转向

转向（精选11篇）

转向 篇1

一般认为, 碳酸盐岩油气藏即碳酸钙矿物 (方解石和白云石) 的含量超过50%的油气藏。由于岩石矿物成分的特殊性, 向地层注入酸液 (盐酸、凝胶酸等) 以溶解地层的方式作为改善碳酸盐岩油气藏近井筒区域渗流条件的有效方法[1]。而基质酸化是指, 以低于岩石破裂压力的条件下注酸, 通过形成“蚓孔”, 以沟通远处地层与井筒的方法。然而, 由于地层非均质性, 常规酸液通常沿非均质储层的大孔道或高渗带指进, 很难进入并有效地改造非均质储层的低渗部分[2—4]。另外, 常规酸化后, 残酸返排困难, 造成二次污染, 酸化效果下降。因此, 造成了高渗层酸液浪费、低渗层酸液不足。

1 清洁泡沫自转向酸转向机理

清洁泡沫自转向酸是由几种特殊表面活性物质复配后与水混合形成的黏弹性液体。常温条件下, 这种酸液体系初始黏度为21 m Pa·s。在注入地层过程中, 酸液首先进入高渗透大孔道岩心, 与岩心反应生成大量泡沫, 产生贾敏效应, 起到堵塞大孔道的作用, 当流动阻力增加超过小孔道中的流动阻力后, 酸液转向进入低渗透小孔道[5]。另一方面, 小孔隙中的泡沫由于受到阻力而产生挤压, 使得泡沫的半径变小或是破裂形成气相蹿流, 流动阻力小, 更容易渗入地层, 从而提高了低渗岩心酸化有效作用距离, 改善非均质地层酸化效果。

2 酸液体系性能研究

2.1 实验药剂与仪器

清洁泡沫自转向酸 (配方:20%HCl+5.5%清洁泡沫自转向剂SIASD-Ⅴ+2%缓蚀剂SIACI-Ⅲ+2%多功能添加剂SIAMA-Ⅰ) 、标准盐水。

设备主要包括平流泵、压力传感器、岩心夹持器、手摇泵、中间容器、ZNN-D6S型六速旋转黏度计、高温高压反应釜等, 并联岩心酸液驱替实验设备见图1。

2.2 酸岩反应与酸液起黏性能

实验条件为:盐酸化学计量过量2.5倍, 20℃, 常压。将20%盐酸和清洁泡沫自转向酸与碳酸盐岩反应, 通过碳酸盐岩质量损失来计算盐酸的静态消耗速率。实验结果如图2所示, 清洁泡沫自转向酸的酸岩反应速率大大低于普通盐酸溶液。普通酸反应10 min时大理石块溶解消失, 清洁泡沫自转向酸反应60 min后, 碳酸盐岩的剩余质量仍大于50%。这是由于清洁泡沫自转向酸体系在酸岩反应进行中不断生成泡沫, 在岩石表面形成具有气泡的覆盖层, H+存在于泡沫壁上, 使H+的扩散路径复杂化, 大幅度降低H+的传递速度, 从而降低酸液的消耗速度[6]。

在50 m L酸液体系中加入定量Ca CO3并搅拌均匀后, 在170 s-1剪切速率下测其黏度值。如图3所示, 随着泡沫质量不断上升黏度不断增加, 气泡越密集, 气泡干扰、摩擦阻力越大高, 酸液体系黏度最高升至273 m Pa·s。

2.3 泡沫稳定性

泡沫半衰期是指泡沫液中的液体析出50%体积时所需要的时间, 该项指标反映了在特定的体系下形成的泡沫液的稳定性。实验在不同恒定温度的条件下, 取一定量的酸液体系, 加入过量Ca CO3后搅拌使之反应充分, 测得的泡沫体积减少一半所用时间, 结果见图4。当温度小于60℃时, 温度对泡沫半衰期的影响较小;但在温度高于60℃后, 泡沫稳定性迅速下降。60℃时泡沫半衰期为16.3 min, 当温度达到100℃时泡沫半衰期仅为2.9 min。

2.4 酸液体系转向效果评价

泡沫酸分流效果受多种因素的影响, 其中最主要的是渗透率大小及温度的影响。通过不同条件下的并联岩心酸液驱替实验, 测定低渗岩心酸化前后渗透率变化, 来清洁泡沫自转向酸的转向能力。

2.4.1 渗透率对转向效果的影响

选取渗透率级差、大小范围不同的岩心做并联酸液驱替实验, 温度为40℃, 酸液注入速度为2m L/min。高低渗岩心出口泡沫状态明显不同, 低渗岩心出口气体很少, 以液体为主, 高渗岩心出口气体很多, 气液十分均匀, 泡沫很稳定。这是因为低渗岩心小孔隙中的泡沫由于受到阻力而产生挤压, 使得泡沫的半径变小或是破裂形成气相蹿流。由实验结果可知, 随着并联岩心渗透率级差的增加, 低渗岩心渗透率改造率逐渐降低, 均匀酸化效果变差, 说明转向效果下降, 如图5所示。酸液形成的泡沫体系虽然具有降低多孔介质渗透率的作用, 但随着高渗层渗透率的增加, 泡沫在高渗透层中停留的时间变的越来越短, 突破时间会越来越快, 封堵效果有限。渗透率级差为41.58时, 低渗透岩心渗透率改造率为38.24%, 说明在此渗透率范围内仍能实现转向。另外, 在相同渗透率级差下, 并联岩心渗透率范围为1.02~42.41 m D时的酸液体系转向效果好于0.11~5.49 m D, 说明并联岩心渗透率越小, 转向效果越差。

2.4.2 温度对转向效果的影响

随着温度升高, 表面活性剂分子的分子运动加速, 同一配方在不同温度条件下转向效果也将会不同。研究结果表明, 2 m L/min的酸液注入速度下, 当温度从6℃升高到80℃;渗透率级差为20倍左右时, 低渗岩心酸化后改造率从66.55%下降到15.93%, 如图6。这是由于温度越高, 泡沫稳定性降低, 且酸岩反应加快, 使得酸液在高渗岩心中提前突破, 使酸液体系转向性能受到影响。因此, 温度对清洁泡沫自转向酸液体系的性能影响较大, 是酸化施工设计中的重要因素。

2.5 缓蚀性能

考虑到酸液体系对油管的腐蚀, 加入2%SIA-CI-Ⅲ缓蚀剂, 以降低酸液体系对油管的腐蚀速度。实验在50℃和80℃下, 将20%HCl溶液和清洁泡沫自转向酸对钢片N80的缓蚀速度做对比, 如表1所示, 可以看出清洁泡沫自转向酸对钢材具有很好的缓蚀作用, 缓蚀速率远低于20%盐酸溶液。

3 结论

(1) 实验结果表明:清洁泡沫自转向酸可以提高低渗透岩心的分流量, 改善酸液在不同渗透率岩心内的非均匀推进, 从而提高酸化效果。随着并联岩心渗透率级差的增加, 低渗岩心渗透率改造率逐渐降低, 均匀酸化效果变差, 即转向效果下降;在相同渗透率级差下, 并联岩心渗透率范围为1.02~42.41 m D时的酸液体系转向效果好于0.11~5.49m D, 说明并联岩心渗透率越小, 转向效果越差。

(2) 当温度小于60℃时, 温度对泡沫半衰期的影响较小;但在温度高于60℃后, 泡沫稳定性迅速下降, 当温度达到100℃时泡沫半衰期仅为2.9min。2 m L/min的酸液注入速度下, 当温度从60℃升高到80℃, 并联岩心渗透率倍数为20倍时, 低渗岩心酸化后改造率从66.55%下降到15.93%。因此, 温度对清洁泡沫自转向酸液体系的性能影响较大, 是酸化施工设计中的重要因素。

