成型参数

成型参数（精选七篇）

成型参数 篇1

关键词：辊弯成型,变形能,成型力矩,成型力

成型力矩和成型力是辊弯成型力能参数中十分重要的两个参数。但是由于辊弯成型过程的复杂性,国内外对辊弯成型力能参数的系统研究都很少,得出的一些计算公式也都有很大局限性。文献[1,2,3,4,5]分别从不同方面对力能参数进行了研究,本文主要是从辊弯成型过程中的能量入手来解析成型力矩和成型力,并做出分析。

1 辊弯成型过程中总功和总功率

由文献[6]知辊弯成型变形能由两部分组成即翼缘区和圆角区变形能组成,其变形能的泛函表达式为:

U=K1${\displaystyle \underset{0}{\overset{l}{\int }}}$$\left[\left(\frac{\text{d}\phi }{\text{d}x}\right){}^{2m+2}+k\left(\phi -\phi {}_0\right)\right]\text{d}x$ (1)

弯曲角的表达式即:

$\phi \left(x\right)=\phi {}_0+\text{Δ}\phi \left(\frac{x}{l}\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}$ (2)

式中,l为变形区长度,其计算公式为:

$\frac{l}{b}=2\left(m+1\right)\left[\frac{m+2}{2m+3}\frac{b}{h}\left(\frac{R}{h}\right){}^m\right]{}^{\frac{1}{2m+2}}\left(\frac{\Delta \phi }{2m+1}\right){}^{\frac{2m+1}{2m+2}}$ (3)

把式(2)和式(3)两项参数代入到式(1)中解析可得辊弯成型过程总功为:

$\begin{array}{l}U={\rm K}{}_1{\displaystyle \underset{0}{\overset{l}{\int }}\left[\left(\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\times \frac{2m+2}{2m+1}\right){}^{2m+2}X{}^{\frac{2m+2}{2m+1}}\text{d}X+{\rm K}{}_1{\rm K}{\displaystyle \underset{0}{\overset{l}{\int }}\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}}X{}^{\frac{2m+2}{2m+1}}\right]}\text{d}X=\frac{2m+1}{4m+3}\\ {\rm K}{}_1\left\{\left[\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\times \frac{2m+2}{2m+1}\right]{}^{2m+2}+{\rm K}\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\right\}L{}^{\frac{4m+3}{2m+1}}\end{array}$

总功率:$U=\frac{\text{d}U}{\text{d}{\rm T}}={\rm K}{}_1$${\displaystyle \underset{0}{\overset{l}{\int }}}$$\left[\frac{\text{d}\left(\frac{\text{d}\phi }{\text{d}x}\right){}^{2m+2}}{\text{d}t}+\frac{\text{d}\left[{\rm K}\left(\phi -\phi {}_0\right)\right]}{\text{d}{\rm T}}\right]\text{d}X=V{\rm K}{}_1\left\{\left[\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\times \frac{2m+2}{2m+1}\right]{}^{2m+2}+{\rm K}\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\right\}L{}^{\frac{2m+2}{2m+1}}$

2 成型力矩和成型力计算

因为$v=r\omega \omega =\frac{v}{r}{\rm M}\omega =\frac{\text{d}U}{\text{d}t}=u$

所以成型力矩${\rm M}=\frac{u}{\omega }=\frac{u}{\frac{v}{r}}=\frac{ru}{v}$

$\begin{array}{l}\text{即}\text{成}\text{型}\text{力}\text{矩}{\rm M}=rk{}_1\\ \left\{\left[\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\times \frac{2m+2}{2m+1}\right]{}^{2m+2}+{\rm K}\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\right\}L{}^{\frac{2m+2}{2m+1}}\end{array}$

其中:v为板材速度,r为轧辊半径,ω为轧辊角速度。

而在研究成型力时是根据能量即外力做功等于内力功来计算的。

因为$\overline{F}S=US=\frac{b}{2}\Delta \phi$所以$\overline{F}=\frac{U}{S}=\frac{2U}{b\Delta \phi }$

$\begin{array}{l}\text{即}\text{成}\text{型}\text{力}\overline{F}=\frac{2\frac{2m+1}{4m+3}{\rm K}{}_1\left\{\left[\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\times \frac{2m+2}{2m+1}\right]{}^{2m+2}+{\rm K}\frac{\left(2m+1\right)k{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\right\}L{}^{\frac{4m+3}{2m+1}}}{b\Delta \phi }=2\frac{2m+1}{4m+3}{\rm K}{}_1\\ \left\{\left[\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\times \frac{2m+2}{2m+1}\right]{}^{2m+2}+{\rm K}\frac{\left(2m+1\right){\rm K}{}^{\frac{1}{2m+1}}}{\left(2m+2\right){}^{\frac{2m+2}{2m+1}}}\right\}\left\{2\left(m+1\right)\left[\frac{m+2}{2m+3}\times \frac{b}{h}\left(\frac{R}{h}\right){}^m\right]{}^{\frac{1}{2m+2}}\left(\frac{1}{2m+1}\right){}^{\frac{2m+1}{2m+2}}\right\}{}^{\frac{4m+3}{2m+1}}\left(B{}^{\frac{2m+2}{2m+1}}\Delta \phi {}^{\frac{2m+1}{2m+2}}\right)\end{array}$

此即为得出的成型力数学计算模型。

3 成型力矩、成型力影响因素分析

为了分析影响辊弯成型力矩的各个要素,在研究时采取其他因素不变,取定值,只对要考察的那个因素取变量来分析。取材料为Q235钢,弯曲半径R=5 mm,材料应变强化指数m=0.1,翼缘腿高b=25 mm,板厚取1 mm,弯曲角增量 Δφ=pi/12弧度,轧辊半径R=75 mm,材料应变强化系数根据Q235钢的应力应变曲线插值得B=360;如图1所示。

3.1 板厚h对成型力矩和成型力的影响

在其他参数不变,取值如上所述,只对板厚h取变化时得对成型力矩和成型力影响如图2。

从图2(a)中可看出随着h值的增大成型力矩M也成指数形式增大;

从图2(b)中可知当材料厚度h从0.5 mm开始增大时成型力F的值随着显著增大。

3.2 弯曲半径R对成型力矩和成型力的影响

在其他参数不变,取值如上所述,只对弯曲半径R取变化时得对成型力矩和成型力影响如图3。

从3图(a)中可看出随着R的增大成型力矩M的值以指数形式下降;

从3图(b)知当弯曲半径R从1.5 mm开始变化时,成型力F随着R值的增大而显著减小,F与R成反比。

3.3 弯曲角对成型力矩和成型力的影响

在其他参数不变,取值如上所述,只对弯曲角取变化时得对成型力矩和成型力影响(图4)。

从4图(a)中可看出随着弯曲角的增大成型力矩M的值成线性增大;

从4图(b)知当弯曲角增大时,成型力F增大。

3 结论

通过对辊弯成型过程变形能的研究,根据内外力做功相等原则,推导出了辊弯成型力矩和成型力的数学计算表达式;分析了板厚,弯曲半径和翼缘腿高三因素对成型力矩和成型力的影响。

参考文献

[1]丁国良.冷弯型钢中力能参数的理论推导[C].2005中国国际冷弯型钢研讨会论文集,2005,1-10.

[2]兑关锁.冷弯型钢纵向变形的理论分析及计算[J].钢铁研究学报,1997(02).

[3]Sukmoo Hong,Seugyoon Lee,Naksoon Kim.A parametric studyon forming length in roll forming[J].Materials Processing Tech-nology,200l(113):774-778.

[4]S D Zhu,S M Panton,J L Duncan.The effects of geometric var-iables in roll forming a channel section[J].Journal of Engineer-ing Manufacture,1996(210):27-134.

