷或突起等, 它们是微裂纹萌生的主要根源, 而且V形切口尖端残余变形区比切口表面上的加工缺陷要小。因此, V形切口尖端残余变形对切口尖端应力应变场的影响较小, 对计算结果的影响是可以忽略不计的。

综上, 本文上述分析的V形切口尖端裂纹应力/位移场计算与微裂纹起裂方向判别准则是合理、可行的。

4 结论

(1) 通过对现有V形切口尖端起裂规律的研究, 依据断裂力学理论, 提出了V形切口尖端起裂方向准则主应力状态准则。该准则将脆性断裂和韧性断裂分别考虑, 从而能更为有效地解释不同材料的断裂机理。

(2) 给出了V形切口尖端的应力强度因子的外推计算方法, 并详细论述了采用位移外推求解V形切口应力强度因子和切口强度因子的过程和表达式, 给出了数据分析结果的V形切口尖端局部化处理方法和过程。

(3) 以LY8材料试样为研究对象, 对棒料V形切口尖端微裂纹起裂判断准则和起裂方向估算公式进行了试验研究。结果表明, 本文提出的棒料V形切口尖端起裂方向判断准则和估算公式是正确的、合理的。

参考文献:

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V形切口 第5篇

在中国电信四川分公司的指导下, 成都电信制定了基于EVA企业价值管理的各区 (市) 县分公司绩效评价体系, 在全省率先将效益评价体系向22个区 (市) 县分公司延伸。该体系所设置的主要指标包括资源效益产出率、收入增长贡献、劳动生产率等, 同时, 考虑到历史原因、规模效应、折旧主体等因素, 还在属地分公司指标设置上突出了“经营发展和效益创造”并重, 并以“单位资源产出”和“全员劳动生产率”作为EVA理论在区县分公司效益评价体系的主要应用。

2009年, 针对512大地震后, 企业价值创造能力受到巨大损害, 企业综合评价成绩大幅下降的不利局面, 成都电信深度剖析, 确定了公司价值管理目标和EVA提升举措:一是对标先进, 对标四川省内非受灾分公司, 分析指标得分的差距, 并找准提升的方向;二是对各重灾区分公司进行重点指导, 比如针对都江堰和彭州分公司进行专项指导, 两个重灾区分公司虽然效益创造类指标需逐步恢复提升, 但通过灾后重建工作, 快速占领市场发展用户, 在经营发展类指标排名靠前, 考评成绩比2008年有了大幅度的提升。一系列积极有效的举措, 确保了成都电信以EVA为主线的各项指标在2009年迅速回升。

平衡悬架V形推力杆螺栓防松设计 第6篇

汽车领域的新结构日新月异,但是即便再先进的结构,也需要将各个部件有效组装起来,才能发挥其性能。螺纹紧固件在车辆结构连接中被广泛应用,可是螺纹联接一旦失效,轻则功能丧失; 重则车毁人亡,可见螺纹联接可靠性的重要性。 螺纹松动是螺纹联接失效的主要形式之一,国外对螺纹松动问题进行了大量的研究。迄今为止, 在螺纹松动这一课题上,最有影响力的研究是由Junker[1]在1969年提出的理论。Junker发现横向振动是螺纹自旋松动的主要诱因,他还设计了容克横向振动试验机进行测试。基于Junker的理论, 针对某平衡悬架V形推力杆螺栓松动的问题,面对某载货汽车厂的实际生产情况和装配工艺水平,确定了平衡悬架V形推力杆螺栓松动的解决方案,解决了困扰已久的螺栓松动问题。

2问题来源

2.1结构介绍

某重型载货汽车平衡悬架系统采用V形推力杆结构(简称V杆),V杆起到连接车桥和车架的作用,传递驱动桥的纵向载荷、横向载荷及路面的冲击载荷。V杆大端通过8个10.9级M16×1.5螺栓和施必牢(简称SPL)凸缘防松螺母与车桥相连;V杆小端通过8个10.9级M14×1.5螺栓旋入平衡悬架大支架的盲孔内螺纹与车架相连(图1)。由于V杆是易损件,其螺纹紧固件需经常拆卸。