(3) 与N80钢腐蚀实验可以看出, 清洁泡沫自转向酸缓蚀作用非常明显, 缓蚀速率远低于20%HCl溶液。

(4) 清洁泡沫自转向酸与碳酸盐岩反应释放出大量的气体并形成稳定的泡沫体系, 在170 s-1剪切速率下黏度最高升至273 m Pa·s。与常规泡沫液制备工艺相比, 简化了操作程序, 大幅度地降低了施工成本。

摘要：通过室内实验评价了一种新型清洁泡沫自转向酸;并利用并联岩心分流试验装置进行分流实验, 研究了岩心渗透率大小、级差以及温度对清洁泡沫自转向酸转向效果的影响。实验结果表明:在170 s-1剪切速率下, 初始黏度为21 mPa·s, 与碳酸盐岩反应后黏度最高升至273 mPa·s。当温度小于60℃时, 温度对酸液体系泡沫半衰期的影响较小;但在温度高于60℃后, 泡沫稳定性迅速下降, 100℃时泡沫半衰期仅为2.9 min。随着并联岩心渗透率级差的增加, 低渗岩心渗透率改造率逐渐降低, 转向效果下降;在相同渗透率级差下, 岩心渗透率越小转向效果越差;当温度大于60℃时, 该酸液体系转向效果大幅度下降。

关键词：酸化,清洁,泡沫,自转向,渗透率级差

参考文献

[1] Carretero-Carralero M D, Farajzadeh R, Du D X, et al.Modeling and CT-scan study of foams for acid diversion.SPE 107795, 2007

[2] 钟双飞, 缑新俊.泡沫稳定性能评价及泡沫分流效果实验研究.西南石油学院学报, 2003;25 (1) :24—27Zhong Shuangfei, Gou Xinjun.Foam stability evaluation and experiment study of diverting effect.Journal of Southwest Petroleum Institute, 2003;25 (1) :24—27

[3] 李兆敏, 杨丽媛, 张东, 等.复合泡沫酸体系的优选及性能评价.科学技术与工程, 2013;17 (13) :4907—4911Li Zhaomin, Yang Liyuan, Zhang Dong, et al.Optimization and performance evaluation on composite foam acid system.Science Technology and Engineering, 2013;17 (13) :4907—4911

[4] 李兆敏, 李宾飞, 徐永辉, 等.泡沫分流特性研究及应用.西安石油大学学报 (自然科学版) , 2007;22 (3) :100—106Li Zhaomin, Li Binfei, Xu Yonghui, et al.Study on the flow-diversion characteristics of foam and it's application.Journal of Xi'an Shiyou University (Natural Science Edition) , 2007;22 (3) :100—106

[5] 胡之力, 周亚清, 陈秀丽, 等.自产气泡沫酸酸化技术.石油钻采工艺, 2010;32 (1) :85—88Hu Zhili, Zhou Yaqing, Chen Xiuli, et al.Acid treating technology in self-productive gas foamed acid.Oil Drilling&Production Technology, 2010;32 (1) :85—88

[6] 吴天江, 郑力军, 张涛, 等.一种泡沫酸配方及其分流酸化性能评价.西安石油大学学报 (自然科学版) , 2013;28 (1) :80—83Wu Tianjiang, Zheng Lijun, Zhang Tao, et al.A foamed acid system and its diversion acidizing performance.Journal of Xi'an Shiyou University (Natural Science Edition) , 2013;28 (1) :80—83

转向 篇2

论文摘要：通过分析汽车转向系各功能要求与其相应机构运行原理的关系，根据转向机构最终带动转向节臂的横拉杆均为左右直线运动等特点，提出了用直线步进电机直接带动左右横拉杆，使控制更直接，动态响应更快，且省去了大部分机械或液压部件，使结构更简捷，利用直线步进电机的控制特点，即可方便地充分满足转向力随车速变化的各控制要求，又提高了转向精度，它的实施还有助于高性能汽车四轮转向系统的性价比提高。

论文关键词：转向机构,直线步进电机,四轮转向,转向控制

一、汽车转向系功能要求与其相应机构的分析

汽车转向系统性能即很大程度地决定了对汽车操纵的轻便舒适性和安全行驶的稳定平顺性，也是减少交通事故和提高道路通行能力的重要因素。随着现代汽车及其相关技术的发展，对汽车转向系统的功能提出了越来越高的要求，现结合其相应机构的运行原理分析如下：

1.对转向盘的操纵要求即轻便灵活又有稳定的操作感受

由于车轮转向时轮胎与地面的摩擦阻尼随车速降低而增大。即在汽车低速转向时，对无助力传统机械转向系的方向盘操纵会相当费力，为此目前基本已均采用了动力转向系。并对转向助力的控制要求随车速增加而减小。而在车速很高时由于方向盘的转动力会很轻，为避免对转向盘微小的干扰力而引起汽车偏离方向，削减因路面不平撞击转向轮的冲击传到转向盘而造成“打手”现象，并在转向结束时转向盘能有自动回正功能使汽车保持稳定直线行驶，使驾驶员通过转向盘对转向过程中车轮与地面之间的运动状况能始终保持适当的“路感”，在汽车高速行驶时又希望能对转向系统有一种“反向”助力，即适当增加转向系的阻尼。

2.对转向操控有较高的灵敏性并能简化其结构以减小能耗

对转向系操纵时要求车轮快速响应使车身能及时转向。这除了尽可能减小转向系各传动机构的空行程间隙外，还要求用于转向助力的动力控制装置响应快。目前所用的动力转向系统主要有液压、气压和电动三种，前两种存在能耗大、响应慢等缺点。虽然液压助力转向系统是目前传统汽车较为普遍采用的装置。但随电动汽车的发展，以及按各相关控制的特点，需采用电子控制电动助力转向系统(EPS,ElectricPowerSteering)较为合适。由于省去了液压动力转向系所须的常运转油泵、储油罐、管路等，电机只在需转向期间才接通电源转动，即降低了能耗又使结构紧凑减轻车载自重，并不必补充油液和担心漏油等，使工作更可靠。这对车载能源不富裕的纯电动汽车尤为适用。而现有电动助力转向系统EPS采用的是旋转电动机，需经电磁离合器、齿轮减速传动等机械机构，还存在机构庞杂，占用空间大，响应速度较慢等缺点。根据转向机构最终带动转向节臂的横拉杆均为左右直线运动等特点，为此本文提出用直线步进电机直接带动左右横拉杆，使控制更直接，动态响应更快。

3.要求转向车轮的运动规律正确稳定

即要求内、外侧转向轮的偏转角以及驱动轮的差速比正确稳定，两者的比值与转向盘的转角始终保持一定的关系，以确保在转向时各个车轮只有滚动而无滑动现象。通过对汽车转向时其内、外侧转向轮和驱动轮的运动过程分析，为保证各车轮只滚动无滑动，要求四车轮均应绕同一圆心转动。设L为汽车轴距，B为汽车轮距，α、β分别为外、内侧转向轮的偏转角，则要求车轮作纯滚动条件为：。说明了外转向轮偏转角ɑ须小于内转向轮偏转角β，并同时要求内、外侧驱动轮还需满足相应的差速条件。为满足内、外侧转向轮的偏转角要求，需使其转向机构的左、右横拉杆与转向节臂成相应角度的梯形即非平行四边形关系，这也是各类转向系普遍采用的基本方法。为满足驱动轮差速要求有采用机械差速和电子差速两种。机械差速是传统汽车普遍采用的方法，其机构庞大而复杂。而电子差速系统EDS是采用电子控制来实现，有诸多优点，随电动汽车的发展，特别是轮毂电机的应用，它将是汽车驱动轮差速控制的发展方向。

