参数板故障范文

2024-05-12

参数板故障范文（精选7篇）

参数板故障第1篇

Dash3000 监护仪小巧,结构紧密,质量较好,常用于急抢救等对便携特征要求较高的场合,比如外出会诊、120 急救车等[1]。其参数板为中间一个类方形的模块,集中了其所有的参数接口,根据不同配置而开通对应的软件功能就可以使用。我院将2 台该设备安装在急救车内,由于经常在各种复杂环境中使用,该参数板出现了一些故障,现将其介绍如下,与同行探讨。

1 故障一

1.1 故障现象

屏幕上出现了所有参数的数据显示框,除了能看到心电波形和心率外,其他参数如血氧、血压(含已开通的双有创)的框内没有对应数据出现。按无创血压按钮仍可以打气。

1.2 故障处理

首先通过替换法排除外部配件问题,然后检查液晶的白色短数据线是否正常。此时初步估计为参数板故障。整个参数模块为一整块电路板,重点检查血压和血氧部分[2]。根据故障现象,逐步从数据传输链路开始往后查,用万用表的二极管挡测量高速光耦U29 的输出端时,其正向值和反向值分别为0.235 和0.158 V;同时测量心电部分的光耦,其正反向值为0.707 和0.648 V,说明性能已经严重下降,会形成数据回传有误或者无法传输。将其更换后重新开机,则无上述故障现象。

1.3 故障原因分析

该参数板从背面看可以分为3 个部分:(1)心电处理电路,着重分析心电;(2)其他参数处理电路;(3)信号预处理电路,通过握手协议,将所有处理信号经U48(A40MX04,16 位FPGA芯片)再次与主板通信。为避免干扰,2 部分处理电路分别用3 个高速光耦与预处理电路连接。其中有2 个反向安放的光耦(HCPL2611)用于互通数据。如果可以打气,说明控制方向的光耦(U28)正常;如果显示数据为空白,说明回传方向的光耦(U29)出现问题。

分析得出,该监护仪靠预处理板进行协议通信,如果显示框没有出现,就要考虑预处理电路故障。光耦属于光电元件,内部为光敏介质的二极管,其正向电气特性也和普通二极管一样。如果其特性变化,在高速触发时就会造成数据丢失。

2 故障二

2.1 故障现象

参数板与fluke心电模拟器对接后,心电图无正常波形并且不出心率,全是类似干扰的杂波,如图1所示。设备无法切换心电通道,多通道全屏显示时存在类似现象。

2.2 故障处理

先排除附件故障后,对于波形紊乱的问题可直接检查心电板。根据以往经验,可检查心电插座内部是否导线脱落或者铜皮掉落[3],经查无误。然后考虑电路板上的信号处理部分虚焊或者松动,遂将带屏蔽层的模块(银色长方形,U58)的所有管脚重新焊接,同时发现旁路滤波电容(C70、C71、C72)已开始膨大失效,后将其更换。开机后用模拟器测试均正常,故障排除。

2.3 故障原因分析

由于120 急救车经常外出,直插件或贴片元件会出现松动和虚焊。根据波形判断,较大程度上是干扰波,其中包含了所需的心电波形,但被干扰波叠加而湮没。该屏蔽模块共有5 对引脚,分别对应心电的5个导联,如果屏蔽模块的某引脚虚焊或者接触不良,会形成一个抬高的对地电压,就不存在真正的地。同时旁路滤波电容失效也对工频干扰没有了抑制作用。

3 小结

对于类似便携式或者频繁移动设备,特别是动态脑电、心电记录盒等微弱信号检测系统,由于经常抖动而出现波形紊乱或者干扰时,多为接触方面的问题,可以采取补焊、取下重新焊接和多次插拔的方法,甚至打磨掉插针等铜质材料上的氧化层,或许能够解决类似的问题。

摘要：<正>0引言Dash3000监护仪小巧,结构紧密,质量较好,常用于急抢救等对便携特征要求较高的场合,比如外出会诊、120急救车等[1]。其参数板为中间一个类方形的模块,集中了其所有的参数接口,根据不同配置而开通对应的软件功能就可以使用。我院将2台该设备安装在急救车内,由于经常在各种复杂环境中使用,该参数板出现了一些故障,现将其介绍如下,与同行探讨。1故障一1.1故障现象屏幕上出现了所有参数的数据显示框,除了能

关键词：Dash3000监护仪,参数板故障,检修与分析

参考文献

[1]刘春华,尧伟鸿,聂璐璐.PM-7000监护仪常见故障检修3例[J].医疗卫生装备,2014,35(11):158.

[2]杨岸,周莉.便携式智能心电监护仪研究[J].辽宁工程技术大学学报,2003,22(2):231-233.

迫击炮座板参数化设计系统开发第2篇

迫击炮是一种弹道弯曲、体积小、质量轻、结构简单、机动性良好的火炮, 常作为步兵的伴随武器, 它通常由炮身、炮架、座板、瞄准装置和附件组成[1]。座板作为迫击炮的重要组成部分, 在射击时, 通过控制土壤来保证迫击炮具有良好的后坐和复进的稳定性, 从而改善迫击炮连续射击能力并提高射击精度和密集度, 所以座板的结构将直接决定迫击炮的性能, 而座板的刚度和强度是重要的设计目标。对迫击炮座板的工作状况进行仿真, 能够代替传统的反复试验和修改设计, 大大节省设计成本和研发周期。使用有限元软件对座板的刚度和强度进行仿真分析, 可以得到迫击炮发射时的最大变形以及应力应变场等数据, 从而检验设计是否达到要求, 并可优化设计、降低成本、进一步提高迫击炮的性能。