2.2V杆螺栓松动的后果

V杆大端螺栓松动导致车桥移位、车辆跑偏, 严重者导致车桥翻转,传动轴脱落、损坏,车辆抛锚,影响行车安全。V杆小端螺栓松动导致平衡悬架大支架盲孔内螺纹“滑扣”,需更换平衡悬架大支架,这样不仅故障率高,而且索赔金额大,用户抱怨强烈。

3原因分析

以V杆大端螺栓为研究对象进行分析。

3.1理论分析

相关文献[2]介绍,对于标准螺纹,螺纹升角(ψ= 1.7°~3°)小于螺纹副的当量摩擦角(φV=arctanμG≈ 4.6°~7.9°)(螺纹摩擦系数μG取0.08~0.16),联接螺纹能够满足自锁条件(ψ<φV)。况且扭紧后螺母和螺栓头部支撑面与被联接件支撑面间存在着摩擦力,具有防松作用,能够在静载荷和工作温度变化不大时,保证螺纹联接自锁而不会发生自旋松动。但是在振动或变载荷的作用下,螺纹副间和支撑面间的摩擦系数迅速降低,甚至出现摩擦阻力瞬时消失,破坏螺纹副自锁条件,产生微量相对滑动。长时间的微量相对滑动,会导致预紧力减小,最终使螺纹联接发生自旋松动。

3.2生产现场装配扭矩检测

实际装配工具是气动脉冲螺钉机(风炮),其扭矩误差一般能达到±30%。利用数显扭矩扳手连接电脑软件实时监控,采用扭紧法对生产现场的装配扭矩进行检测。从表1对比可知,设计要求的装配扭矩误差为±8%,但是实测扭矩误差为±27%。

3.3计算分析

参考德国工程师协会技术标准VDI2230[3],推荐一般供货状态的螺纹摩擦系数μG和支撑面摩擦系数μK控制范围为0.08~0.16,其中包括了测量可靠性。利用德国产SCHATZ螺栓紧固分析系统测得V形推力杆用螺栓和SPL凸缘螺母的螺纹摩擦系数μG和支撑面摩擦系数μK的范围为0.08~0.14, 按照下式计算最小装配预紧力FM min的数值。

公式 (1) 中摩擦面 等效摩擦 直径

公式(1)中各参数见表2。

由表3可知,根据实测扭矩计算螺栓的最小装配预紧力只有55 k N,远小于设计的79 k N。

3.4实车V杆大端振动频率采集

针对该载货汽车在某试验场、矿区、公路等路况进行V杆大端振动频率采集,根据图2的桥壳加速度功率谱密度曲线可知,与V杆大端相连的桥壳固有振动频率约为10~20 Hz,这是坏路连续冲击、 振动叠加的缘故。可见,V杆螺栓不仅承受交变载荷,而且承受高频振动。

3.5试验分析——V杆大端SPL凸缘螺母横向振动试验

针对V杆大端用SPL凸缘螺母M16×1.5(10级)(磷化)进行横向振动试验,试验用螺栓采用六角头螺栓M16×1.5(10.9级)(磷化、镀锌)各2件。

试验条件见表4。

根据表5可知,4组SPL凸缘螺母在初始预紧力55 k N、振动频率12.5 Hz、振幅±1.6 mm的横向振动试验时均出现松动。

3.6原因总结

由于V杆大端销轴和支架均为合金钢调质处理,无高温工作环境,因此可以排除因材料松弛、 蠕变引起的螺纹非自旋松动。根据上述的现场扭矩检测和横向振动试验数据可知,实际装配工具的扭矩误差较大,使V杆大端螺栓最小预紧力为55 k N,外加桥壳的高频振动,从而导致V杆大端的SPL凸缘螺母松动。

4防松措施讨论

防止螺纹自旋防松的本质是消除或限制螺纹副之间的相对运动。基于Junker的理论,文献[4]中提出加弹簧垫圈的螺母比单独螺母松动的更快, 不能起到防松的作用;预置扭矩锁紧螺母只能当做防脱元件而不是锁紧螺母。V形推力杆螺纹联接的防松措施要考虑两个方面的要求:一是要可靠;二是要便于拆卸。而传统的机械防松(开口销、串联钢丝等)和破环螺纹副运动关系(冲铆、焊接螺母等)虽可靠,但不便于拆卸。

