夹紧力测量

夹紧力测量（精选5篇）

夹紧力测量 篇1

0前言

在电力系统中,设备发热问题是发生频率最高的缺陷之一。在电网的所有设备中,以隔离开关接头发热出现的频率最高。隔离开关是使用量最大、应用范围最广泛的高压开关设备;它本身的工作原理及结构比较简单,工作可靠性要求高,而且具有明显断开点,因此它电力系统安全稳定运行起到举足轻重作用。

1 AIS隔离开关运行分析

1.1 运行环境影响

由于AIS隔离开关是唯一完全暴露在大气环境中工作、受环境气候条件影响最直接和最严重的电气设备,它的运行条件比较恶劣,容易产生机械或电气方面的故障。尤其是触指接触部分在沿海地区,容易受盐分、雨水、灰尘及有害气体的侵袭,触指和触头属可动接触,容易产生接触不良,使接触电阻增大而导致发热。为触指提供压力的弹簧,常因锈蚀、绝缘管脱落,导致流过电流发热而退火,引起弹力下降或失效,更使接触部分发热加剧,形成恶性循环最终烧坏触指酿成事故。

1.2 操作方面影响

刀闸在操作中可能有电弧,会烧伤动,静触头的接触面,各个连动部件会发生磨损或变形,影响接触面的接触。还有在操作过程中,若用力不当会使位置不正,触头压力不足而导致接触不良发热。

2 AIS隔离开关检修分析

2.1 常见的例行检修方式:

(1)检查瓷瓶有无裂纹损坏、法兰有无裂纹、法兰与瓷瓶胶合物有无脱落;清除绝缘子表面污垢。

(2)检查导电有无部分过热痕迹,金属部件有无锈蚀;导电接触面平整、无氧化膜,载流部分无严重凹陷及锈蚀。如有轻微烧黑痕迹,可用细砂布研磨修理后用汽油清洗,再涂一层薄薄工业用凡士林;烧损严重、无法修理的部件予以更换。

(3)检查轴承座是否转动灵活。

(4)接线端子接触良好,并与母线连接得当,不应使隔离开关受到机械应力。

(5)隔离开关和操作机构所有紧固件检查。操作机构内辅助开关的动作正确可靠检查等等。

从以上检修情况来看,检修人员对隔离开关的检修仅仅停留在表面现象的检修。

2.2 检修发现问题处理

2.2.1检修人员在检修时,往往只注意更换明显失效和断裂的弹簧而对那些弹力降低的弹簧,现场基本没有更换;这样在继续运行中,每个触指电流的分布会因压力不同而不同,压力差别越大电流分布越不均匀。长期运行就会发生接触不良而发热,触指的发热会产生恶性循环,一个触指接触不良就会蔓延整个触头,最终造成触头烧损事故。

2.2.2有的隔离开关触指压力可调,特别对钳夹式触头的隔离开关,其触头接触压力是需要调整的。在安装或检修时,如果没有检测手段造成压力调整不当;当压力不足甚至出现虚接现象,或者各个触指压力差别过大,将导致触头严重发热局部熔化现象;甚至有的经受不住短路电流电动力的作用,推开触头产生电弧而烧坏触头的危险,这将存在重大的安全隐患。

2.3 修后试验

长期以来,检修人员都是用测量回路电阻的方法,来判断导电部分接触的好坏;认为只要回路电阻在合格范围内,导电部分的检修工作就圆满结束了。其实大错特错,设备说明书上给出的回路电阻值是整个导电回路的数值,它包括接线端、导电管、导电关节、触头接触等部分的总体电阻,范围一般有20%的裕度,不能直接反映触头接触电阻的变化,只能说明导电回路通路。检修人员从来没有对动静触头接触部分的电阻进行试验。实际试验证明,2对触指与4对触指,其回路电阻仅差几个微欧,均在设备说明书的合格范围内。同样,若把触指的接触压力由120N降到30N,其总回路电阻值基本没有变化,仍在合格范围内。特别是GW31两对触指,(见图1),经常存在单边接触良好,夹紧接触不一样现象;在测量回路电阻时,存在并联关系电阻会更小,在合格范围之内。这样很容易单边的接触压力低,运行必然会发生过热烧灼现象。因此,不能单单用回路电阻合格来简单判断触头接触良好。

3 测量触头夹紧力的必要性

3.1 避免触头接触不良而引起发热的重要措施,是保证触头具有足够的接触压力。

因为只有足够大的力将触头压紧,才能增大接触面,降低接触电阻。同时,由于触头表面受雨水、灰尘及有害气体的侵袭,发生化学反应生成金属氧化物、二氧化硫、氯化银的表面膜。这些表面膜几乎为不导电的绝缘体,而且表面比较坚硬,只有保证触指有足够大的压力,才能在分合过程中,将表面膜压碎,起到自清扫作用,保证接触良好。

3.2接触电阻的经验计算公式为Rc=kc/(0.1F)吨μ0],式中F一接触压力[N];m一与接触形式有关的系数,对点、线、面接触,分别取05,0.7,1;Kc一与材料、表面情况、接触方式有关的系数由实验得出,银一银为60,铜一铜为80~140。由上式可见在系数Kc及m相同的条件下,为了减少接触电阻,必须提高接触压力F。因此,触头的接触压力是影响隔离开关通流能力的重要因素。