ABAQUS是国际上先进的大型通用有限元软件, 具有丰富的单元库, 可以模拟各种复杂的线性与非线性问题[2], 但其对大多设计人员而言较难掌握。本文基于ABAQUS的定制开发功能, 应用Python脚本语言和ABAQUS GUI Toolkit联合开发技术, 对ABAQUS/CAE交互界面进行全面修改, 定制了迫击炮座板参数化设计系统。设计人员通过在系统的交互对话框输入参数就能完成建模和仿真分析, 提高了迫击炮座板的设计效率。

1 ABAQUS的定制开发方法

在ABAQUS/CAE中进行数值模拟时, 一般先由用户环境的对话框或命令行接口收集用户操作信息, 并发出基于Python语言的脚本命令与内核通信, 然后这些脚本命令经内核Python解释器逐行解释并执行。ABAQUS的开发方法包括:①通过用户子程序开发新的模型, 控制ABAQUS计算过程和计算结果;②通过环境初始化文件改变ABAQUS的许多缺省设置;③通过内核脚本实现前处理建模和后处理分析计算结果;④通过GUI脚本创建新的图形用户界面和用户交互。本文的系统设计主要基于后两种方法。

2 参数化设计系统开发

2.1 设计方法

2.1.1 图形界面设计

ABAQUS/CAE图形界面库是对FOX/Toolkit的二次扩展, 其中以FX开头的为原始库中的类, 以AFX开头的即为ABAQUS的扩展类。界面设计时为提高设计效率, 利用ABAQUS/CAE菜单栏中Plugins>Abaqus>RSG Dialog Builder打开插件编辑工具, 先绘制出简单的对话框并编排控件布局, 保证对话框的条理性与美观性, 并以Standard plug-in保存, 最后对保存的文件进行重新编辑, 以满足GUI工具的读取和调用。

2.1.2 脚本程序设计

ABAQUS的内核脚本基于Python语言, 而且针对ABAQUS的具体应用又进行了二次扩展, 增加了mdb, odb和session三大类约500个对象[3]。ABAQUS/CAE下的所有操作都会在当前工作目录下的abaqus.rpy文件中给出对应的脚本语句, 所以在编制建模、画网格等功能内核脚本时主要采用记录、修改的模式, 这样既可以节省大量的时间, 又提高了编程准确性。

2.2 关键技术

2.2.1 有限元模型的建立

迫击炮不仅要求能在松软的山地使用, 同样在城镇中的硬质水泥地面也要有很好的射击性能。在硬质水泥地面射击时, 座板受炮膛合力和3个筋板与地接触面的支反力, 筋板棱脊上的受力最大, 应力集中最为严重, 焊道易拉裂, 使用此类阵地考核座板的强度最为适宜, 所以选择刚性地面作为使用环境进行数值模拟。分析模型如图1所示。

分析模型中包含迫击炮座板、驻臼和炮尾三部分, 座板和驻臼合并为一体。炮尾的尾球与驻臼间通过面面硬接触传递载荷, 摩擦力由罚函数法定义, 系数为0.2。射击时, 炮身与座板刚性连接, 直接将炮膛合力添加到炮尾简化模型的圆柱面上。模型采用自由网格划分技术, 分析步采用Static General, 单元类型选为C3D10M[4]。

2.2.2 系统的初始化

初始化文件designApp.py的代码如下:

在初始化程序中将调用系统界面定制文件“modelMainWindow.py”对ABAQUS/CAE的通用界面进行定制修改。

2.2.3 程序模块间调用关系

设计系统的程序模块间调用关系如图2所示。

3 应用示例

3.1 参数化建模

首先点击系统程序的入口文件 (run_program.bat) 启动ABAQUS主程序并读入定制模块程序, 完成初始化。定制系统界面如图3所示。系统界面以ABAQUS/CAE为母版, 对原有菜单、工具、模型树等控件作选择性导入, 并在系统界面添加定制菜单和定制按钮, 3个工具按钮分别为参数建模、添加载荷和提交分析作业。

点击参数建模工具, 将打开如图4所示的建模输入对话框。为方便设计人员, 在对话框的左边为标有尺寸参数的零件结构图, 右栏为参数输入文本框。建模时考虑到了零件装配的尺寸关联性, 例如炮尾尾球与驻臼的球形槽, 建模的参数输入分为座板和驻臼两步。在输入栏下方为模型的材料选择框, 设计人员可以对模型赋予不同的材料属性。本例选用座板常用的7075-T6超硬铝合金。点击“确定”后, 将自动生成模型并完成装配和网格划分等, 座板的有限元模型如图5所示。

3.2 添加载荷

图6为定制对话框, 点击添加载荷工具打开如图6 (a) 所示对话框, 为防止迫击炮打滑, 在硬质水泥地面的允许射角为70°~85°, 该例射角取为70°, 方位角分别取0° (身管轴线沿筋板方向) 和60° (身管轴线与筋板对称面呈60°角) 进行仿真, 并选择事先计算好的炮膛合力文件 (.txt) 。

3.3 提交分析作业

点击系统界面第3个工具将打开如图6 (b) 所示的仿真设置对话框, 选择静力学仿真并设置仿真资源和路径后提交作业, 首先生成输入文件 (.inp) , 然后通过后台编制脚本程序将输入文件提交给ABAQUS/Standard求解器进行数值运算。

3.4 结果处理

仿真完成后, 可通过对仿真结果进行分析处理, 从而对设计方案进行检验, 选取最佳尺寸, 优化设计方案。仿真分析得到的应力云图如图7所示。在射角为70°、0°方位角下, 最大应力为558.5 MPa;在射角为70°、60°方位角下, 最大应力为460.8 MPa。所以0°方位角为危险工况, 通过参数建模对话框增大肋板厚度, 在70°射角和0°方位角时进行仿真, 得到的最大应力为457.1 MPa (见图8) , 可见增加肋板厚度可有效减轻应力集中问题。

4 结语

应用ABAQUS的定制开发技术, 开发了迫击炮座板的参数化设计系统, 设计人员只需在对话框中修改尺寸参数并设定工况后, 就能完成快速建模和仿真分析, 从而通过仿真结果就可对设计方案进行评估, 代替了传统的反复试验, 降低了研发成本, 提高了设计效率。

参考文献

[1]谈乐赋, 张相炎, 管红根, 等.火炮概论[M].北京:北京理工大学出版社, 2005.

