间隙计算范文（精选5篇）

间隙计算 第1篇

但在实际教学过程中,学生之间的技能水平存在较大的差异,学生不能很好地对课题进行分析,不能把握课题的重点和难点,对加工工艺的路径无法很好地领悟,他们只想着把零件做好就算完成课题的训练,没有分析零件之间的相互关系,几个做好了就配,配不进去以后就锉,最后导致的结果是完成课题规定的工件在时间上来不及,尤其是课题的配合精度几乎是无法达到。这些是在教学过程中普遍存在的问题。为了要解决这个问题,就需要有一套行之有效的加工工艺和正确的测量和计算方法。

在实训过程中,要做到通过正确的加工工艺和测量、计算,保证课题的配合精度,就需要对配合间隙有很好地理解。

笔者认为,配合间隙的概念应与冲裁模的冲裁间隙概念一致,配合间隙也应分单边间隙和双边间隙。

在冲裁模制作加工时,一般情况下,要求的间隙如无特殊说明应该指的是双面间隙。为了在实训过程中能更好地掌握合理的加工工艺和正确的测量、计算方法,就有必要先了解一下相关知识和名词解释:

( 1) 间隙: 间隙是指孔的尺寸减去相配合的轴的尺寸之差,为正值。当孔为最大极限尺寸而轴为最小极限尺寸时,装配后的孔、轴为最松的配合状态,称为最大间隙Xmax; 当孔为最小极限尺寸而轴为最大极限尺寸时,装配后的孔、轴为最紧的配合状态,称为最小间隙Xmin。

( 2) 间隙配合: 间隙配合是指具有间隙 ( 包括最小间隙等于零) 的配合。

( 3) 配合间隙: 在模具结构中,冲裁间隙是指冲裁模的凸模与凹模刃口之间的间隙,分单边间隙和双边间隙,凸模与凹模间每一侧的间隙称为单面间隙,用C表示; 两侧间隙之和称为双面间隙,用Z表示,如无特殊说明,冲裁间隙就是指双面间隙。如图1所示:

下面就通过钳工实训中的一个典型实例来加以分析,阐述如何对工件进行测量,并与通过计算 ( 换算配合尺寸)的测量结果等有机结合,从而保证配合间隙,达到所需的配合要求。燕尾三角镶配为三件锉削镶配课题,如图2所示.

技术要求1. 以件 1 为基准,件 2、件 3 内腔配作;2. 配合间隙 ( 件 1 做 120°旋转) 均0. 04mm;3. 配合后,件 2、件 3 两侧错位量0. 06mm;4. 配合尺寸、平行度及孔距的检测应把件 3 翻转180°再测一次;5. 表面不允许有伤痕等缺陷。

其中操作训练的重点是: ①尺寸的控制; ②配合互换要求 ( 间隙、错位量) ; ③孔径及孔距的保证; ④具有控制双重对称度要求。

在实际操作过程中,我们要通过间接测量来保证尺寸的加工精度,而在加工时,件1、件2的精度就直接影响到了整个课题的配合间隙,下面我们就从件1、件2在加工时,出现的多种尺寸变化来分析对配合间隙的影响。

1. 测量与计算

件1是课题训练中的重点,它要保证360°±4',315±0. 03。在实操中会出现多种情况:

( 1) 当三个尺寸都为15.00时,正三角形的实际边长为15÷[tan﹙60°÷2﹚] 2≈51. 96。

( 2) 当三个尺寸都为最大15. 03时,正三角形的最大实际边长为15. 03÷ [tan ( 60°÷2) ] 2≈52. 07。

( 3) 当三个尺寸都为最小14. 97时,正三角形的最小实际边长为14. 97÷ [tan ( 60°÷2) ] 2≈51. 86。

而在实际制作过程中,三个15±0. 03很有可能会不一致,但能符合图纸要求,且都在公差范围内。

当实际测量结果为 ( A,B,C) , 此时正三角形的实际边长L不是以上值,就必须通过计算得出,可用公式计算: L= ( A+B+C-45. 00) ÷sin 60° + 51. 96,此公式只适用于正三角形边长的计算,如图3所示:

当实际测量结果为 ( 15. 01,14. 99, 15. 02) ,L = ( 15. 01 + 14. 99 + 15. 02 - 45. 00) ÷sin 60° + 51. 96 = 51. 98,件2燕尾尺寸就是以此尺寸作为基准来配作。

为保证配合间隙0. 04,件2最小配作尺寸为51. 98,最大配作间隙为51. 98+0. 04÷sin 60° = 52. 03,当51. 98制作尺寸52. 03时,件1与件2就可以进行试配,对配合过程中阻滞亮点进行微量精修,保证配合顺畅。