4.有相应的安全可靠性

当汽车发生碰撞时，转向盘等装置应能减轻或避免对驾驶员的伤害。而当动力转向系统失效或发生故障时，应能保证通过人力转向仍能进行转向操纵。

5.尽可能减小转弯半径和提高高速转向时的稳定性

为减小低速转向时的转弯半径，便于低速选位停车或窄道转向行驶;以及改善高速转向或在侧向风作用时的行驶稳定性，还需采用高性能的四轮转向来满足。

通过上述分析，根据转向机构最终带动转向节臂的横拉杆均为左右直线运动等特点，为提高转向系的快速响应性和满足在不同车速下有相应的助力等功能要求，在此特提出用直线步进电机直接带动左右横拉杆的两种汽车转向系统控制机构。为说明其转向系的结构原理，还得对直线控制电机先作必要说明。

二、直线控制电机简介

所谓直线电动机其实就是把旋转电动机沿径向剖开拉直演变而成，它是由电能直接转换成直线机械运动的一种推力装置。就控制理论来说直线电动机用于直线位移机构，将使控制变得更直接，动态响应更快，并且由于省去许多机械传动件，使其机械结构更简捷，消除了机械间隙，有利于提高精度、传动刚度、能量转换效率以及降低噪声等。为提高数控伺服系统的控制精度和快速响应性，作者早在1986年就提出了用恒温直线电机驱动的数控伺服装置的发明专利。而相隔十几年后，用直线电机驱动的各类超高速精密数控机床就开始不断涌现，如在芝加哥国际制造技术博览会(IMTS-96’)等先后展出，世界行内专家把该类机床称为“下一代新机床”。

从直线电机的工作原理来讲，它与旋转电机一样，同样也有直流、交流、步进、永磁等类型。而从结构来讲，它又有动圈式、动铁式、平板型、圆筒型等多种形式，即直线电机可演变生化出比旋转电机更多的种类。大到磁悬浮列车、直线打桩机……小到遥控电动窗帘、绘图仪位移机构等各种技术领域都可有其应用实例。并且电机的结构形式可按其应用机构的需要来选择更适应的方案。随着现代电机直接转矩控制技术、机电一体化及相关技术的不断发展完善，将使直线电机的应用领域越来越广泛。多种技术相互交叉、渗透、融为一体地应用于某一领域，是当今技术发展的重要趋势之一。

如图1所示为三相直线步进电机的结构示意图。直线电机的动件、定件相当于旋转电机的转子、定子。动、定件上均开有如图所示的齿槽，并用硅钢片冲制叠压而成。动件、定件的齿距须满足一定的关系式，设电机相数为m，动件齿距为b，则定件的齿距p=(k+1/m)b，k为任意正整数。为电机绕组引线方便，通常做成动铁式，即带绕组线圈的为定件，它固定在电机外壳上，而动件可采用直线滚动导轨来上下固定，使其能左右移动，也可直接与被驱动进行直线位移的机械部件相连。电机的外形根据需要可做成长矩形或圆筒形等多种形式。步进电机是按变磁阻原理运行，即遵循“磁阻最小原理”——磁通总是要沿磁阻最小的路径闭合。如在图中所示动件相对定件的位置时，给A相绕组通电励磁，则A相磁极所产生的磁场力就会力求使磁路磁阻减少，即对动件产生向右移的磁拉力，使得动件的凸极齿尽可能多地与A相磁极的凸齿对齐，于是动件在其磁拉力的作用下向右移动了1/3动件齿距b(即图示C相与动件齿对齐的位置)。如果依次轮流对A→B→C三相绕组通电，则动件向右位移;而通电顺序为B→A→C时，动件就向左位移。按制造工艺及精度使动件的齿距做得越小，则每一脉冲的位移量(脉冲当量)就越小。以上描述的是三相单三拍通电方式，实际使用时一般采用三相六拍或三相双三拍通电方式，三相六拍通电顺序为：A→AB→B→BC→C→CA→A;三相双三拍通电顺序为：AB→BC→CA→AB。三相六拍的脉冲当量比三相三拍小一半。

三、用直线步进电机控制的汽车转向系统结构原理

用直线步进电机控制的转向系统是在前述所提到的.电子控制电动助力转向系统EPS基础上进一步改进而成，即用直线步进电机来替代EPS用旋转电机对转向器中齿条的助力，省去了电磁离合器、减速机构及其传动件，使其结构更紧凑、控制更直接、响应更快。也为更方便地实施高性能的四轮转向(4WS)机构，在此提出两种结构：由直线步进电机控制转向助力的系统可用于传统二轮转向(2WS)系统或四轮转向(4WS)的前轮转向机构;由直线步进电机控制转向力的系统主要用于四轮转向的后轮转向机构。现分别说明如下：

1.用直线步进电机控制转向助力的汽车转向系统

如图2所示，其直线步进电机的动件直接与转向器齿条相连，整个直线步进电机套装在转向器齿条机构上，几乎不占用空间。它也是在原先结构最简单的无助力机械转向系中增加一台直线步进电机，由直线步进电机的直线推力来直接助力驾驶员对转向器的操纵力矩，由于对转向器的助力并不很大，齿条的直线位移量也不长，用一台小型直线步进电机足以驱动。其控制原理与EPS基本类同，只不过对电机的驱动需改用前述步进电机脉冲分配方式。具体实施可参照有关EPS中的电子控制器ECU与其控制逻辑等进行，并借用EPS中相关传感器。即根据转向盘转角信号控制直线步进电动机位移量，利用转向轮转角信号来实现闭环控制，精确控制其位移量，根据车速进行相应的助力。在低速时给予较大助力，随车速提高而减小助力，车速高到一定范围时停止助力，而在汽车高速行驶时又希望能对转向系统有一种“反向”助力，即适当增加转向系的阻尼。这一点对于现有的转向系较难做到，而采用直线步进电机助力就很容易实现，根据直线步进电机工作原理可知，只要保持其电机的通电状态即可使该直线位移装置具有一定自锁力，控制其通电电流大小即可改变定、动件之间的磁拉力大小。从而可按车速信号根据要求来控制其转向助力的大小，随着车速的提高即减小绕组通电电流，其转向助力也随之减小;当车速高于相应速度(一般为30km/h)时就取消给转向系助力，即停止给直线步进电机供电;而当车速高到一定程度时，希望能给转向系逐渐增加其阻尼，可使直线步进电机绕组保持通电状态而产生自锁力，控制其电流大小即能改变对转向系的阻尼大小。达到对转向盘的操纵即轻便灵敏又稳定可靠。

2.用直线步进电机控制转向力的汽车转向系统

如图3所示，它进一步简化了转向系的结构，去掉转向盘至横拉杆中间的所有传动链，包括齿轮输入轴扭杆及齿轮齿条付。转向盘内安装有转向盘转角传感器，并适当增加其转动阻尼，独立安置于驾驶室内。而直线步进电机的动件两端直接与左右横拉杆相连，电子控制器根据转向盘的转向角度信号及车速信号，来控制直线步进电机动件进行左右位移，经横拉杆、转向节臂传动，进而控制车轮转向。在确保系统可靠性的前提下，该方案的优点是结构更简单、所占体积更小、成本低、控制更直接、响应更快。但一旦系统发生故障，汽车就无法转向。而用在四轮转向4WS系统的后轮转向机构中却是优选的方案。它的应用有望使汽车四轮转向4WS系统的性价比进一步得以提高。