[5]习荣堂,李景方,樊永义.冷弯成型力研究[J].东北大学学报,1996,17(1):94-97.

关于管桩离心成型工艺参数的确定 篇2

PHC管桩在我国已有20余年生产历史,生产企业由当初的一两家到目前的几百家,我国的管桩年产量已是世界第一。但是,目前在管桩生产工艺方面的质量控制还存在不少问题,例如,对于管桩离心成型工艺参数(即离心成型各阶段的转速n和时间t)如何确定,各生产厂家的随意性很大,即使在一些生产规模较大的厂家,一些技术主管也缺少这方面的知识和对实际管桩离心混凝土结构特点的认识,仅停留在通过离心成型使“混凝土密实”就行的一般概念上。因此,出现了当前我国不少厂家离心成型管桩混凝土的结构(宏观和微观)不佳;有些厂家的管桩在壁厚方向的主筋内侧已看不到“混凝土层”,主要是“砂浆层”;有的厂家管桩混凝土的内、外分层(又称内、外分离,内、外离析)十分严重。最终造成了即使是同样混凝土强度的管桩,其力学性能、耐久性、施工时施打性能等相差很大。

如果说管桩生产中使用的混凝土配比是合理的,使用的原材料(包括砂、石、水泥、外掺料和外加剂)是合格的,混凝土混合料的搅拌质量也是合格的,那么我们应怎么来确定管桩离心成型各阶段的工艺参数呢?以下做简要叙述。

1 离心成型速度

1.1 慢速

要满足管桩混凝土混合料在离心成型时不塌落,其临界状态是:离心力=重力(向心力),即:m Rω2=mg。

式中,R—制品半径,cm;

g—重力加速度,981cm/s2;

ω—角速度。

式中,n—转速,r/min;

式中,n临界—临界状态下转速,r/min。n慢=k·n临界

式中,n慢—慢速时的转速,r/min;

k—系数,又称经验系数。

关于系数k值的取值问题:对于管桩,实际上该过程的n慢又分为两个阶段,n慢的第一个阶段,现称为n慢1,在此阶段混凝土混合料由于布料不均匀,要使混合料在管桩长度方向“左右游动”和起“再分配”作用,目的是在管桩长度方向混凝土混合料均匀分布;另外,由于管桩在合模时部分混凝土混合料被“压死”,必须让其松解,否则该部分混凝土混合料成型后有可能会出现“蜂窝”现象;再者,离心成型的管桩混凝土混合料已出现坍落度损失,严重的甚至会出现“假凝现象”(特别是在高温季节),因此,必须要使混凝土混合料起“再活化”、“再搅拌”作用,让其基本恢复到原坍落度水平,由于这三方面的原因,所以,对管桩而言,n慢的第一阶段n慢1的取值应≤1,以解决管桩布料不均、让混合料松解及恢复坍落度等问题。以生产覫400mm管桩为例:

同理算得:覫500mm管桩n慢1≤60r/min

n慢的第二阶段,现称为n慢2,主要是解决布料后,离心成型时使混凝土混合料贴向钢模内壁,考虑到此时离心过程中的振动冲击等因素,此时k取值为1.5~2.0,同样以覫400mm和覫500mm管桩为例,则n慢2为:

Ø400mm管桩,n慢2=k·n临界=100~300r/min

Ø500mm管桩,n慢2=90~120r/min

有学者研究了n慢、混凝土强度R28和坍落度S三者之间的关系(图1),其规律值得我们借鉴和思考。

1.2 快速

利用快速阶段的快速旋转产生的离心密实压力,是管桩密实成型的主要手段和重要阶段,要求得合理的n快,首先要弄清楚此阶段作用在单位管桩上的密实压力,见图2。

从图2中先取旋转中管桩混凝土的一块微元体dm分析,则此微元体dm产生的压力为:

式中:γ—混凝土密度,kg/cm3;

h—管桩单位长度,现取h=1;

因此,作用在管桩单位长度上的总压力P为

作用在管桩模内壁处单位离心密实压力为(管桩单位长度h取1):

式中,n快—r/min;p0—kg·f/cm2;A—cm2。

举例:覫500mm×100mm管桩,n快=400 r/min,则p0=89.4×10-10×4002·A=0.7kg·f/cm2,目前国内外能做到的p0约为0.5~1.0kg·f/cm2,如p0太低,影响混凝土的密实性,反之,如太高,会影响设备及安全性。

同理,如希望p0在0.5~1.0kg·f/cm2;仍以覫500mm×100mm管桩为例,这时。

如用离心加速度(g)来计算和表示,则

仍以覫500mm×100mm管桩n快=400 r/min为例,则

1.3 中速

有学者通过对中速的研究认为:(1)必须要有中速,这样有利于排挤出管桩混凝土混合料中的水和减少管壁混凝土的内外分层现象,合理的中速还可以提高混凝土强度3%~4%;(2)最佳中速与n快有相关性,其关系为:最佳中速,例如当n快为400r/min,则。

2 离心成型时间

2.1 慢速时间

前面已述,对于管桩生产,此过程的n慢应分为n慢1和n慢2两个阶段。各厂家应根据原材料品质、混凝土配比、搅拌质量、混凝土混合料坍落度、气温条件和设备情况来确定n慢1和n慢2的时间。根据我国目前大多数厂家的实际条件,较为适合的n慢1在2~3 min,n慢2为1.5~2min,并可在此时间范围内作适当调整。

有学者研究得出,慢速阶段的离心时间t和混凝土混合料坍落度S、混凝土强度R28三者之间有如图3关系,其规律同样也值得我们借鉴。

2.2 快速时间

快速离心时间对不同的离心混凝土制品,其需要的离心时间相差较大,例如,我们熟悉的离心成型排水管、三阶段预应力混凝土压力管,一般需要15~25min;对于PHC管桩,随着国内外技术的进步(例采用高效高性能减水剂、掺加外掺料等),目前的管桩快速离心时间有所缩短和减少,目前对覫300mm~覫600mm管桩一般采用5~8min。口径大、管壁厚的管桩的快速时间尚需适当延长;快速离心时间过长和过短,均会对管桩混凝土强度、结构和性能产生不利的影响。需要指出的是,目前有些管桩生产企业为了提高产量和节能,存在着快速离心时间不足的情况。

有学者对快速离心时间、混凝土强度和快速速度三者关系做过系统的研究,尽管此研究不是专门针对管桩离心混凝土的,其试验条件、试件尺寸和离心管桩也不尽相同,但其揭示的规律对混凝土管桩生产者来说有所启发,可作参考和借鉴,见图4。

2.3 中速时间

中速离心时间和中速速度一样,在管桩离心成型中十分重要,合理的中速时间最终能改善管桩结构和获得较高的混凝土强度。目前对覫300mm~覫600mm管桩,一般控制在2~5min的中速时间。

同样有学者对中速时间、混凝土强度和中速离心时间三者揭示了如图5的关系。

3 离心成型时的振动作用

从前面离心密实压力计算中可知,一般管桩的离心密实压力小于1kg·f/cm2,大多数在0.5~1kg·f cm2之内,应当说,仅有这样的离心密实压力是不足以密实混凝土的,但实际上不仅密实了,而且其密实度比一般混凝土还好,管桩混凝土的密度(容重)为2.5~2.6g/cm3。这主要原因还是依靠离心过程中管桩模的“振动”作用,也就是说管桩离心成型严格来讲是离心力+振动力的复合,离心成型过程中管模的振动频率一般每min达数千次。这里需要强调的是,离心成型过程中管模合理的振动是十分有益的,重要的是离心转动时管模的振幅要控制在mm级,管模不能“跳动”,当管模“跳动”时,其振幅达cm级,会引起管桩混凝土结构破坏,严重时管桩混凝土壁不能成型,离心结束时管桩混凝土塌落或偏心。