[2]黄霖.ABAQUS/CAE二次开发功能与应用实例[J].计算机辅助工程, 2011, 20 (4) :96-99.

[3]王家林, 李平.ABAQUS箱型桥梁的GUI二次开发[J].重庆交通大学学报 (自然科学版) , 2009, 28 (6) :1000-1004.

谈桥头搭板型式及设计参数第3篇

关键词：桥头跳车,搭板,确定,形式

0 引言

近年来,随着我国道路事业特别是高等级道路的蓬勃发展,道路运行过程中所出现的各种病害也越来越多,桥头跳车就是一个比较普遍的现象。桥头跳车产生的主要原因在于桥梁结构、路基及路桥过渡段的刚度不匹配而出现差异沉降。因而其处治方法主要在于减少不均匀沉降,而搭板作为设置在桥台与路基之间的连接结构,其设置位置、长度、厚度等参数是否合理,对减少不均匀沉降、降低桥头跳车的不利影响具有重要的意义。

1 搭板埋置深度

搭板按其埋置深度,可分为路面式引道搭板、半埋式引道搭板、深埋式引道搭板三类。路面式引道搭板埋设于路面表层,主要用于混凝土路面;半埋式引道搭板在搭板上方铺设一定厚度的沥青面层,该型式搭板埋置深度较路面式的埋置深度更深,主要用于沥青混凝土路面;深埋式引道搭板埋置于路基下,该类搭板耐久性好,不易损坏。

半埋式引道搭板、深埋式引道搭板适用于沥青混凝土路面。深埋式引道搭板因其埋置较深,其耐久性较好,但路基填料压实度难以得到保证,且该型式搭板对施工操作要求较高,一旦损坏后,修理较困难,因而国内较少采用该形式搭板。综合上述各类搭板特点,沥青混凝土路面中应采用半埋式引道搭板。

半埋式引道搭板上铺沥青面层厚度可同道路面层(如10 cm),搭板的坡度应与道路纵坡坡度保持一致。

2搭板长度的确定

合理的搭板长度主要受以下两个条件控制:

1)搭板纵坡变化值不超过最大容许值;

2)搭板长度应大于台后破坏棱体的长度。

搭板的长度越长,将降低搭板纵坡变化值。同时搭板对地基沉降的适应性分析研究表明:地基沉降过大,将逐步反应至搭板结构,引起搭板纵坡变化率的增大,严重时甚至可能出现折角,因而台后填土应满足路基压实度要求,另一方面设置6 m～10 m的搭板,可适用于处理地基沉降在3 cm～5 cm以内的桥头路段。

桥台后土体产生沉降时,台背土体将形成滑裂面,根据土压力理论,台后破坏棱体长度即为滑裂面长度,其主要影响因素为路基填土高度、路堤破坏棱体的破裂面与竖直线的夹角;台后土体填筑高度越差,填土力学性质越差,台后破坏棱体长度越长。因而在沪嘉高速公路的建设中,根据路基的高度不同采取不同的搭板长度:台后填土高度H<4 m时,选用L=6 m长的搭板,台后填土高度H>4 m时,选用L=8 m长的搭板。

目前国内桥头搭板的设计中,搭板长度的选取趋于统一,主要根据桥梁跨度的差异来选取不同长度的搭板,以同济大学建筑设计研究院为例,大桥通常选用8 m～10 m长的搭板,中桥一般选用6 m～8 m长的搭板,小桥及涵洞由于跨径较小,一般可采用3 m。

综上所述,桥头搭板长度的选择可采用:大桥8 m～10 m,中桥6 m～8 m,小桥及涵洞3 m～4 m。

3搭板宽度的确定

相对于搭板长度,影响搭板宽度的因素相对较少。根据受力机理的不同,板体可分为单向板和双向板,设计时应使搭板的长短边之比大于2,此时搭板为单向板受力,受力变形主要发生在短边方向暨行车方向,否则搭板易产生翘曲,不利于行车安全。

由于高等级道路行车宽度一般较宽,上述条件一般能够满足,由于搭板为路、桥结构间提供了刚度过渡段,故搭板宽度不应小于行车道宽度;从受力角度分析,当车轮直接压在搭板纵向边缘时,于搭板受力不利,应尽量避免,可将搭板适当做宽,建议桥头搭板宽度取为行车道宽度与路缘石宽度之和,最小不应小于桥梁行车道宽度。

4 搭板厚度的确定

相对于搭板的宽度,搭板的厚度因直接影响其结构刚度,因而对其抵抗弯拉和变形能力的影响较大。当搭板厚度相对较薄时,随着板厚的增加,刚度增加较大,因而搭板产生的沉降值也就相应较小,数值分析结果表明,当搭板厚从20 cm增到30 cm时,搭板板底最大弯拉应力减小约30%,竖向位移减小约20%～35%,搭板厚度增加的效果明显;但当搭板厚度超过一定数值时,其位移沉降的变化值会相应的减少直至近似相等,通过整理搭板厚度与沉降数值之间的关系曲线,当搭板厚度从30 cm增加到40 cm时,搭板沉降数值降低幅度很小。另一方面,若板厚过大,配筋过多,造成搭板刚度过大,不但起不到应有的作用,反而浪费材料。