参考文献：远程视频监控管理系统在施工管理中应用的探讨

1 王贵明、王金懿编著.电动汽车及其性能优化[M].北京:机械工业出版社,

2 王贵明、王金懿.电动汽车用四轮毂电机驱动实现四轮转向的电子差速转向控制系统[P]:中国,2.1

3 王贵明.用恒温直线电机驱动的位移控制装置[P].中国发明专利公报.第3卷第27号,1987.6.10

转向中国：为了明天 篇3

而当前世界上航程最远的客机——波音777-200LR大型宽体客机，也是在北京开始的环球测试之旅，首航飞机被命名为“郑和号”。在试飞现场，一艘“郑和宝船”也到场助兴。

波音在中国如此大打感情牌，是因为中国对于他们来说，是不得不争的战略要地。

高层的中国情结

波音公司前董事长、现任首席董事刘易斯·普拉特日前表示：世界民用航空业进入了新的发展阶段，未来的市场竞争将会越来越激烈。在不远的将来，中国将成为世界上第一大商用飞机市场。

他这么说绝非信口开河，而是有大量权威机构的数据和预测支撑。国际航空运输协会（IATA）称：“中国和印度有改变航运行业格局的潜力。” IATA认为：由于两国经济增长迅速，人们生活不断富裕，将使能坐飞机旅行的人越来越多。同时有报道指出：把中国所有航空公司的现有飞机加在一起，也没有美利坚航空公司一家的飞机数量多，可见中国未来的需求。目前，美国人均每年会进行2.2次飞行旅游，而印度和中国则为0.02次和0.06次。尤其是中国，在未来的4年里，其客运和货运市场的增长率都将雄居全球榜首。中国航空工业公司的数据显示：中国的航空市场在未来20年里需要1295架新飞机，而波音预测的数量更达到了2300架喷气式飞机，价值高达1830亿美元。

于是，波音高层走马灯似地来华进行公关。王建民注解道：“所有波音民机部的主管关心中国，要过于关心别的国家。”

今年1月，波音与国航、东航、南航、海航、上海航空和厦门航空六家航空公司签订了60架787的初步协议，价值约为72亿美元。这是中国民航史上最大的一笔飞机订单。波音民用飞机集团总裁兼首席执行官穆拉利说：“我希望第一架波音787飞机能挂着中国国旗，在2008年把全世界的客人载到北京看奥运会。”

2005年6月10日，波音民机集团负责采购的高级副总裁杰名士·摩瑞士又带来了数亿美元的定单：波音与中国航空工业第一集团公司和中国航空工业第二集团公司签署了《谅解备忘录》，这两家中国公司将为波音提供零件和组件，包括波音787梦想飞机的方向舵。中航一集团从此成为波音787方向舵的独家提供商。对此，王建民表示：“第一，在787项目上，把中国的供应商带入我们的设计队伍；第二，它要分担的工作是我们还没有设计完的，它要和我们合作来做这个事情；第三，从一开始，就决定他们是独家供应商，我们双方都共担风险，我们愿意把我们的未来跟他们绑在一起，这才叫真正的合作伙伴。” 与此同时，和摩瑞士同等级别的另两位负责全球服务、生产的高级副总裁也在中国积极行动。王建民说明道：“这三位公司高层，一个负责全球生产，一个负责全球服务，一个负责全球采购，都在中国，这也说明中国市场多么重要。”

2005年6月30日，波音宣布推选詹姆斯·迈克纳尼出任董事长、总裁兼首席执行官，自7月1日起生效。迈克纳尼在全球企业界具有极高的声望，他曾在通用电气担任过若干最高层管理职位，包括GE亚太地区总裁、GE资本公司的执行副总裁——该公司在民用航空领域通过提供飞机租赁和融资服务扮演着重要的角色，他还是杰克·韦尔奇的三位接班人之一。在杰夫·伊梅尔特胜出后，他来到3M公司担任董事长兼首席执行官。在加入3M公司之前，他担任波音公司的董事已有三年半的时间。这位在领导3M期间好评如潮的领导，是美国最高管理人员中少有的具有亚洲工作经历的人，也与韦尔奇同样是王建民回忆起GE时最难忘的同事，是他认识的 “第一个了解东方人概念的西方人。”可以想见，麦克纳尼的到来，会继续把中国作为未来发展的重中之重。

在中国的全球化与本土化

高层的访华更多表明的是一种态度，而实实在在的工作更多要靠当地分支机构的员工。

波音在全球的策略是全球化，而波音的全球化则是通过本地化实现的：就是在全球的每个国家都提供最好的产品和服务，而本地化，就是让波音成为各地的全球化品牌。对于一个国际化的企业来说，技术中心所在地并不重要，重要的是能不能在当地提供最好的服务。大概三四年前波音就开始预想到：要在未来取得成功，必须成为全球化的公司。这就意味着波音要在每个国家本地化。具体到中国，波音的目标是2020年成为中国的全球化品牌。到目前为止，波音在中国采购的航空器材金额已达5亿美元，预计2010年将达到13亿美元，采购规模是竞争对手空中客车的大约6倍。世界范围内有3400架现役波音飞机的重要部件和组件是在中国制造的，占全球波音机队总数的1/3，而且“中国制造”的比重仍在加大。

另一方面，当航空公司购入飞机后，飞机驾驶和飞机维护都要由客户自己的人来完成，那么作为飞机制造公司，帮助客户发展技术和培养人才，就是最重要的事情之一。“我们多数投入都在这方面。”王建民表示。1993年以来，波音已经为中国航空业培养了27000多名专业人士，其中一半是飞行、维修和机务人员，其中很多人继续从事对他人的培训工作，仅2004年就培训了3500人，还为客户提供免费MBA课程。位于昆明的波音敖腾昆明培训公司，是中国民航培训设施的重要组成部分。波音还在协助民航总局进行飞行院校的建设，并在北京首都机场设立世界级的大型备件中心……

与此同时，王建民也在致力于把波音在民机之外的业务，如：交通管理、金融服务等带入中国。这与集团全球化的概念一致，就是在一些重要的国家和地区，成为业务广泛且本地化的公司。王建民的前任是民机集团派来的人，而他则是集团总部派来的人，这本身就表明了波音在中国全面发展业务的决心。而走相关多元化之路，不把鸡蛋放在一个篮子里，这也是波音在9·11之后的低谷中能够渡过难关的原因：如果没有上世纪90年代对洛克希德·马丁、洛克韦尔、麦道以及后来对休斯公司等企业的并购，恐怕波音的情况要比现在难过得多。

尽管这些新业务在中国还非常微小，但是王建民已经把一半的精力投在了这些新方向。就像他说的：波音是一个很有耐性的公司，所以不忙。

转向 篇4

关键词：初始地应力差,转向压裂,初次压裂规模,正交实验设计

压裂是油气藏增产、增注的一项主要措施[1,2]。压裂过的井层在生产一段时间后, 由于种种原因会失效。为了继续获得高产和经济的开采效益, 须进行转向压裂[3,4]。由于对转向压裂的机理认识不清, 导致大量的转向压裂井不能取得理想的增产效果, 增产有效期短, 部分井甚至无效, 浪费了大量的人力和物力资源, 严重制约了油田高效开发。

