关键工艺参数

2024-07-09

关键工艺参数(精选九篇)

关键工艺参数 篇1

关键词:药品生产,生产工艺,质量回顾,分析,GMP

0 引言

药品质量回顾分析是对药品的年度总结, 通过合理安排质量回顾计划, 分析药品超标情况, 消除异常, 恢复过程的稳定性, 从而发现不良趋势, 及时纠正并预防异常再次发生, 从而不断提高药品的质量。质量回顾对于药品生产质量管理起着非常重要的作用, 我国新版GMP明确规定, 药品生产企业必须依据规定标准, 进行质量回顾, 确保药品质量。

1 问题的引入

马来酸多潘立酮片为常年生产品种, 生产过程是将马来酸多潘立酮主原料与相关辅料通过湿法制粒、干燥混合、压片、包衣, 然后铝塑包装。笔者收集了2013年全年生产的37批马来酸多潘立酮片的生产相关数据信息 (包括原辅料供应、生产设备、工艺参数、检验仪器及方法、质量情况及投诉、不良反应及稳定性考察数据等) 进行生产回顾分析, 确认其生产过程、设备控制、参数控制等均符合GMP要求, 产品质量符合其质量标准, 保证其生产的稳定性, 同时通过该产品年度分析, 总结生产过程中出现的对偏差的处理情况, 为今后的生产质量控制提供必要的信息和依据。

为了便于说明问题, 本文仅选择关键工艺参数进行回顾分析。

2 关键工艺参数控制情况

2.1马来酸多潘立酮片制粒混合工序工艺控制参数统计

2013年度马来酸多潘立酮片制粒混合工序工艺控制参数统计表如表1所示。

对中间体颗粒水分含量进行检验, 如图1所示。

从收集的37批产品参数及分析图可以看出, 2013年度马来酸多潘立酮片制粒混合工序颗粒水分范围为2.1%~5.1%, 其中130701批水分为5.1%, 经分析对产品质量影响较小。

其余批次水分符合工艺规程范围≤5.0%, 其他工艺参数亦符合工艺规程规定, 工艺参数稳定, 可操作性强, 建议在以后的生产过程中严格执行工艺规程规定的参数。

2.2马来酸多潘立酮片压片工序参数统计

2013年马来酸多潘立酮片压片工序参数统计如表2所示。

对压片工序关键参数作趋势分析, 如图2~图4所示。

由图2可知, 压片工序片厚范围为3.0~3.1 mm, 符合工艺规程范围3.0~3.4 mm。

由图3可知, 压片硬度范围为3~8 kgf, 符合工艺规程范围≥3 kgf。

由图4可知, 脆碎度范围为0.1%~0.4%, 符合工艺规程范围≤1.0%。

结论与建议:从收集的37批产品参数及分析图可以看出, 2013年度马来酸多潘立酮片压片工序片厚范围为3.0~3.1 mm, 符合工艺规程范围3.0~3.4 mm;硬度范围为3 ~8 kgf, 符合工艺规程范围≥3 kgf;脆碎度范围为0.1%~0.4%, 符合工艺规程范围≤1.0%。生产设定的参数稳定, 建议在以后的生产过程中严格执行工艺规程规定的参数。

2.3马来酸多潘立酮片各工序收率和物料平衡

马来酸多潘立酮片各工序收率和物料平衡统计如表3所示。

对各工序收率趋势进行分析, 如图5~图13所示。

由图5可知, 制粒收率范围为96%~100%, 符合工艺规程范围95%~102%。

由图6可知, 压片收率为95%~100%, 符合工艺规程范围为89%~100%。

由图7可知, 包衣收率范围为62%~101%, 工艺规程范围为≥98%, 其中130101、130102、130103、130104、130405、130407批次包衣收率分别为62%、80%、85%、97.9%、93%、97%, 低于工艺规程范围, 其余批次均符合工艺规程范围, 经分析, 包衣过程中由于设备故障产生了废片、粘片、黑点, 导致收率低于限度, 对产品质量影响较小。

由图8可知, 内包装收率范围为96%~100%, 符合工艺规程范围95%~100%。

由图9可知, 制粒平衡范围为97%~100%, 符合工艺规程范围97%~101%。

由图10可知, 压片平衡范围为99%~100%, 符合工艺规程范围97%~100%。

由图11可知, 包衣平衡范围为97%~101%, 符合工艺规程范围96%~105%。

由图12可知, 内包装平衡范围为97%~100%, 符合工艺规程范围97%~100%。

由图13可知, 总收率范围为58%~98%, 工艺规程范围≥70%, 其中130101批次成品率为58%, 低于工艺规程范围, 经分析, 包衣过程中由于设备故障产生了废片。

综上所述, 得出结论如下:2013年度生产37批马来酸多潘立酮片, 制粒收率范围为96%~100%, 符合工艺规程范围95%~102%;压片收率范围为95%~100%, 符合工艺规程范围为89%~100%;包衣收率范围为62%~101%, 工艺规程范围为≥98%, 其中130101、130102、130103、130104、130405、130407 批次包衣收率分别为62 % 、80 % 、85 % 、97 . 9%、93%、97%, 低于工艺规程范围, 其余批次均符合工艺规程范围, 经分析, 包衣过程中由于设备故障产生了废片、粘片、黑点, 导致收率低于限度, 对产品质量影响较小;内包装收率范围为96%~100%, 符合工艺规程范围95%~100%;制粒平衡范围为97%~100%, 符合工艺规程范围97%~101%;压片平衡范围为99%~100%, 符合工艺规程范围97%~100%;包衣平衡范围为97%~101%, 符合工艺规程范围96%~105%;内包装平衡范围为97%~100%, 符合工艺规程范围97%~100%;总收率范围为58%~98%, 工艺规程范围为≥70%, 其中130101批次成品率为58%, 低于工艺规程范围, 经分析, 包衣过程中由于设备故障产生了废片, 合格包衣片重为59.52 kg, 调整成品率可接受标准为≥44%进入下道工序, 其余批次均符合工艺规程范围。说明该产品工艺稳定, 参数设置合理, 可操作性强, 建议在以后的生产过程中严格执行工艺规程规定的参数。

3 结语

本文通过对采集的2013年生产的37批马来酸多潘立酮片生产数据分析可以说明:生产过程中工艺稳定, 该产品生产工艺参数设置合理可靠, 波动小, 可操作性强。按照既定的工艺参数生产, 生产出的产品质量稳定, 符合国家和企业标准规定。

关键工艺参数 篇2

制丝叶丝生产线关键工艺参数组合优化研究

摘要:为优化制丝叶丝生产线工艺参数,在单工序工艺参数优化成果的基础上,将各工序主要工艺参数区分为常量和变量,确定关键工艺参数并开展关键工艺参数组合优化研究.结果表明,通过对关键工艺参数进行组合优化,提高了产品感官质量及稳定性,实现以适宜的工艺参数组合加工叶组,充分发挥了原料潜质.作 者:江家森    卢新万  作者单位:福建中烟工业公司技术中心,福建,龙岩,364000 期 刊:科技创新导报   Journal:SCIENCE AND TECHNOLOGY INNOVATION HERALD 年,卷(期):, “”(5) 分类号:X795 关键词:工艺参数    组合优化    正交试验   

熔滴喷射关键参数测控系统设计 篇3

关键词:LabVIEW,数据采集,PID控制,串行通信

熔滴喷射技术在微机电系统封装制造[1]、金属结构件快速成型[2]、焊球制备[3]等领域有着较好的应用前景。其中, 喷射出均匀大小、等间距的熔融金属是该工艺的重要技术之一, 而喷射装置中坩埚内气体压力和熔融沉积材料的温度以及压电激振频率是影响喷射效果的关键参数[4]。因此精确控制关键参数是应用熔滴喷射技术的先决条件。

采用现代仪器技术与计算机技术相结合的产物“虚拟仪器”来取代传统仪器是目前应用较广的一种组建实验室和工业测控系统的方法。“虚拟仪器“提供了集成的开发环境、通用的仪器硬件接口和用户接口。与传统程序语言不同, 它采用图形化语言编程, 具有强大的数据可视化分析和仪器控制能力等特点。

本文以虚拟仪器LabVIEW为开发平台, 开发出熔滴喷射关键过程变量的计算机测控系统, 实现压力, 激振频率的实时检测, 并利用其内嵌的PIDToolkit, 实现温度的精确控制, 从而为该工艺的探索研究奠定基础。

1 系统功能及硬件设计

在熔滴喷射的试验过程中, 对喷射头内各点的温度、压力、激振频率等实时物理量进行测控和显示, 以提高试验的成功率和积累可靠的试验数据因此, 本测控系统应具备以下功能: (1) 系统参数设置功能; (2) 实时信号测量与显示功能; (3) 实时控制功能; (4) 报警功能; (5) 数据存储与浏览以及数据回放功能。

由此, 设计的系统结构图如图1所示, 以工业控制计算机作为上位机, 通过全双工形式实现函数发生器和气体流量计与上位机的串行通信。传感器将温度、压力量转化为模拟信号, 经过信号调理电路将放大的模拟信号利用数据采集卡转化为数字量, 输入计算机, 编程实现数字量与实际物理量的线性转换。完成对温度、压力量的实时检测。