2. 配合间隙的测量

测量方法1: 拿0. 02mm和0. 03mm塞尺各一片,用0. 02mm塞尺先塞入配合燕尾两斜面中的任意一面,再用0. 03mm去塞另一斜面,当0. 03mm塞尺不能塞入或塞入长度不超过工件厚度的1/3就判定为合格,反之塞入长度超过工件厚度的1/3就判定为不合格。如图4所示:

测量方法2: 拿0. 05mm塞尺一片去塞配合燕尾两斜面中的任意一面,当0. 05mm塞尺不能塞入或塞入长度不超过工件厚度的1/3就判定为合格,反之,塞入长度超过工件厚度的1/3就判定为不合格。如图5所示:

用以上方法测量的前提是必须保证被测面的平面度和与大平面的垂直度, 这样才能保证配合间隙的要求,还可通过目测检查透光是否均匀。如果透光不均匀,应对检查零件的平面度和尺寸精度,进行测量和修整,使得最终的配合间隙符合图纸所需的要求。

间隙计算 第2篇

轴向力平衡好坏直接影响着泵的安全可靠运行,大部分多级泵的失效都是由于平衡盘的磨损和咬合造成泵的故障停机[1,2],因此轴向力平衡问题一直都是多级泵领域的研究重点。对于节段式多级泵,轴向力的平衡主要采用平衡鼓、平衡盘以及平衡鼓与平衡盘的联合机构。近年来部分学者改进了一些新型平衡装置以满足不同的结构和功能需要[3,4,5]。随着CFD技术的发展,通过研究平衡装置间隙内流场特性,得到轴向力平衡机理是最有效的研究手段之一,马旭丹等[6,7,8,9]通过间隙内流动的分析与数值计算研究了轴向间隙、径向间隙流场及动力学特性,验证了采用CFD技术研究间隙流动的可行性。本文在前人研究的基础上,采用Fluent软件对平衡装置间隙流动进行数值计算,研究平衡装置的平衡机理和间隙流场的压力分布,分析不同径向、轴向间隙平衡装置的平衡性能,为多级离心泵平衡装置的优化设计提供参考。

1 平衡装置的工作原理

本文研究的多级泵为节段式多级泵,轴向推力采用平衡盘和平衡鼓组合成的三间隙平衡装置平衡,如图1 所示。结构中设有止推轴承限制转子轴向窜动幅度。

1-平衡鼓;2-平衡套;3-平衡套压盖;4-平衡盘

在节段式多级泵中,平衡盘和平衡鼓装在末级叶轮之后并随转子一起旋转。平衡装置中有三个间隙:由平衡套和平衡鼓形成的径向间隙b1、平衡盘内端面与平衡套形成的轴向间隙b2以及平衡盘顶端与平衡盘压盖形成的径向间隙b3,平衡盘后面的平衡室与泵吸入口连通。从图1中可以看出,由于液流在经过平衡装置时存在进出口压头损失及沿程损失,末级叶轮后泵腔的液流在经过径向间隙b1、轴向间隙b2、径向间隙b3后,压力p3分别降为p4、p5、p6,直到平衡盘后面的压力p7,因此在平衡鼓、平衡盘前后产生了压差作用,使得平衡装置产生了一个与叶轮受到的轴向力相反的平衡力,用以平衡叶轮所受的轴向合力。

2 平衡装置间隙流场数值计算

2.1 计算模型

本文设计的平衡装置结构尺寸见表1所示。该装置泄漏量较小、结构较紧凑、平衡盘恢复力合适。使用Pro/E软件建立平衡装置水体模型,模型从平衡鼓前腔体到平衡盘后腔体,如图2 所示。由于平衡盘各间隙的长径比较大,因此划分网格时,对于径向间隙,先对间隙内水体作较小的面网格的划分,然后以面为网格源,再沿轴向进行较大体网格的划分。对于轴向间隙,先对间隙壁面作较大的面网格划分,以壁面为源网格,在沿轴向进行较小的体网格划分。划分结果如图3,网格总数为694 249,节点数为895 631。

2.2 计算方法

基于商用CFD软件FLUENT进行流场计算。对基本方程的离散差分主要用如下格式:速度项、紊动能项和紊黏性系数项采用二阶迎风差分格式,压强项采用二阶中心迎风差分格式。求解方法选用SIMPLY算法,为了加速收敛,求解压强项时松弛系数为0.3,速度项为0.2,紊动能耗散率项为0.2。

(1)选择流动模型。

假设液体为黏性不可压流体,液体的运动黏度为常数,流动是定常的。流动基本方程为圆柱坐标下的连续方程、圆周方向的动量方程、径向动量方程和轴向动量方程。采用k-ε紊流模型,标准k-ε湍流模型封闭方程组形式如下:

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式中:P*为包含了湍流能的折算压力,它等于静压力P和离心力之和;μe为有效黏性系数,它等于分子黏性系数和湍流涡黏性系数之和,即μE=μ+μT。pk是湍动能的生成项。模型常数取:Cμ=0.09,C1=1.44,C2=1.92,σk=1.0,σε=1.3。