3.3 在各类检修导程(规程)、标准中都有测量触指接触压力的规定,推荐的测量工具为弹簧秤,在实际工作中,测量触指压力要在高空,用弹簧秤测压力不但不方便、不准确也不安全,有些结构的隔离开关的触指压力用弹簧秤根本无法测量(如剪刀式)。此外,有不少触头由于外罩遮挡等原因用弹簧秤也不能测量。在隔离开关制造厂生产中,一般采用专用的间接测量工具,但不提供用户。所以,要求测量触指接触压力只是一纸空文。

4 总结

以上分析说明了保证隔离开关触头接触压力的重要性,以及检测触头接触压力的必要性。无论在产品出厂时、产品投运前或定期检修时,都有必要对触头进行接触压力的测量。

由于隔离开关触头的结构不同、额定电流不一样,触头的接触压力是没有统一规定的。为了使隔离开关检修工作科学化和规范化,建议隔离开关制造厂家在产品安装使用说明书中,标明触头接触压力的额定值及允许偏差,另外尽可能标明各种额定电流等级触头部位的接触电阻值,以便于检修前后对比。同时,希望厂家针对自己生产的隔离开关,开发出适合隔离开关触头夹紧力简便测量仪器,作为测量专用工具一并交货。

摘要：本文从隔离开关触头夹紧力测量的必要性,来分析在日常检修维护中,检修人员判断隔离开关导电部分接触好坏的判据,就是测量其回路电阻;认为回路电阻在合格范围内,导电部分的检修工作就可圆满结束;造成检修后出现触头发热现象时常发生的误区,供技术人员参考。

关键词：隔离开关,触头,夹紧力测量,必要性

参考文献

[1]雷玉贵.变电检修[M].北京:中国水利水电出版社,2006.

[2]钟振蛟.提高户外高压隔离开关的运行可靠性[J].高压电器,1994,30(5):43-46.

[3]DL/T596-1996电力设备预防性试验规程[S].

[4]张李峰,周爱君,张兵,等.330k V换流站隔离开关静触头失效原因分析[J].陕西电力,2012,40(12):72-74.

[5]杨德钧,沈卓身.金属腐蚀学[M].北京:冶金工业出版社,1999.

夹紧力测量 篇2

1、知识目标：力的大小是可以测量的;弹簧测力计是利用弹簧“受力大，伸长长”的特征制成的;力的单位是“牛”。

2、能力目标：使用弹簧测力计测量力的大小;制作简易的橡皮筋测力计。

3、情感目标：树立细致、有步骤的工作态度。

教学重点：

了解弹簧测力计的工作原理，正确使用弹簧测力计测量力的大小。

教学难点：

使用弹簧测力计测量力的大小。

教学准备：

1、为小组准备：弹簧测力计、小物体若干、钩码一盒、实验报告单。

2、教师准备：拉力器。

教学过程：

一、游戏引入，引出课题

老师请二位学生上来比一比谁的力气大。

1、拉拉力器

(1)谁的气力大一些?你是怎么判断的?(生：弹簧的长度)

能准确测量力的大小吗?(生：不能)

(2)聪明的人们利用弹簧发明了一种可以测量力的大小的工具――弹簧测力计

2、板书课题测量力的大小

二、认识弹簧测力计

实验一：弹簧测力计的构造

1、学生分组观察

2、汇报交流，介绍各部分的作用特征

提环：当拉手用，方便提拉重物

指针：(在“0”刻度左右)指示弹簧伸长了多少，结合刻度板，指出力的大小

刻度板：标明力的刻度，方便读出力的大小

挂钩：挂测量的物体

弹簧：(弹簧测力计的主要部件)用伸缩的长短表示力的大小

实验二：弹簧测力计的原理

1、分别感受1牛、3牛、5牛的拉力分别有多大

2、慢慢地用力拉弹簧，增大拉力，看弹簧的长度有什么变化

3、慢慢减小拉力，看弹簧的长度又有什么变化

4、思考：弹簧测力计为什么能测量力的大小

学生汇报：用力大小与弹簧长度的联系，认识到测力计是利用弹簧“在弹性限度内，受力大，伸长长”的特性来测量力的大小的。

实验三：你还发现了什么

1、介绍力的单位：牛顿，简称“牛”，用字母N表示

2、左右对应的数值不一样(师：两边的数字有什么对应关系?)1牛≈100克力

3、生介绍一大格、一小格分别是几牛，最大测量值是多少

4、应用读数

三、使用弹簧测力计

实验四：使用弹簧测力计测量力的大小

1、师：同学们，使用弹簧测力计测重力时应注意什么?(生回答，师总结)

(1)拿起测力计，先检查指针是不是在“0”位置。

(2)读数时，视线与指针相平。

(3)测量的力不能超过测力计刻度标出的最大数量，因此要先估计重力大小。

2、生齐读，加深印象，提高操作的准确性

3、估力并使用弹簧测力计

要求：

(1)测量时，各小组分工要明确(一生估数，一生测量，一生读数，一生记录，完成表格。)

(2)先估计，再实测;在记录表中算出估计值和实测数两者相差多少，看哪组估计值和实测数相差最少。

物体的名称

估计重力的大小

实测重力的大小

估计和实测的差距

一盒橡皮泥

一辆小车

一个钩码

一个钢球

(3)小组测量并做好记录。

(4)学生交流汇报。

4、分析数据

小组

测量物体重力(N)

一盒橡皮泥

一辆小车

第一组

第二组

第三组

第四组

第五组

第六组

第七组

(1)师：为什么测量同一种物体时，各小组的数据会出现偏差呢?