摘要：提出了当前我国管桩离心成型工艺存在的问题,论述了离心成型工艺参数(各阶段的离心速度n和离心时间t)确定的计算方法。

关键词：管桩,离心成型,工艺参数,离心速度,离心时间

参考文献

[1].同济大学等合编,混凝土制品工艺学,中国建筑工业出版社,1981

成型参数 篇3

浮法成型方法的优点为生产优质平板玻璃创造了十分有利的条件,但不能说浮法成型就能生产出优质平板玻璃。目前,我国已有110多条采用国内技术,由我国自行设计、制造和生产的浮法线。严格地讲还没有一条浮法线能长期稳定地拉制出不同厚度的优质浮法玻璃,可供高级建筑、制镜和汽车及电子等工业用,这些工业用的平板玻璃,目前还只能进口,或用国内采用国外技术的合资线生产的浮法玻璃。当然,影响玻璃质量的因素很多,有外部的各种原料和燃料的因素,也有内部装备和管理水平方面的因素,但诸多条浮法线未能实现规范化生产,在生产中确定浮法成型工艺技术参数还停留在凭经验因人而异和人工操作上,未能实现自动化操作,不能说不是一个主要原因。

我院从事玻璃工业的科研和设计工作已有50多年,是我国浮法工艺主要发明单位之一。一方面为我国改革开放以来,玻璃工业有了很大的发展而高兴,同时对目前我国浮法玻璃的质量和品种未能达到国际先进水平深感遗憾。因此,我们近年来试图以理论知识和实践经验相结合的方法,推导创立浮法成型工艺技术参数的计算方法和公式,以供玻璃企业在确定不同拉引量(t/d)和玻璃带宽度(m),生产不同厚度玻璃的工艺技术参数作参考,期能实现规范化生产和操作自动化,以提高浮法玻璃的质量。

1 浮法玻璃的成型原理和方法

1.1 成型原理

玻璃在高温下是一种粘滞性的液体。任何液体在其自身重力作用下,使液体具有最低位能的趋势;同时,任何液体都具有表面张力的特性,这种特性力图使液体的表面收缩,以使液体具有最小的表面积。

在高温下(t=1 000 ℃)的玻璃液,在光滑的锡液面上,不受外力作用,在其重力和表面张力相互作用下(重力使玻璃液摊开,而表面张力使玻璃表面收缩)达到平衡形成的厚度,我们称其为自然平衡厚度(约为6.8～7.00 mm);当退火窑辊道拉引时,在3种力作用下形成的厚度约为6 mm。此自然平衡厚度随玻璃的化学成份和所处的温度而变,可按下式计算。

undefined

式中,He为自然平衡厚度;σg、σg.t、σt分别为玻璃液的表面张力、玻璃液与锡液的界面张力及锡液的表面张力;ρt、ρg分别为玻璃液和锡液的密度;g为重力加速度。

式(1)可改写成

undefined

目前由于无法测定玻璃液和锡液的界面表面张力,所以我们还不能按公式(1)来计算平衡厚度。上述平衡厚度约为6.8～7.0 mm,是实验测定的数值。此公式的重要性,在于可根据此公式来研究分析采用什么方法或技术措施来拉制薄于6 mm或厚于6 mm的浮法玻璃。

从(2)式可知,当生产的玻璃带厚度H大于自然平衡厚度He时,即生产的玻璃厚度大于6 mm时,右边的铺展力大于左边的收缩力,则玻璃带就会铺展变薄,直到H=He。由此不言而喻,当生产的玻璃厚度大于6 mm时,在生产操作上,必须采取必要的技术措施,来阻止玻璃液自身重力作用所产生的铺展力,使玻璃液带变薄的趋势。这个铺展力的大小与玻璃厚度的平方成正比,所以生产的玻璃厚度越厚,生产的难度也就越大,技术要求也就越高。当生产的玻璃厚度小于6 mm时,在生产操作上,也必须采取必要的技术措施,来防止玻璃液带的表面张力所产生的收缩力使玻璃液带收缩变窄增厚的趋势。

1.2 浮法玻璃成型方法

众所周知,生产6 mm玻璃是比较容易的,国内外所有浮法线建成投产时都先拉制6 mm玻璃。但一条浮法线不能总是生产6 mm玻璃,如何生产厚度小于6 mm或大于6 mm玻璃,在生产操作上采取什么技术措施,国内外玻璃的科技人员做了大量研究试验工作,现在已经比较成熟,简单分述如下。

1.2.1 薄玻璃成型方法

所谓薄玻璃通常是指厚度薄于6 mm的玻璃,据报导国外有的浮法线已能生产出0.5 mm玻璃。生产薄玻璃,目前国内外所有浮法线都采用拉边机法。生产的玻璃厚度越薄,则拉边机的对数就越多。其基本原理是拉边机机杆伸入锡槽内与玻璃带运行方向成α角,使产生将玻璃带往外拉的分速Vsin α,以防止玻璃液的表面张力作用使玻璃带收缩增厚,如图1、图2所示。其成型成功的关键是各对拉边机速度配置,要互相配合和协调。

1.2.2 厚玻璃的成型方法

厚玻璃通常是指厚度δ>6 mm玻璃。据报导国外个别浮法线已能生产出30 mm厚的玻璃。已如上述生产的玻璃厚度大于6 mm,必须采取必要的技术措施,以阻止玻璃液带因自身重力作用向外铺展。目前国内外有3种技术措施,即3种方法生产厚玻璃。

1)Fender System简称Fs法,我国称挡墙法或挡边法。

国外大多数浮法线都采用此法。据称可生产8～30 mm玻璃。此法主要特点是在锡槽前部两侧,用高质量的石墨制成的石墨舟,挡住玻璃液带,阻止其往外铺展。生产的玻璃厚度越厚,则石墨挡边墙就越长,最长的达二十多米。石墨挡墙由多节石墨舟组成,每节长度约1.0～1.5 m,每节之间不得有空隙,以防止玻璃液往外溢流。每节用冷却水管固定在锡槽外的构件上。此法的优点是可以充分发挥玻璃表面张力作用,所以生产的玻璃质量好。其生产的难度是要严格控制流量和拉引速度,以使生产出合乎要求的厚度。其缺点是在安装石墨舟时,必须打开锡槽两侧的胸墙,这样空气不可避免地进入锡槽,使锡液氧化,不仅消耗锡,而且使槽内工况恶化,在几天内不能正常生产。所以国内还没有推广应用。

2)DT法或称短挡墙法。

此法鉴于FS法和拉边机倒置法的缺点,通过改进后提出的。其特点是在锡槽前部采用石墨挡墙,只不过比FS法的石墨挡墙短一些,后面辅以用拉边机倒置法。实际上此法同样存在FS法缺点,所以国内也没有普遍推广应用。

3)拉边机倒置法。

此法最大的优点是不需要增加新设备,只是将拉边机机杆伸入锡槽中的角度与拉薄玻璃时相反,即与玻璃带运行方向成一负α角。由于不需打开胸墙,也就不会进入空气使锡液氧化和使锡槽工况恶化的问题,因此国内大多条浮法线都采用此法生产厚玻璃。

拉边机机杆与玻璃液带成负角α的作用,是产生一个将玻璃带拉住并往里推的分速Vsin α,如图2所示,来阻止玻璃液因重力作用往外铺展。前面几对拉边机速度和负α角度要大些,以产生较大的分速Vsin α。生产的玻璃越厚,则拉边机的对数就越多。其成型的关键与拉制薄玻璃一样,各对拉边机的速度必须互相配合和协调。采用拉边机生产薄或厚玻璃,尤其是薄于3 mm和厚于10 mm玻璃,国内浮法线都存在着生产不够稳定和玻璃质量欠佳的问题,因此需要我们认真对待和切实研究解决这个问题。