Y油田自2011年开始实施转向压裂。从生产数据分析, 一些井层可能发生了重复压裂裂缝转向, 但对裂缝转向的影响因素还不是很清楚。尽管国内外各油田已经广泛应用转向压裂技术[5,6], 很多学者已对裂缝转向的机理进行了深入研究, 但是在储层及生产参数对裂缝转向的影响权重方面几乎没有研究。因此, 本文分析了转向压裂井裂缝转向的影响因素, 为今后转向压裂的选井选层提供依据。

1 水平地应力场预测原理

由于油气井中以往压裂的裂缝存在、油气井的长期生产、储层各向异性及其生产或注入量等因素将导致储层中水平地应力大小和方向发生变化。其中, 以往压裂的人工裂缝及油气井的生产参数对水平应力场的影响较大。

从初次压裂二维垂直裂缝示意图 (图1、图2) 来分析重复压裂井在生产过程中的地应力变化:模型中央的一直线作为裂缝 (可以近似于短半轴趋于零的椭圆) , 长为2a (a为裂缝半长, m) , 作用于裂缝上的压力为-p。

初次压裂的裂缝在x、y、z方向上的诱导应力和诱导剪切应力公式为:

式 (1) 中:c=H/2

式中:σ'x、σ'y、σ'z为x、y、z方向上的诱导应力, MPa;p为裂缝面上的压力, MPa;r为距离, m;H为裂缝高度, m;r为地层任意一点距裂缝中心的距离, m;r1、r2为地层任意一点距缝端的距离, m;θ为地层任意一点与裂缝中心在垂直方向上的夹角, °;θ1、θ2为地层任意一点与裂缝两端在垂直方向上的夹角, °;v为泊松比;τ'xz为xz平面的诱导剪切应力, MPa。

油气井生产诱发的应力场变化由以下控制方程结合相应的初始和边界条件推导得到:

式中:K为渗透率, m D;μ为黏度, m Pa·s;Δ为梯度;p为储层中的孔隙压力, MPa;φ为有效孔隙度;cf为压缩系数, MPa-1;α为Biot孔隙弹性常量;t为时间, h;εxx、εxx、εxx为x、y、z方向上的应变, MPa;’·u为变量u的散度;u为位移增量, m;G为剪切模量, MPa。

根据Y油田井网特点建立反九点法压裂井示意图 (图3) 。由于井网对称, 以图2中阴影部分作为模拟单元, 使用ANSYS软件剖分模拟单元得到有限元模拟网格图 (图4) , 根据式 (1) ~式 (6) , 利用有限元理论, 建立初次压裂后随时间变化渗流场的有限元方法计算模型, 通过数值模拟研究储层参数及生产参数对重复压裂井裂缝转向的影响。

2 裂缝转向的影响因素分析

2.1 初始水平地应力差对裂缝转向的影响

初始水平地应力差与转向新裂缝垂向延伸距离关系曲线 (图5) , 初始水平地应力差值是控制垂向裂缝是否产生的主要因素之一, 差值越大, 越不容易产生新裂缝, 即使产生了新裂缝, 裂缝垂向延伸的距离也很小。根据上述曲线得到的极限应力差为6.4MPa, 若初始初始水平地应力差高于这一极限值, 一般不会产生转向新裂缝, 而低于此极限值, 则有可能产生转向新裂缝, 且差值越小, 转向裂缝垂向延伸距离越长。

2.2 生产压差对裂缝转向的影响

转向裂缝垂向延伸距离与生产压差的关系如图6所示, 从图中看出转向裂缝垂向延伸距离与生产压差关系较大, 生产压差越小, 越不利于裂缝转向, 换言之, 储层压力水平保持的越好, 重复压裂越不容易转向。当生产压差低于一定值时, 经过很长时间的生产, 转向压裂也不能产生转向裂缝。但是井底压力不可过低, 如果生产压差值过大, 在井底附近容易引发塑性变形, 使渗透率大大减小, 甚至会引起储层出砂等, 从而影响油井产量。

2.3 储层渗透率对裂缝转向的影响

图7为转向裂缝垂向延伸距离与储层渗透率的关系曲线, 从图7中可以看出储层渗透率越低, 裂缝垂向延伸的距离越长, 越有利于实施转向压裂, 当储层渗透率高于一定数值时, 重复压裂裂缝不会发生转向, 因此, 相对而言转向压裂适用于低渗透油藏。

2.4 初次压裂规模对裂缝转向的影响

初次压裂规模包括初次压裂裂缝宽度和初次压裂裂缝长度。从图8可以看出随着初次压裂裂缝宽度的增加, 转向压裂时裂缝垂向延伸的距离越长, 说明重复压裂时裂缝越容易转向;从图9以看出初次压裂裂缝越长, 转向裂缝垂向裂缝延伸的距离越长, 裂缝越容易转向, 换言之, 初次改压裂造规模越大, 重复压裂时裂缝越容易转向。

3 影响裂缝转向的敏感性分析

从上述分析得到初始水平地应力差、生产压差、储层渗透率、初次压裂裂缝宽度及裂缝长度这5个变量对转向压裂均有不同程度的影响。为了突出主要影响因素, 采取正交实验设计及其直观分析方法, 确定这5个因素对转向压裂影响程度的高低。

表1给出了各个影响因素的选值范围, 若对其中所示的因素进行组合计算, 将需要进行3 125个方案的计算, 运算次数较多, 计算工作量很大。

如采用正交方案L16-4-5 (表示:4水平5因素做16次计算) 设计, 共需要进行16次模拟运算 (表2) , 大大节省了计算工作量和计算时间, 优选出少数具有代表性的参数组合, 同时又可以获得较为全面的结论。

注:m1, m2, m3, m4代表不同影响因素的4个水平值。

由图10的正交试验极差直方图可知:在诸多影响因素中, 初始水平地应力差是影响裂缝转向的最主要因素, 生产压差次之, 储层渗透率与初次压裂裂缝宽度的影响居中, 初次压裂裂缝长度对裂缝转向的影响最小。

4 现场应用效果

依据研究成果, 2011~2013年在Y油田优选初始水平地应力差低、渗透率低的区块实施转向压裂33口井, 并进行了地面微地震裂缝监测以明确转向裂缝的走向及裂缝转向角度, 监测结果表明裂缝发生了转向, 转向角度在24.5°左右, 从压裂效果上看 (表3) , 转向压裂较常规压裂平均单井一年多增油71 t。

5 结论

(1) 初始水平地应力差是影响裂缝转向的最主要因素, 在转向压裂前应选取初始水平地应力差值较小的区块实施, 确保转向压裂获得成功。

(2) 从压裂后的增油效果上看, 转向压裂适合于Y油田老井重复压裂, 同常规压裂相比, 平均单井年累计多增油71 t。

参考文献

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[5] Siebrits E, Elbel J L, Hoover R S, et al.Refracture reorientation enhances gas production in bacnett shale tight gas wells.SPE 63030, 2000:1—7

造船产业转向中国 篇5

在2006年全球造船完工量、手持订单量、新船成交量三大指标均创历史新高的情况下，2007年上半年船舶行业依旧保持高速增长的态势。上半年新船成交量达到1.01亿载重吨；手持订单量达到3.76亿载重吨。其中，上半年散货船成交671艘，同比增长122%；成交量6182.20万载重吨，同比增长约2.5倍，占世界新船成交量的57.50%，成为上半年新船市场成交量最大赢家。

成本因素决定了产业转移的方向。2006年日韩劳动力成本平均占一艘新船成本的30%左右，而中国只有10%不到。成本低廉的竞争优势，使中国造船业迅速扩大所占世界份额，在传统船型订单方面已经和韩国不相上下。2006年船舶成交量中，油船、散货船、集装箱船三大主力船型所占比例分别为19.03%、18.43%和14.16%，各种船型所占比例较为均匀。另外，由于各种船型市场需求周期很难重叠，传统的造船周期低谷对造船业的打击已经降低，造船的景气周期明显延长。