(2)边界条件。

进口边界条件:由于建模是从末级泵腔平衡套的半径处开始,因此进口边界定义为压力进口,进口静压采用数值计算出的静压力值,压力设为5 735 197 Pa。

出口边界条件:因为平衡装置最后必须回流到泵的进口,因此定义出口边界为压力出口,压力值为回流管压力降,约49 kPa。

壁面:定义平衡盘与平衡鼓壁面为旋转壁面边界,转速为2 950 r/min,从进口方向看为顺时针。其他壁面为静止壁面。

通过网格无关性分析后,进行定常计算,求解大约进行到374步后,残差达到规定精度,计算结果收敛最后保存数据文件。

2.3 内部流动的静压力分布

进行平衡装置内部流场的数值模拟,得到静压分布如图4所示。图4(a)为平衡鼓前端面即末级叶轮后泵腔半径64.5 mm处到轮毂处的压力分布。图4(b)为平衡盘前端面静压分布,反映了间隙b2内流体流动的压力变化,流体从中段空腔流入间隙b2时有比较大的进口损失,同时静压力沿径向线性下降。图4(c)为平衡鼓转动壁面静压分布,从图中可以看出间隙b1的静压沿轴向分布情况:沿着液体流动方向,其压力从5 710 644 Pa线性下降到1 365 756 Pa,也有较大的进口损失和出口损失。图4(d)为平衡盘后端面的静压力分布。图4(e)为平衡盘顶端转动壁面静压分布,反映了间隙b3的压力分布情况,与间隙b1相类似,压力呈线性变化且进出口压力损失较大。图4(f)为整体间隙流动的静压分布云图,从图中可以看出,平衡装置中平衡鼓进口处压力相对较大,是平衡装置关键受力部位;整个平衡盘流动基本是轴对称的,静压力的分布比较规则。

2.4 间隙变化对流动的影响

为了研究径向间隙变化对本装置灵敏度和泄漏量的影响,在保证平衡装置平衡力大小不变的情况下,保持平衡盘间隙不变,改变平衡套径向尺寸与平衡鼓尺寸,可以得出灵敏度与泄漏量关系曲线,模拟结果如图5所示。从图中可知,在间隙b2、b3尺寸不变的情况下,改变间隙b1,灵敏度越高,泄漏量相对变小。

为了研究轴向间隙变化对本装置平衡力产生的影响,对不同轴向间隙进行数值模拟,可以得到平衡盘轴向位移与平衡力变化的关系曲线,结果如图6所示。从图中可以看出,当设计灵敏度在0.26时,平衡力在间隙0.1～0.3 mm之间的可变动范围为-1 539.51～11 646 N,当平衡盘向泵吸入口方向移动即b2减少时,平衡盘产生的作用力非常大,能防止由于轴向力波动导致的平衡盘磨损或咬合。当平衡盘向电机方向窜动,也就是b2增大时,平衡装置也有足够的回复力使其复位,由于增设了止推轴承,避免了平衡盘往电机方向有过大的窜动。因此,本文设计的轴向力平衡装置能满足多级泵的轴向力平衡要求,并在间隙为0.2 mm时装置剩余平衡力最小,平衡效果最好。

3 平衡力计算结果对比分析

通过数值计算得到平衡装置间隙各位置处的静压力值,如表2所示。并计算得出平衡装置泄露量为1.43 kg/s,相对泄露量为2.3%。中段1(间隙b1与间隙b2之间的空腔部分)和中段2(间隙b2与间隙b3之间的空腔部分)也存在一定的压力变化,由于变化并不大,在理论计算中可以忽略不计。由FLUENT中Force Report工具计算得出平衡装置各轴向端面的受力大小,其中平衡鼓前端受力、平衡盘前端受力和平衡盘后端受力的总和便为平衡装置的总平衡力,大小为-44 592 N。

在江苏大学具有1级精度的闭式试验台上进行压力分布测量试验,分别在末级叶轮后泵腔、平衡盘后腔出口处开设测压孔,测得平衡鼓、平衡盘前后压力差,并推导出平衡装置的总平衡力。试验中,压力表与泵腔的压力接头使用DN6 mm的测压软管连接。压力表采用标准压力表,等级精度为0.4级,量程为1.6 MPa。试验推导值与数值计算结果如表3所示。

从表3中可以看出,转子轴向力的试验推导值与模拟结果相差901.7 N,误差为2.1%,平衡装置平衡力计算结果比较接近,误差为5.1%。由于平衡盘一直处在动平衡过程,加上设有止推轴承,差值在允许误差范围之内。因此,通过数值模拟计算轴向力平衡的方法是可靠的,平衡装置结构设计合理,满足平衡要求。