喷射装置中坩埚内沉积材料的温度控制采用PID改进算法控制器。每经过一个采样周期, 控制器根据误差信号的大小和方向以及所采用的数字PID控制算法, 进行一次逻辑判断和数字运算, 输出一个新的控制量。新的控制量通过可控硅电路控制加热圈电流的大小。可控硅电路的任务是通过调压来实现交流调功。选用改变电压波形的导通角的移相触发来实现双向可控硅的交流调功, 它的优点是输出相对地连续、均匀, 而且调节精细, 适合于高精度控温的场合;并且它的输出波形是正负半周对称, 无直流成分, 可直接用于电感负载。相比较, 过零触发在调节的精细程度上和抗电源扰动方面均不如移相触发[5]。由此, 实现对沉积材料温度的精确控制。其中, 温度传感器采用Pt100热电阻, 采集温度范围0~400 ℃, 信号调理电路选用DYZFG—2C信号隔离放大器, 串联500 Ω电阻输出0~5 V电压信号。为保证数据采集装置有0.1 ℃的温度分辨率, 选用12位A/D转换的DAQ卡PCL—818 L (台湾研华) 。该卡具有40 kS/s的采样速率, 16路单端或8路差分输入, 以及1路12位模拟量输出。在Windows 2000下, 通过调用研华数据采集卡驱动程序中。DLL库接口和LabVIEW中的CIN节点的连接实现板卡在LabVIEW—6i环境下的驱动[6]。

2 LabVIEW与智能仪器的串口通信

该测控系统中, 函数发生器和气体流量计与上位机采用串行通信。串行通信是计算机与计算机之间或者计算机与外围设备之间传送数据常用的方法。大多数计算机和许多仪器都有内建的串口。对长距离内发送接收数据和对传送速率要求不高时, 这种通信方式非常合适。同样, LabVIEW集合了GPIB、VXI、RS—232和RS—485以及数据采集卡等硬件通信的全部功能, 可以很方便地用LabVIEW开发计算机与外部设备 (仪器、单片机等) 的通信程序。LabVIEW中Instrument I/O>Serial程序库中包含进行串行通讯操作的子VI, 依次是:① Serial Port Init.vi; ② Serial Port Read.vi; ③ Serial Port Writer; ④ Bytes at Serial Port.vi; ⑤ Serial Port Break.vi。

以两台计算机采用最简连线 (三线制) 进行串行通信为例, 用LabVIEW实现的图形程序框图如图2。首先, 用Serial Port Init.vi初始化串行接口, 指定端口的串行通信参数, 包括端口号选择、波特率、缓冲区大小、数据位、停止位、奇偶校验的设置。然后, 用Serial Port Write.vi模块把命令参数发送给仪器, 接着用Bytes at Serial Port模块查明在串行输入缓冲区中已经读入的字节个数, 最后用Serial Port Read模块读取数据。

3 LabVIEW环境下温度量的测控实现

3.1 LabVIEW中的温度数据采集程序

LabVIEW中的DAQ程序包括模拟输入, 模拟输出, 数字输入/输出, 计数器, 校验及配置和信号调节6个部分组成。其中, 每个子模块又分成简单程序 (Easy I/O VIs) 、中级程序 (Intermediate VIs) 、应用程序 (Utility VIs) 和高级程序 (Advanced VIs) 四类。在LabVIEW中组建完整的模拟量数据采集系统, 首先启动数据采集卡, 进行通道和增益设置, 通过软定时器设置采样周期 (由于硬件选择不同, 实际采样周期与指定采样周期会稍有差异) 。在一个采样周期中, 程序不间断地扫描指定的一个或多个通道, 并返回采样结果到计算机中进行实时显示、处理和存储;采集过程一直持续直至采集到了指定的数据点或LabVIEW主动中止采集过程;程序终止, 关闭数据采集卡。因此, 组建最简单的数据采集系统的基本控件和函数为:While Loop Structure, Digital Indicator, DeviceOpen.vi, AIConfig.vi, AIVoltageIn.vi以及DeviceClose.vi。以PCL—818L DAQ卡为例, 连续采集两个通道温度数据的程序框图如图3。

3.2 LabVIEW对温度PID控制的程序实现

3.2.1 实际数字PID控制器算法改进

对温度响应有延迟的一阶延时系统的控制, 采用PID算法;熔滴喷射过程温度保持恒温, PID算法足以满足使用要求[7]。而PID理论控制算法为:

u (t) =Κc (e+1Τi0tedt+Τddedt) (1)

式 (1) 中e=SP-PV

为了减小噪声的干扰, 对PID控制器中过程变量PVf取值为:

PVf=0.5PV (k) +0.25PV (k-1) +0.175PV (k-2) +0.075PV (k-3) (2)

在控制过程中, 除了负载扰动的因素, 设定值的突然改变往往比负载扰动对系统的稳定性的影响要大得多。为了缓解误差的突然的大幅度波动对系统的影响, 对其改进后的误差计算为:

e (k) = (SΡ-ΡVf) (L+ (1-L) |SΡ-ΡVf|SΡmg) (3a)

eb (k) = (βSΡ-ΡVf) (L+ (1-L) |βSΡ-ΡVf|SΡmg) (3b)

式中β∈[0, 1];L∈[0, 1]。

e (k) —微分、积分环节误差量;

eb (k) —比例环节误差量;

SPmg—设定值区间。

由此, 改进后的数字PID控制器的输出u (k) 为:

并且, 实际PID控制器的输出应遵循以下原则:

3.2.2 LabVIEW PID Control Toolkit的图形编程应用

LabVIEW控制与仿真工具包采用通用的模块和符号, 使得动态建模、仿真和分析显得直观、容易, 其功能与MATLAB的Simulink类似, 可以处理线性系统、非线性系统、连续系统和离散系统, 结合一定的硬件, 可以用它进行仿真和实时控制。其中的PID控制功能工具包给LabVIEW程序加入复杂的PID控制算法。使用PID控制工具包, 用户可以设计PID算法的控制策略, 与LabVIEW的算术与逻辑功能相结合, 生成自动控制程序, 从而快速建立数据采集与控制系统。

根据改进算式 (4) , 在PID控制工具包中建立图形程序PID.vi, 该VI定义7个输入, 1个输出, 输入参数中包括KcTiTdβL, 自动/手动调节, 正向/反向运行等。在温控软件的编制过程中, PID.vi作为系统的子VI使用。整个控制过程的图形编程的框图和前面板如图4和图5所示。在LabVIEW环境的前面板添加Numeric控件 (Digital Control) 、Boolean控件 (Vertical Slide Switch) 和Graph指示器 (Waveform Chart) 作为参数输入、控制量输出, 被控物理量 (温度) 的设定值通过T—V.vi转换成电压值, 与数据采集卡接收到的模拟电压信号经过PID.vi输出新的控制量。为了保证此采集控制过程连续进行, 所有变量及函数均在While Loop Structure结构下进行。

3. 3 温度改进PID控制器试验结果分析

采用LabVIEW图形化编程语言实现的改进PID温度控制器, 无论是编程效率还是控制精度、响应速度都是十分满意的。调节时间和升温时间取决于设定值及加热圈的功率, 实际运行中, 升温时间很短, 恒温时间内的温差±1 ℃, 满足试验要求。并且在控制过程中突然改变设定的温度值, 系统也能很短的时间恢复稳定。图6为设定温度SP=70 ℃时, 前30 min温度采集数据的回放曲线。从图6中可以看出, 上升时间为5 min, 调节时间为20 min, 温控过程中的峰值出现在7 min时, 超调量为21.4%;约20 min以后, 温度开始保持在 (70 ℃±5) %内, 而且变化越来越小。显然在半小时的加热时间内, 温度上升较快, 而且能较迅速地收敛于设定温度。系统控制精度良好, 速度较快。

4 结论

本文开发了基于LabVIEW的熔滴喷射关键参数计算机测控系统, 实现了计算机与其它计算机及智能仪器之间的串行通信, 以及对温度的实时控制。经试验验证表明, 该系统性能稳定, 并具有良好的测控效果和人机交互性能, 为该工艺的试验研究提供了保障。

参考文献

[1]Wallace D, Hayes D, Chen T, et al.Ink-Jet as a MEMS manufactur-ing tool.ASME Conference Proceedings, 2007;2007 (42657) :1161—1168

[2]Zeng X H, Qi L H, Huang H, et al.Experimental research of pneu-matic drop-on-demand high temperature droplet deposition for rapid prototyping.Key Engineering Materials, 2010;419-420:405—408

[3]田德文, 田艳红, 王春青, 等.均匀钎料熔滴喷射装置设计.机械工程学报, 2008;44 (12) :163—167, 172

[4]Armster S Q, Delplanque J P, Lai W H L, et al.Monosize droplet depostion as a means to investigate droplet behavior during spray dep-osition.Metallurgical and Materials Transactions B, 2000;31 (6) :1333—1344

[5]白美卿, 高富强.电阻炉炉温控制中的可控硅触发技术.自动化仪表, 1996;17 (2) :28—31

[6]Advantech corporation.32-bit LabVIEW drivers user’s guide (2st e-dition) .Advantech Corporation, 2000