转向 篇6

履带车辆的转向性能直接反映了车辆行驶的机动性、准确性。转向性能影响因素较多, 转向性能不仅与转向操纵输入、地面性质、行驶速度等因素有关, 还受所装备的转向机构影响, 目前研究履带车辆转向性能的文献大多不考虑具体的转向机构[1,2,3,4,5]。液压机械差速转向机构是复合了液压传动和机械传动的履带车辆新型转向机构, 在大功率履带拖拉机、工程车辆及装甲车辆等领域有着良好的应用前景[1,6,7,8,9,10]。

考虑车辆转向时履带滑转 (滑移) 及转向中心偏移等因素, 通过对履带车辆转向受力状况进行分析与计算, 笔者建立了履带车辆液压机械差速转向机构转向动力学模型, 参考某型号橡胶履带车辆, 采用仿真分析及试验方法, 对履带车辆转向性能进行了研究。研究结果为履带车辆液压机械差速转向机构设计及行驶控制提供了理论基础。

1 转向受力分析与计算

1.1 受力分析

假设车辆向右转向, 车辆水平面内的受力状况如图1所示, oxy为静坐标系, o′x′y′为随车辆运动的动坐标系, 车辆受到驱动力Fq (内侧履带驱动力Fq1和外侧履带驱动力Fq2) 、转向阻力Fz (内侧履带转向阻力Fz1和外侧履带转向阻力Fz2) 、工作阻力Fw及行驶阻力Ff (内侧履带行驶阻力Ff1和外侧履带行驶阻力Ff2) 等的共同作用, 对高速转向的车辆还要考虑转向离心力Fcent (Fcent x和Fcent y) 的影响。

1.2 假设条件

履带车辆的转向受力计算较为复杂, 为便于研究, 作如下假设:

(1) 车辆在水平硬地面上转向行驶, 转向阻力仅表现为地面附着力, 不考虑剪切阻力和推土阻力。

(2) 车辆转向时, 地面附着力足够大, 接地履带未全滑转。

(3) 车辆静止时, 两侧履带接地压力均匀分布。

(4) 车辆转向时, 发动机油门开度保持不变。

(5) 车辆质心与其几何中心重合。

(6) 忽略空气阻力的影响, 滚动阻力系数和地面附着系数为定值。

1.3 受力计算

1.3.1 驱动力

驱动力与地面性质、接地履带的滑转 (滑移) 有关, 但其产生的来源是通过车辆动力传动系统传递的发动机动力。对不同的转向机构, 发动机传递到内侧履带、外侧履带的驱动力不同, 进而影响履带车辆的转向性能, 目前已有的履带车辆转向动力学模型在计算驱动力时并未考虑转向机构的影响, 仅根据地面与接地履带的相互作用关系进行计算。

采用液压机械差速转向机构的履带车辆的内侧履带、外侧履带驱动力均可根据发动机转矩计算得到, 二者具有确定的计算关系。采用图2所示液压机械差速转向机构[8]的车辆内外侧履带驱动力按下式计算:

式中, α为行星排特性参数;λ1、λ2分别为内侧、外侧液压功率分流比[10];ig为直驶变速系统传动比;iz为中央传动比;if为定轴齿轮传动比;iy为马达后传动比;im为最终传动比;Me为发动机转矩;rq为驱动轮半径。

1.3.2 转向阻力

内侧履带、外侧履带转向阻力按横向附着力计算, 即

式中, L为履带接地长度;B为履带轨距;b为履带宽度;μ为地面附着系数;p1、p2分别为内侧履带、外侧履带接地压力。

p1、p2的计算式如下[11]:

式中, m为车辆质量;hg为质心高。

1.3.3 工作阻力

履带车辆通常与配套工作装置一起完成各种作业, 其作业种类多, 作业方式复杂, 工作阻力可按不同作业类型分别计算。

以铧式犁作配套工作装置为例进行计算, 其工作阻力为

式中, kp为土壤比阻;z为犁铧数;bp为单体犁铧的宽度;hp为耕作深度。

1.3.4 行驶阻力

行驶阻力根据滚动阻力系数和履带接地压力计算, 内侧履带、外侧履带行驶阻力分别为

式中, f为履带滚动阻力系数。

1.3.5 转向离心力

转向离心力在x′、y′方向的分力分别为

式中, v为车辆速度;D为转向中心线偏移量;Rc为转向中心到车辆纵向中心线垂直距离。

2 转向动力学模型及求解方法

2.1 转向动力学模型

当履带车辆在水平地面上稳态转向行驶时, 其纵向、横向所受力的合力及各力对车辆质心的合力矩为零。在图1坐标系下, 其转向动力学模型为

式中, β为工作阻力与y′轴的夹角;lT为工作装置挂接点到车辆质心的距离。

2.2 模型求解方法

转向动力学模型为非线性方程组, 采用Newton-Raphson方法进行求解, 流程如图3所示。其中, A1、A2分别为内侧履带、外侧履带速度瞬心偏离其各自几何中心的距离, C为常数。

3 转向性能评价指标

履带车辆的转向性能通常用转向半径和转向角速度进行评价, 由于车辆转向时履带滑转 (滑移) 及转向中心偏移, 故在对履带车辆进行实时操纵时, 较难控制其实际转向半径和实际转向角速度的大小, 为此提出以履带滑转 (滑移) 率、转向中心偏移率、转向半径变化率和转向角速度变化率等作为履带车辆转向性能评价指标。

3.1 履带滑转 (滑移) 率

履带滑转 (滑移) 率定义为履带相对速度和牵连速度之差与履带相对速度的比值, 内侧履带滑移率和外侧履带滑转率分别为

3.2 转向中心偏移率

转向中心偏移率定义为转向中心偏移量与履带接地长度一半的比值, 即

3.3 转向半径变化率

转向半径变化率定义为车辆实际转向半径和理论转向半径之差与理论转向半径的比值, 即

式中, R为实际转向半径;Rl为不考虑履带滑转 (滑移) 及转向中心偏移的理论转向半径。

3.4 转向角速度变化率

转向角速度变化率定义为车辆理论转向角速度和实际转向角速度之差与理论转向角速度的比值, 即

式中, ωl为不考虑履带滑转 (滑移) 及转向中心偏移的理论转向角速度;ω为实际转向角速度。

4 实例计算

4.1 已知参数

根据使用条件设定履带滚动阻力系数为0.05, 地面附着系数为1。履带车辆结构参数、液压机械差速转向机构及发动机参数、直驶变速系统传动比见表1、表2及表3[11]。

注:pH为液压闭式回路系统额定压力;ne为发动机额定转速;Pe为发动机额定功率。

4.2 仿真计算

限于篇幅, 主要研究液压闭式回路系统排量比与直驶变速系统传动比对车辆转向性能的影响。

4.2.1 液压闭式回路系统排量比的影响

以直驶变速系统一挡、不带工作装置为例, 车辆转向性能随液压闭式回路系统排量比变化的关系如图4所示。当液压闭式回路系统排量比增大时, 车辆理论转向角速度增大、理论转向半径减小, 转向阻力矩增大。为平衡增大的转向阻力矩, 转向力矩需增大, 从而使外侧履带滑转率、内侧履带滑移率和转向中心偏移率增大, 车辆转向半径变化率和转向角速度变化率增大, 由于内侧履带的转向阻力大于外侧履带的转向阻力, 故内侧履带滑移率大于外侧履带滑转率。