2浮法成型工艺技术参数之间的相互关系及其变化规律

根据唯物辩证法观点,任何事物内部诸因素之间客观地存在着相互影响的关系。所谓研究就是研究分析事物内部诸因素之间的相互影响关系及其变化规律,并根据其相互影响关系及变化规律,推导建立起具有科学性可应用于生产的计算方法和公式。浮法玻璃成型采用多对拉边机拉制薄或厚玻璃过程,也同样存在相互影响关系。因在拉薄或拉厚时,玻璃带是逐对减薄或增厚,直到生产要求的厚度。因此,如何合理配置各对拉边机的速度,使之相互配合和协调是浮法成型稳定地拉制出质量合于生产要求厚度玻璃的关键。

从生产实践和理论分析可知,浮法成型在拉薄或拉厚玻璃过程中,许多工艺技术参数的变化都是相反的。如拉边机机杆伸入锡内的斜置角度,拉薄时为正,而拉厚时为负。拉薄时拉边机速度从1#到n#逐对加大,而拉厚时从1#到n#逐对减少。拉边机对数,拉薄时随拉制的玻璃厚度减薄而增多,而拉厚时随拉制的玻璃厚度增厚而增多,如此等等。那么,增多少或减多少比较合于生产要求呢?拉边机速度加大或减少遵循什么准则?其变化又有什么规律?首对拉边机的速度如何确定?它与拉引量、玻璃带宽度及拉制的玻璃厚度有什么关系和变化规律?这些问题都直接关系到浮法成型的稳定生产和玻璃质量,所以都是玻璃生产企业十分关注和需要认真总结和研究的。

浮法玻璃成型采用多对拉边机拉制薄或厚玻璃时,首先必须充分认识拉边机在拉薄或拉厚玻璃过程中的作用和玻璃液带的粘度变化,同时也必须考虑玻璃液带在成型过程的减薄或增厚直到生产要求的厚度是渐变过程,只不过每对拉边机对玻璃带的减薄或增厚作用程度不甚相同。从实践和理论分析,前三对拉边机对减薄或增厚的作用大一些,但也不能忽视后几对拉边机的作用。因此拉边机对数的配置和各对拉边机速度的设定,必须遵循上述的准则,以使相互配合和协调,充分发挥每对拉边机各自的作用。

已如上述,在拉制薄玻璃时,拉边机的作用是将玻璃带两边拉住,防止玻璃液带因表面张力作用而收缩增厚。根据玻璃工艺知识,玻璃表面张力,随温度变化并不显著,只要将玻璃带拉住并有适当的往外拉的分速Vsin α就行。所以第一对的边机的速度和斜角α,都不需很大。随玻璃带向后运行,玻璃的温度降低粘度增大,为使中部的玻璃液向两边流,以求玻璃带横向厚度均匀,拉边机的速度和角度都要逐对适当加大,以使产生较大的将玻璃带往外拉的分速Vsin α,直至末对(n#对)拉边机速度与退火窑的拉引速度相适应。拉制厚玻璃时,拉边机的作用是阻止玻璃液带因自身重力作用而铺展变薄。由于成型开始时,玻璃液带的温度较高,粘度小,玻璃液向两边铺展力大,所以必须加大首对拉边机的速度和反角,以使产生一个较大的将玻璃液往里推的分速Vsin α。随玻璃带往后运行,玻璃的温度下降,粘度增大,玻璃液向两边铺展作用力减弱,所以拉边机的速度和反角,亦随之逐对减小,直到n#对拉边机速度与退火窑拉引速度相适应。

上述是从玻璃的粘度变化来分析为什么拉薄玻璃时,拉边机的速度1#到n#对逐对增大,而在拉厚玻璃时,各对拉边机的速度从1#到n#对逐对减小的原因。下面也可以根据流量恒等的原则来分析为什么拉薄时速度逐对加大,而拉厚时速度逐对减小的原因。

不言而喻,一条浮法线在生产某一厚度玻璃时,其拉引量是不变的,拉引量X(t/d)=W·δ·V·ρ,式中W为带宽度,δ为带厚度,V为速度,ρ为玻璃密度。玻璃的密度ρ是温度的函数,即随温度降低而增大,但变化不大可忽略不计,列出W1δ1V1≈W2δ2V2……≈WnδnVn。浮法玻璃生产者都知道,浮法玻璃在成型过程中,玻璃带的宽度是变化的,即由宽变窄,其变化最大的是在摊平区(从流槽往后4.5～5.0 m处)到第一对拉边机,第一对到第二对也比较大,随后宽度有变化,但变化不大。拉薄时,玻璃的厚度δ逐对减小,所以拉边机速度V逐对加大。而在拉厚时,玻璃的厚度δ逐对增厚,所以拉边机速度V逐对减小。以使流量相等。

由于目前我们缺乏测试手段,无法知道在成型过程中玻璃带的粘度,宽度和厚度变化的具体数值,上述只是从定性分析,说明为什么拉薄时各对拉边机速度从小到大,而在拉厚时拉边机速度从大到小。但还不知道拉薄时各对拉边机速度从小到大,拉厚时各对拉边机速度从大到小,其速度的增量或减量是什么规律变化,才能符合浮法成型要求。

上述从理论定性分析与生产实践情况基本一致。关于各对拉边机的速度,在拉薄时的逐对增量和在拉厚时的逐对减量,应以使各对拉边机速度互相配合和协调为准则。那么各对拉边机速度互相配合和协调的标志是什么?根据理论分析和生产实践经验,其互相配合和协调的标志是前后拉边机速度的比值,即分速度比i要成有规律的变化。对拉薄时,其分速比i1=V2/V1,i2=V3/V2,……,in-1=Vn/Vn-1。已如上述,前后拉边机速度的比值与玻璃粘度变化有关,即拉边机速比变化要与玻璃粘度变化相适应。玻璃的粘度是玻璃的化学成份和温度的函数,当玻璃化学成份一定时,玻璃的粘度随温度变化,以下式计算。

undefined

式中,A、B和T0是与玻璃化学成份有关的系数,T为玻璃的温度,η为玻璃的粘度。玻璃的粘度随温度变化,如图3所示,即与温度成有规律的曲线变化。

根据理论分析,作为各对拉边机速度互相配合和协调标志的分速度比i,亦应成相似的有规律曲线变化,只不过根据上述拉薄和拉厚的工艺技术参数都成相反变化的规律,则拉薄和拉厚时各对拉边机的分速比i变化如图4所示。

不言而喻,前后对拉边机的速比i,如不成有规律的曲线变化,而是忽大忽小,呈折线变化,则各对拉边机速度必然成不规则的变化,导致不能互相配合和协调,直接影响生产的稳定性和成型的玻璃质量。

已如上述为使各对拉边机的速度相互配合和协调,前后对拉边机的分速比i要成有规律的曲线变化,经反复理论分析和计算,则各对拉边机的速度要成有规律的线性变化,只不过拉薄时速度由小到大,而拉厚时速度由大到小,如图5所示。这种变化规律在有些浮法线比较成功地拉制薄或厚玻璃时,其各对拉边机速度也基本成线性变化得到了证明。

由上述研究分析,得到了浮法成型采用多对拉边机拉制薄或厚玻璃时,其各对拉边机的速度成线性变化的规律,这就为用计算的方法,比较科学和准确地确定各对拉边机的速度提供了可能,但要建立其计算公式,必须首先要计算首对(1#)和末对(n#)拉边机的速度。