压铸机工艺参数设定教案(精) 篇4

教学资源库

《铝合金铸件铸造技术》课程教案

压力铸造

—压铸机工艺参数设定

制作人:刘洋

陕西工业职业技术学院

材料成型与控制技术专业教学资源库

压力铸造—压铸机工艺参数设定

一、冷室压铸机工艺参数设定

1.射料时间

射料时间大小与铸件壁厚成正比,对于铸件质量较大、压射一速速度较慢且所需时间较长时,射料时间可适当加大,一般在2S以上。射料二速冲头运动的时间等于填充时间。

2.开型(模)时间

开型(模)时间一般在2S以上。压铸件较厚比较薄的开型(模)时间较之要长,结构复杂的型(模)具比结构简单的型(模)具开型(模)时间较之要长。调节开始时可以略长一点时间,然后再缩短,注意机器工作程序为先开型(模)后再开安全门,以防止未完全冷却的铸件喷溅伤人。

3.顶出延时时间

在保证产品充分凝固成型且不粘模的前提下,尽量减短顶出延时时间,一般在0.5S以上。

4.顶回延时时间

在保证能顺利地取出铸件的前提下尽量减短顶回延时时间,一般在0.5S以上。

5.储能时间

一般在2S左右,在设定时操作机器作自动循环运动,观察储能时间结束时,压力是否能达到设定值,在能达到设定压力值的前提下尽量减短储能时间。

6.顶针次数

铝合金铸件铸造技术课程 材料成型与控制技术专业教学资源库

根据型(模)具要求来设定顶针次数。7.压力参数设定

在保证机器能正常工作,铸件产品质量能合乎要求的前提下,尽量减小工作压力。选择、设定压射比压时应考虑如下因素:

(1)压铸件结构特性决定压力参数的设定

①壁厚:薄壁件,压射比压可选高些;厚壁件,增压比压可选高些。

②铸件几何形状复杂程度:形状复杂件,选择高的比压;形状简单件,比压低。

③工艺合理性:工艺合理性好,比压低些。(2)压铸合金的特性决定压力参数的设定

①结晶温度范围:结晶温度范围大,选择高比压;结晶温度范围小,比压低些。

②流动性:流动性好,选择较低压射比压;流动性差,压射比压高些。

③密度:密度大,压射比压、增压比压均应大;密度小,压射比压、增压比压均选小些。

④比强度:要求比强度大,增压比压高些。(3)浇注系统决定压力参数的设定

①浇道阻力: 浇道阻力大,主要是由于浇道长、转向多,在同样截面积下、内浇口厚度小产生的,增压比压应选择大些。

②浇道散热速度:散热速度快,压射比压高些;散热速度慢,压射比压低些。

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(4)排溢系统决定压力参数的设置

①排气道分布:排气道分布合理,压射比压、增压比压均选高些。

②排气道截面积:排气道截面积足够大,压射比压选高些。(5)内浇口速度:要求速度高,压射比压选高些。

(6)温度:合金与压铸型(模):温差大,压射比压高些;温差小,压射比压低。

(7)压射速度的设定:压射速度分为慢压射速度(又称射料一速)、快压射速度(又称射料二速)、增压运动速度。

慢压射速度通常在0.1~0.8m/s范围内选择,运动速度由0逐渐增大,快压射速度与内浇口速度成正比,一般从低向高调节,在不影响铸件质量的情况下,以较低的快压射速度即内浇口速度为宜。

增压运动所占时间极短,它的目的是压实金属,使铸件组织致密。增压运动速度在调节时,一般观察射料压力表的压力示值在增压运动中呈一斜线均匀上升,压铸产品无疏松现象即可。

8.一速、二速转换感应开关的位置调节原则

(1)一速、二速运动转换应该在压射冲头通过压室浇注口后进行(2)对于薄壁小铸件,一般一速较短、二速较长(3)对于厚壁大铸件,一般一速较长,二速较短

(4)根据铸件质量(如飞边、欠铸、气泡等)调节转换点。9.金属液温度的调节 合金液温度可从机器电气箱面板上显示和设定。各种合金液其浇注温度不相同,同一压铸合金不同结构的产品,其厚壁铸件比薄壁铸件浇注温度低。

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10.浇注量的选择 所选择的每次浇注量应使所生产出来的产品余料厚度在15~25mm范围为宜,并要求每次合金液的舀取量要稳定。

11.模温的控制 模温是指压铸型(模)合型(模)时的温度,对于不同的合金液,其模温温度不同,一般以合金凝固温度的1/2为限。在压铸生产中最重要的是型(模)具工作温度的稳定和平衡,它是影响压铸件质量和压铸效率的重要因素之一。

二、热室压铸机工艺参数设定

1.压射冲头慢压射速度

慢压射速度尽可能低,以减少由于液态金属在流通过程中的摩擦和湍流而引起的压力损失。同时可以保持金属液与壁面的接触,避免空气的混入,建议取压铸机最大压射速度25%-35%。压射时间在 0.5S-2S之间,时间过长,易在喷口处出现金属冷凝现象。

2.压射冲头快压射速度(二速)起始点的设定

快压射速度起始点的设定必须确保液态金属到达内浇口之前其流动速度能够达到所需数值(模具设计阶段已设定)。根据压铸机型号和模具的不同,起始点位置通常从压射冲头起始点向下 10-70mm。起始点过晚时,铸件型腔的一部分是在低速条件下填充,表面质量受到严重影响。过早时,排气不充分,且蓄能器的能量被提前使用,影响铸件质量。一速转二速的转折点的理想位置是在金属液平稳地移动到模具入水口附近。

3.快压射速度(二速)的设定

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金属液填充型腔形式以雾化状充填为最佳状态,这时金属液在浇口处进入型腔的速度必须大于35m/S。对于薄壁锌合金铸件要达到 45m/S-60m/S。

4.填充时间的设定

为获得表面光滑和轮廊清晰的铸件,要求在极短的时间内充填满整个工件型腔。根据锌合金工件的特征,填充时间应在 6-40ms内。当压铸件为机械工件或铸件表面需要电镀时,其填充时间应小于 20ms,喷漆件小于 40ms。

5.压铸比压的设定

薄壁件、电镀件、承载件、复杂件压铸比压应选高些;浇道阻力大,浇道长,转向多,比压应选大些,内浇口速度要求高,压铸比压应选择大些。一般铸件应选 13-20MPa,要求高的铸件在 20-30MPa范围。

6.保压时间与保压比压的设定

保压时间长,降低生产速度,影响生产;保压时间短,使铸件在凝固过程中的收缩得不到充分的补尝,降低铸件的机械性能,保压时间是根据壁厚和观察内浇口处是否出现空洞而定,一般应大于0.5s。保压比压太高,易出现飞边;保压比压太低,铸件易形成空隙,正常的保压比压在 14-35MPa。

关键工艺参数 篇5

飞行试验的目的是满足设计需求、提供可靠数据,因此试验机数据处理是不可缺少的重要环节。为了满足定型飞机海量数据的数据处理要求,提出了关键参数快速处理系统的设计思路,并且研制成功、开始应用。

传统的数据处理模式及数据处理流程能够满足当时的试验数据处理要求,但是在ARJ21定型试飞过程中,测试参数激增到了6 000个左右,甚至更多,地面卸载及处理时间大致增长到飞行时间的1.5~2倍[1]。在参数过多的情况下,传统的数据处理模式已经严重制约了试验机试飞效率,并已经无法满足试飞工程师快速获得结果数据的要求。为了能够实现飞行任务结束后的短时间内获得数据处理结果,设计研制了飞行试验机载关键参数快速处理系统,将传统模式下的事后处理改为飞行中即时处理,待飞行结束后即可得到处理结果。关键参数快速处理系统结合了现有成熟的数据处理方法,包含了实时操作系统下具有接收、解包、处理、记录IENA网络数据流功能的实时处理软件,还包括了符合机载环境要求的基于嵌入式多核处理器硬件架构及硬件平台。该系统在成功研制之后,通过了各类例行试验及实验室验证,并在某型运输机的飞行试验中进行了应用验证,其性能指标均达到了实际应用的要求。

1 国内外现状

纵观国外飞机试飞情况,无论是空客的A380、A330、A400M还是波音787,在试飞过程中都非常重视机载实时处理系统的作用。在国外大型运输类飞机的试飞以及基于运输类飞机的特种飞机试飞都无一例外地采用机载实时数据处理系统对整个试飞过程进行实时监控和数据实时处理[2]。如波音公司进行B747、777等飞机的试飞时使用了在当时可谓功能强大的“机载实时数据分析与监视系统”(ADAMS)[3],在长达10多个小时的试飞过程中不仅对一些关键参数进行实时监视,同时在飞机上试飞工程师还可以对部分试验科目进行分析处理,数据处理可达总量的50%~60%。在飞行结束后,还可再借助于地面系统的支持和工程化、系统化地进一步完成试飞数据的处理工作,使得数据处理周期大大缩短。

我国从20世纪80年代末开始,就已经在Y7飞机的定型试飞任务中采用机载实时系统执行实时监控任务[4],但因受到技术的限制,无法实现试验数据的机上实时同步处理,因而在每次飞行试验过程中,仅能使用机载数据记录系统记录所有试验参数的原始二进制码值,并只能待飞行结束后,才能进一步提取出各个课题所需的飞行试验参数数据,延缓了下一次飞行试验计划的制定,也影响了整个飞行试验的周期。