SPL防松螺母是美国施必牢公司发明的一种防松内螺纹,上海底特精密紧固件有限公司是其在中国的独资公司。根据其《施必牢螺纹技术介绍》可知,SPL螺纹(图3)与普通标准内螺纹的主要结构区别是在内螺纹的大径上有一个大约30° 的齿面斜面。因此,SPL螺纹克服了由横向振动造成普通标准螺纹松动的根本原因,即螺纹间的横向运动。

齿面防松垫圈(图4)是一种新型的螺纹防松措施,其是由一对有相互咬合的齿面垫圈构成的, 两片垫圈完全相同,其外侧是带有方向性的放射状的密集小齿面,内侧为较大的斜齿面。当螺纹紧固件装配扭紧后,齿面防松垫圈将外侧带有放射状的小齿面嵌入紧固件和被联接件表面,可以牢固的咬合住螺纹紧固件。由于相互咬合的内侧较大的斜齿面角度α大于螺纹的升角β,可以有效阻止螺纹副的松动。

下面从Junker横向振动试验研究入手,探索SPL防松螺母和齿面防松垫圈在横向振动条件下的最小防松预紧力,并以试验数据作为V杆螺栓联接可靠性的评价指标。

5横向振动对比试验

试验目的:为了验证齿面防松垫圈和SPL螺母抵抗横向振动的防松性能。

试验方法:以标准螺纹凸缘螺母作为试验基准,与齿面防松垫圈和SPL螺母进行对比试验,分别降低试验时螺栓的初始预紧力,探索上述两种防松方式的最小初始预紧力。

试验用螺栓采用六角头螺栓M16×1.5(10.9级)(镀锌),试验条件见表6。

从表7可知,在振动频率30 Hz、振幅±0.7 mm的条件下,标准螺纹副(方案a)在预紧力70 k N的情况下出现螺母松动现象。采用齿面防松垫圈的螺母在预紧力70 k N(方案b)和45 k N(方案c) 的情况下具有较好的横向振动防松可靠性。而SPL螺母(方案d)配合标准外螺纹螺栓在预紧力67~70 k N的情况下具备良好的振动防松性能。而表5的结果说明SPL螺母在较低预紧力55 k N的情况下防松性能不可靠。

根据上述横向振动试验的对比结果,可以确定V杆大端螺栓防松设计的方案有两种可选。第一,标准螺纹副配齿面防松垫圈的最小装配预紧力是45 k N;第二,SPL防松螺母的最小装配预紧力是67 k N。

6装配工艺性对比

参考德国工程师协会技术标准VDI2230,螺栓旋转装配时,对于最大装配预应力σred max而言,通常取规定非比例伸长应力RP0.2 min的90%,即扭紧过程中屈服点应力的利用因数ν一般取0.9。利用德国产SCHATZ螺栓紧固分析系统测得V杆用螺栓匹配SPL螺母或者齿面防松垫圈的标准螺母,其螺纹摩擦系数μG和支撑面摩擦系数μK的范围为0.08~ 0.14。因此,从试验测得的摩擦系数为依据计算紧固扭矩,按照下式计算最大装配预紧力FM max。

公式(2)中应力截面积直径螺栓螺纹小径

按照下式计算最大装配扭矩MA max。

根据试验确定的螺栓防松最小装配预紧力FM min, 按照下式计算最小装配扭矩MA min。

按照下式计算装配扭矩偏差ΔMA。

上述公式计算用基本参数见表8。

从表9计算结果可知,如果采用SPL防松螺母,需要提高装配工具的精度来控制装配扭矩的误差。而标准螺纹副匹配齿面防松垫圈的装配工具可以用气动脉冲螺钉机,其装配成本低、效率高,符合流水线生产要求。

7实车验证

根据上述计算分析结果,针对问题车辆将V杆大端紧固件进行换装验证,使用10个月未出现松动,证明计算分析正确,同时证实了两种结构的抗振防松性能可靠。

8结束语

V形切口 第7篇

在工程机械中,装载机属于循环作业机械,主要用于路基工程的填挖、沥青和水泥混凝土料场的集料、装料等作业;也可对岩石、硬土进行轻度铲掘作业。据调查,国内的一些厂家虽然对装载机传动系统也进行了大量研究,但大都只是对系统的组成部分进行单独研究,然后通过实际工作循环试验分析试验结果[1]。该方法不仅效率低,还要付出大量的人力、物力和财力。因此如何开发出能够快速有效地提高装载机性能的仿真分析模型是发动机厂与装载机厂家都非常关注的问题。