夹紧力测量 篇3

典型的弹簧夹持安装灯具见图1。

弹簧夹持安装的灯具应有足够的接触面积对安装平面或管材产生足够的夹紧力,否则在灯具自重或外力拉扯下夹紧不可靠的弹簧夹持安装灯具可能滑落导致意外的伤害。

1 灯具安全标准中弹簧夹紧安装的灯具要求

对弹簧夹紧安装的灯具,灯具安全的一般要求标准GB 7000.1—2007《灯具第1部分一般要求与试验》有相应的规定。

1.1 定义

GB 7000.1的第1.2.63条给出的弹簧夹紧安装的灯具(clip-mountedluminaire)的定义:灯具和回位弹簧夹子的一个整体组合,通过一只手的动作使灯具固定在其安装表面的位置上。

1.2 标记要求

弹簧夹紧安装灯具的安装方式包括夹紧安装在平板上或夹紧安装在管材上。当灯具设计成仅适宜夹紧安装在平板上,不适宜安装在管材上时,灯具应有相应的警告,防止因误用发生的不安全情况。

GB 7000.1第3.3.12条对不适于安装在管材上弹簧夹紧安装的灯具规定了标记的要求,即在灯具的说明书中应有灯具不适于安装在管材上的警告。

对标有“不适于安装在管材上”警告的弹簧夹紧安装灯具,4.14.1试验E)中灯具在金属棒上的安装安全性试验免除。

1.3 结构要求

GB 7000.1第4.14.1条规定了弹簧夹紧安装灯具的结构要求,内容包括对灯具的机械悬挂装置应有足够的安全系数的原则性要求,以及4.14.1试验E)检验弹簧夹紧安装灯具试验方法。试验E)的试验规定如下:

试验E,对弹簧夹紧安装的灯具:按正常使用时最不利的方向对电缆施加拉力,不要猛拉,历时1 min。试验时,将弹簧夹子安装在普通窗玻璃制成的标准试验“平板”上,一块玻璃的标称厚度为10 mm,另一块玻璃的厚度是弹簧夹子能安装在上面的最大厚度。对于这个试验,试验平板的厚度以10 mm的倍数增加。在20N的拉力下,弹簧夹子不应在玻璃上开始移动。

此外,弹簧夹紧安装的灯具还应在一根表面抛光镀铬、标称直径为20 mm的金属棒上做试验。在其本身重量的作用下灯具不能转动,并且当在电缆上施力20 N时灯具不应从金属棒上落下。在抛光金属棒上的试验不适用于标有“不适于安装在管材上”的灯具。

注1:以10mm为间隔增加试验平板的厚度达到最大厚度,限制了夹子被迫夹在试验平板上的可能性。

注2:如灯具弹簧夹子夹住的表面是玻璃的话,最大厚度试验的试验平板可以含有数层玻璃和木材。

试验E中包括两个试验,一个是针对所有弹簧夹紧安装灯具的检验灯具在玻璃平板上安装安全性试验(见图2),对于设计成适宜于安装在管材上的弹簧夹紧安装灯具,还要进行灯具在金属棒上的安装安全性的试验(见图3)。

对于没有“不适于安装在管材上”警告的弹簧夹紧安装灯具,要进行试验E)规定的两个试验。说明书中含有“不适于安装在管材上”警告的弹簧夹紧安装灯具,试验E)规定的在金属棒上的安装安全性的试验免除。

2 根据标准和产品说明书进行弹簧夹紧安装的试验

在可移式灯具监督抽查试验中发现,弹簧夹紧安装的灯具普遍存在着夹紧结构设计不合理的现象,如夹紧接触面面积太小、夹紧表面摩擦力不够、弹簧回弹力不够等问题。

当试验人员按照标准要求对弹簧夹紧安装的灯具进行平板夹紧安装试验时,将弹簧夹子安装在普通窗玻璃制成的标准试验“平板”上,在正常使用时最不利的方向对电缆施加历时1 min的20 N拉力。在这个拉力下,弹簧夹子不应在玻璃上开始移动。试验时,试验平板的厚度以10 mm的倍数增加,标称厚度为10mm的试验用玻璃平板见图4,以10mm为间隔逐渐增加试验平板的厚度直至达到最大“平板”厚度,可以避免猛然增加平板厚度使夹子被迫夹在试验平板上。

弹簧夹紧安装灯具的软缆拉力试验如图5,试验必须遵循标准,找出最不利的方向,试验期间灯具不允许有移动。

对于没有“不适于安装在管材上”警告的弹簧夹紧安装灯具,还应进行管材夹紧安装试验,在试验时弹簧夹紧安装的灯具安装在一根表面抛光镀铬、标称直径为20 mm的金属棒(图6)上,在其本身重量的作用下灯具不能转动,并且当在电缆上施力20 N时灯具不应从金属棒上落下。

制造商的说明书是提示用户正确安装、使用和维护的重要技术文件,灯具说明书附“不适于安装在管材上”的警告,意义是提醒使用者在安装弹簧夹持灯具时,仅能安装在平板上,不能安装在管材上。不按说明书提示将灯具安装在管材上时,制造商将不对可能出现的灯具滑动或灯具掉落等不安全状况负责。