不言而喻,浮法成型采用多对拉边机,拉制薄或厚玻璃,正确合理确定首对(1#)拉边机的速度是至关重要的,因它是计算随后几对拉边机速度的前提。根据理论分析和实践经验,首对拉边机的速度,决定于浮法线的拉引量X,玻璃带宽度W和拟生产的玻璃厚度δ,即与末对(n#)拉边机的速度和拉制的玻璃厚度直接相关。浮法成型采用多对拉边机拉制薄或厚玻璃的一个重要的技术指标,是首末两对拉边机速度的比值称总速比iT。对拉薄iT=Vn/V1,对拉厚相反iT=V1/Vn。这个i是拟拉制的玻璃厚度δ的函数,即与玻璃厚度δ成有规律的曲线变化。

不言而喻,末对(n#)拉边机的速度,必须与退火窑的拉引速度V相适应。根据理论分析和实践经验,在拉薄时,退火窑拉引速度还有将玻璃带进一步拉薄的作用,所以其速度要比末对(n#)拉边机的速度快一些,生产的玻璃厚度越薄,则快得越多,但也不是越快越好。若以Vn/VL=K,则K值随玻璃厚度δ而变。参照生产实践和理论分析,经计算推导得到K值与与拉制的玻璃厚度关系是K=α1δ+β1式中α1和β1是经验系数。在拉厚玻璃时,不希望因退火窑拉引速度太快,而将已增厚到生产要求的玻璃厚度再拉薄,所以退火窑拉引速度基本与n#对拉边机的速度一样或略低一些。其K=Vn/VL与拉制的玻璃厚度δ的关系是:K=α22+β2δ。

通过对多条浮法玻璃生产线的拉薄 ( 1.5～5 mm)和拉厚(8～18 mm)的工艺技术参数的研究分析和反复的理论计算和推导,得到总速比iT与拉制的玻璃厚度δ的关系式是:对拉薄 iT=a1δ2 +b1δ+c1。对拉厚iT=a2δ2+b2δ+c2。式中a1、b1、c1和a2、b2、c2是与浮法成型有关的系数,有正有负。由方程式不难看出,总速比iT是玻璃厚度δ的函数,与δ成两次方变化,即与玻璃厚度δ成有规律的曲线变化,如图6所示。

关于退火窑的拉引速度VL,根据浮法线的拉引量X和生产的玻璃带宽度W及厚度δ,按下式计算

undefined

式中,VL为拉引速度,m/h;X为浮法线的生产能力或拉引量,t/d;W为玻璃带的宽度,m;δ为拉制的玻璃厚度,m;ρ为玻璃的密度,t/m3。

以往玻璃的密度都以ρ=2.5 t/m3计算,是不合理的,因玻璃的密度随温度变化,而2.5 t/m3是常温下的密度,拉引量X不变则上游的玻璃带的温度高密度小,速度自然快一些。而使玻璃带打折或起波,会影响的玻璃质量,因此应以退火窑传动站处的玻璃带温度来计算较为合理,则ρ=2.436 t/m3。代入上式得

undefined

这样,拉薄玻璃时,iT=Vn/V1,则V1=Vn/iT=KVL/iT。

拉厚玻璃时,iT=V1/Vn,则V1=iT·Vn=iT·KVL

根据上述研究分析,浮法成型,不管拉薄或拉厚,其工艺技术参数都成有规律变化,只不过拉薄和拉厚的工艺技术参数,呈相反变化。现总结归纳见表1,以作比较。

由于上述根据理论知识和实践经验,对浮法成型的研究分析,发现浮法成型拉薄和拉厚的工艺技术参数都成有规律的变化,从而就可以推导出理论计算方法和公式,这样为用理论方法计算确定浮法成型拉薄或拉厚的工艺技术参数提供了可能。

3 结语

人们的认识来源于实践,而在实践基础上通过总结研究分析而形成的理论认识,则能指导实践,这是认识论的基本原理。上述根据浮法成型的实践经验,通过理论研究分析,发现了浮法成型拉制薄和厚玻璃的工艺技术参数都成有规律的变化,从而推导出拉薄和拉厚玻璃的工艺技术参数的理论计算的方法和公式。这样就可以用理论计算的方法比较科学地计算任何确定生产规模(拉引量)和玻璃带宽度的各种厚度玻璃的拉边机对数和各对速度。避免以往凭经验因人而异确定工艺技术参数的问题,为浮法成型实现规范化生产奠定基础。

当然形成的理论认识还需通过生产实践检验,因实践是检验真理的唯一标准。通过生产实践,若理论计算确定的工艺技术参数符合生产要求,或对个别系数作必要的修正,以使更符合实践要求,则不仅可以准确合理地确定任何生产规模、宽度及厚度玻璃的拉边机对数和各对速度,以实现规范化生产,而且还可以与计算机配合实现自动化操作,使我国浮法成型技术达到国际先进水平。

摘要：基于理论知识和实践经验,进行了大量分析研究,找出了浮法成型工艺技术参数之间的相互关系及其变化规律,并提出在拉薄或拉厚玻璃时,应以使各对拉边机速度互相配合和协调为准则;同时,推导出了浮法成型工艺技术参数的计算方法和公式,为浮法成型实现规范化生产打下基础。

成型参数 篇4

关键词：熔体前沿速度,注射流率,注塑成型

0 引言

注塑成型作为热塑性塑料(部分热固性塑料)的主要加工方式已经得到了普遍的应用,在“注塑模充填—保压—冷却”这个周期性循环过程中,由于材料本身的特性以及复杂的加工条件使材料成型过程经历了相当复杂的变形历史和相态变化,如固体输送、熔融、熔体输送、流动、压实、固化、相变、分子取向、纤维取向、翘曲变形等[1]。成型过程不仅使材料获得了一定的形状、尺寸,而且赋予了材料最终的组织与性能。成型加工的最终目的是生产制造出具有竞争力的高质量制品,制品的质量在很大程度上取决于成型工艺过程,其工艺参数往往需要进行调整。为了使加工工艺更加合理、经济,目前的注塑机允许操作人员可以对大多数加工参数进行调节。但实际上,对于相互影响的工艺参数来说,仅靠经验往往难以得到最优化的工艺条件。因此,如何把现代优化设计理论运用于聚合物成型加工,已经成为目前成型加工和模具优化设计的热点研究问题。

1 对影响注塑成型质量相关因素的分析

在注塑成型过程中,充填阶段占有非常重要的地位。在充填阶段,聚合物熔体在高压的作用下注入冷的模具型腔并充满模具,动态填充时模具型腔中的熔体前沿速度越高,表面的应力和取向,以及由非一致的取向导致的非均匀收缩和翘曲变形就越严重[2]。理想的充填模式应该是在一致的熔体前沿速度条件下充满整个模具型腔[3]。因此,如何控制熔体前沿速度MFV已经成为精密注塑成型研究领域的一个关键内容。

充填流动过程中,与熔体前沿速度MFV(cm/s)直接相关的是注射流率Q(cm3/s)和模具型腔中熔体前沿面积MFA(cm2),它们之间的关系为:

undefined。 (1)

对于注塑机而言,注射流率Q与螺杆的速度(Ram-Speed)成正比,而模具充填过程的MFA与螺杆的行程(Stroke)直接相关,因此,控制MFV就是控制在不同位置的螺杆转速。

2 注塑模注射速度优化问题的数学模型

2.1 问题分析

对于注射模注射速度优化问题,其优化计算的目的是通过对充填数值分析结果的数学分析,得到优化后的螺杆速度—行程曲线以控制注射体积流率的变化,最终实现MFV在整个充填过程中的均匀化。关键的问题是:①螺杆速度—行程曲线中的控制分段点(也是时间点)位置的确定;②控制点取多少为宜;③控制点处对应的螺杆速度或注射体积流率的最优值。