目前国内关于装载机性能的分析软件大都是关于发动机与液力变矩器的匹配分析,并且都只是一些特定工况下的匹配分析[2],没有对其循环工况进行分析,也没有建立一套比较完整的装载机整车模型,不能够评价各个系统共同工作时的输出特性,而装载机属于典型的循环作业机械,最常用的作业方式为V行循环作业。

本文基于多学科领域系统仿真平台AMESim软件,以ZL50装载机为例,建立了包含动力、传动、车体和液压泵等整车模型;并结合AMESet,使用C语言开发了装载机V形循环工况作业控制模块,对其循环油耗进行了仿真分析。通过与实验结果的对比,验证了模型的正确性,对提高装载机整机设计效率,减少实验成本具有深远意义。

1 ZL50装载机仿真模型的建立

以ZL50装载机为仿真对象,并在AMESim环境下搭建了如图1所示的ZL50装载机模型,主要包括发动机、液力变矩器、变速箱、车体、驾驶员以及开发的循环工况控制模块等。

由于装载机工作时载荷随机性较强,很难测量,因此采用测量工作泵、转向泵和变速泵的出口压力,将测量的压力值直接作用在泵的输出端,来模拟真实作业情况下的负载,简化了装载机的液压系统。与传统模型相比,该模型的优势在于:1)综合考虑了动力总成系统共同工作特性;2)考虑了整车参数对性能的影响;3)开发了V行循环控制模块,实现了与实际工况相近的仿真环境。

1—发动机模块;2—传动模块;3—整车模块;4—V形工况控制模块

1.1 模型主要模块理论简介及参数设定

AMESim使用图标符号代表各种元件,并用方程组来描述其行为。每个图形模块都会对应有一个或几个数学模型,当选择了一个图形模块,并对应确定了一个数学模型后,就确定了该模型所对应的输入参数以及输出变量[3]。本文只对模型中比较重要的模块进行说明。

1)发动机模块

采用的是基于台架实验数据的发动机模型,模型中发动机输出扭矩计算公式:

其中:Tshaft为发动机飞轮端输出的扭矩;TBMEP是模型从BMEP.data文件中读取的数据,该文件为发动机均值制动压力随负荷率及转速的变化关系(发动机万有特性);TFMEP是模型从FMEP.data文件中读取的数据,该文件为均值摩擦压力随水温或油温及转速的变化关系。

试验车采用潍柴WP10发动机,利用AMESim提供的数表编辑器,把发动机台架实验数据(油耗、扭矩、功率等)编译成模型参数文件BMEP.data和FMEP.data等,实现建模。

2)液力变矩器模块

AMESim提供了液力变矩器模型[4],和发动机模型一样,将液力变矩器的特性参数通过数表编辑器内置到模型中,建立液力变矩器模型,计算变矩器的特性。计算公式如下:

其中:T泵轮为变矩器泵轮输入扭矩;T涡轮为变矩器涡轮输出扭矩;TR为液力变矩器变矩比;MP 2 000(SR)是模型从表torq_sr_mp2000.txt读取的数据,该数据是液力变矩器在2 000 rev/min时,泵轮扭矩与速比的关系。

3)变速器模块

在变速器模块中可以定义前进挡和倒车档,定义各档的传动比、传动效率。根据实验车的变矩器参数如表1所示。

4)整车模块

本文采用的整车参数:车重为16.5 t;载重为5 t;滚动阻力为0.035;滚动半径为740 mm;不考虑风阻。

1.2 V形循环工况控制模块

为了模拟装载机V形作业试验工况,基于AMESim中的AMESet模块[5,6],使用C语言设计了新的模块:装载机V形作业模块,其自定义图标如图2所示。

根据装载机实际V形循环作业,并考虑到实验测量的可行性,将其分解为8步,依次是:

1)从初始位置到料堆;

2)铲土,换后退挡;

3)后退到初始位置;

4)停车,换前进挡;