2 飞行试验机载关键参数快速处理系统

据统计,现阶段试验机的测试参数已经达到20 000个左右,加之飞行时间长,机载数据记录文件占用空间大,事后数据处理步骤繁多,导致了数据处理用时长。为了解决这些问题,飞行试验机载关键参数快速处理系统采用了实时操作系统,基于多核处理器的数据处理应用软件架构,实现了机上网络数据的接收、解包,以及实时数据的工程量转换、结果数据的分组记录等功能,完成了关键参数的快速处理。

2.1 系统硬件设计

快速处理系统硬件包含了基于双核1.8 GHz处理器芯片、1 000 Mb/s以太网口的嵌入式计算机,以实现对机载网络IENA数据流的实时采集、解包、校准、计算、分组和存储等功能。机载网络IENA数据流从以太网口输入,由嵌入式系统处理器内核1完成IENA网络数据流的解包,然后将解包后的数据通过DMA方式直接传输至处理器内核2,接着由处理器内核2完成实时数据分析与处理工作,包括参数取位、拼接、工程量转换等,最后传送至嵌入式计算机的RAM中,并由嵌入式计算机将数据结果存盘至固态硬盘SSD中。快速处理系统硬件组成如图1所示,其模块逻辑结构及数据流逻辑关系如图2所示。

2.2 实时处理系统软件设计

系统的软件部分基于Visual C++及Lab VIEW平台开发,其核心的实时数据处理模块采用了目前较先进的嵌入式实时技术,以保证数据处理的实时性和高可靠性[5]。系统采用Pharlap ETS嵌入式实时操作系统。Pharlap ETS是与RT Linux、QNX以及Vx Works V同级别的嵌入式实时系统,广泛应用于航空航天测量控制及仿真领域。另外,关键参数快速处理单元配置软件的全部操作采用了图形化的人机界面,能方便、直接、快速完成机载系统的配置。通过配置操作,关键参数快速处理单元可在开机后自启动,首先完成系统自检,判断系统的工作状态,如果正常则进行下一步工作,同时将设备面板的“工作正常”指示灯闪烁,反之不闪烁。待系统正常启动后,配置计算机将通过网络接口,完成对飞行参数的备份记录及快速处理系统的配置工作,这些工作包括:分析下载带头文件、选择提取参数通道、设定所需参数配置以及系统的各项配置参数。随后软件进入循环连续的数据采集、分析处理与存储流程。关键参数快速处理单元软件流程如图3所示。

关键参数快速处理单元系统软件可分为事先准备软件、采集信息管理模块、实时网络数据采集模块、IENA数据解包模块、实时数据处理模块、实时数据存储模块和数据快速导出软件组成,其结构组成如图4所示。

软件采用模块化设计思想,以功能来划分各个不同的子模块,主要子模块完成的功能及实现方法如下描述。

2.2.1 事先准备软件

飞行试验事先准备软件,通过机载采集信息及监控信息的引入、定义、编辑等操作,生成用于机载实时处理系统、地面实时监控系统、数据预处理系统和数据二次处理系统的SETUP文件。飞行试验事先准备软件由多个独立的模块组成,包括测试参数导入模块、测试参数编辑模块、提取参数名组模块和带头文件生成模块,其功能结构如图5所示。

2.2.2 系统配置模块

系统配置模块运行于配置计算机上,通过网络接口,完成对飞行参数备份记录及快速处理器系统设置工作,例如下载带头文件、选择提取的参数通道、设定所需参数配置以及系统设置的各项配置参数等。系统配置模块的用户图形界面如图6所示。

2.2.3 实时网络数据采集模块

实时网络数据传输模块运行于关键参数快速处理单元中,主要用于完成基于实时系统的网络数据接收及发送工作。机载数据采集终端将采集的数据采用组播方式以基于UDP协议的IENA数据包格式发送至机载测试网络[6,7]。每个IENA数据包以太网帧都是由MAC头信息(14个字节)、IP头信息(20个字节)、UDP头信息(8个字节)、IENA数据包和MAC层帧序检查(4个字节)五部分组成。

2.2.4 网络数据流解包模块

模块运行于关键参数快速处理单元中,依据任务需求,系统可同时完成1 200个动态通道的数据接收和解包。

2.2.5 实时数据处理模块

完成自定义通道的挑选、工程量转换等数据处理工作。

2.2.6 实时数据存储模块

实时数据存储模块用于存储测试过程中记录的试验参数数据,其可使用的数据存储空间不小于250 GB。

3 系统性能及优点

关键参数快速处理系统可以直接建立与机载测试网络的链接,完成KAM4000机载网络IENA数据包的采集与解包[8],支持不低于64位的参数采样率及不少于1 200个通道参数的实时处理,并且能够完成8 h以上不间断采集数据持续记录,且以电子盘作为记录介质,可将结果数据快速导出。同时,系统可根据预先加载的SETUP文件和参数组文件完成对实时接收的机载网络数据包进行解包和参数挑选,进而完成计算任务。计算包含了线性、多项式、双曲线、抛物线、点对分段等多种工程量转换算法,还可完成直线、双曲线、抛物线、点对和多项式等校准工作。

该系统已经经过Y7飞机的科研试飞验证,验证表明:数据准确、稳定可靠。传统的数据事后处理模式需要以下四个步骤:解原始包、数据分路、位流分析和数据预处理,以ARJ21试验机飞行3 h为例,完成事后预处理的时间大致在5~6 h,而采用快速处理模式可以在0.5 h内让试飞工程师拿到预处理结果数据,大大提高了试飞效率。

基于以上良好的系统性能,快速处理系统突破了过去传统的型号数据处理模式,不需要经过地面卸载及位流分析,做到了飞机落地即可进行数据分析,大大提高了试飞数据处理效率。由于数据处理模式的改进,在系统的研发过程中,专门针对飞行试验网络数据制定了标准数据处理流程、接口定义文件等,形成了较完善的飞行试验网络化数据处理标准,用以配套网络化测试系统在行业内的推广。同时,关键参数快速处理单元采用预先分配内存技术,使用时间戳索引完成数据包时间的快速对齐,确保了关键参数数据处理结果在时间上的一致性。另外,系统在网络层上采用了访问控制列表(ACL)技术,通过匹配KEY字方式,将需要的数据包路由到指定端口输出,解决了高码率传输过程中的易丢包难题。

4 结语

飞行试验机载关键参数快速处理系统基于对机载测试设备的深入分析研究,以飞行试验信号产生源KAM4000机载测试系统为切入点进行设计研发,采用了嵌入式多核处理器为硬件架构平台、实时系统为软件支撑环境,解决了飞行试验IENA数据采集、关键参数数据分析处理及连续不间断存储的难题。由于系统结合了嵌入式多核处理器硬件技术低功耗、小尺寸和高性能的硬件特性,及实时系统软件良好的实时处理特性,从而保证了关键参数快速处理单元从数据采集、处理到数据存储的实时性。同时,快速处理系统可以实现多路信号的实时监控,以针对不同试飞科目生成对应的结果文件,并在配置选项上,能够实现算法选择、处理参数选择以及数据处理结果存储格式选择。另外,快速处理系统相较于机载记录系统,增加了数据预处理功能,可以直接获得物理量,增强了维护性。

飞行试验机载关键参数快速处理系统不仅适用于飞行试验数据的快速处理,同时还可以应用到航天、舰船以及航空工业其他领域中,以作为装机的机载测试设备。

摘要:飞行试验过程中,关键参数的快速处理已成为国内外试飞机构争相解决的重要技术。在试验机的机载实时系统中增加关键参数快速处理单元,不需经过地面原始数据下载及位流分析等操作,利用空中飞行时间,在机上完成部分数据预处理及结果分组存盘,确保试飞工程师在飞行结束后可以直接对数据处理结果进行二次分析。关键参数快速处理单元解决了海量试飞数据处理的技术难题,对提高单次试飞效率及缩短型号试飞周期具有重要意义。

关键词:试飞测试,数据处理,机载设备,IENA

参考文献

[1] 戴明祯.数字信号处理的硬件实现[M].北京:航空工业出版社,1998.

[2] 程佩青.数字信号处理教程[M].北京:清华大学出版社,2001.

[3] LYONS Richard G.Understanding digital signal processing [M]. Upper Saddle River: Prentice Hall, 2004.

[4] 袁炳南,张建琳.PCM与网络数据采集系统技术分析[J].测控技术,2009,28(4):29-31.

[5] 侯俊杰.深入浅出MFC[M].武汉:华中科技大学出版社,2001.

[6] 任丽丽,张志杰.基于LabVIEW的串口数据采集系统[J].微计算机信息,2008,24(7):56-57.

[7] 柴敬安,廖克俭,张红朋,等.LabVIEW环境下的虚拟数据采集与分析系统[J].自动化仪表,2007(zl):180-181.