3 夹紧安装试验的不合格情况

对夹持面的足够夹持力、足够夹持面面积、以及灯具夹持面与安装平面或安装圆柱面的摩擦力是满足标准要求及相关试验的关键要素,通常需要有足够夹持力的弹簧、软硬适当的橡胶材料、能产生足够摩擦力的夹持面面积或接触面表面特性、以及其它合理的夹持结构。

目前市场上的弹簧夹紧安装灯具普遍存在着夹紧结构设计不合理,如夹紧面积太小、夹紧表面摩擦力不够、弹簧力量不够等问题。见图7～图10所示。

在这些弹簧夹紧安装的灯具中,都普遍存在夹紧结构设计不合理,如夹紧面积太小、夹紧表面摩擦力不够,有的根本就没有考虑到表面摩擦力,在10 mm玻璃上的夹紧力试验就发生了位移。夹紧力试验见图11～图13所示。

4 弹簧夹紧安装的灯具应注意的几个方面

工件夹紧力对动态特性的影响研究 篇4

颤振是由切削过程和机床结构的相互作用造成的,而切削技术近年来向高速一高效切削方向发展的趋势明显,高速切削技术的发展对于切削过程中稳定性的研究要求更加迫切。薄壁工件由于其自身在单方向上刚度较低而容易诱发颤振,另一方面相向对于刚性较好的工件,薄壁工件在加工过程中动态特性受作用在其上的夹具夹紧力的影响更加显著[1~3]。

为了考虑薄壁工件加工过程中的切削稳定性的特点,薄壁工件本身的模态特性不仅仅由工件本身的材料、结构等自身的特点所决定,薄壁工件由于其自身的刚度很低,其模态特性特别是其刚度和阻尼受施加在工件上的压力的影响显著,并进而影响到其稳定性极限。本文考虑薄壁工件加工过程中的一个重要因素一夹具作用在工件上的压力对于其切削过程稳定性的影响。

1 研究方法

在对薄壁工件加工时,难免要用到夹具,夹具作用在工件上的压力对于工件本身的模态特性会产生显著影响,并进而影响到薄壁工件加工过程中的稳定性。本章通过试验的方法在一个薄壁模型上施加一个可变的正压力,记录不同正压力作用下薄壁模型所呈现的模态特性,分析薄壁工件所承受的正压力对于薄壁零件切削过程稳定性的影响状况。

所采取的试验结构主要包括两个模块,一个是用于记录施加在薄壁工件上的正压力的大小的动态测力仪,我们采用的是Kistler;另一部分是用于测量工件模态特性的模态分析系统,我们采用的是B&K的Me’Scope。

对于采集得到的频响函数曲线进行对比分析,对于特征参数,特别是共振频率和有效刚度的变化规律进行研究,对测试过程中表现出来的结构的阻尼水平进行探讨,对于影响切削过程稳定性的频响函数的实部曲线进行分析,对于薄壁工件在夹具正压力作用下的动力学模型进行探讨。

2 工件结构受夹具正压力作用下的试验模型

薄壁工件在铣削过程中的系统模型中,这个模型与以往我们常用的铣削过程模型的不同点在于它把薄壁工件在铣削过程中所受到的夹具的正压力考虑在内,这个压力的施加机构与工件的接触面将有摩擦作用,所以我们把夹具的影响模型化为一个增加的摩擦机构。我们将建立一个试验的模型来研究夹具作用下工件的模态特性的变化规律。所需的结构必须具备两个特征:1)要有一个具有单方向薄弱刚度的薄壁工件,我们使用一个工字梁结构来表达工件的这个特征;2)一个正压力可调的加力机构来代表夹具对工件的作用。

3 薄壁工件试验模型

3.1 具有单方向大柔度的工件结构

薄壁工件的特点是它在一个方向上的柔度比较大,所以出于研究的方便,需要设计一个具有类似动态特性的结构,最简单的办法就是用工字截面的底座来支撑一个工件。

获取工件在薄壁正向的动柔度的方法的原理和获取刀尖动柔度的原理是一样的,不同点在于在刀尖处所使用的激振力信号是由冲击力锤产生的,而对于工件的动柔度我们使用激振器来产生一个随机的信号作为激振力,并且所采用的数据采集系统是B&K公司的ME’SCOPE。击振器的顶杆通过力传感器定在工件的左侧,而加速度在工件右侧拾振。力信号和加速度信号从传感器送往前端,前端通过网线连接存计算机上,传输数据供计算机进行处理和显示。

3.2 工件结构的动柔度

我们只考虑工件在薄壁的难向的柔度,而忽略和薄壁平行方向上的动柔度。其中,从工件的动柔度曲线提取的模态参数,如表1所示。

4 试验结构

我们使用Kistler的动态测力仪来测量旖加在工件测面上的正压力,这个正压力是通过一个螺栓连接菇加到工件侧壁上的,在测量前,加力机构的压力头完全与工件不接触,然后使铡力仪处于采集数据状态,开始以后,增加加在侧壁上的压力到一定的程度,由测力仪记录下这个时间内的动态力,之后从测得的压力数据上将正压力提取出来。