4.2.2 直驶变速系统传动比的影响

当液压闭式回路系统排量比为0.5, 直驶变速系统传动比变化, 其他条件不变时, 车辆转向性能随直驶变速系统传动比变化的关系如图5所示。当直驶变速系统传动比增大时, 由发动机决定的驱动力增大, 而地面驱动力不变, 使外侧履带滑转率、内侧履带滑移率增大, 车辆行驶速度降低, 转向离心力对转向中心的矩减小, 使转向中心偏移率减小, 车辆的实际转向角速度减小, 而理论转向角速度不变, 使转向角速度变化率和转向半径变化率增大, 外侧履带滑转率小于内侧履带滑移率。

4.3 试验验证

4.3.1 试验方案

为验证履带车辆液压机械差速转向机构转向性能仿真模型的正确性及仿真结果的合理性, 笔者进行了多工况转向行驶试验。试验样机为装备液压机械差速转向机构的农用履带车辆。试验测试履带车辆两侧驱动轮转速, 驱动轮转速采用反射式光电传感器测量。试验前, 在驱动轮外侧车体上安置专用传感器支架, 在支架上安装光电传感器, 在驱动轮与光电传感器相对应的位置上对称均匀粘贴反光片, 可进行驱动轮转速数据采集, 履带车辆两侧分别安装了两套相同的光电传感器。

试验时, 首先通过发动机油门控制机构设定发动机转速, 通过变速操纵机构设定直驶变速系统挡位, 使车辆在设定的发动机转速和直驶变速系统挡位下开始行驶, 然后转动方向盘, 改变液压闭式回路系统排量比, 车辆开始转向行驶, 待行驶稳定后, 测试履带车辆两侧驱动轮转速。改变方向盘行程, 测试不同方向盘行程下的车辆两侧驱动轮转速, 完成设定发动机转速及直驶变速系统挡位的转向行驶试验。保持发动机转速不变, 改变直驶变速系统挡位, 进行不同挡位下的转向行驶试验。改变发动机转速重复上述试验过程。

4.3.2 试验结果分析

以发动机转速2300r/min和1530r/min、直驶变速系统二挡和四挡的履带车辆转向行驶工况为例, 对试验结果进行分析。

根据试验测得的履带车辆两侧驱动轮转速, 经换算绘制出转向半径随液压闭式回路系统排量比变化的关系曲线, 如图6所示。为便于比较, 图6同时给出了其理论计算值 (不考虑履带滑转 (滑移) 及转向中心偏移) 及仿真计算值。分析图6可知, 转向半径的试验结果与仿真计算结果的变化趋势一致, 当液压闭式回路系统排量比增大或直驶变速系统挡位升高时, 转向半径变化率增大。

图7所示为履带车辆的转向角速度随液压闭式回路系统排量比的变化情况。分析图7可知, 转向角速度变化率随液压闭式回路系统排量比或发动机转速的增大而增大, 与仿真计算结果一致。

5 结论

(1) 对装备了液压机械差速转向机构的履带车辆进行了受力分析与计算, 在此基础上, 建立了其转向动力学模型, 给出了转向动力学模型的求解方法。

(2) 提出了履带车辆液压机械差速转向机构转向性能评价指标。结合实例样车, 采用仿真与试验方法, 研究了该类履带车辆的转向性能, 为履带车辆液压机械差速转向机构设计及行驶控制提供了理论依据。

摘要：采用机械系统动力学分析与建模通用方法, 考虑车辆转向时履带滑转 (滑移) 及转向中心偏移等因素, 在对车辆转向受力状况进行分析与计算的基础上, 建立了履带车辆液压机械差速转向机构转向动力学模型, 采用Newton-Raphson方法对模型进行了求解。根据提出的转向性能评价指标, 结合实例样车, 采用仿真与试验方法研究了履带车辆转向性能, 行驶试验的结果表明, 所建模型能反映履带车辆转向性能的变化趋势。研究结果为履带车辆液压机械差速转向机构设计及行驶控制提供了理论基础。

关键词：履带车辆,液压机械传动,转向性能,Newton-Raphson方法

参考文献

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转向驱动桥转向节臂的分析与改进 篇7

现设计一款转向驱动桥, 由于转向节臂尺寸受空间所限, 在计算过程中出现承载能力不足的问题, 本文对此转向节臂进行了有限元分析, 并提出了改进措施。

1. 几何模型的建立

转向驱动桥结构复杂, 采用Solid Works软件进行建模效率高。再将转向节臂模型导入Hyper Mesh软件进行网格化分, 最后通过ANSYS进行计算。几何模型如图1所示。

2. 有限元模型的建立

转向节臂模型采用SOLID45单元划分网格。模型共4440个节点, 3068个单元。建立刚性单元将受力点与转向节臂轴承孔内节点相连。工况设定为:转向节臂与转向节壳为固定约束, 沿实际受力方向加载4500N力。输入材料密度ρ=7.8e-9t/mm3, 弹性模量E=2.06e5MPa, 泊松比μ=0.3。

3. 求解结果及分析

将模型导入ANSYS进行后处理。结果显示应力集中在A处如图2所示, 应力值为637.559MPa。转向节臂材料选用合金钢40Cr, 屈服强度为σs=490MPa, 显然计算结果不满足强度要求。

4. 结构改进措施

经过多方案讨论, 最终将转向节臂取消, 转向节壳侧面设计成支耳结构, 孔内安装关节轴承直接与转向连杆相连, 轮边结构得到了简化。为了验证新的转向节壳强度, 同理对它进行了有限元分析。支耳部分采用六面体网格, 壳体复杂部分采用四面体网格, 划分结果如图3所示。

经过ANSYS计算表明, 转向节壳应力分布均匀, 最大应力发生在A处如图4所示, 应力值为171.57MPa。转向节壳选用可锻铸铁KTH35-10, 屈服变形0.2%时的强度为σ0.2=200MPa, 计算结果满足承载要求。

结论

新的转向机构具有生产成本低, 生产周期短、结构简单、占用空间小等优点。

转向驱动桥生产后, 经过长时间和多种工况试验, 新型转向节壳在实际使用中表现良好如图5所示。未出现断裂、变形等失效问题, 完全满足设计要求。

摘要：应用有限元法对转向节臂进行结构分析。针对所受承载力不足问题, 文中提出新的改进措施, 将转向节壳设计成具有转向节臂功能的结构。结果表明, 该转向机构具有结构简单, 受力均匀, 生产成本低等特点, 实际使用完全满足设计要求。

关键词：有限元法,转向驱动桥,转向节臂

参考文献

[1]陈家瑞.汽车构造[M].北京:人民交通出版社, 1997.

[2]刘惟信.汽车车桥设计[M].北京:清华大学出版社, 2004.