数值分析计算结果表明,搭板长度在6.0 m～8.0 m时,搭板的经济厚度为35 cm,此时的沉降数据趋向稳定值,产生的沉降变化较小,乘客的舒适度感觉良好。同时,搭板厚度的选择应与搭板长度相协调,随着搭板长度增加,搭板厚度也应相应加大。综合目前国内搭板的实际使用情况,小桥搭板厚度可定为20 cm～30 cm,大、中桥搭板厚度为30 cm～40 cm,推荐采用35 cm。

5枕梁

枕梁可以调整搭板内力,由于枕梁增加了搭板的横向抗弯刚度,当路基填料性质较差或压实度达不到要求时,枕梁的设置可显著减少搭板的横向变形;但枕梁的设置使搭板多了一个支点,容易在枕梁处产生应力集中,从而引起枕梁至路基段的“二次跳车”现象,不利于行车安全。随着近年来施工机械、施工工艺得到显著发展,路基填料压实度一般能够得到满足,枕梁的横向抗弯的作用不明显,在设计中,已很少设置枕梁。

6结语

搭板的合理设置,对减缓桥头跳车具有非常积极的作用,建议搭板的设置可参考以下参数:

埋深:沥青混凝土路面中应采用半埋式引道搭板。长度:桥头搭板长度的选择可采用:大桥8 m～10 m,中桥6 m～8 m,小桥及明涵4 m。宽度:桥头搭板宽度不应小于桥梁行车道宽度,建议取为行车道宽度加路缘石宽度之和。厚度:搭板厚度一般为30 cm～40 cm,推荐采用35 cm。枕梁:鉴于目前设计对路基强度要求较高,建议不设置枕梁。

参考文献

[1]杨子厚.高速公路桥头跳车成因分析及加固处理研究[D].长沙:中南大学硕士学位论文,2004.

[2]乔华.桥头搭板设计方法及技术参数的研究[D].西安:长安大学工程硕士学位论文,2011.

[3]李伯岩.整体式桥台桥梁搭板设计与构造[J].林业科技情报,2012(8):37-39.

[4]刘勇.浅谈路桥桥头搭板结构设计[J].黑龙江交通科技,2011,10(6):72-74.

层状岩板冲击载荷及参数反演第4篇

岩体工程的反演理论至今已有近半个世纪的发展历史,其原理及方法已有较成熟的理论基础,尤其是位移反分析法无论是在理论上还是在工程应用上都得到了很大的发展[1,2,3,4].其从线弹性、弹塑性到黏弹性,从平面到空间,从确定性到非确定性,从静态到动态以及采用不同方法的应用等方面均进行了大量研究,并取得了许多有价值的理论和应用研究成果[1,2,3,4,5].纵观反演分析的应用现状可见,反演分析均需要一定量的工程信息,而且这些必要的量测信息均能通过当前工程施工条件直接或间接满足.然而,对研究时间久远、且初始信息难于获取的工程问题这些条件就很难得到满足[6].如在某早期采石场的现场考察中发现,多处成层砂岩岩板受到其上部垮落岩体的冲击,使后者露出地表以上的各层岩板均发生了程度不同的断裂破坏现象.研究这些天然的冲击动力试验,探讨岩石动态抗拉强度、岩石受冲击载荷的大小范围等等,这对早期采场的采石过程和砂岩类岩石的动力学特性研究均有一定的参考意义.虽然,由上述可见问题的目标并不复杂,但现场这种天然冲击载荷试验存在许多不可知因素,初始信息很难获取,如跨落体的冲击时间、冲击块体的大小、冲击的连续性、落差高度变化情况、被冲击体的初始状态、位移变化量和规律性均为未知数.由于这些不可知的初始信息难以确定,对此问题欲用传统的反演理论显然有很大的困难.

鉴于如此,本文拟避开这些繁琐的、难以获取信息的现实问题,从实际应用的角度出发,针对现存的岩体结构变形及破坏的真实现象,借助于直接反演理论,以实际岩层破坏形态与岩石叠层板数值模拟所得破坏区形态的相似度为目标函数,对岩层板的冲击载荷大小范围和相关岩性力学参数给出反演结果,为探讨类似问题提供定性分析思路和方法.

1 破坏形态简化模型与反演思路

如图1所示为某采石场叠层板受跨落体冲击后的现场照片,跨落冲击物为数十立方米的破碎岩体,被冲击物为砂岩叠层板,其地表出露部分成层明显,几何形体规整.在强大的冲击载荷作用下,地表可见部分各层均发生明显的断裂破坏(图1(b)),且各层间有明显的错动、转动位移及变形趋势.通过实地现场勘察测量,并对被冲击体表面裂纹及断裂缝进行实地测绘,所给出的被冲击叠层板被冲击位置和范围、叠层板形状和破坏形态图如图2所示,由图2(b)可明显地看出被冲击叠层板可见部分各岩层板破裂状况及破裂区域范围大小,3,4层的破碎程度较高.通过图1及图2观察与测绘分析,可简单地给出各岩层板的破裂近似形状、破裂区域大小、破裂区边界特征曲线和裂纹开裂深度等破坏形态信息.