动态测力仪和电荷放大器连接在一起,出来的信号通过数据采集卡,经过计算机的PCMCIA接口输入到计算机内部,以供计算机作进一步的处理。

工件在不同的正压力下的动柔度仍采用测量工件在没有正压力情下的方法,测试系统的整体机构,使用到的前端和计算机以及所用到的功率放大器如前所述。

5 夹具夹紧力对工件动态特性的影响

这里我们想要说明的是我们对工件的测试只在单一方向上进行,如果工件存在两个方向的自由度,工件本身就会产生刚体位移,这将不是我们的研究范围,所以我们关心的是这个方向上其共振频率、模态刚度和模态阻尼的变化;另外一个需要说明的是虽然夹具作用的正压力方向是平行于薄壁的方向上的,但我们测试的模态的方向却是垂直于薄壁的方向上的(和摩擦力的方向是一致的),也就是说我们关心的是正压力导致的接触面上切向刚度和切向阻尼的变化,而不是正向的模态参数的变化(当然,正向的模态参数也会有明显变化)。

5.1 正压力的影响

我们首先给出工件在不同的正压力作用下的频响函数曲线。然后利用B&K中Me’Scope的模态参数识别模块,把测得的频响函数曲线按照单自由度提取其模态参数,如图1和图2所示。从频响函数曲线上可以明显看出,随着正压力的增加,工件结构的共振频率有明显的增加,但是增加的速率并不相同;图1给出了提取的共振频率的变化曲线,从上面可以看出,正压力从0-350N变化时共振频率增加很快,而在350-800N之间,共振频率增加相对缓慢,到800N以后基本就不再有明显的增加。

从频响函数曲线可以看到,随着正压力的增加,结构的模态刚度的倒数逐渐降低,也就是说,模态刚度是逐渐增加的,图2给出了提取的模态刚度的变化曲线,从上面可以看出,模态刚度在0-350N之间增加较快,而在350N之后虽然有一定小幅震荡,变化的幅值相对来说是很小的。

从对图1和图2的分析对比可以看出,随着施加压力的增大,共振频率和模态刚度虽然都随着明显增大,但是二者增大的规律并不一致,共振频率虽然跟模态刚度曲线同步到300牛,增速较快,幅度也比较大,但是之后还有缓慢增加,直到800牛才逐渐停止,从固有频率和刚度的关系曲线来看,如果从固有频率的计算公式来看,,结构固有频率的增加反映了结构模态刚度的增加或者是模态质量的减少,而当模态刚度增加的速度已经明显降低,而共振频率仍在保持一定程度的增长,这说明在这一个阶段另外一个自由度起着主要的作用,它吸收的动能所占的比重已经不能忽略,主自由度所承受的动能减少,而其反映在主自由度上的表现就是其模态质量的减少。

5.2 激振力的影响

上面的研究中有一个重要的模态参数我们并没有讨论,就是模态阻尼,模态阻尼是模态三参数中最为复杂的一个,它不像模态刚度和模态质量一样物理意义足够清晰,对于模态阻尼,一致地认为它是消耗系统能量的元件,但是又根据不同的“系统”和作用方式,把阻尼划分为多种不同的类型,如粘性阻尼、结构阻尼和迟滞阻尼等等。

从DEN HARTOGH单自由度系统在干摩擦作用下的频响函数曲线可以得知,他认为在摩擦力在激振力的p/4是一个分界点,如果摩擦力大于这个值,共振点的幅值理论上是可以达到无限大的,而如果摩擦力小于这个值,共振点的幅值是有限的,前一种情况起作用的是Columb阻尼,摩擦力恒定不变,摩擦消耗的能量跟接触面的相对位移成正比,而输入的能量也跟位移成正例,如果输入的力大,理论上这个幅值可以一直增大,直到无穷,而后一种情况起作用的是粘性阻尼,摩擦力跟位移成正比例,摩擦消耗的能量跟位移的平方成正比,所以其幅值是有限的。

在正压力为O的情况下,系统的刚度和质量并不会有明显变化,但是阻尼的变化较为明显,这明显是因为随着输入能量的增加,反映的系统输入输出的能量差的一个变化而已,也就是说它反映的是系统输入能量的增加,而不是耗散能量的减少,对于一个有能量输入的非线性系统来讲,使用传统的方法仅仅依靠共振峰值附近的数据来提取阻尼的模态参数是不可靠的,因此也是不可取的。

为了考虑激振力的影响,我们把加在工件上的正压力固定,通过调整功率放大器上的增益(增益越大,激振力越大),改变激振力的大小来观察不同激振力下工件所表现的模态变化情况。这种方法等效于改变正向压力与激振力的比值来研究工件的模态变化规律,而这种研究方法为叶片摩擦的研究者所广泛采用。他们的研究结论认为.存在一个最优值使得阻尼比最大。从为不同正压力下调整增益得到的阻尼比变化规律,从上面可以看到,对于每条曲线的确存在一个“最优的”位置,阻尼比最大。

6 夹紧力对铣削稳定性的影响

结合刀具的FRF和不同压力条件下工件呈现的模态特性生成不同正压力条件下的铣削系统稳定性图,由于所取的正压力比较密集,而这里仅从其中取中几个压力点生成对应的稳定曲线。从曲线中可以得知,在10!880N,随着正压力的增加,铣削系统的极限切削深度整体随之增加,而在880N以后,几乎就不再增加(具体的变化趋势如图3所示)。另外,我们看到,除了极限切削深度的变化,两个叶瓣之间的面积(稳定性区域)也随着正压力的变化而变化,特别是从10!290N,叶瓣之间的面积有明显的扩大,之后的变化相对较小。因为稳定性分析属于动力学分析的范畴,而工件在夹紧力作用下还会产生静的变形,会对夹具的设计提出约束性条件,在实际的夹具设计过程中,应将动力学的约束条件和静力学结合起来,以求夹具能有最优的表现,得到质量最好的工件。

7 结束语

切削过程中的不稳定现象长期困扰生产企业和研究者,伴随着高速切削技术的发展,提高薄壁零件生产效率对于切削过程稳定性的需求更加迫切。对于薄壁加工过程中夹具夹紧力对于工件.夹具系统的模态特性及其对铣削稳定性的影响进行了试验研究和分析,设计相关试验来考察夹紧力对于工件.夹具系统模态参数的影响,对于获取的频响函数曲线,从上面提取了各自测试条件下的模态参数,分析了模态参数的变化规律,对于模态刚度和固有频率的变化趋势进行了解释,对于模态阻尼的变化进行了分析。

参考文献

[1]黄国权,顾勇进.高速切削技术及高速切削可转位铣刀的研究[J].机械设计与制造,2004,(1).