5)前进、举升到卸料处;

6)卸料,换后退挡;

7)后退到初始位置;

8)停车,换前进挡。

使用C语言对每个步骤中装载机的各种动作,包括车速、换挡档位、装载质量、各个液压泵的工作与否以及阻力的变化进行设置,以确保跟实际测量过程相近的目的,最后确保仿真的准确性。

此模块的主要输入参数如图3所示。

图3中各参数为:

length of 1/4 cycle:V形工况1/4循环长度;

stop time between manoeuver:驾驶员操纵时间;

target velocity of manoeuver:目标车速;

time needto load:装料所用时间;

time for changing from forward to backward speed:从前进挡变为后退档时间;

time needed to unload:卸料所用时间;

mass transferred by cycle:每循环搬运物料的质量;

length of penetration in material pile:料斗深入物料的距离。

此模块的主要输出变量如图4所示。

图4中输出变量为:

input displacement:装载机循环的距离;

target velocity(absolute):目标车速;

gear ratio(-1,0,1,2):档位;

mass in the bucket:搬运物料的质量;

friction force from the material pile:铲料时的摩擦力;

hydraulic actuation of steering:转向的液压消耗;

manoeuvre stage:V形工况的不同阶段;

tons transferred:搬运物料的质量。

2 实验与仿真计算结果对比分析

AMESim仿真软件建模是通过设置模块中的参数设定来完成的,因此模型的正确性必须加以验证[7]。主要从V形循环工况的经济性方面进行了验证。

2.1 V形循环工况测试方案

由于装载机V形工况实验存在很多不确定性,为了尽量排除人为因素及外在因素干扰,确保实验与仿真环境的相似性,必须对实验的规范进行一定的控制。

料堆的移动采用V形作业平移的方式,具体方法见图5。左侧为实际料堆,图5示意从左侧实线区域(15 m×15 m)用V形作业方式将料运至右侧虚线区域(15 m×15 m),数字的顺序为实际铲运及卸料的顺序,数字的位置标识出平移后所在的位置。这样能够保证循环距离的一致性。

2.2 实验结果与仿真结果对比

1)运输物料效率仿真验证

测试时,采用每斗的载重分别约为4.25 t和5.0 t进行试验,每种工况下进行20 min左右的循环,最后算出运输效率。AMESim模型中分别输入参数进行仿真,结果如图6、图7、图8所示。

由图7和图8所示,经换算可以得出:1/4循环长度为17 m时,每斗容量为4.25 t和5.0 t时,物料运输效率分别为454.75 t/h和525.749 t/h;1/4循环长度为20 m时,每斗容量为4.25 t和5.0 t时,物料运输效率分别为413.822 t/h和481.5 t/h;仿真结果与实验结果对比如表2所示。

2)运输物料油耗仿真验证

同样,测试时分别采用每斗的载重分别为4.25 t和5.0 t进行试验,每种工况下进行20 min左右的循环,最后算出其油耗。根据实际的运行情况,在模型中输入相应的计算参数进行仿真,仿真结果如图9、图10、图11和图12所示。

由图9、图10、图11和图12所示,经换算可以得出:1/4循环长度为17 m时,每斗容量为4.25 t和5.0 t时,循环油耗分别为54.1 m L/t和50.06 m L/t;1/4循环长度为20 m时,每斗容量为4.25 t和5.0 t时,循环油耗分别为59.8 m L/t和51.2 m L/t;仿真结果与实验结果对比如表3所示。

由表2和表3所示,本文搭建的ZL50装载机V形循环工况计算仿真模型在经济性计算方面误差均低于7%,满足工程计算的要求,计算模型较为准确,可以作为装载机开发阶段的评价依据,并且替代部分实验,节省实验费用,缩短开发周期。

3 结语

近年来,随着国内外油价的不断上涨,各装载机客户在关注装载机可靠性、动力性的同时,对经济性要求越来越高。而目前国内只是对装载机的动力性做了一定研究,并且有了一定的仿真能力。但是在经济性方面,都是通过实际的测试结果来评价,该方法周期长,费用高。而本文采用AMESim二次开发功能,国内首次成功开发了装载机V形循环仿真分析平台,通过与试验的对比,验证了模型的正确性,为装载机循环工况经济性分析提供了便利,填补了国内装载机经济性仿真分析平台的空白。

参考文献

[1]付永领,祁晓野.AMESim系统建模和仿真-从入门到精通[M].北京:北京航空航天大学出版社,2006.