对图1所示情况拟抛开各落石块体距被冲击物距离、落石块体初始崩落时由于变形能量的释放所引起的抛石初速的估算,以及叠层岩板变形历史规律描述等繁琐过程,充分利用现场现存的实景和实地勘察信息资料,以及由图1和图2分析所获得的各层岩板的破裂形态信息.同时,对叠层岩板模型进行数值仿真模拟试验,将模拟结果与实际勘察得到的破坏形态进行相似度分析,以较理想的相似度为目标终止分析模拟,由此推出与此相应的岩层板的冲击载荷和力学特性参数的取值范围,反演思路如图3所示.

2 岩板冲击载荷及参数反演

2.1 反演分析模型与破坏准则选择

由图2所示破坏形态模型所建立的岩层板变形数值模型如图4所示,模型尺寸取现场实际量测值,在底层岩板底部3个方向加位移约束限制,其余部分自由面,岩层厚板采用三维四面体单元模拟,为了有效地模拟叠层岩板的实际变形,在各层岩板间设置薄层单元,以实现叠层板间的错动及转动的变形效应.落石冲击载荷可根据叠层板顶端距洞顶板估计距离、垮落空间等因素,在忽略落体初始崩溃抛石初速时将落体视为自由落体进行估算,并将其作为模拟分析时的初始载荷.图4给出了叠层岩板在受初始估算冲击载荷作用后的整体变形规律,图中实线所示变形后各部位的位置.由图示可见,各层特别是顶层岩板不仅发生自身的变形,而且沿层间接触面发生错动和相对旋转变形.此种变形规律与现场实际考察结果比较相近(见图2),这说明分析所简化的模型、受载方式等较切合实际.图5给出了最大和最小主应力分布规律,其应力大小从-52.4MPa到324MPa之间变化,图中按由浅到深的顺序逐渐增大.从图中可以看到,高拉应力区位于岩板右上方,且顶层岩板拉应力较大,最大值位于岩板中部,沿深度方向,顶层岩板中部受拉区基本过半,而在向右外侧方向虽然量值减小,则沿侧斜厚度方向基本贯通.在第2层、第3层受拉区应力量值虽有减小,但其分布趋势规律基本相同.最小主应力分布除右侧外表出现受拉外,其余均处于受压状态,最大值仍然位于岩板的右上方,与高拉应力区域基本重合.由图1及图2可知,绝大部分断裂裂缝均为张开型裂缝(裂纹).由岩体断裂力学分析及岩石材料力学特性可知,产生此种破坏是岩体中最大拉应力起主导作用.故此,对叠层岩板在冲击载荷作用下的开裂破坏区域和趋势规律采用最大拉应力准则判定比较适宜.

2.2 冲击载荷及参数反演

根据前述反演分析方法思路,利用估算冲击载荷和实验获得静抗拉强度作为反演动载荷的初始值,以5种载荷模式进行仿真分析,其破坏区域特征规律示于图6中.

将图6与图2,图5所示的相关规律对比,并通过对不同状态下各层岩板破坏区域面积及区域形状相似度比较可见,叠层岩板冲击载荷集度应在400～439MPa范围之内,相应的冲击载荷在525～658.5MN之间,岩板砂岩动抗拉强度大小应在8.70～10.70MPa范围之间.

2.3 岩层板破坏机理分析

通过以上对岩层板的变形趋势规律相似度分析可见,采石场叠层岩板在冲击载荷作用下产生的叠层开裂破坏是一种张开型裂纹断裂破坏,其在巨大的冲击能量作用下,叠层岩板产生变形并由此而引起的变形能及应力波迅速至上而下传递,由于约束对变形的制约作用,导致岩层板变形能及应力波沿无约束的自由边界方向释放迅速,从而导致多层岩板沿自由方向张裂破坏.当然,岩层越向下其受力越复杂,在3,4层及以下各层岩板也存在压剪断裂的可能,图1,图2印证了这一现象.由于各层岩板断裂裂纹至上而下是不断逐渐出现,冲击提供给叠层板弹性势能因消耗而迅速减弱,这就造成破坏区由上至下逐渐减小,下层破碎,细小裂纹及未贯穿裂纹条数增多的现象.

3 结论

(1)通过反演分析获取了某采石场岩块跨落对叠层岩板所产生的冲击载荷集度约在400～439 MPa之间,冲击载荷约在525～658.5MN范围之内;采石场砂岩动抗拉强度约在8.70～10.70MPa范围之内.

(2)文中给出的利用岩体结构变形规律与破坏形态相似度的反演分析方法是一种较实用的反分析方法,其可定性地解决初始信息及量测信息溃乏,变形历史不明确的工程反问题.

(3)对破坏区域形状相似规律分析,文中采用在区域边界采点的分析方法,若引入图形数字处理技术,这将使该分析方法更实用、更有意义.

参考文献

[1]王芝银，杨志法，王思敬，岩石力学位移反演分析回顾及进展．力学进展，1998，28(4)：488～498(Wang Zhiyin，Yang Zhifa，Wang Sijing.Review on inverse analysis of displacements in rock mechanics.Advances in Mechanics,1998,28(4): 488～498(in Chinese))

[2]王芝银，李云鹏．地下工程位移反分析方法及程序．西安：陕西科学技术出版社，1993．20～162

[3]杨志法，王思敬，冯紫良等箸．岩土工程反分析原理及应用．北京：地震出版社，2002．199～200

[4]孙钧，蒋树屏，袁勇等．岩土力学反演问题的随机理论与方法．汕头：汕头大学出版社，1996．3～40

[5]王思敬，杨志法，傅冰俊．中国岩石力学与工程世纪成就．南京：河海大学出版社，2004，9：516～528

对防眩板设施设计参数的研究和计算第5篇

道路上较常用的防眩设施有:防眩网、防眩板和植树型式。对于防眩网而言, 常用型式有网格状和栅栏式, 其美观性较差、对风阻力较大、积雪严重、防眩效果相对防眩板和植物型式差、经济型也较差, 多用于高速公路上;植树 (灌木) 型式需要较宽的中央分隔带, 城市高架、大 (特大) 桥以及用地紧张的城市道路断面, 往往无法设置很宽的中央分隔带。因此采用防眩板进行防眩是比较理想的选择。本文将重点讨论防眩板设施设计中参数的确定。