无线局域网室内定位关键参数计算 篇6

关键词:WiFi定位,AP位置,信号强度偏移,Keenan-Motley模型

0 引言

利用Wi Fi信号进行定位是一种比较可靠的定位方法, 指纹匹配[1]将接收到的Wi Fi信号特征与存储的采样值逐一比较, 取相似度最高的采样点位置为定位结果, 但采样点增加会导致匹配花费时间延长定位响应滞后。基于信号强度分布模型[2,3]的方法能够解决采样点数据量过大的问题, 它将Wi Fi信号的室内分布用分布模型表示, 定位时利用收到Wi Fi信号强度判断其分布位置。但是模型分布方法需要测量Wi Fi AP位置, 在实际建模中却由于安全隐私问题往往无法直接对其进行测量;接收终端误差产生的实际信号强度与采集信号强度也存在偏差;另外室内Wi Fi信号传播模型的参数也较复杂难以靠经验估算。这些困难使模型分布法应用受到限制。

本文提出利用KM模型描述室内Wi Fi信号场强分布, 通过多个采样点建立对应场强方程, 利用泰勒展开将非线性方程组转化为线性方程组方法计算Wi Fi AP位置、场强偏移、衰减系数等关键参数进行室内定位, 从而解决模型分布法的应用困难。

1 分布模型与参数计算

1.1 Keenan-Motley分布模型

Keenan-Motley模型较知名的室内传播模型[4], 以传播距离对信号的对数损耗为依据, 增加室内多墙体以及多楼层对信号的穿透衰减的影响。KM分布如式 (1) 所示:

其中, f (d) 表示信号强度 (RSS) 损耗, d为接收终端与无线接入点 (AP) 的距离, P为无衰减信号强度, L代表Wi Fi接收模块产生的场强偏移与一米处衰减之和[5], γ为路径损耗系数, ki代表信号穿越同一类型墙或地板数, li为相应的穿越损耗系数, C表示室内存在不同性质 (如玻璃、大理石) 墙与地板种类, 一般室内情况下C值不超过4, 如需计算更复杂的室内环境可增大C值。

1.2 关键参数计算

通过KM模型需要计算的关键参数为:AP位置 (X, Y) 、γ、L和li。对式 (1) 推导各关键参数的一阶偏导数如下:

对AP位置 (X, Y) 、γ、L和li取任意初始值 (X0, Y0) 、γ0、L0和li0, 则f (d0) 为:

在初始值处对传播损耗公式 (1) 进行一阶泰勒展开:

其中, h.o.t为泰勒展开的高阶项, 将式 (2) - (6) 代入式 (7) 并忽略高阶项得到一次线性方程。

假设ΔX=x-X0, ΔY=y-Y0, Δγ=γ-γ0, Δli=li-li0, ΔL=L-L0为初始值与真实值之间的修正量, 并且进行M次采样 (各次采样为相对独立且线性无关) , 采样点位置为 (xj, yj) , 对应采样值为:f (dj) , j=1, 2, …, M, 则可转化为由M个线性方程组成的求解修正量的线性方程组, 如式 (8) 所示:

只需保证采样数目M大于修正矩阵维数, 即可利用高斯消元法解得修正矩阵。采用修正矩阵对初始点进行修正:

将式 (9) 的修正值代回式 (8) 计算得到新的修正量来更新上一次的解, 经过不断迭代使计算值不断向真实的参数值靠近。取一较小的预定门限值ξ, 迭代收敛条件为:

直到满足迭代收敛条件时, 结束迭代计算, 得到最终关键参数值。

2 Wi Fi定位

计算完成关键参数之后即得到室内Wi Fi信号的分布, 接着可由终端接收到的Wi Fi ID与相应信号强度进行定位, 定位过程如下:

①终端将接收到的Wi Fi ID:{ID1, ID2, …, IDn}与对应的RSS值:{RSS1, RSS2, …, RSSn}上传到定位中心。

②定位中心依据ID取出AP位置μ (X, Y) 和分布模型参数, 从而得到对应的分布函数fi (x, y) 。依据RSS值计算当前位置的概率:

③依据式 (11) 得到的各概率值得到定位结果μ (x, y) 并下发到终端:

3 结束语

将采样点位置 (x, y) 代入式 (1) 计算Wi Fi信号强度的预测值, 并与采样点实际采集的到信号强度比较, 计算预测残差, 依据残差量衡量关键参数预测的准确性。在多种室内环境下总共设立30个Wi Fi接入点进行实验测试, 经过分析:对于一些室内情况较复杂的情况, 预测残差较大, 对于较简单的室内环境, 预测残差较小, 说明了KM场强分布模型本身应对复杂室内情况的局限性。总的来说, 平均预测残差在-30d B以下说明参数计算结果比较准确。利用本文方法得到场强分布后按式 (11) - (12) 进行定位效果如表1所示。

绝大多数定位结果在20m以内, 并且一半以上的定位结果在5m以内, 取得比较理想的室内定位效果。

本文提出了在Wi Fi接入点位置不可测量、信号强度发生偏移、传播模型参数难以确定的情况下, 室内Wi Fi分布关键参数的计算方法, 依据该方法能够较准确估计各参数值, 取得的平均预测残差低于-30d B, 能够有效地进行室内定位, 20m以内定位概率达到86%以上, 5m以内定位概率达到50%以上, 说明了该方法的有效性。

参考文献

[1]王睿, 赵方, 彭金华, 等.基于WiFi和蓝牙融合的室内定位算法[J].计算机研究与发展, 2011, 48 (Supll.) :28-33.

[2]朱山.室内无线传播及覆盖性能研究[D].武汉:华中科技大学, 2012.

[3]Koski L, PichéR, Kaseva V, et al.Positioning with coverage area estimates generated from location fingerprints[C].Proceedings of the 7th Workshop on Positioning, Navigation and Communication, Dresden Germany, Mar.2010:109-116.

[4]Kavas A.Investigation of indoor propagation models at 900, 1800and 1900 MHz bands[J].WSEAS Transactions on Communications, 2003, 2 (4) :109-112.

热管铣刀散热基本结构关键参数优化 篇7

在刀具内内嵌热管来提高刀具的散热效果, 实现切削区的快速散热是一种全新的冷却概念, 经散热结构改善的刀具相当于一个优良的散热装置, 能把切削区的热量快速带走。由于车刀的仿真、测温和制造相对简单, 故目前热管刀具的研究主要集中于车刀[1,2,3,4,5,6,7]。受旋转类刀具难以直接测温及其热管刀具结构复杂等因素的制约, 对旋转类热管刀具的研究主要采用仿真或模拟的方法。Jen等[8,9]用仿真技术和模拟方法对热管钻头的结构进行了优化;文献[10]通过仿真对利用热管散热来提高铣刀寿命的可行性进行了初步研究;文献[11-12]把热管应用于磨削散热, 通过仿真和工件测温实验发现其能降低切削区的温度。笔者在文献[13-14]中很好地解决了旋转类刀具的测温难题, 并在文献[14]中设计并制造出实物热管铣刀。文献[15]虽对热管铣刀的基本结构进行了优化, 并有效地提高了热管铣刀的散热效果, 但对基本结构参数与散热能力之间的作用规律和各参数的最佳取值未作讨论。

本文对热管铣刀的散热热流过程进行优化分析, 对与散热增量关系不明确的结构参数进行量化关系评定实验。建立热管铣刀结构参数与散热增量之间的关系评价实验平台, 基于系列正交试验获得各试验因子与散热增量间的关系及各因子的最佳取值。最后, 基于实验获得的各结构最佳参数值制造一把热管铣刀, 并以此进行切削测温实验, 进而验证正交试验的结论。

1 热管铣刀散热结构优化后热流过程

图1所示为文献[14]中优化的热管铣刀散热基本结构。热管蒸发端嵌入铣刀体内, 冷凝端嵌入翅片散热器内, 具有热的超导体美誉的热管能大大降低刀具与散热器之间的温差;在刀轴外围安装一个涡轮扇片装置, 涡轮扇片随主轴旋转产生的强风被引导到散热器表面, 使散热器表面形成强制对流, 从切削区不断传往散热器的切削热经散热器翅片表面最终传入空气。由于铣刀表面面积远小于散热器表面散热面积, 忽略铣刀表面经对流换热传入空气的热流, 热管铣刀的宏观热流过程可描述为六步 (见图2) : (1) 热量从切削区传往铣刀体内孔壁; (2) 热量从铣刀内孔壁传入热管蒸发端外壳; (3) 热量从热管蒸发端通过传热介质输送到冷凝端; (4) 热量从热管冷凝端外壳传入散热器内孔壁; (5) 热量从散热器内孔壁传往散热器翅片外表面; (6) 热量从翅片外表面经刀轴开口传入大气。该过程的总热阻为

式中, Ld为切削态下热流从刀具体内传导到刀具内孔表面的等效距离;Kd为铣刀的热导率;Ad为热流在刀具内传导到刀具内孔表面的等效传导面积;Rd, g为刀具与热管之间的平均接触热阻;Lg为热流在热管内从蒸发端传导到冷凝端的等效距离;Kg为热管的等效热导率;Ag为热管的等效传导面积;Rg, c为热管与散热翅片之间的等效接触热阻;Lc为热流从翅片内孔表面传导到翅片外表面的等效距离;Kc为翅片的热导率;Ac为热流从翅片内孔表面传导到翅片外表面的等效传导面积;hc, q为翅片与大气之间的对流系数;Ac, q为翅片与大气之间的对流面积。

图2中, Td, g, 1为铣刀体与热管蒸发端接触面处铣刀体内孔表面的温度值;Td, g, 2为铣刀体与热管蒸发端接触面处热管外表面的温度值;Tg, c, 1为热管冷却端与散热器接触面处热管外表面的温度值;Tg, c, 2为热管冷却端与散热器接触面处散热器内孔表面的温度值;Tc, q为散热器外表面与空气接触面处散热器外表面的温度值;T∞为周围环境空气的温度值。