4 结 论

平衡装置间隙内部流场压力沿着液体流动方向呈线性下降趋势。改变径向间隙b1,泄漏量随着灵敏度的增加相对变小,剩余平衡力随着轴向间隙的增大呈非线性变化,并在间隙为0.2 mm时剩余平衡力最小, 装置平衡效果最好。

通过数值模拟与试验推导结果对比分析可知,平衡装置平衡力计算结果误差为5.1%,由于平衡盘一直处在动平衡过程,加上设有止推轴承,差值在允许误差范围之内。说明数值计算结果是可信的,平衡装置设计合理。

摘要：轴向力平衡好坏直接影响着多级离心泵的安全可靠运行。基于Fluent商用软件,采用标准k-ε湍流模型、SIMPLE算法对节段式多级离心泵的平衡装置间隙流场进行数值计算,研究平衡装置的平衡机理和间隙流场的压力分布,分析不同径向、轴向间隙下平衡装置的平衡性能,通过静压积分求得平衡装置的总平衡力。结果表明,间隙内部压力沿着液体流动方向呈线性下降趋势,进出口处均有明显压头损失。径向间隙变化对装置灵敏度和泄漏量产生较大影响,剩余平衡力随着轴向间隙的增大呈非线性变化。与压力分布试验推导结果对比分析,平衡装置平衡力计算结果误差为5.1%,差值在允许误差范围之内,说明数值计算结果是可信的,平衡装置设计合理。

关键词：多级离心泵,平衡装置,间隙,数值计算

参考文献

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间隙计算 第3篇

采用高次模式工作的多注速调管具有许多优点和广泛的应用前景[1]。输出腔间隙阻抗的频率特性不仅决定了输出带宽, 而且对整管的效率有较大影响[2].根据速调管谐振腔中驻波的互作用原理, 输出功率基本上正比于输出腔的等效间隙阻抗实部, 若输出腔直接耦合均匀的传输线, 一般都达不到所要求的带宽, 因此必须在输出传输线中设计滤波器结构[3]。本文以工作在高次模TM410同轴单间隙腔输出回路模型为例, 设计输出腔及波导参数, 使其工作在谐振频率9.8GHz附近, 用运CST模拟仿真软件、场分析法计算公式分别模拟计算在不同波导波长情况下的间隙阻抗[4,5,6,7]。固定一组膜片位置, 另一组膜片位置改变, 计算对应谐振频率时的间隙阻抗值。

图 1 带漂移管的同轴腔 (a) , 漂移管结构 (b) , 漂移管俯视图 (c)

2 同轴腔及其高阶TM410 模式

工作在TM410模的同轴输出腔內设置有8 个供电子束流通的漂移管, 漂移管的中心均匀地分布在半径r=22.85mm的圆周上, 漂移管在该圆周上相邻450均匀分布如图1 所示[8]。为了使工作模式的轴向电场分布均匀、抑制模式旋转, 在两漂移管之间设置尺寸稍小的漂移管。其尺寸参数如下表1。

工作在TM410模的具有8 个漂移管的同轴输出腔, 其中漂移管的中心均匀的分布在半径r=22.85mm的圆周上, 漂移头在该圆周上相邻450均匀分布如图1 所示。为了使工作模式场分布均匀、抑制模式旋转, 在两两漂移管之间设置尺寸较小的漂移管。其他尺寸参数如下表1:

图2 是根据以上结构参数设计通过CST模拟得到单间隙同轴腔T M4 1 0模加载内置两组膜片的电场分布图, 由图中可以看到电场很均匀的分布在8 个漂移管中心位置处, 且偏转量很小。

3 输出回路的间隙阻抗

输出回路包括同轴谐振腔和输出波导两部分, 其中谐振腔的侧壁开一耦合口将连接输出波导。图3 为输出回路的结构。

输出波导中的平均输出功率为当输出波导为矩形波导时, 上式化为

式中为矩形波导TE10模的波阻抗, α 为波导宽边长度。间隙电压V的幅值定义式为:式中E为积分路径l1~l2上的高频电场幅值。对于多注或多间隙谐振腔, 需要沿每个电子注通道或对每个间隙分别作电场线积分, 从而求得相应的间隙电压。[9]

这样就可以得到间隙阻抗为即

4 间隙阻抗与输出波导的长度无关

在单间隙腔外接一个滤波腔 (滤波器) 形成双调谐电路, 滤波腔是一个无源网络, 这种双调谐回路的耦合作用比单间隙输出腔在更宽的频带范围内提供了最佳作用阻抗。其带宽是无滤波器单间隙输出腔的2~2.4倍。当采用两节或更多节的滤波腔输出电路时, 可获得更宽的输出带宽。[10]下面是TM410模同轴单间输出腔改变波导长度模拟计算得到对应的间隙阻抗, 其中两组膜片的位置分别设置在λg/2和λg处, 其中λg的计算公式为

带入数据得λg=39.76mm, λg/2=19.88mm.