[2]席俊杰,徐颖.高速切削技术的发展及应用[J].制造业自动化,2005,27(12).

[3]何红华,万晓航.数控车削刀具圆弧半径对切削过程影响的数值分析[J].机械传动,2009,33(2).

夹紧力测量 篇5

金属带式无级变速器(V-belt type continuously variable transmission,CVT)相对于有级变

速器,能在全速比范围内使发动机工作在最佳经济工况点,从而有效降低燃油消耗和排放,且驾驶舒适性好,因此,金属带式无级自动变速器越来越受到整车厂的青睐,但无级变速器摩擦传动相对于机械变速器传动效率偏低,故如何提高CVT传动效率成为关键技术之一。

CVT传动效率偏低的一个重要原因是金属带夹紧力过大,一般取安全系数1.3,以保证金属带在任何工况下不打滑,而过大的夹紧力不仅使机械传动效率降低,而且增加了液压控制系统的能耗。有研究表明,金属带式无级变速器在一定滑移率下,随着滑移率的增大,传动效率也跟随提高,直到峰值传动效率;超过一定滑移率后,传动效率会快速下降,因此,如何将金属带式传动滑移率控制在合理的范围内,并保证任何工况金属带不打滑的前提下,尽可能地减小夹紧力,降低金属带的磨损,提高金属带的传动效率,是本文研究的重点。

1 金属带滑移传动机理

CVT为摩擦传动系统,主从动轮都有液压缸,靠液压缸施加的液压夹紧力于锥轮盘,然后通过锥轮盘耦合夹紧力及速比,因而金属带靠摩擦传递转矩,为保证转矩传递的可靠性,实用的夹紧力公式[1,2]为

${\rm P}{}_{\text{p},\text{s}}=\frac{\beta {\rm T}{}_{\text{p},\text{s}}\cos \alpha }{2\mu R{}_{\text{p},\text{s}}}$ (1)

式中,Tp,s为主动或从动轮传递转矩;α为带轮的半锥角;μ为金属带与带轮的摩擦因数;Rp,s为金属带在主动或者从动带轮上的工作半径;β为安全系数。

金属带在传递发动机转矩的过程中,金属带存在的金属片间隙使得带轮包络部分的金属带出现两种工作状态:一部分为动弧β1,其金属片间紧密接触并承载推力;另一部分为空转弧δm,金属片间存在间隙不承载推力。如图1所示,在金属带与锥轮盘的包络角内,带轮与金属片间的相互作用使得空转弧逐渐减小间隙成为动弧。由于空转弧的存在,使得总有一部分金属带与金属带轮存在相对滑动,由此产生了金属带与金属锥轮之间的切向速度差。其滑移率s的表达式为[3,4]

$s=1-\frac{i}{i{}_0}$ (2)

$i=\frac{n{}_{\text{w}\text{p}}}{n{}_{\text{w}\text{s}}}$ (3)

式中,i0为无负载速比;i为实际速比;nwp为主动轮转速;nws为从动轮转速。

摩擦理论表明,摩擦因数μ与滑移速度v有很大的关系,图2为某一油品下的摩擦特性图,测试了120℃、80℃和60℃条件下的摩擦特性,三条曲线有一致的共同点,即随着滑移速度的增大,摩擦因数μ不断增大,直到μ达到峰值μmax,此区域可称为微观滑移区域;若滑移速度继续增大,而摩擦因数μ快速下降,则表明传递极限转矩的能力下降,如继续增大转矩,则会导致更大的滑移速度,甚至失去转矩传递的能力,此区域可称为宏观滑移区域。

2 滑移数学模型及夹紧力控制策略

2.1 滑移数学模型的建立

为了建立CVT的数学模型,做如下假设:①忽略传动轴的弹性及径向振动;②忽略轴承的轴承座弹性;③忽略系统的间隙和部分阻尼;④滑移率s是以无负载时的速比i0为参考对象,而i0 可以通过位移传感器测试进行速比转换,故在建模过程中速比i0用几何速比ig替代,且ig= Rs/ Rp, Rp、Rs为当速比为ig时的主动有效半径及从动有效半径。

CVT传动系简化如图3所示,进行动力学分析时,各转矩及转速的正方向与图中标示方向一致,图中各符号参数含义如下:Tin、J1分别为输入端输入转矩和转动惯量;TL、J2分别为输出端负载转矩和转动惯量;Tin,p、Tout,s分别为作用在主动轮及从动轮的转矩;nwp、nws分别为主动轮转速和从动轮转速;Tin为CVT输入转矩;TL为CVT输出转矩。