2 热管铣刀散热基本结构的参数优化分析

式 (1) 中, 为热流过程一阶段热流从切削区传导至铣刀内孔壁的热阻值。在刀具外径一定的情况下, Ld减小, 变小, 铣刀内孔径必然增大, 刀具强度也随之减小, 因此, 在进行热管铣刀设计时在保证刀具强度的前提下Ld值越小越好;Kd值越大, 越小, 然刀具材料直接影响到刀具的切削性能, 所以在进行热管铣刀设计时不讨论刀具材料的选择问题;在铣刀外径一定的情况下, 内孔越大Ad越大, 可见在热管铣刀设计时, 在保证刀具强度的前提下铣刀内孔径 (即热管外径) 越大越有利于散热。

Rd, g为二阶段热流从铣刀内孔壁传导到热管蒸发端表面的接触热阻。接触热阻由点接触热阻和空穴热阻构成, 降低点接触热阻和空穴热阻的方法有: (1) 增大热流从铣刀内孔壁传导到热管蒸发端外表面的宏观接触面积, 这必须提高铣刀的内孔径; (2) 提高铣刀内孔壁与热管蒸发端外表面间的光洁度及二者间的压力。因此在热管刀具制造时, 在制造工艺许可的情况下尽可能提高刀具内孔与热管蒸发端外表面的光洁度, 尽可能减小铣刀内孔与热管蒸发端之间的间隙, 以提高铣刀内孔壁与热管蒸发端表面间的压力 (最好填充辅助导热液或导热胶) , 热管受热时热管内的传导介质气化会使热管外壳膨胀而填补热管外壳与铣刀之间的部分装配间隙。

为三阶段热管的热阻值。Lg越小, 越小。实际应用时, 热管蒸发端嵌入铣刀内, 冷凝端嵌入散热器内, 为增大散热器的散热面积须增加翅片数量, 即增加热管嵌入散热器的长度;另外, 在二阶段中, 铣刀内孔壁与热管蒸发端外表面的接触面积与接触长度成正比。这就提出一个问题———铣刀内孔壁与热管蒸发端外表面的接触长度多少为最优。热管质量越好, Kg值越大, 在热管铣刀设计时须选用优质热管;Ag为热管的截面等效传导面积, 热管直径越大, 其值越大, 在热管铣刀设计时在保证刀具强度的前提下铣刀内孔径越大越好。

Rg, c为四阶段热管冷凝端外表面与散热器翅片内表面之间的接触热阻值。如二阶段, 要减小点接触热阻和空穴热阻, 必须增加热管冷凝端的外径, 增加热管冷凝端与翅片的接触长度, 提高热管冷凝端与散热器翅片接触面的光洁度及二者间的压力。

为五阶段中, 热量从翅片内孔壁传导到翅片外表面的热阻值。图3为散热器翅片的结构图, 图中r的值越小, Lc值也越小, 但r减小会减小散热器翅片的表面积Ac, 因此r的最优取值还需进一步讨论;Kc值越大越好, 所以一般选用铜、铝等导热系数较大的材料来制造翅片;在热管冷凝端与散热器接触面长度一定, 及h1值一定的情况下, h2越大Ac越大, 但这会减少散热器翅片的数量 (图3) ;另外, 实验结果表明减小h1值会阻滞翅片间空气的流动, 不利于翅片与空气间强制对流的形成;此外, Y越大, Ac和Ac, q也随之增大, 但是Y增大 (即刀柄开口增大) 必然降低刀柄的强度;另外刀轴开口增大散热面积Ac也随之增大。可见, r、Y、h1和h2与散热增量的关系是个多因素问题, 需再作深入讨论。

为六阶段翅片与空气间的对流换热阻值, hc, q为对流换热系数, 强制对流时流体速度越快其值越大, 因此在热管刀具设计时, 设计涡轮风扇结构来产生强风, 使散热翅片表面产生强制对流。图3中, Y值增大, hc, q和Ac, q的值也随之增大, 但是Y增大会降低刀柄的强度;r增大, Ac, q和Lc值随之增大;图3中h1减小Ac, q随之增大, 但会阻滞翅片间空气的流动, 减小对流换热系数hc, q。可见h1、h2、Y和r与热阻R是个多因素问题。

基于对式 (1) 的分析, 热管铣刀结构参数的很多因子与热阻R为复杂的多因素关系, 这需设计若干正交试验来明确这些关系。在热管铣刀设计时需对若干影响热管铣刀散热效果的关键参数进行优化, 这些参数包括:热管的参数、铣刀内孔壁的参数、散热器的参数、涡轮风扇的参数、刀轴开口宽度的参数, 其中刀轴开口对散热影响关系较为复杂, 本文不作详细讨论。

3 热管铣刀基本结构参数优化

3.1 参数优化实验平台与原理

如图4所示, 参数优化实验平台主要由三部分组成:加热部分、模拟热管铣刀旋转部分、温度测量部分。铣床主轴带动热管铣刀一起旋转, 模拟切削态热管铣刀的涡轮旋转产生强风, 强风使翅片散热器表面形成强制对流;保温盒固定在铣床工作台上, 电阻丝 (电阻丝表面绝缘) 套在长度为10mm的铜套外圆, 铜套固定在保温盒内, 并套在铣刀切削端外, 铜套内孔与刀具之间的间隙为0.3mm, 这用来确保铣刀旋转时不影响到铜套与电热丝。通过可调功率仪控制电热丝的功率, 模拟切削热加载量。通过热电偶测温系统测量发热盒内的温度、电热丝的温度。刀具选择16×16×45×100-HSS-AI铣刀;热管直径为8mm。

实验环境温度为25℃, 相对湿度为65%, 铣床转速为800r/min。电热丝的初始功率P0=50W, 保温盒内测温点2的温度稳定在t1=200℃, 即在本文初始设定的实验环境下, 保温盒内温度为t1时该保温盒的散热能力是P0。改变实验散热条件i (即改变热管铣刀的参数) , 调整功率仪的输出功率使保温盒内温度稳定在t1, t1值稳定后, 可调功率仪的输出功率为Pi, 则散热条件i对散热能力的影响量 (散热增量) 为

这样就能够测定不同散热条件变化对散热效果 (散热增量) 的影响量。

3.2 结构参数与散热增量间关系的正交试验

基于对式 (1) 的讨论, 可明确影响散热效果并需进一步实验验证的结构参数有:热管参数、散热器参数、涡轮参数和刀轴开口参数 (刀轴开口参数较为复杂, 本文暂不讨论) 。

在刀具外径一定的情况下, 影响热管铣刀散热性能的主要热管因子有:铣刀内孔壁与热管蒸发端外表面的接触长度l1 (A) 、热管冷凝端外表面与翅片内孔的接触长度l2 (B) 、热管表面光洁度Rag (C) 、热管蒸发端与铣刀内孔的配合间隙H1 (D) 、热管冷凝端与翅片内孔的配合间隙H2 (E) , 实验过程未安装翅片和涡轮。

翅片因子有:翅片的半径r (A) 、翅片间隙h1 (B) 、翅片厚度h2 (C) 和翅片表面光洁度Rac (D) 。实验过程热管的参数为:l1=50mm, l2=70mm, Rag=0.4μm, H1=0.04mm, H2=0.02mm;涡轮结构参数为:Δr=50mm, Δr1=2mm, α=40°, x=8, Raw=6.3μm。

涡轮参数因子有 (图5) :涡轮的外径差Δr (A) 、涡轮内径与翅片之间的间隙Δr1 (B) , 涡轮扇片的偏角α (C) 、涡轮扇片的数量x (D) 、涡轮扇片的表面光洁度Raw (E) 。实验过程热管的参数为:l1=50mm, l2=70mm, Rag=0.4μm, H1=0.04mm, H2=0.02mm, 翅片结构参数为:r=50mm, h1=2.8mm, h2=0.9mm, Rac=6.3μm。以上实验设计都采用L16 (45) 正交表, 所用因素水平见表2。

3.3 散热增量测试结果分析

正交试验的结果如表3所示。据表3得散热增量ΔPi与热管、翅片和涡轮的结构参数的关系, 如图6所示。

由图6a可知: (1) 随l1增加ΔPi也增大, l1为50mm时ΔPi达最大, 之后逐渐减小。原因在于l1较小时, 随l1的增大能够增大刀具与热管蒸发端之间的热传导面积, 从而减小热阻。热管是热的超导体, 从刀头到刀柄, 铣刀的温降远大于热管的温降, 当l1达到一定值 (如本实验中l1大于50mm) , 热管的温度反而大于铣刀的温度, 出现热流从热管回流到铣刀的现象; (2) 随l2增大, ΔPi相应增大, 但影响越来越小, 限于刀轴最大开口长度为70mm, 因此l2的取值为70mm; (3) 随Rag增大ΔPi相应增大, 之后影响越来越小, 综合制造工艺, 热管Rag的最佳取值为0.4μm; (4) 随H1减小ΔPi相应增大, 并且H1与ΔPi成线性关系, 从散热的角度而言H1值越小越好, 但是H1小于0.04mm后装配难度太大。综合考虑热管铣刀与热管的装配难易度, H1的最佳取值为0.04mm; (5) 随H2减小ΔPi相应增大, 并且H2与ΔPi成线性关系, 由于H2小于0.02mm后热管与散热器之间的装配难度大, H2的最佳取值为0.02mm。