场分析法以三维电磁场软件计算为基础, 利用数值分析的手段, 模拟出电磁场的分布和幅值。然后对个部分场量进行提取和积分, 以及对场型模式进行分析, 从而导出输出回路需要的各参数的方法。

调整谐振腔内部包括漂移管结构参数, 使工作的谐振频率在9 . 8 G H z附近, 图4 为波导长度l = 4 7 .64mm, l=59.64mm和l=73.64mm, 既l=5 λg/4, l=3 λg/2 和l=7 λg/4 时, 谐振腔及波导取表1 参数时得到的群时延曲线.图5 为在谐振频率时间隙阻抗随波导长度变化曲线图。

由图4可知, 由上面给出的所有参数设计的同轴单间隙TM410模输出回路在波导长度取不同值时, 群时延曲线几乎重合, 且谐振频率均为9.8GHz.这样波导长度的改变对工作频率没有影响。图5中在工作在谐振频率f=9.8GHz不同波导时, 间隙阻抗几乎没有大幅度的变化, 说明波导长度的改变对间隙阻抗也没有影响。

5 波导内横向电感膜片间距对间隙阻抗的影响

内置横向膜片的波导带通滤波器的等效电抗与波导的传输常数成正比。经模拟计算发现, 在矩形波导中轴向某一位置处加一组对称横向电感膜片, 要想使中心频率接近工作频率, 此时得到的带宽较窄。[11]故采用带有两组对称电感金属膜片的矩形波导滤波器, 其结构如图4.1 所示。其中l为两组膜片的间距, a和b分别为矩形波导横截面的宽边与窄边尺寸。

固定一组膜片位置, 设计其距波导始端为19.88mm位置处, 即λg/2 处。第二组膜片距前一组膜片距离l为变量。图5 为间隙阻抗随两组膜片间距l变化的曲线。l取7.94mm~29.82mm。对应的谐振频率几乎不变。

由图5 可知膜片间距对间隙阻抗值有很大影响。在膜片相距l=13.94mm间隙阻抗取得极大值1154.5 Ω, 而在膜片间距为l=17.94mm时, 间隙阻抗取得最小值151.9 Ω。即, 膜片间距仅改变了4mm, 而间隙阻抗竟相差近八倍!

6 结束语

设计了单间隙同轴腔高阶橫磁TM410谐振模式对应的带漂移管的腔体结构, 利用CST模拟仿真和场分析法公式计算分析了波导长度对工作频率和间隙阻抗没有影响。波导内膜片间距取不同值时, 对间隙阻抗有很大影响。分别找到间隙阻抗取极大与极小值时, 对应的膜片间距。本文对于同轴谐振腔输出回路的设计具有参考意义。

摘要：场分析法能够有效的计算出加载滤波器单间隙输出回路间隙阻抗的实部。设计了同轴单间隙TM410模输出腔的结构。由场分析法模拟计算和分析了矩形波导长度和波导内膜片间距对间隙阻抗的影响。在谐振腔结构参数一定时, 波导长度的改变对间隙阻抗没有影响, 而膜片间距的改变对间隙阻抗有较大的影响。

关键词：单间隙同轴腔,TM 410模,场分析法,间隙阻抗

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论冲裁间隙 第4篇

1 冲裁机理

图1所示为现典型的冲裁件，其断面的各部分名称及符号如图所示：

t.材料厚度;f.平整度;△.光亮带;h.毛刺;x.不垂直

冲裁过程可简单地分为弹性变形，塑性变形阶段及断裂阶段。

1.1 弹性变形阶段

板材在凹凸模作用冲裁圆形零件的受力情况如图所示，由于凹凸模刃口之间代表存在着间隙(Z双)，故P不作用在一条直线上在P作用下产生弯距M，在M的作用下，板材上表面相对凸模向内滑动，材料下表面有向凹模型腔内滑动的趋势，当最大剪应力达到某一临界值时，材料开始进行塑性变形，材料先从凹模刃口附近进入塑性变形。

1.2 塑性变形阶段

随着凹模行程的继续，板料在凹模刃口侧壁先进入塑性变形，然后在凸模刃口附近侧壁亦进入塑性变形，这些塑性变形未完慢慢扩大并互相衔接。凸凹模对板料的侧压力及摩擦力，其方向由材料的塑性流动来决定。材料所受的外力除P凸、P凹外还有图示各力所形成的弯矩M，由于弯矩的存在以及材料的塑性流动，使零件的塌角R及零件的平面度成为不可避免。