根据式(2)和式(3)可得

$\dot{s}=\frac{\dot{n}{}_{\text{w}\text{s}}n{}_{\text{w}\text{p}}-n{}_{\text{w}\text{s}}\dot{n}{}_{\text{w}\text{p}}}{n{}_{\text{w}\text{s}}^{2}i{}_0}$(4)

CVT输入端和输出端动力学方程为

$J{}_1\dot{n}{}_{\text{w}\text{p}}={\rm T}{}_{\text{i}\text{n}}-{\rm T}{}_{\text{i}\text{n},\text{p}}$(5)

$J{}_2\dot{n}{}_{\text{w}\text{s}}={\rm T}{}_{\text{o}\text{u}\text{t},\text{s}}-{\rm T}{}_{\text{L}}$(6)

联立式(1)～式(6)可得滑移数学模型:

$\begin{array}{l}\dot{s}=\frac{(1-s)}{n{}_{\text{w}\text{s}}}(\frac{{\rm T}{}_{\text{L}}}{J{}_2}-\frac{2{\rm P}{}_{\text{S}}R{}_{\text{S}}\mu (s)}{\beta J{}_2\cos \alpha })+\\ \frac{1}{n{}_{\text{w}\text{s}}i{}_0}({\rm T}{}_{\text{i}\text{n}}-\frac{2{\rm P}{}_{\text{S}}R{}_{\text{S}}\mu (s)}{\beta i{}_{0}J{}_1\cos \alpha })(7)\end{array}$

式中,PS为从动缸夹紧力;RS为金属带在从动带轮上的工作半径。

从式(7)可以看出,转矩Tin可通过发动机油门和转速插值得出或通过发动机管理系统CAN通讯总线数据得出,即变量Tin和TL都为已知变量,而唯一未知量为从动缸夹紧力Ps,因此,夹紧力的大小是决定滑移率的关键因素,转速和速比为滑移率的影响因素。

2.2 夹紧力控制策略

当夹紧力一定时,将金属带能传递的转矩极限记为Tinput,max,如果实际输入转矩为Tinput,则定义两者之间的转矩比为

r=Tinput/Tinput,max (8)

若r<1,则不会出现较大滑移率,但过大的传动余量会导致金属带过度张紧,降低金属带使用寿命及传动效率;若r>1,则会因夹紧力不足导致过大的金属带滑移率,磨损金属带和锥面。为保证任何工况下的夹紧力恰到好处,传统的夹紧力控制策略常取夹紧力安全系数至少为1.3[4,5,6],因此,在大部分工况下因夹紧力过大而降低了CVT的传动效率。

金属带在一定滑移率内,滑移率增大,则摩擦因数增大,表明金属带能传递更大的转矩,而超过一定滑移率后,摩擦因数迅速下降,会导致金属带大转矩下打滑加剧。为使金属带所传递的转矩保持最佳的传动效率,常将金属带滑移率控制在摩擦因数峰值μmax的附近 ,此时的夹紧力为最优夹紧力。

基于滑移率夹紧力控制采用工业广泛应用的PID控制器,夹紧力控制阀使用高速开关阀,采用PWM驱动,为了提高液压系统的效率、减小超调量及加快系统的响应速度,本文采用基于滑移率的夹紧力进行控制,建立的夹紧力PID控制系统框图如图4。

3 金属带滑移试验装置

金属带滑移试验装置如图5所示,由电机代替发动机进行驱动;由负载电机施加负转矩替代路面负载;转矩转速传感器测量驱动电机及负载电机的转矩和转速。该试验装置能方便地测量和计算CVT系统传动效率,其表达式为

$\eta =\frac{{\rm T}{}_2{\rm N}{}_2}{{\rm T}{}_1{\rm N}{}_1}$(9)

式中,T1、T2分别为驱动电机转矩和负载电机转矩;N1、N2分别为驱动电机转速和负载电机转速。

为了实现控制系统自动化,TCU控制系统使用高性能飞思卡尔32位单片机MPC5604P芯片处理器,采用移植实时操作系统ucos-ii进行实时计算控制,在金属带滑移检测系统的主动轮侧安装有一高精度的激光位移传感器(参数见表1),通过该激光位移传感器的回波分析原理,可非接触精确测量被测物体的位移,测量所得的位移大小即为主动带轮液压缸位移,根据式(10)和式(11)可间接推算出主动轮侧金属带的传动半径,然后求得几何速比即传动比i0。主动轮和从动轮半径与速比i0的关系如图6所示。

主动轮工作半径与速比之间的关系应满足:

(π-2θ)Rp+(π+2θ)Rs+2Spscosθ=L (10)

i0=Rp/Rs (11)

式中,θ为传动时金属带与两轴线之间的夹角;Sps为主从动轴之间的距离;L为金属带长度;Rp、Rs分别为主动轮和从动轮的工作半径。

CVT的传动效率主要由从动缸夹紧力和速比决定,基于滑移控制的夹紧力可使金属带与锥轮摩擦因数达到峰值μmax,从而使得CVT传动效率达到最大值,台架测试结果如图7所示,图中传动效率所对应的最大速比为2.432(LOW速比),中速比为1.0,最小速比为0.442(OD速比)。图7的测试条件为:驱动输入转速3000r/min,输入转矩100N·m。从图7中可以看出,在各速比条件下,最大传动效率时的滑移率分别为4%、1.2%和1.5%,即控制上述条件下的滑移率即可最大限度地提高CVT的传动效率。