鉴于该问题求优的复杂性,经过分析我们将其简化为2个子问题来求解。

(1)首先是控制段数N和控制点位置的优化。对于实际的加工过程,螺杆速度或注射流率的变化可以设置成分段线性变化。从理论上讲,分段越多就越能够满足我们的要求;但在实际情况下,考虑液压响应时间,过多的分段并不是实际需要的,因此如何合理地选择控制段数和位置至关重要,我们希望能够在最少的分段条件下尽可能地满足要求。分段优化与模具的几何形状和复杂程度紧密相关,构造其目标函数为:

undefined。 (2)

其中:tfill为充填时间;N为已经优化得到的控制段数,每段的长度为Δt,并以该段两端的理论值生成一条虚拟的注射流率直线;M为在每一段内选取的样点数;MFVj和M′FVj分别为每一个样点处实际的和虚拟的熔体前沿速度。

(2)在得到合理的分段后,如何保证在整个充填行程内MFV的一致性,其关键在于每个控制点流率Qi或者说螺杆速度的选择。在充填时间不变的条件下,每个控制点(包括开始和结束点)的流率Qi不应该超过注塑机的最大流率,这样构造出如下的优化流率的目标函数:

undefined。 (3)

约束条件为:

undefined。 (4)

Qi

其中:MFVj为每一段中不同j点的MFV值;undefined为对应区间的平均前沿速度;Vi为各段内的充填体积。目标函数表达式(3)描述了每一段平均前沿速度与整体平均前沿速度的偏离程度,当得到最优解时,整个充填过程前沿速度将趋于一致。

2.2 模型的建立

可将整个MFV优化问题用如下的一组数学模型来描述:

目标函数:

undefined。

undefined。

约束条件:

t∈(0,tfill) 。 (6)

N<11 。 (7)

Qt∈(Qmin,Qmax) 。 (8)

undefined。 (9)

undefined总 。 (10)

其中:undefined;Δti=ti+1-ti;Qt为初始时的入口流率。

上述数学模型表明MFV优化是一个多目标、非线性的规划问题。

2.3 模型分析及求解

由于问题本身的特点,要求优化得到的控制流率满足充填体积和充填时间的不变性。而总体积和充填时间对流率的制约是相互的,在总体积不变的条件下,当生成的可行解确定的平均流率较原来的偏小时,将导致充填时间的延长;反之,则充填时间减小。在实现时,是通过折衷方式来确保这两个约束条件被满足的。其实现方式可归纳如下:

对于一组随机的注射流率,用Qi(i∈(0,N))来表示,由于它的随机性,不可避免地会使充填时间发生变化,将新的充填时间表示为tnew,各段内的时间以Δti表示,总体积V总、各段内的充填体积Vi、每段的充填比值Δper有如下关系:

Vi=V总·Δper 。 (11)

undefined。 (12)

undefined。 (13)

对于tnew-tfill的取值,分两种情况来对待:

在调整前,先将Qi中对应的MFVi大于undefined的和小于undefined的区分开,并记下其与undefined的偏差程度,也就是说,各个Qi应调整的值应参考这种偏差程度来进行。

(1) 当tnew-tfill>0时,说明整体的注射流率低,应将Qi中偏小的适当提高。假设提高的最适当的值在(0,Qmax)内,可采用折半法在该区间内查找最佳值。

该方法以Qmax/2为起点在区间内搜索,其搜索的每一次完成,搜索区间将减半,对于本问题中,其时间误差要求不是太高,采用这种方式是比较适合的;在搜索时,每次将当前值设为当前搜索区间的两端点值之和的一半,这时相应的流率为:

Qi=Qi+QmidDi 。 (14)

其中:Di为其调整的偏差百分比量;Qmid为Qi取值区间的中间值。重新计算tnew后,假若tnew-tfill的值在允许范围内,就停止迭代;否则,更新区间,继续折一半下去。

(2) 当tnew-tfill<0时,说明整体的注射流率高,应将Qi中偏大的适当减小,减小值确定的方法同上。

这种方式对流率进行了强制的调整,偏离了其生成的随机性。不过采用这种方式,可以有效提高算法的执行速度,可以说是更为有利的。

3 结论

本文详细介绍了精密注塑成型时,熔体前沿速度优化问题的起因,充填时MFV的不一致在生产中造成的不利影响,以及解决该问题的思路及过程。在工业生产中的应用,将能大大提高几何形状复杂的精密注射成型制品的成型质量,有效地减少表面及内部成型缺陷,降低废品率,最终降低生产成本,提高生产效率。

参考文献

[1]李德群,肖景容.塑料注射模具CAD技术(三)[J].模具工业,1989(5):53-55.

[2]唐志玉.塑料挤塑模与注塑模优化设计[M].北京:机械工业出版社,2000.

成型参数 篇5

1 主电机功率P

主电机功率与压块产量, 模块内径有直接的关系, 设计时, 首先要确定压块产量, 按产品开发和系列化要求的参数, 然后综合压块的吨料电耗指标即可粗算出主电机功率P, 一般取吨料电耗为35KW.h/t。

取标准电机:功率55KW, 型号Y315-S-8, 转速740r/min。

2 模块内径和模块宽度

根据功率为55W;单位功率面积 (mm2/KW) (单位功率面积是指压块主电机每千瓦所对应模块有效宽度面积 (mm2) 详见图1, 它是衡量压块机性能的重要参数, 也是设计压块机的主要依据, 该参数太大, 主电机功率偏小, 造成超载;反之则浪费能耗, ) 必须有一最佳值。

单位功率面积取值范围为3000-4000 (mm2/KW) , 设计时取3300mm2/KW, 这样使压块性能较稳定, 可靠性好。确定其模块有效宽度 (有效宽度是指模块中间与挤压轮接触部分宽度) 。

单位功率面积A计算公式:

S-模块有效面积 (mm2) ;

D-模块内径 (mm) ;

b-模块宽度 (mm) 。

根据单位功率面积推导

南通天擎鼎农牌9JYC-2000秸秆压块成型机, 主电机功率55KW, 单位功率面积A=3300mm2/KW, 取k=0.2。

实际机子上的模块内径为606mm, 与计算相吻合。

b=0.2D=0.2×606=121.2 (mm) , 考虑到模块成组后的一体性, 设计时圆整至130mm。

3 挤压轮直径d

压块形成的基本原理是通过模块和挤压轮之间的相互挤压力来克服物料通过模块的阻力, 从而达到压块的目的。在模块相同的情况下, 挤压轮直径越大, 模块和挤压轮之间形成的三角挤压范围就越大, 越有利于挤压作用。双挤压轮压块机两挤压轮之间的挤压力在主轴顶端的挤压轮座上平衡, 模块上的反作用力相互抵消, 压块机上的主轴、主轴轴承和壳体等受力小, 机械结构紧凑。对用秸秆作为物料的压块机, 挤压轮之间的间隙冲击载荷与模块上的反作用力需要主轴、主轴轴承和壳体来抵消, 所以主轴轴承处和壳体的结构都要加强。

挤压轮直径大小直接影响压块时物料摄入角, 所以在尽可能的条件下, 应采用大直径挤压轮, 详见图2。

两个挤压轮的压块机, 挤压轮直径d与模块内径D关系为:2d

考虑两个挤压轮之间还有偏心轴的调整间隙以及模块六角成形部分的间隙, 9JYC-2000型秸秆压块成型机模块内径D=606mm, 它的挤压轮内径d=300mm。

4 主轴转速

主轴转速与机器本身的几何参数 (挤压轮个数、模块直径和深度等) 有关, 对于采用两个挤压轮的模块压块机来说, 设计主轴转速时要考虑三个问题:

1) 压块产量:它与转速没有正反比关系, 但存在最佳转速范围对应最佳产量;

2) 压块成形率, 太高转速容易把压制出来的压块碎片化, 降低成型率, 即等于产量下降;