1.3 断裂阶段

裂纹首先发生在凹模侧面，随后裂纹发展并产生第二、第三条微裂纹，裂纹的根部则汇集在主裂缝。与此同时，在凹模侧面产生裂缝之后，凸模侧面亦产生裂纹，以同样的方式成长，上下两裂纹汇合就使板料分离。裂纹形成后在弹、塑性变形阶段积蓄在板料内部的应变能得到迅速的释放，裂纹迅速地向板料内部扩展。如果间隙合适，则上下两主裂纹重合，否则都将在两主裂纹之间再产生第三主裂纹。

2 其它因素对冲裁间隙影响

2.1 抗冲裁强度

冲裁过程中板料并非处于纯剪切状态，而是以剪切为主同时存在弯曲、拉伸、挤压等组合变形，纯剪切只会发生于间隙为零的冲裁过程，这在生产中是难以实现的。另一方面，随着相对间隙的不同，弯曲、拉伸、挤压等变形的程度也不同，因此通常采用的决定于材料种类与供应状态的抗剪强度于冲裁过程中必然带来一定的误差，这种误差的大小是随着相对间隙的变化而变化的。从生产实际出发，冲床的运动速度与液压机不同，因而在运动速度不同的压力机进行冲裁，材料的变形速度也不同。应当以冲床进行冲裁的变形速度为前提，以剪切、弯曲、拉伸、挤压的组合变形为对象，根据不同的相对间隙所获得的抗冲裁强度，作为计算冲裁力的依据，才符合生产实际。

2.2 冲裁精度

所谓冲裁精度应当是指冲裁件的实际尺寸与名义尺寸的差值，在研究冲裁精度时，为同时说明冲裁件与凸凹模相对尺寸的关系，往往采用落料件的外形尺寸与凹模尺寸的差值以及冲孔件的内形尺寸与凸模的尺寸差值表示冲压件的精度，落料件的精度凹-件为：

式中：D凹为凹模实际尺寸;D件为落料件的实际尺寸。

对于冲孔件其精度δ凸-孔：

式中：D凸为凸模实际尺寸;δ孔为冲孔件的实际尺寸。

当相对间隙小时，落料尺寸变化较大;当相对间隙增大到某一范围时，落料尺寸变化不大，当超过这一范围后，落料尺寸又剧烈变化。对于大部分材料而言，落料尺寸可能等于或大于凹模尺寸。冲孔件尺寸可能等于或小于凸模尺寸，均处于冲裁精度剧烈变化的第一阶段。在这一阶段冲压件与凸凹模刃口磨损严重，是降低模具寿命的重要因素之一。对于大部分材料而言，落料尺寸小于凹模尺寸或冲孔件尺寸大于凸模尺寸均处于冲裁精度较稳定的第二阶段。在这阶段由于冲压件与凹凸模之间摩擦显著减小，故可显著提高模具寿命，所以应作为选择凹凸模间隙的重要依据之一。但是随着间隙的增大，由于零件径向回弹力较大(落料尺寸缩小，冲孔件尺寸增大)容易造成冲压件尺寸超差。因此，当采用合理大间隙时，凹凸模工作部分的尺寸与公差的计算公式应作如下修正。

对于落料件，当零件的尺寸与公差为D-△+O时，凹、凸模尺寸与公差为：

式中：D凹为凹模名义尺寸;D件为落料件的名义尺寸;D凸为凸模名义尺寸;Z双-凸、凹模双边间隙;△为冲压件公差带;△X为修正系数，取0.5-1.0(决定于冲压件的精度);δ凸为凸模制造允差;δ凹为凹模制造允差;δ凹-件为间隙修正系数，可根据材料的种类与厚度的曲线值找查。

对冲孔件，当孔的尺寸与公差为孔时，凸、凹模的尺寸与公差为：

式中：δ凸-孔为间隙修正系数，可根据材料的种类与厚度的曲线值找查

2.3 断面形式

冲裁件的断面质量是反映冲裁件质量的主要标志之一，而断面质量的许多指标(包括冲裁件的断面形式，毛刺高度，光厚比，平整度及不垂直度)，与相对间隙有很大关系，冲裁件的断面形式决定于相对间隙与材料的机械性能。

2.4 毛刺高度

冲裁件的毛刺是不可避免的，如果相对间隙合理即上、下刃口的主裂纹之间产生第3条裂纹，当间隙过大或刃口由于磨损而出现圆角后，因材料在刃口处的应力集中的程度削弱，这进裂纹的出现位置离开刃口更远一些，冲压件的毛刺高度更高一些。由于这些毛刺的根部较宽，并与冲裁件紧密结合，为不易去除的毛刺。当间隙过小时，毛刺也很大，这是因为上、下主裂纹中间的多余材料在凸模下行是互相剪切与以挤压，除一部分被挤到断面上的凹陷处之外，尚有一部分被挤到冲压件边缘，从而形成根部较窄高度较高的毛刺，但是，这种毛刺进属于多余材料附着于冲裁件边缘，与冲裁件结合力较差，所以是易去除毛刺。