1 遮光角计算

按JTG/T D81—2006《公路交通安全设施设计原则》的要求, 直线路段遮光角≥8°, 平、竖曲线路段遮光角应为8°~15°。

1) 直线路段遮光角见式 (1) 。遮光角计算示意图见图1。

式中:b为防眩板的宽度, m;L为防眩板的纵向间距, m。

2) 平曲线路段遮光角见式 (2) 。

式中:R为平曲线半径, m;B3为车辆驾驶员与防眩设施的横向距离, m。

2 防眩板设施高度计算

1) 直线路段防眩板设施高度H1。直线路段上防眩板高度与车辆前照灯高度、驾驶人视线高度、前照灯的最小几何可见度角等因素有关。直线路段上防眩板高度见式 (3) 。直线路段防眩设施高度计算示意图见图2。

式中:H1为防眩板高度, m;h1为汽车前照灯高度, m;h2为驾驶人视线高度, m;B1、B2分别为行车道上发射眩光、接受眩光车辆距防眩板中心线的距离, m;B为相对行驶车辆相距的横向距离B=B1+B2, m。式中的h1、h2是固定值, 因此防眩板高度主要取决于B1/B的大小。具体防眩板高度根据实际道路横断面布置的宽度通过计算最不利情况后确定。

2) 平曲线路段防眩板设施高度H2。在曲线半径较小且中央分隔带较窄的弯道上, 设置防眩板等设施会影响曲线外侧车道的视距, 且中央分隔带宽度和曲线半径越小, 对停车视距影响越大。因此, 应在防眩板设置前对停车视距进行分析, 确保防眩板设置后有足够的停车视距。

经分析若弯道上设置的防眩板影响视距, 则可降低防眩板的高度。降低高度后防眩板可阻挡对向车前照灯的大部分眩光, 且驾驶员能看见本车道前方停车视距范围内最后一辆车顶, 高度为1.2 m。

平曲线路段上防眩板高度见式 (4) 和式 (5) 。平曲线路段防眩设施高度验算示意图见图3。

式中:H2为防眩板高度, m;D为司机与障碍物通视的直线距离, m;R为平曲线半径, m;m为道路中央分隔带宽度, m;, S为停车视距, m;h2为驾驶人视线高度, m;h为本车道前方车流中最后一辆车, 扣除车顶后的最小高度, 可取为1.2 m。

3) 竖曲线路段。在竖曲线路段, 当竖曲线半径小于规范所规定的一般最小半径时, 应根据竖曲线路段前后纵坡的大小计算防眩板设施高度是否满足遮光要求。

尤其对于凹形竖曲线路段, 实践表明驾驶员从较高的角度看到对向车前照灯的眩光, 半径越小眩光影响越严重。因此, 根据凹曲线的半径和前后纵坡大小, 适当增加凹形竖曲线路段防眩板设施的高度。通过计算机绘图求出凹形竖曲线内各典型断面最不利情况下相应防眩板设施高度值, 再取一平均值作为整个凹形竖曲线的设置高度。

3 工程实例

选取工程实例为宁波市三官堂大桥及接线工程。该工程主桥长785 m, 为三跨连续钢桁梁结构特大桥, 主桥双向8车道断面, 每条车道宽3.5 m, 中间设置0.5 m防撞钢护栏。主桥范围内平面线型为直线, 竖曲线为半径4 500 m的凸曲线, 大于规范规定的一般最小半径。

1) 遮光角验算。防眩板设计宽度b=0.21 m, 纵向布置间距L=0.5 m, 代入式 (1) 得β0=22.78°>8°, 符合规范要求。

2) 直线路段防眩板设施高度验算。三官堂大桥主桥为钢桥, 为减轻重量并且便于与钢结构连接, 中央防撞护栏采用钢结构。钢护栏通透性好, 防眩板设施高度验算时还应考虑防眩板下缘漏光造成的眩光影响。驾驶员视线高度和前照灯的高度值与机动车设计车辆及其外廓尺寸分别见表1、表2。

根据交通部公路科学研究院进行的防眩试验[1], 当相会两车横向距离达14 m以上时, 相会两车灯光不会使驾驶员眩目。因此, 考虑接受眩光车辆和发射眩光车辆所处的各种车道组合形式时, 只计算相会两车横向距离在14 m以内的情况, 最终得出最不利情况下防眩板高度H1。

根据式 (3) , 直线路段防眩设施高度分以下3种情形讨论。直线段防眩设施高度值见表3。

1) 情况1。发射眩光车辆处于第三车道最外侧, 接受眩光车辆处于对向第一车道最内侧。

2) 情况2。发射眩光车辆、接受眩光车辆同时处于第一车道中心线 (或第二车道中心线) 。

3) 情况3。发射眩光车辆处于第一车道最内侧, 接受眩光车辆处于对向第三车道最外侧。

根据计算, 防眩板有效遮光高度范围应为0.87~1.83 m, 并且最不利车道组合形式为接受眩光车辆在最内侧车道和发射眩光车辆在最外侧车道。上述结论可推广至直线路段不同车道数的道路横断面布置情况。