3) 挤压轮内径尺寸, 主轴运转过程中产生离心力, 转速越高, 离心力就越大, 影响压块机稳定性。综合上面因素主轴的转速应由模块内径线速度确定, 一般线速度范围为4—7m/s较为适宜。

线速度将影响挤压区内的料层厚度及物料通过模孔的时间, 进而影响压块机产量和压块质量。线速度过高, 相同产量条件下模块每转产出的压块少, 挤压区内料层薄, 轴向料层分布不均匀, 有可能使挤压区内的物料形成断层, 制出的压块松软, 压块长度不均匀, 碎料多, 对于水分含量较高 (含水率大于30%) 的物料还容易打滑, 甚至根本不能成型;线速度过低, 虽然制出的压块质量好, 但产量较低, 生产成本提高。

皮带传动的线速度略高且有过载保护功能, 本机采用皮带一级传动。

式中D—模块内径 (m) 。

南通天擎鼎农牌9JYC-2000秸秆压块成型机 (皮带传动, 55KW, 八极电机转速740r/min)

根据主轴转速确定电机带轮直径180mm, 主电机带轮1000mm, 实际转速为134r/min, 符合要求。

5挤压轮和模块材料选择

在确定了模块的尺寸参数后, 还要进行挤压轮和模块材料的选择, 材料的性能直接影响模块的强度、耐磨性和抗腐蚀能力。常见的材料主要有碳素结构钢、合金结构钢和不锈钢三种。碳素结构钢主要有45钢, 其热处理硬度一般为HRCA5—50, 耐磨性和抗腐蚀性都较差。合金结构钢主要有40Cr材料, 其经过表面渗碳等热处理后, 硬度在HRC50以上, 并具有良好的力学性能, 由此类材料制造的模块强度高, 耐磨性好。考虑到模块属于异型件, 采取铸造成型技术, 选取材料为Z40Cr, 而挤压轮材料则选择40Cr。模块内孔精加工, 尺寸一致, 模块涂层采用镍基硬质合金耐磨材料, 提高了设备的使用寿命。

6小结

上面探讨了9JYC-2000型秸秆压块成型机的主要技术参数, 而影响这些参数还有许多因素, 所以在设计时还需多参考9JYC-1000型秸秆压块成型机, 结合具体工艺设计, 在确定主要技术参数前提下, 使之更完善更优化。

摘要：介绍了9JYC-2000型秸秆压块成型机主电机的选型及其关键部件模块、挤压轮的设计。确定了模块的主要参数有模块直径、模块宽度、主轴转速、挤压轮直径和模块材料等。

成型参数 篇6

在造船生产过程中, 水火弯板加工工艺方法较为常见, 其以技术性强、难度大的板材加工形式被人们广泛应用, 主要应用于船体双曲度的外板曲面成型方面。依据当前造船厂的情况, 老工人退休, 年轻工人对该工艺方法掌握不够娴熟, 出现工艺断层的危险。为了有效解决这一状况, 相关部门采取了一系列的方式, 引入了船舶设计软件系统, 在此基础进行研究, 开发出了船体外板水火成型工艺参数预报系统。该系统的设计与实现对于造船事业来说, 具有一定的影响。因此, 文章的研究势在必行。

1 系统的特点分析

船体外板水火成型工艺参数预报系统在其设计与实现过程中, 要依据其自身的特点, 具体特点形式包括以下几个方面:首先, 高技术的焰道预报系统。在系统构成方面主要是帆型与鞍型外板展开与加工集成形式, 在系统形成过程中, 主要采取了高精度的外板展开方式, 在此基础上对进入焰道的模块予以优化, 进而提供有效的数据与加工信息。焰道预报系统主要指的是焰道的具体位置、有效长度以及加工的时间等, 对这些内容的有效数据进行提炼, 与此同时, 将船体曲型外板的加工与火工进行校正, 以提炼出有效的数据;其次, 为船厂使用提供批量处理。在许多船厂在进行船体生产设计过程中, 大多采用批量处理的方式, 能够有效地提高船体生产中钢板的利用率以及生产效率[1]。运用该系统, 可以有效的将单个或者是多个形式组成批量予以处理, 在实施批量处理的过程中, 其计算方式较为灵活, 既可以依据批量概念进行选取, 也可以按照人工形式按次序选取;最后, 该系统具有灵活的数据接口。在系统设计过程中, 设计了能够与其他操作系统平台进行连接的数据接口, 通过数据接口相连, 将其他操作系统中的有效数据传输到该系统当中, 以便于更好的操作该系统, 最终实现资源共享。

2 系统的功能设计

为了能够有效解决船体外板的设计与生产需求, 该系统在设计过程中应具备以下几种功能。

2.1 船体外板精确展开计算

在展开计算过程中, 要对展开基准线予以确定, 在确定基准线的基础上将外板曲面予以划分, 划分为网格形式, 运用撑线法将划分好的各个小网格向基准线的两侧进行展开, 再将展开的图形进行拼接, 拼接完成后出现的缺口就是钢板水火弯板加工时要考虑到的收缩区域, 按照这一区域计算出收缩量的具体数据。

2.2 建立水火弯板变形规律所需数学模型

在水火弯板实验数据的基础上, 在四维欧几里得空间中, 采用向量映射以及平面投影等方式建立数学模型, 并依据焰道的长度以及弯板厚度将数学模型进行分类, 以提炼出焰道布置所需的有效信息。

2.3 船体外板水火加工焰道的布置优化

依据船体外板精确展开数据, 将钢板收缩率曲线予以换算, 将钢板加工时间与曲线拟合度进行融合, 并基于数学模型建立水火加工焰道布置优化, 再运用权重系数变化的方法, 将问题予以转化, 最终实现优化结果[2]。

2.4 船体外板加工通用数据计算

依据船体外板展开精确计算结果以及外板型值等方法, 将各个肋骨位置的样板曲线数据点进行标注, 比如, 距离基平面的高度值以及样板垂杆上准线的标记等等, 数据计算能够有效的检测出外板水火加工成型样板制作。

2.5 该系统与Tribon进行集成连接

对于集成连接来说, 主要包括肋骨型值表的生成以及外板信息的生生成两个方面。肋骨型值表生成主要是因为Tribon系统没有直接提取功能, 需要提取一定的坐标文件, 再依据样条插值、坐标转换等方式生成有效的型值数据。而外板信息生成主要指的是在Tribon系统中提取外板的具体属性, 将其板缝型值数据提取出来。

2.6 系统具有工程数据库的功能

船体外板在设计与加工过程中, 会需要一定的数据信息, 并且这些所需的数据信息将会在不同的阶段、不同的部门之间进行传递。该系统为船体外板的数据信息管理提供了有效的解决方案, 在此基础上, 可以对不同船厂的不同要求进行整理, 并依据不同要求提出不同的处理方法, 体现出工程数据库的具体功能, 进而为用户提供较高的通讯环境[3]。

3 系统的实现与应用

依据上文中所提到的系统的功能设计要求, 可以准确的实现该系统的具体应用。在系统实现过程中, 需要依据一定的系统结构流程, 具体流程为Tribon系统船型数据形成集成连接, 并形成一定的工程数据库;工程数据库可以进行单板输入与批量处理, 完成单板输入与批量处理以后, 会形成板信息输入, 在此基础上进行外板精确展开, 外板展开以后建立水火弯板变形规律数学模型、进行焰道布置优化与见通数据计算, 完成以后对信息进行输出处理, 最后形成数据文件、图形文件、切割划线文件以及屏幕监视确认[4]。出来系统结构流程以外系统用户窗口也是实现的一部分, 主要是采用图文结合的形式, 能够对外板水火成型工艺参数的结果进行预报, 并以文本的形式从窗口给出, 这种文本形式的预报结果可以转换为数控切割格式的文件, 转换完成以后提供给数控切割机, 以保证数控切割机在套料的同时对肋骨、焰道、加工样板等进行处理, 能够实现在外板上进行自动划线形式, 为后续工作奠定基础。