由图6b可知:随r增大, ΔPi增大, 在r为50mm时ΔPi达到最大, 之后逐渐减小;随翅片间隙h1增大ΔPi增大, 在h1为2.4mm时ΔPi达到最大, 之后逐渐减小;随厚度h2增大ΔPi增大, 在h2为0.9mm时ΔPi达到最大, 之后逐渐减小;随Rac减小ΔPi呈线性增大。

由图6c可知:随涡轮内外径差Δr增大ΔPi呈线性增大;随Δr1增大ΔPi减小, 但影响不明显, 原因在于如果涡轮内径与散热片之间存在间隙, 会在内部形成涡流, 阻碍气体流向散热片的轴部, 故Δr1取0;α对ΔPi影响较大, 随α值增大ΔPi增大, 在40°时达到最大;扇片数量x最佳值取8;Raw对热管传热性能的影响不是很明显。

4 热管铣刀关键参数优化结果验证

以上已从理论分析和实验得到热管铣刀的基本结构参数与散热增量ΔPi的关系, 并获得相关参数的最优值, 下面以各参数的最优值, 设计、制造一把热管铣刀, 如图7所示 (为观察到翅片散热器, 图中部分涡轮扇片被拆除) , 其关键结构参数如表4所示。测温点i处于前刀面上, 距离主副刃各1.5mm, 切削工艺如表5所示, 切削测温结果见图8。

图8显示, 相同切削工艺条件下散热结构参数优化的热管铣刀相比普通铣刀, i点的温降达20℃。对切削区温度场反求的结果表明, 相同工艺条件下经结构参数优化的热管铣刀, 切削区的温降达到50℃以上。

5 结论

(1) 散热增量ΔPi随铣刀内孔壁与热管蒸发端接触长度l1增大而增大, 在l1为50mm时达到最大, 之后逐渐减小;ΔPi随热管蒸发端外表面与翅片内孔的接触长度l2增大而增大, 但影响越来越小;ΔPi随热管表面光洁度Rag增大而增大, 但影响越来越小;ΔPi随热管蒸发端与铣刀内孔的配合间隙H1减小而增大, 并成正比关系;ΔPi随热管冷凝端与铣刀内孔的配合间隙H2减小而增大, 并成正比关系。

(2) ΔPi随翅片的半径r增加而增加, 在r为50mm时ΔPi达到最大, 之后逐渐减小;ΔPi随翅片间隙宽度h1增加而增大, 在h1为2.8mm达到最大, 之后逐渐减小;ΔPi随翅片的厚度h2增大而增大, 在h2为0.9mm处达到最大, 之后逐渐减小;随翅片表面光洁度Rac增大而减小, 并成反比关系。

(3) ΔPi随涡轮的外径差Δr增大而增大, 并成线性关系;ΔPi随涡轮内径与翅片之间的间隙Δr1增大而降低, 2mm后影响不明显;ΔPi随涡轮扇片的偏角α增大而增大, 在40°后逐渐减小;ΔPi随涡轮扇片的数量x增大而增大, x>8之后逐渐减小;涡轮扇片的表面光洁度Raw对ΔPi的影响不明显。

(4) 经结构参数优化的热管铣刀, 切削区的温降达到50℃以上。

摘要:为给基本结构优化后的热管铣刀设定合理的结构参数, 对热管铣刀的热流过程进行了优化分析, 对与散热增量关系不明确的结构参数进行了深入讨论, 并进行了该类参数与散热增量间的量化关系实验。首先建立热管铣刀结构参数与散热增量之间的关系评定实验平台, 再通过系列正交试验获得各试验因子与散热增量之间的关系, 并获得各因子的最佳取值, 最后基于实验得到的各参数最佳值制造一把热管铣刀, 并以此热管铣刀进行切削测温实验, 进而验证正交试验结论的正确性。实验结果表明, 相比结构参数未优化的热管铣刀, 优化后切削区的温降达到50℃以上。

H点及总布置关键参数设计 篇8

关键词:H点,总布置,关键参数

1 某车型H点的设计方法

1.1 术语及定义[1]

H点:人体躯干与大腿相连的铰接点,简称跨点。AHP点:脚部正确放置在加速踏板上起始位置时,脚跟与压缩地毯的接触点,简称踵点。BOF点:鞋面中心线上距离AHP点203mm处的一个参考点。PRP点:踏板参考点,简称踏点。SWC点:方向盘轮缘面的切平面与转向管柱轴线的交点,简称方向盘中心点。百分位:指人体身高分布值的百分位,即表示身高小于此值的人数占的百分率,一般用%符号表示。SgRPX:H点与BOF点水平距离,单位为mm。H30:H点到AHP点的垂直距离,简称坐高,单位为mm。A40:在垂直平面内,人体躯干线与Z轴的夹角,简称靠背角或人体躯干角,单位为°。A47鞋平面角:驾驶员踩在加速踏板起始位置中心线的鞋面与水平面形成的锐角,单位为°。A42臀部角:人体躯干线与大腿线之间的夹角,单位为°。A44膝部角:大腿线与小腿线之间的夹角,单位为°。A46踝关节角:小腿线与赤脚脚面线的夹角,单位为°。As:人体躯干线与上臂线之间的夹角,单位为°。Ae:上臂线与下臂线之间的夹角,单位为°。

1.2 H点和驾驶姿态设计

1.2.1 H点确定

1.2.1. 1 H点的Z向坐标

(1)已知加速踏板位置,从而确定踏板参考点PRP点,一般来说PRP点与BOF点重合,得出BOF点坐标值。

(2)鞋平面角A47依据公式(1)[2]计算。

(3)由BOF点、A47,可确定AHP点坐标,如图1所示。

(4)由(3)确定AHP点坐标后,已知坐高H30值为330,确定人体H点的Z向坐标,如图1所示。

1.2.1. 2 H点X向坐标

(1)宝骏属于A级车,驾驶员各百分位舒适性曲线由公式2~公式8[2,3]来确定,已知H30值,可得出SgRPX值。

公式中:SgRPX97.5——97.5%人体舒适性曲线;SgR-PX95——95%人体舒适性曲线,以此类推。

(2)在汽某车型开发设计过程中,选择95%人体进行设计。

(3)由公式3计算出SgRPX95值,结合BOF点X向坐标,确定95%人体H点X向坐标,如图1所示。

1.2.1. 3 H点Y向坐标

综合考虑某车型及对标车的整车宽、乘员仓内部横向空间和方向盘位置,从而确定95%人体H点Y向坐标。

1.2.2 驾驶姿态确定

1.2.2. 1 驾驶姿态参数

由参数H点、AHP点、A47、A40、SWC点和A18确定驾驶员驾驶姿态。

1.2.2. 2 靠背角A40

已知坐高H30,A级车H30定义为127~405 mm,A40为15°~40°,滑轨倾角大于0°,方向盘直径小于440 mm,靠背角A40计算方法依据公式(9)[2],A40推荐值与H30关系见表1。

1.2.2. 3 方向盘倾角A18

方向盘倾角A18按公式10[4]计算。

公式(10)中:A18——在垂直平面内,方向盘轮缘面的切平面与Z轴的夹角,简称方向盘倾角,单位为°。

1.2.2. 4 方向盘中心点SWC

(1) L6计算方法见公式11[4]。

公式(11)中:L6——BOF点与SWC点的水平间距,单位为mm。

(2) H17计算方法见公式12[4]。

公式(12)中:H17——SWC点与AHP点的垂直距离,单位为mm。

(3)由BOF点、L6值,可确定SWC点X向坐标。

(4)由AHP点、H17值,确定SWC点Z向坐标,如图1所示。

1.2.2. 5 软件模拟

(1)运用UG软件总布置模块中的二维人体建模,约束参数H点、A40、AHP点、A47、SWC点和A18,可确定95%人体驾驶姿态。

(2)根据UG中的座椅线应用模块中的舒适性曲线簇确定座椅最小滑移行程。不同百分位人体的座椅滑轨行程长度推荐值见表2。

1.3 驾驶姿态舒适性判定

驾驶姿态确定后,测量其关节角A40、A42、A44、A46、As和Ae是否在舒适性范围内,见表3,若不在,则表示设计的H点和驾驶姿态不满足舒适性要求,需重新设计各参数,直到满足为止。

2 某车型总布置关键参数设计

2.1 乘员纵向空间及高度空间

2.1.1 定义及术语[1]

L103:整车长度,整车最前端及最后端的最大纵向距离,如图2所示;H100:整车高度,垂直于地面的白车身最大高度,如图2所示;L101:轴距,前后轮心的纵向距离,如图2所示;H30-1/2/3:坐高,乘员脚跟点至H点的垂直距离,1/2/3分别表示乘员的排数,如图2所示;H61-1/2/3:有效头空,乘员H点的垂直线偏后8°方向上,从H点至最近干涉面的距离,再加102 mm,1/2/3分别表示乘员的排数,如图2所示;L50-2/3:乘员H点的纵向间距,2表示第一第二排乘员的纵向间距,3表示第二第三排乘员的纵向间距,如图2所示;L34:驾驶员腿部空间,驾驶员脚踝点至H点的距离,再加254 mm,如图2所示;L51-2/3:后排乘员腿部空间,后排乘员脚踝点至H点的距离,再加254 mm,如图2所示;L202:行李舱尺寸,整车Y0中心线上,地毯上方的座椅后部至尾门关门时饰板的最小纵向距离,如图2所示。