3) 平曲线路段防眩设施高度验算。三官堂大桥引桥范围内平曲线最小半径为不设缓和曲线的最小半径1 000 m, 对于曲线半径较小且中央分隔带较窄的弯道上, 需验算防眩设施的高度使其可阻挡对向车前照灯的大部分眩光, 并保证停车视距。平曲线段防眩设施高度值见表4。

根据式 (4) :R=1000 m, m=0.5 m, S=70 m, θ≈2.0°, D=69.986 m。

根据计算, 在平曲线路段, 为保证小半径曲线上的停车视距要求, 防眩设施高度≤1.2 m。

4 结语

本文通过工程实际案例, 对于平曲线路段防眩板设施高度做深入研究分析, 在小半径弯道上需降低防眩设施高度阻挡大部分眩光, 并验算停车视距。案例中平曲线路段防眩设施高度应控制在1.2 m, 对于小客车基本满足防眩光要求 (完全遮挡需1.23 m) , 对于大型车可阻挡大部分眩光 (完全遮挡需1.83 m) , 并满足视线最不利情况下 (小客车) 停车视距的要求。

防眩板高度等设计参数与路段的横断面形式、交通组成和道路线形条件有直接关系, 本文给出直线路段、平曲线路段防眩板高度的计算公式, 而对于竖曲线半径小于规范规定一般最小半径的路段, 可通过绘图计算得出最不利情况下相应的防眩设施高度。

参考文献

参数板故障第6篇

注射成型是塑料的主要加工方法之一,其生产效率高,能成型外形复杂、尺寸精确或带嵌件的注射制品;对各种塑料的加工适应性强,因此得到了广泛应用。随着塑料注射工艺在汽车、摩托车、家用电器、仪器仪表等行业中的广泛运用,有关注射过程规律的把握、注射工艺参数优化的配置在国际上得到了广泛的重视。而工业技术的不断发展,对注射成型塑料制品质量的要求越来越高,并且注射成型过程与一定工艺条件下高聚物的流变性能、热传导性能等密切相关,而且涉及复杂的物理动力学问题。传统的作法是凭试模师傅,通过不断试错的方法实现参数的优化配置,这使得制件很难满足现代工业的要求。所以,本文希望通过正交试验的极差分析得出较优的参数组合,以达到参数最优配置的目的[1,2,3]。

目前国际上还没有统一的对注塑件质量的评估标准,只能大致上将注射成型质量分为性能质量和表面质量。性能质量包括制品内部组织结构形态、制品密度、制品物理力学性能、熔接痕强度以及与塑料收缩特性有关的制品尺寸和形状精度等;表面质量包括表面粗糙度及表观缺陷状况等[4,5]。

翘曲是与塑料收缩特性有关的制品变形,是当前注塑制品出现的主要缺陷之一。翘曲主要由冷却不当、分子取向不平衡、模具浇注系统设计有缺陷、脱模系统不合理以及成型条件设置不当所引起[6]。

本文主要研究注射成型过程中常见的制品成型条件设置不当所引起的翘曲问题,以液晶显示器(Liquid Crystal Display,LCD)后背板为实验对象,对影响薄壳塑件翘曲变形的因素(如模具温度、熔体温度、注射时间、保压压力、保压时间、冷却时间等)进行分析,并通过正交实验法找出最佳工艺参数组合。

2 工艺参数的优化方案及分析

本次实验的目的是采用正交试验法找出塑件成型的最佳工艺参数组合,以改善和消除塑件的翘曲变形,提高塑件的质量。正交试验是依据数据的正交性来进行试验方案设计[7,8],该方法的主要优点:(1)能在众多的试验条件中选出代表性极强的少数试验条件;(2)根据代表性强的少数试验结果数据可推断出最佳的试验条件或生产工艺;(3)通过试验数据的进一步分析处理,可以提供比试验结果本身多得多的对各因子的分析,比如哪些因素对成型质量的影响会更大一些等;(4)在正交试验的基础上,可能使数据处理的计算变得简单。

此正交试验中,将翘曲量作为质量指标,翘曲量越小,质量越好。主要考察注射成型工艺参数对翘曲量的影响。影响塑件翘曲变形的因素(工艺参数)主要有:模具温度、注射时间、保压压力、保压时间,每个因素3个水平(工艺参数的值),表1为考察注射成型工艺参数对翘曲量影响的因素水平表。

由于试验是涉及4因素3水平的正交试验,故选用正交试验表L9(34)安排试验。表2为考察注射成型工艺参数对翘曲量影响的试验方案表。

3 试验结果及分析

3.1 试验方案结果

如表3所示,由于RA>RB>RC,所以各因素由主到次的顺序为:A(模具温度)、B(注射时间)、C(保压压力)。

3.2 优化方案的确定与探讨

本实验中,试验指标是翘曲量,指标相对来说越小越好,应选取每个因素的K1,K2,K3中最小的值对应的那个水平,由于

A因素列:K1

B因素列:K1

C因素列:K3

所以优化方案为:A1B1C3,即模具温度85℃,注射时间0.6s,保压压力100%。

4 结论

⑴注射成型工艺优化是涉及多因素多指标的参数优化配置问题;

⑵试验安排得是否合理,直接影响试验次数和效果。本文采用正交试验,并在极差分析法的指导下,成功得出了该试验条件下,各参数对翘曲量影响的优先次序和注射成型工艺参数的最优配置。即影响翘曲量的最重要因子是模具温度;

⑶通过极差分析得到的最优方案为:模具温度85℃,注射时间0.6s,保压压力100%。

摘要：针对注射成型过程中最常见的制件翘曲问题,尝试以LCD后背板为研究对象,对影响薄壳塑件翘曲变形的因素(如模具温度、熔体温度、注射时间、保压压力、保压时间、冷却时间)进行分析,以正交实验法找出最佳工艺参数组合,通过极差分析,确定实现低翘曲变形的最优方案为:模具温度85℃,注射时间0.6s,保压压力100%。

关键词：注射成型,工艺参数,翘曲变形,正交试验

参考文献

[1]刘来英.注射成型工艺[M].北京:机械工业出版社.2005.