运用该系统对大型成品油轮予以应用, 对油轮的帆型板以及鞍型板进行外板精确展开、焰道布置优化计算等, 按照所得的数据进行加工, 在此基础上, 对外板成型情况实施测试, 可以有效的呈现出鞍型板水火成型焰道布置与加工参数的预报结果, 对焰道号、各个位置以及边距离等结果都能有效的测试出来。除此之外, 对于帆型板水火成型工艺参数结果同样可以预报出来, 能够将位置坐标、长度、时间以及加工方向准确呈现出来, 以满足不同类型板成型的要求。

4 结束语

通过文章的研究可以得知, 船体双曲度外板水火加工成型工艺参数预报系统是水火弯板成型自动化研究的重要组成。文章在研究过程中, 依据原有水火弯板工艺参数预报系统, 在此基础上, 对该系统进行了深入的研究, 通过对系统的特点、功能设计的阐述, 以达到准确实现该系统的应用, 确保船体双曲度外板水火加工成型自动化的研究顺利进行。

摘要：在造船生产过程中, 会出现一系列的问题, 导致船舶生产存在安全隐患, 其中船体双曲度外板水火加工成型自动化是最严重的问题。为了解决这一问题, 文章对船体外板水火成型工艺参数预报系统设计与实现进行了研究, 通过分析系统的特点、阐述功能设计形式、概述系统的实现与应用效果, 对文章进行深入的剖析, 通过文章的研究, 能够充分得出, 依据该系统的设计形式与实现效果, 在船体双曲度外板水火加工成型自动化问题上能够得到有效地解决, 确保安全性能。

关键词：船体外板,水火成型工艺,参数预报,系统设计

参考文献

[1]陈文雄, 程良伦.船体外板自动化加工专家系统研究[J].制造业自动化, 2014, 7 (9) :16-19.

[2]陈文雄, 程良伦, 何恰.船体帆型外板火路预报系统研究[J].中国造船, 2014, 3 (1) :182-191.

[3]苏绍娟, 胡勇, 王呈方.船体三维曲面外板成形工艺方法研究进展[J].中国造船, 2012, 5 (2) :211-216.

成型参数 篇7

汽车发动机排气系统隔热板是汽车的重要零部件, 如图1所示, 车辆的优化使得排气系统与车身结构间距离缩短, 隔热板作为车身底部整体解决方案的一部分, 它不仅考虑单一的热传递问题, 而且还考虑采用整体方案综合带来的问题。目前国内隔热板的加工制造情况是采用钢板镀铝制成, 实际使用隔热效果不好;采用双层镀铝板或其他合金类, 虽然隔热效果好, 但整体重量增加了。

而铝合金板具有密度小、传热性能好、强度高、耐锈蚀等优点, 符合汽车发动机隔热板对材料的要求, 并且符合汽车减重的需要[1-2]。但在冲压成形方面, 铝合金板的某些特性又不完全与钢板相同, 无法借鉴钢板成形方面的经验。[3-4]为了提高产品的成品率和可靠性, 有必要通过实验获得铝合金板材机械性能的基本数据, 需要找到适合铝合金自身特点的成形方法和规律, 为产品选材提供科学依据。

1 实验

1.1 拉伸试验

拉伸实验采用WDW-100A型微机控制万能实验机, 采用先进的芯片集成技术, 专业设计的数据采集放大和过程控制系统, 适用于各种金属与非金属材料的各项力学性能指标的测试;计算机控制系统对试验过程的控制和试验数据的处理符合相应的金属材料与非金属材料国家标准的要求。拉伸实验用试件, 用线切割按标准加工而成。

用于汽车从事有色金属成形理论和技术研究的铝合金主要有2000系、5000和6000系, 本文试验用铝合金板是A5182-O, A5083-O, A6109-T4, A6110-T4, 板的初始厚度为0.8mm, 材料的性能参数从单向拉伸试验中获得, 取与轧制方向成0°, 45°, 90°三个方向的平均值, 单向拉伸试样按照标准GB/T228-2002进行制作。

1.2 冲杯实验

圆柱形平底凸模冲杯实验结果是铝合金测定板料拉深成形性能时常用的性能指标, 图2是冲杯实验过程, 它是用不同的圆形毛坯试片, 在图示的装置中进行拉深成形, 取试片侧壁不被拉破时可能拉深成功的最大毛坯直径Dmax与冲头直径dp之比值, 即LDR=Dmax/dP作为评价板材拉深成形性能指标。LDR越大, 冲杯高度越高, 板材拉深成形性能就越好。冲杯实验时相邻两级试片之间的直径差一般为1.25mm, 压边力FQ应能防止试片起皱, 同时还允许法兰材料向凹模内流动。

1.3 杯突试验

杯突试验是测试板料胀形成形性能的一种直接模拟试验方法。试验时, 用端部为一定规格的球形冲头, 将夹紧于凹模和压边圈之间的试片压入凹模内, 直到出现缩颈现象时为止。冲头的压入深度称为板料的杯突 (IE) 值。IE值越大, 胀形成形性能就越好。本实验的设备室BT6型杯突试验机;标准模具:球形冲头R10mm、凹模孔径Ф27mm、压边圈孔径Ф33mm;实验材料为上述四种铝合金材料, 尺寸为90mm×90mm×t。实验原理如图3。

2 实验结果与讨论

表1是4种铝合金材料的单向拉伸的力学性能、杯突实验和冲杯试验结果。

通过上面的实验可以看出, 在铝合金板的胀形变形中, 随着值的增大, IE值随之增大, 铝合金材料的胀形成形性能力也随之增大, 值是评估成形性能的最佳参数。在铝合金板拉深成形时, 其成形能力主要取决于凸模圆角处危险断面的承载能力, 因此, 此危险处的抗拉强度和法兰变形区的变形抗力都影响着拉深能力。对于铝合金板, r值差别较小, 所以r值对相对拉深力影响不明显, 而此时差异较大的n值成为影响相对拉深力的主要因素。n值越大, 相对拉深力的峰值出现得越迟, LDR值越大, 对于铝合金板而言, n值比r值更能真实地反映其拉深性能, n值是评估拉深性能的最佳参数;根据上面结论在常用的铝合金材料中, 选定A5182-O作为隔热板零件的材料。

3 结论

本文通过对发动机隔热板零件功能的分析, 利用拉伸试验获得的样本数据, 通过冲压性能试验和膨胀性实验, 分析汽车用铝合金板材料参数和其成形性之间的对应关系, 建立适合于评估铝合金板胀形性和拉深性的指标, 为发动机隔热板冲压成形合理选材和预测成形性提供可靠的依据, 为其它铝制品零件冲压加工中合理选材和预测成形性提供参考性的依据。

摘要：本文利用拉伸试验获得的样本数据, 通过冲压性能试验和膨胀性实验, 分析汽车用铝合金板材料参数和其成形性之间的对应关系, 建立了评估铝合金板胀性成形性和拉深性的指标, 为发动机隔热板冲压成形合理选材和预测成形性提供可靠的依据, 为其它铝制品零件冲压加工中合理选材和预测成形性提供参考性的依据。

关键词：材料参数,汽车发动机隔热板,冲压成型性能

参考文献

[1]关绍康, 姚波.汽车铝合金车身板材的研究现状及发展趋势[J].机械工程材料, 2001, 25:12-14.

[2]蔡其刚.铝合金在汽车车体上的应用现状及发展趋势探讨[J].材料导报, 2009, 1:28-29.

[3]翁其金.铝合金板成形性及成形工艺研究现状[J].材料导报, 2005, 19 (12) :56-59.