凸模或凹模的刃口磨钝后，可以看成为间隙增大了，也会使制件产生毛刺。凸模刃口磨钝后，裁制件上端有毛刺，而凹模刃口磨钝后，就会使所冲的孔上留下毛刺，如果凸模和凹模的刃口都同时磨钝了，在裁制件的外缘和板料孔上都会留下毛刺。但如果刃口磨钝时，虽然用相当小的间隙，也会产生毛刺。刃口磨钝了和有不正确的间隙时有同样的不良后果。冲裁件的毛刺的高度决定于材料的种类与相对间隙。

2.5 光厚比

光厚比是指第一光亮带与材料厚度的比值，板料在冲裁过程中断面上所出现的光亮带，在某些情况下，可能出现双层光亮带，当相对间隙过小时，由于上、下刃口产生裂纹不重合，中间一部分材料在凸模继续下行使落料件与板分离时又发生互相剪切与挤压，把一部分材料挤到断面的凹陷处而形成第二条光亮带与光亮点。当微间隙时双层光亮带又联成一片，光亮带的大小决定于相对间隙与材料的种类。

2.6 平整度

所谓平整度是指圆角的高度与材料厚度的比值，圆角区的形成是由于冲裁过程中板料在弯矩的作用下发生的塑形变形。平整度的大小决定于相对间隙与材料种类，相对间隙增大，板料在冲裁时所承受的弯矩也增大，弯曲变形程度亦增大，所以平整度较差。

2.7 不垂直度

板料在冲裁过程中由于上、下产生裂纹不垂直表面，所以当零件与板料分离后其断面是不垂直于表面的，这就造成剪切断面的不垂直度。剪切断面的不垂直度主要决定于相对间隙，断面垂直度随着相对间隙的增大而增大。

2.8 模具间隙与冲压件质量的关系

模具间隙主要影响冲裁件断面质量、形状精度和尺寸精度。

(1）间隙对断面质量的影响

冲裁件的断面质量由光亮带、断裂带、断面斜角、冲裁圆角及毛刺，在间隙在合理的范围内时，由凸模和由凹模刃边出发的两条剪裂缝会重合起来，这样就能得到品质优良的剪裁表面，没有裂纹和毛刺。若在裁件下部分靠近凸模的地方就略呈锥形，表面浑暗而粗糙，边沿尖锐。这样所得到裁件切面并不是完全垂直的。

当间隙小于合理范围时，上下两个剪裂缝就不会重合，而是隔着一定的距离而彼此平行，这样得到的剪切表面在两缝之间就有裂缝、分层现象和毛刺。因为凸模和凹模间的摩擦较大，结果在裁件的上部又形成了第二个发亮的狭带，在上面有很长的毛刺、不光整的齿状边和愈上愈宽的小锥形体。如果间隙成了负的了(即凸模大于凹模)，则所得到的裁件，下部与板料的平面垂直，上部成了倒的锥形体。间隙过小时，冲裁力会大增，模具的上下刃口加速磨损，有时还会导致细小冲头的折断。

在间隙大于合理范围时而板料厚度又很小的情况下，板料将被拉入凸模和凹模的间隙中去，产生拉伸现象后才被拉断，这样得到的裁制件在它的剪裁面上有显著的拉断毛刺，而且边棱处的圆角很大。有时废料还会往上带，不容易落入凹模孔中。在冲裁较厚的板料而且间隙很大时，裁制件在靠近在凹模的刃口处及冲孔件靠近凸模的刃口都会出现很大的圆角。

当凸模和凹模的配合间隙分配不均匀时，也会影响到制件剪裁面的质量。这时一部分的裁面会是好的，而另一部分则会有毛刺(间隙过大或过小)。此外，不均匀的间隙的分配，还会使部分的刃口磨钝及其所产生的不良后果，如制件的剪裁质量不高和增加所需要的冲裁力和功。在板料较厚的情况下，不均匀的间隙分配还会产生侧向推力将小孔冲头扭断。所以合理的间隙应当能保证裁制件的剪裁面没有被撕裂、也没有裂纹和毛刺，另外还可提高冲模的耐用度和降低冲裁力。

(2）间隙对形状精度的影响

不论落料冲裁件还是冲孔冲裁件，一般都不平整，有挠曲现象，间隙愈大，挠曲深度愈大，为了克服挠曲现象，可以采用有压料板和顶板的模具结构。

(3）间隙对尺寸精度的影响

当间隙较小时，冲裁件往往出现弹胀现象，即材料压缩变形。冲裁后垢弹性恢复，使落料件外形尺寸增大(大于凹模尺寸);使冲孔件尺寸缩小(小于凸模尺寸)。当间隙过大时，拉应力的作用超过压应力的作用，冲裁过程中有拉伸的性质，冲裁后有反向回弹，因而使落料件外形尺寸缩小(大于凹模尺寸)，使冲孔件尺寸增大(大于凸模尺寸)。