[2]王岗,单岩.Moldflow模具分析应用实例[M].北京:机械工业出版社.2005.

[3]李玉兰,林绪虹,刘桂雄.正交设计方法在优化空瓶检测图像处理参数中应用Application of orthogonal design in optimizing parameters for the image processing of empty bottle detection system.光学精密工程OPTICS AND PRECISION ENGINEERING,2005(21).

[4]骆志高,杨虎振,周士冲.基于CAE技术的注塑模组合型腔流动平衡优化设计[J].塑料工业,2006,(11).

[5]周大路,黄薇.基于Moldflow技术的绝缘盖注射成型分析[J].模具工业,2008,(03).

[6]黄晓燕.注塑成型模拟技术的应用与发展[J].成都电子机械高等专科学校学报,2009,(01).

[7]路书芬.注塑成型工艺参数对制品质量影响的实验研究[D].郑州大学,2006.

参数板故障第7篇

1 高压加热器概述

1.1 高压预热器

该机组共4台高压加热器, 计有12972个管子管板焊口, 该高压加热器的管子管板接头形式与以前生产的管子管板接头形式完全不一样, 我公司以往生产的高压加热器, 管子管板接头均为外角焊, 如图1a所示。外角焊缝由于管子伸出管板5mm, 容易引起冲蚀, 同时对水流有阻碍作用, 目前国外制造公司均已采用内角焊 (图2所示) 和平口焊图1a) 所示。

1.2 高压预热器管板焊接位置

内角焊对水流阻力最小, 且不易冲蚀, 但对自动焊设备要求较高, 且小口径管子不易实行自动焊, 国外公司均采用手工填丝氩弧焊, 生产效率低, 质量不稳定。

平口焊相对外角焊来说, 不易引起冲蚀, 水流阻力小, 且又容易实行自动焊接。

本人根据几个月对管子管板接头自动钨极氩弧焊的经验, 进行了高压加热器管子管板接头的焊前试验。通过试验, 已基本掌握了目前世界上最先进的管子管板焊机的编程和操作, 确定了管子管板平口焊的最佳焊接参数, 焊缝质量稳定可靠, 通过了ASME标准的要求和产品的技术要求。

2 焊接工艺参数选择试验

2.1 焊接材料选择

高压加热器管子管板接头形式和规格如图3所示。

管子材料:SA556GrB2 (化学成分见表1)

管板材料:SA350LF2/堆焊层 (化学成分见表1)

管子和管板低碳钢堆焊层材料Ceq分别为0.39和undefined焊接性能良好, 填充焊丝牌号为AWSER70S-3, 化学成分见表1, 焊丝直径Ф0.8mm。

高压加热器产品的管子管板焊接接头考核标准是按ASME的要求和产品的技术要求进行。其要求为焊缝的最小泄漏通径L≥2/3T管子壁厚, 即焊缝根部A点 (如图5所示) 到焊缝表面任何一点的最近距离须大于等于2/3的管子壁厚。

将焊缝控制在此尺寸范围内且管口内侧又不熔化, 所以采用脉冲钨极氩弧焊, 采用脉冲氩弧焊控制了电弧能量的输入, 增大了焊道的深宽比, 借助峰值电流将焊件焊透保证一定的熔深, 在熔池明显下塌之前转到基值电流, 使金属凝固, 消除了焊穿现象, 能够使焊缝成型得到精确控制。管子的壁厚为2.77mm, 最小泄漏通径须≥ (2/3×2.77) =1.85mm。根据产品的技术要求, 通过编程对焊接规范参数进行多次调整试验。

2.2 焊接电源选择

外高桥高压加热器产品的管子管板焊接接头采用连续焊接, 第一层焊接电流主要是保证焊缝有足够的熔深, 所以第一层电流应控制在管口内侧不熔化为基准。第二层焊接电流过大则焊缝较坦, 达不到焊缝高度 (最小泄漏通径) 要求, 且容易将管口熔化, 电流过小则不能将焊丝熔化, 焊缝成型狭窄。

2.3 焊接速度选择

为了能取得一定的熔深, 又保证管口内侧不焊穿, 焊接速度过大和过小都会造成一定的影响。若焊速过快, 则焊缝较薄, 达不到标准的要求。焊速过慢, 则容易将管口内侧熔化, 且生产效率低。

2.4 送丝速度选择

送丝速度过大, 则焊丝难以熔化, 送丝速度过小, 则焊缝高度难以达到要求。

2.5 焊接分段

管子管板接头焊接位置是全位置, 通过试验, 根据不同的焊接位置, 将管子管板接头的每个管接头分为两层每层焊接分为四个焊接段, 见图5所示, 引弧位置为图中的19 (点钟) 位置。

2.6 电弧电压

电压过大则钨极与焊件间的距离增大, 造成熔深不足, 氩气保护效果不佳, 焊缝中易产生气孔;电压过小, 焊缝狭窄, 钨极容易烧损。第一层的电压值以保证足够的熔深即可。第一层焊后由于具有一定的焊缝高度。故第二层电压值应略大于第一层电压值。

以上的焊接规范参数在应用时, 必须加以综合考虑, 通过多次焊接试验确定了管子管板接头焊接的最佳参数, 见表2所示。

采用此焊接参数, 焊接管子管板焊口, 按ASME的要求, 剖开如图6所示。