2.1.2 某车型的纵向空间及高度空间参数的选定

从扫描的对标车数据中提取对应的数据。整车长宽高、轴距是根据市场定义,以及开发策略定义的初始数值。在定义整车参数后,综合考虑零件布置、坐姿舒适等因素,将坐高、头空、座椅间距、腿部空间、后备箱容积大小等参数,定义到一个既满足市场需求,又符合设计要求的数值,使得该部分空间处于对标车之间或优于对标车,见表4。

2.2 乘员的横向空间及头空

2.2.1 定义及术语[1]

(1) W27-1/2/3,乘员斜向头部空间,从乘员包络最高点做X截面的后视图,包络截面线沿水平线偏上30°方向上,至最近干涉线的最小距离,如图3所示。

(2) W3-1/2/3,肩部空间,乘员H点处做X截面,在H点以上254 mm至腰线的区域内,左右截面线的最小横向距离,1/2/3分别表示乘员的排数,如图4所示。

(3) W5-1/2/3,臀部空间,乘员H点往下25 mm,往上76 mm,往前76 mm,往后76 mm的区域内,左右饰板间的最小纵向距离,1/2/3分别表示乘员的排数,如图4所示。

2.2.2某车型的纵向空间及高度空间参数的选定

从扫描的对标车数据中提取对应的数据。根据对标车的斜向头部空间,初步定义某车型的头部空间,分析相关侧围的截面,将头空做到最大,并优于对标车。根据对标车整车宽度,定义初始的肩部空间和臀部空间,做出限制面,约束门内升降机构、玻璃布置、线束、手柄拉索等零部件的布置,做到肩部空间和臀部空间处于对标车之间或优于对标车,见表5。

2.3 乘员视野

2.3.1 定义及术语[1]

(1) A124-1-U:驾驶员前上视野,在驾驶员中心Y截面上测量,抽取UG97版本的95%中间眼椭球中心线,并投影至驾驶员中心Y截面上,从眼椭圆上方作切线至前方上部任何非透明零件止(如玻璃黑边、顶棚、遮阳板等所有能遮挡视野的零件),前方上视野为切线与水平面间的夹角,如图5所示。设定目标值时需考虑风窗透明区的范围。

(2) A124-1-L:在驾驶员中心Y截面上测量,抽取UG97版本的95%中间眼椭球中心线,并投影至驾驶员中心Y截面上,从眼椭圆下方作切线至前方下部非透明零件止(如风挡黑边、发罩、仪表板、上安装板等,不包括方向盘和前雨刮),前方下视野为切线与水平面间的夹角,如图5所示。设定目标值时需考虑风窗透明区的范围。

(3) A124-2-U:驾驶员后上视野,在驾驶员中心Y截面上测量。抽取UG97版本的95%中间眼椭球中心线,并投影至驾驶员中心Y截面上,从眼椭圆下方作切线至后方下部任何非透明零件止(如衣帽架、风挡黑边等,不包括后雨刮及座椅头枕),后方下视野为直线与水平面间的夹角。若非透明的零件高于眼椭圆上部,则为负值,如图5所示。

(4) A124-2-L:驾驶员后下视野,在整车中心Y截面上测量,从V1点作一直线至后下方任何非透明零件止(如座椅头枕、衣帽架、风挡黑边等,不包括雨刮),另作一直线垂直于地面线,后视障碍测量这两直线的交点到地面的竖直高度,如图5所示。

2.3.2 某车型的驾驶员视野参数的选定

从扫描的对标车数据中提取对应的数据。根据对标车的驾驶员视野,合理制定某车型的视野目标值,做出限制面,约束前后挡黑边、遮阳板、仪表板、下安装板、顶棚等零件的布置空间。将视野做到处于对标车之间或优于对标车,见表6。

3 结语

本章主要依托某车型项目,应用UG,采用不同百分位人体,结合实际开发经验和法规要求,对人体模型的建立、乘员的内部空间、视野等参数进行设计,从而确定某车型乘员设计设计的合理性。

参考文献

[1]SAE J1100—2009,(R)Motor Vehicle Dimensions[S].

[2]SAE J4004—2008,Posirioning the H-Point Design Tool—Seating Reference Point and Seat Track Length[S].

[3]SAE J1517—2009,Driver Selected Seat Position[S].

负压脱水工艺参数研究 篇9

目前, 国内油田污油的单独处理, 主要使用热化学沉降脱水与离心脱水两种方式[1]。污油的热化学沉降脱水, 是向污油中加入高浓度专用破乳剂, 在较高温度下长时间沉降脱水。此方法脱水工艺简单, 但破乳剂使用量高, 热能消耗大, 处理周期长;离心处理法是依靠提高重力加速度, 使污油油水固三相分离。对于油水密度差较小的重油, 离心脱水效果要远差于稀油。同时, 该法对离心机设备的质量要求很高, 国产设备基本上达不到安全连续运行要求。

污油负压脱水技术[2], 是利用负压使污油中的水相在较低的温度下达到沸腾, 从而达到油水分离的目的, 不仅是对离心法处理污油技术的补充和完善, 同时也为正常重油深度脱水提供潜在的后续保障。

1 负压脱水装置设计

1.1 负压脱水原理

污油负压脱水是利用油与水存在很大的沸点差, 在高真空状态下大幅度降低水的沸点 (图1) , 使污油中的水相更易于汽化, 通过对水蒸气冷凝达到油水分离的目的。

1.2 负压脱水室内试验装置设计

建立小型室内试验装置, 其中流化蒸发器设计容积为5×10-2m3, 内部蒸发板面积为2.5×10-1m2。污油脱水工艺流程由流化蒸发器、供热系统、真空泵、负压控制器、负压水蒸汽冷凝器、负压密闭排水、排油等系统组成, 试验装置图见图2:

如图, 在污油进入室内负压脱水模拟装置之前, 对其进行预加热处理, 使污油能够更好的分布在脱水装置的蒸发板上, 增加气液接触面积。污油室内负压脱水装置在进行脱水试验时采用连续进液、间歇排油排水处理方式, 加热方式采用水浴加热, 水蒸汽冷凝方式为冷凝水冷凝。

2 室内试验

2.1 试验用污油

本次试验用污油为新疆油田重油开发公司原油处理站污水回收油 (含水45.7%) 。对油样进行粘度分析, 结果见表1:

2.2 试验方法

取1L污油, 预热至预定的试验温度, 以一定的速度输入流化蒸发器中, 在不同真空压力下脱水, 设备运行1h后, 取抽排泵出口原油, 测含水率。

2.3 工艺参数确定试验

2.3.1 温度和真空度对负压脱水的影响

在不同温度、不同真空度下, 以20m L/min的进油速度进行污油负压脱水试验.试验结果表明, 在脱水温度≥75℃, 真空度≤-0.07MPa时, 污油经负压脱水后, 含水可由由45.7%降至2%以下, 达到污油脱水要求 (≤2%) ;在脱水温度过低或真过度过高时, 污油负压脱水

后含水相应升高, 达不到污油脱水要求。于是规定流化蒸发器工作真空度为-0.07~-0.095MPa, 工作温度为75~90℃。

2.3.2 污油含水量对负压脱水的影响

在真空度为-0.07MPa, 进油速度为20m L/min的条件下, 对不同含水量的污油进行负压脱水试验.

试验结果表明, 在温度≥75℃, 不同含水污油经负压脱水后, 含水均可降至2%以下, 达到污油脱水要求, 但经计算, 当污油含水>30%时, 负压脱水热能消耗太大, 故设定负压脱水适合含水为≤30%。

2.3.3 进油对负压脱水的影响

在真空度为-0.07MPa条件下, 用不同速度将污油输入流化蒸发器中, 设备运行1h后, 测抽排泵出口污油含水.

试验结果表明, 当进油速度≤20m L/min, 即污油在流化蒸发器中脱水时间≥1h时, 污油脱水可以达到标准要求。

2.3.4 其它参数对负压脱水的影响

经试验证明, 除温度、真空度、污油含水、进油速度外, 流化蒸发器中蒸发板的面积、加热盘管的放置对污油负压脱水也有一定影响, 一般情况下, 相同容积的流化蒸发器, 蒸发板面积越大、加热盘管表面积越大, 污油脱水效果越好。

3 结论

本工艺经室内装置实际应用表明, 负压脱水装置最佳适用范围为:真空度-0.07~-0.095MPa, 温度75~90℃, 脱水时间≥1h, 进液含水≤30%, 在这个范围内, 脱水后污油含水可以达到2%以下。同时也证明了, 负压脱水作为一种新的脱水方式, 在油田生产运行中是可行的。

摘要:选取某油田污水回收油, 对负压法脱水进行相关工艺参数研究。工艺效果为负压脱水后污油中剩余含水为指标, 分别考察了工艺运行中温度、时间、含水、真空度等工艺参数的变化对负压脱水效果的影响, 并对工艺条件进行优化。确定最佳工艺条件, 进油温度适用范围为60℃75℃, 脱水时间≥1h, 含水≤30%, 工作真空度:-0.08MPa-0.09MPa。

关键词:污油,脱水,负压,工艺参数

参考文献

[1]孙宇, 胡勇刚重污油脱水技术新进展炼油与化工2011, 22 (5) :8-9

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