由于对尺寸精度较高的冲裁件采用较小的间隙值，所以经常发生的是冲裁的弹胀。弹胀由两部分组成;主要部分是冲裁件的机械回弹，另一部分是在冲裁断面上歪扭的金属晶格向受力的相反方向微量滑移。间隙愈小，相对的弹胀值愈大。因此，要使冲裁件尺寸精度得到保证，合理的间隙值是非常重要的，只有采用合理间隙值才能使弹胀具有稳定性和规律性。

弹胀值与材料性质也有关系，粗略地说，材料的抗剪强度愈大，弹胀值也愈大。但是，总的来说，金属材料的弹胀值一般都很小，对于尺寸精度要求不高的冲裁件，可以不必考虑。

弹胀值还与模具的卸料方式有关，有卸料板(顶板、推板等)的卸料方式比用漏料方式所得的落料件弹胀值要小得多。此外，用弹性卸料板方式卸料，同时还起到压料作用，可使冲裁件的挠曲减小，平整度增高。

(4）合理间隙的选择

杨树间隙如何清除杂草 第5篇

1 中耕除草

松土除草对幼林生长影响极大，能防止杂草与幼树争夺水分和养分，提高土壤通气性，促进土壤微生物繁衍和土壤有机物的分解。如林下无间作植物，从第1年开始，可以在幼草萌发期，用小型机械大面积中耕除草，可以有效预防杂草的大面积滋生。如林下有间作植物，可采用下列措施：

1.1 造林第1年

第1次松土除草在5～6月份进行，一般流动沙地、半固定沙地、固定沙地经过提前整地的林地，在6月份按树盘1m见方穴状松土除草;7月份在行间靠近树两侧采用机械旋耕方式松土除草，株间人工锄草;第3次在8月份进行，在株间两侧1m宽距人工锄草松土。

1.2 造林第2年

第1次松土除草在6月份进行，在株间两侧lm宽距人工锄草松土;第2次于7月份在行间靠近树两侧采用机械旋耕方式松土除草，7月下旬在株间人工锄草松土。

1.3 造林第3年

由于林间郁闭度较高，不适合林下作物生长，一般在5月份开始采用机械全面松土除草1次。

2 化学除草

2.1 除草剂选用

2.1.1内吸传导型广谱灭生性除草剂如草甘膦、扑草净、春多多等。能杀死40多个科百余种杂草, 防除窄叶杂草 (如禾本科) 能斩草除根, 但防除豆科杂草效果不好。无环境污染, 主要用于苗圃步道及园林大树下喷洒, 不适宜于小苗苗床。

2.1.2广谱触杀型茎叶除草剂如克无踪、刹无松等。能杀灭大部分禾本科及阔叶草, 只对绿色组织起作用。在实际应用中, 见效快, 成本低, 无污染, 但对阔叶草效果会略有影响。像马齿苋阔叶草等生命力顽强, 根部在适宜的条件下会重新生长, 除阔叶草不彻底。

2.1.3选择性广谱阔叶杂草除草剂如阔叶宝、果尔等活性高。对多种阔叶恶性杂草有特效, 作用迅速, 在光照条件下杂草几小时即有显著受害症状, 在土壤中易分解, 对下茬作物安全, 施药期宽, 可视草情施药。

一般选择2种类型药液混合，对清除各类杂草效果显著。注意喷洒化学除草剂，应选择晴朗、无风的天气，安装定向喷头，防止药液飘移对苗木叶面造成伤害。

2.2 使用化学除草剂应注意下列事项

2.2.1须注意化学除草剂的选择性、专一性、时间性。不可误用乱用除草剂, 防止杀死树苗。

2.2.2严格掌握限用剂量。应综合具体土质、考虑农田小气候, 严格按药品说明的剂量范围、用药浓度、用药量使用。如一般贫瘠沙性土壤除草施药渗透性很大, 药材易受药害, 用药量要小, 甚至忌药;多雨季节土壤墒情好, 应低剂量用药;杂草出芽整齐、密度低, 剂量应小些。

2.2.3合理混用药剂。2种以上除草剂混合使用时, 要严格掌握配合比例和施药时间及喷药技术, 并要考虑彼此间有无拮抗作用或其他副作用。可少量试验再确定使用。此外, 还要注意混合剂增效功能, 以免发生药害。

2.2.4掌握好施除草剂的最佳时间和技术操作要领。妥善保存好药剂, 防止错用, 并搞好喷药器具的清洗, 以免误用, 使其他作物产生药害。

2.2.5注意环境条件对除草剂的影响。温度、水分、光照、土壤类型、有机质含量、土壤耕作和整地水平等因素, 都会直接或间接影响除草剂的除草效果。