1.i0=2.432 2.i0=1.0 3.i0=0.442

为验证滑移率控制效果,对比测试了使用基于滑移率的夹紧力控制与传统夹紧力控制下的传动效率,测试结果如图8所示,当速比为1.0、控制输入转速为3000r/min时,可以看出,基于滑移率的夹紧力控制比传统夹紧力控制提高传动效率8%～10%。图9所示为基于滑移率夹紧力控制时的传动效率测试结果。

1.基于滑移率的夹紧力控制 2.传统夹紧力控制

4 基于滑移率夹紧力控制的实车试验

滑移率台架测试结果为实车基于滑移率夹紧力控制提供了有效的依据和标定数据,将标定数据及策略移植到装备CVT的某一车型上,其主要参数如表2。

实车过程中,必须保证在任何工况下金属带不打滑,因其打滑会加剧金属带及锥轮锥面的磨损,缩短CVT的寿命,因此,实车过程中需实时监测金属带的打滑。金属带的滑移率一般在稳态工况下容易测试及标定,对于工作在极其恶劣工况下的车辆,采用金属带传递转矩的可靠性安全系数Sfpri,sec来表示其打滑状况。如1/Sfpri,sec>1则表示金属带存在打滑的可能性,需加大从动缸夹紧力,使得1/Sfpri,sec<1。主从动缸实际压力可表示为

Ftotal,pri=Preal,priSpri+fpriw2p (12)

Ftotal,sec=Preal,secSsec+fsecw2s+k(x-x0)+F0spring (13)

式中,Ftotal,pri、Ftotal,sec分别为作用在主从动轮上的实际压力;Preal,pri、Preal,sec分别为主从动缸压力传感器测试值;Spri、Ssec分别为主从动液压缸作用面积;fpri、fsec分别为油液离心系数;k为从动缸弹簧比例系数;x、x0分别为弹簧位移及初始位置;F0spring为弹簧初始压力。

联立式(1)、式(12)及式(13)可得

$1/Sf{}_{\text{p}\text{r}\text{i}}=\frac{F{}_{\text{t}\text{o}\text{t}\text{a}\text{l},\text{p}\text{r}\text{i}}}{{\rm P}{}_{\text{p}}S{}_{\text{p}\text{r}\text{i}}}$ (14)

$1/Sf{}_{\sec }=\frac{F{}_{\text{t}\text{o}\text{t}\text{a}\text{l},\sec }}{{\rm P}{}_{\text{s}}S{}_{\sec }}$ (15)

式中,Pp为主动缸夹紧力。

图10所示为全油门工况下,车速从0加速到100km/h工况下的打滑监测结果。图11所示为紧急制动工况下的打滑监测结果。其目标滑移率按式(7)计算,驱动转矩及负载根据整车动力模型确定。从图10、图11可以看出,基于滑移率的金属带夹紧力控制在极端工况下满足1/Sfpri,sec<1条件,不存在金属带打滑的风险。

基于滑移率控制的金属带式无级变速器夹紧力是对传统夹紧力的优化,降低了CVT系统损耗,提高了燃油经济性,汽车ECE+EUDC工况循环油耗测试结果为7.4L/100km,比传统夹紧力油耗降低5.2%。

5 结束语

本文从金属带式无级变速器传动机理出发,建立了CVT滑移率动态数学模型,并提出了基于滑移率的夹紧力控制策略,为验证此夹紧力策略,进行了台架及实车测试,结果表明,使用基于滑移率的夹紧力控制能提高传动效率8%～10%;ECE+EUDC工况循环油耗测试结果比传统方法降低5.2%。研究结果为CVT系统的进一步优化升级提供了有效方法。

摘要：针对金属带式无级变速器相对机械式变速器传动效率偏低的问题,使用基于滑移率的金属带夹紧力控制策略进行控制,与传动夹紧力相比,该控制策略降低了夹紧力并保证在任何工况下不打滑,提高了金属带动力传递效率,降低了车辆油耗。从金属带滑移传动机理出发,建立了CVT滑移率动态数学模型,提出了滑移率夹紧力控制策略,并在台架和实车上对基于滑移率夹紧力的控制策略进行了验证,试验表明,基于滑移率的夹紧力控制能提高传动效率8%～10%、降低油耗5.2%。

关键词：金属带式无级变速器,滑移率,夹紧力,传动效率

参考文献

[1]Bonsen B,Klaassen T,Merrrakker K,et al.Analy-sis of Slip in a Continuously Variable Transmission[C]//ASME International Mechanical EngineeringCongress and Exposition.Washington DC:ASME,2003:15-21.

[2]Hiroyuki N,Hiroyuki Y,Hideyuki S,et al.Fric-tion Characteristics Analysis for Clamping ForceSetup in Metal V-Belt Type CVT[C]//SAE Tech-nical Paper Series.USA:SAE,2005:1462.

[3]Bonsen B,Klaassen K,Meerakker K,et al.Meas-urement and Control of Slip in a Continuously Vari-able Transmission[C]//International ContinuouslyVariable and Hybrid Transmission Congress.Syd-ney:Mechatronics,2004:64-78.

[4]Pulles R,Bonsen B,Steinbuch M,et al.Slip Con-troller Design and Implementation in a ContinuouslyVariable Transmission[C]//American Control Con-ference.Oregon:Technische University Eind-hoven,2005:1625-1630.

[5]程乃士.汽车金属带式无级变速器-CVT原理和设计[M].北京:机械工业出版社,2008.