[2]姚永玉,仝军锋.基于仿真的汽车动力性计算[J].拖拉机与农用运输车,2008,35(1):38-40.

[3]常绿,王国强,李春然.装载机性能仿真模块开发[J].农业机械学报,2007,38(1):55-57.

[4]David A Bradley,Derek W Seward.Developing real-time autonomous excavation-the LUCIE story.Proceedings of the 34th conference on decision&control[J].New Orleans,LA.1995:3028-3033.

[5]刘静,季晓明,潘双夏,等.基于Simulink的挖掘机液压系统建模与仿真技术[J].中国工程机械学报,2003(10):59-63.

[6]潘双夏,刘静,冯培恩,等.挖掘机器人虚拟样机的机电一体化建模与仿真[J].中国工程机械学报,2003(10):49-53.

V形切口 第8篇

当发电机并联于无穷大电网, 定子电压U=UN, 电机的电磁功率Pe恒定, 电枢电流I与励磁电流If的关系曲线, 即I=f (If) 。它能表明同步发电机在大电网上运行时如何合理地调节电机的无功功率输出。在额定电压下, 假设电机磁路不饱和, 空载特性为一条直线, 在标幺值下, 这样V形曲线I=f (If) 可转化为I*=f (E*0) 。

由文献[1-2]可知, 考虑到凸极机的气隙不均匀性, 将电枢磁动势和电枢电流I分解成直轴和交轴两个分量:

根据发电机惯例, 凸极同步电机的电动势平衡方程为:

直轴电枢反应电动势:

Xad称为直轴电枢反应电抗, Xaq称为交轴电枢反应电抗, Xσ称为漏电抗。

将 (3) 、 (4) 、 (5) 式代入式 (2) 可得:

根据上述式子可以画出凸极同步发电机的电动势相量图, 如图1所示。

图中, φ为功率因数角, Ψ0为内功率因数角。为了确定Ψ0, 在式 (6) 的等号两边同时, 可得:

引入虚拟磁动势, 绘制相量图如图2。

根据图2的相量几何关系, 可求得内功率因数角, 采用标幺值计算

因同步电抗通常远大于绕组电阻Ra, 所以式 (8) 可简化为

再观察图1的相量几何关系, 同样采用标幺值计算, 可得

根据式 (11) 、 (12) 就可简单地绘制出V形曲线了。

2绘制实例

以我公司出口泰国的一台水轮发电机为例, 发电机参数Xd=1.267, Xq=0.58, U*=1。不考虑电机饱和情况, 绘制发电机V形曲线。

为了便于计算和绘制, 取Pe=0.5, 1, 0三个值计算。对于每一个不为0的Pe值, 分别取φ=-60° (超前) , -45° (超前) , -30° (超前) , 0°, 30° (滞后) , 45° (滞后) , 60° (滞后) 。分别在EXCEL中用公式 (12) 、 (11) 、 (9) 、 (10) 和 (14) 进行计算可得结果, 如图3-5所示。

在EXCEL中, 以If*为X值, I*为Y值, 做出3条V曲线如图6。

同样, 可以将这些点描在AUTOCAD中, 用平滑曲线连接可以得到此机组的V形曲线, 如图7所示。

3结论

本文从凸极同步电机的电动势平衡方程出发, 通过简单的推导计算得到凸极同步发电机V曲线的表达式, 利用平时常用的EXCEL即可顺利计算, 并简单绘制V曲线, 对于没有条件进行复杂计算的工厂具有较好的实用性。

摘要：V形曲线是并联于无穷大电网的同步发电机, 保持有功功率不变时, 表示电枢电流I与励磁电流If的关系曲线, 它是同步发电机的重要运行特性曲线。介绍在没有条件进行复杂计算的情况下, 利用EXCEL简单计算并绘制凸极同步发电机的V形曲线。

关键词：凸极同步发电机,V形曲线,功率角

参考文献

[1]汤蕴璆, 史乃.电机学[M].北京:机械工业出版社, 2001.