转向 篇8

由于水田对土地平整度要求比较高, 田块面积增大时会增加平整的难度, 故水田耕作地块面积一般都比较小, 特别是山区丘陵因地形影响, 田块大多小于0.133 hm2 (2亩) , 还有很多0.067 hm2 (1亩) 以下的小田块。不规整的小块水田对田间作业机械机动性与操纵性要求较高, 转弯半径大的水田机械不能满足要求, 限制了水田机械的推广应用, 使得大部分地区的水田机械化程度不高, 特别是水稻播插机械化水平难以提高, 严重影响着水稻生产机械化的发展。

1 我国水田机械的状况

1.1 不同转弯方式对时间利用率影响

现今水田中所使用的拖拉机主要是引进于日本。这种底盘在进行播插作业时, 主要采用偏转的方式进行转向[1,2,3,4], 需要助力装置进行辅助转向。这种底盘需要3.5~4.0 m的地头宽度才能实现转向, 作业时增加了空行时间, 并且无法实现直接进入下一畦作业, 影响了播插作业时间利用率, 如表1。表1中主要以偏转转向底盘为例, 不同转弯方式下的工作行程率与底盘的转弯半径有着密切的关系, 转弯半径越大, 工作行程率越小, 而工作行程率越小, 工作的时间利用率就越低, 并且需要多次换挡操作, 增大了转弯时的操纵难度。在我国南方小地块水田中使用的底盘, 由于地块面积小而短, 空行时间率一般都在30%以上, 高者竟达50%~70%。在这种小地块中, 底盘的尺寸愈大, 工作速度愈高, 其空行时间率也愈高。这不但要影响作业时间利用率, 而且也会影响底盘及其机组的经济性和使用成本。故以实现播插底盘能够在地头转弯时直接进入下一畦为目标, 减少空行时间, 减小转弯半径是提高我国现阶段不规整、小地块水田作业机械适应性的关键技术难题。

1.2 我国水田机械研究现状

迄今为止, 以日本插秧机为代表的插秧机构、以华南农业大学罗锡文院士团队研发的水稻直播机系列及农业部南京农业机械化研究所研发的毯状秧苗播种机系列等播插机具已可实现水稻播插机械化作业, 但是仍缺少能够在小地块水田中进行水稻播插的同时具有轻型、打滑率低、不雍泥雍水、转弯半径小等特点的水田农机底盘。日本所使用的插秧机底盘采用中高花纹轮胎和汽油机作为动力, 虽然解决了底盘要具有轻型、打滑率底、不雍泥雍水等问题, 但采用的前轮偏转转向方式仍无法解决在水田中实现转弯半径小的问题。因此, 根据我国水田的特点, 需研究适用于小地块水田, 具有较小转弯半径, 在较小的地头宽度能进行180°转弯模式的四轮底盘, 应用于挂接水稻播插机具作业, 同时, 底盘还要达到轻型、离地间隙大、转向灵活 (可在地头宽度小的地方自由转向) 、方便进出入田地或过田埂的要求。

2 前桥摆转转向式四轮底盘转向机理分析

2.1 前桥摆转四轮底盘的转向机理分析

通过对现有所用的四轮偏转转向底盘、前后轮同时偏转以及折腰式偏转的四轮行走底盘的转弯半径的分析, 可得出转弯半径对底盘工作效率有着重要的影响。因此, 为了满足底盘在小地块旱地和水田中实现底盘转向不进入已完成作业区, 并具有转弯半径小、转弯操作简单的高效率转向机构等功能。要研究一种高效率转向的四轮行走底盘, 就一定要解决转弯半径的问题, 即尽量减少转弯半径。最理想的转弯半径是底盘宽度的一半, 即转动方向一边的轮子的转速应该是零。这样底盘车架转弯的时候其前桥的外侧轮就会围绕内侧轮转动, 而内侧轮是原地转动, 可实现在原地的连续转弯180°如图2所示的倒U型转向, 而不需要倒退等的辅助转弯。因此, 需研究一种转向系统, 使底盘车架在转弯的时候车架能够和前桥中心进行相对转动, 其转向结构原理如图1所示。这种新型的转向系统———前桥摆转转向式转向系统, 在转向时, 一个前轮停止行走, 另一个前轮继续行走带动前桥绕停转的前轮转动, 同时通过前桥中部与车架的连接铰链带动车架转向。这种底盘的车架要确保前桥的中心可作任意角度的转动, 同时还具有横向浮动功能, 这就能确保底盘的四个轮子均能同时着地, 实现四轮底盘在小地块中能以小的转弯半径、在小的地头宽度能进行轻便和灵活地转向。当该系统底盘在水田作业时, 由于行走轮陷入土壤中一定深度, 此底盘在水田转向时免除了前轮偏转转向方式存在的转向力的问题, 只需控制前桥摆转转向底盘一侧轮的停转, 另一侧轮的绕转, 就能轻易的实现小转弯半径的转向, 并且后桥在转向时可以保证不进入已完成作业区等要求。

2.2 前桥摆转四轮底盘行走轮轨迹模拟

为了更好验证前桥摆转转向四轮底盘在转弯过程中能否实现小转弯半径的目标, 通过软件ADAMS对底盘进行模拟仿真。ADAMS/View[13,14,15,16,17,18]具有较为强大的实体建模功能, 能够对零件质量、质心、惯性矩等进行自动计算, 并能加入材料、色泽等特征信息。对于外形不是很复杂的零件, 用ADAMS/View建模较为方便。

在ADAMS中建立前桥和后桥以及铰接点等, 铰接点的位置设置在前桥的中点处, 具体尺寸是:轮距为1 440 mm, 轴距为900 mm, 前轮半径350mm, 后轮半径250 mm。考虑到重心前置的要求, 模型中球的位置代表底盘车身的重心, 球心位于距地面高度650 mm、距前桥300 mm的对称平面上, 车身质量为350 kg。分别建立底盘在90°、180°转向时后轮轨迹, 如图3和图4;通过ADAMS软件模拟可得出前桥摆转四轮底盘在转向时转弯半径小, 所需要的地头宽度比较小, 满足设计要求, 适合小地块水田的播插作业。

3 小结

转向 篇9

1 回油管接头的构成

高压进油管与低压回油管分别与转向器上的转向液压阀连接,其中回油管接头的由回油硬管、接头螺母、转向液压阀和橡胶O-Ring构成。油管接头的结构图如图2所示,其剖面图如图3所示。

2 回油管接头密封的设计要求

转向回油管是通过对回油管总成上的接头螺母施加一定的扭力(本例扭力要求为17～21 N·m),螺母和转向液压阀的螺纹副运动使油管下移,将橡胶O-Ring压到转向液压阀深孔台阶,橡胶O-Ring变形,与转向液压阀深孔台阶形成无缝隙配合,起到密封效果。因此,密封性能由标注中的A (转向液压阀螺纹孔螺纹深度)、B(螺母端部长度)、C (O-Ring截面直径)、D(转向液压阀深孔深台阶深度)这4个尺寸及接头螺母上的扭力决定。各个尺寸参数及其尺寸链关系的判定详见表1、图4。

△尺寸是O-Ring与转向液压阀深孔台阶形成的间隙,装配后最后形成的,作为封闭环。能使O-Ring与转向液压阀深孔台阶形成有效密封的条件是△≤0mm。

在批量生产中,零件尺寸实际分布是随机的,呈正态分布或偏态分布,即加工工艺调整中心接近公差带中心,大多数零件的尺寸分布于公差带中心附近。根据尺寸链公差分配的概率法则,封闭环的公差与组成环的公差有如下的关系:

式中,T0为封闭环的公差,ξi为传递系数(正态分布时,ξi=1),Ti为各组成环的公差。

因此,T0=█=0.45mm

封闭环公差的中间偏差(△0)等于各组成环公差的中间偏差(△i)的平均值,即,公差的中间偏差

因此,封闭环的尺寸为,即设计上可以满足△≤0mm的要求。

3 渗油问题车各零件尺寸及相关参数调查

既然设计上符合功能要求,那渗油的原因就是由零件制造缺陷引起。为了查清问题根源,必须对对密封性能起关键作用的关联尺寸A、B、C、D及接头扭力进行确认。

通过测量3台问题车上的油管接头螺母扭力及相关零件的尺寸,结果见表2。

对问题车1测量值分析,零件装配完成后,O-Ring与转向液压阀深孔台阶间的间隙:△=D-A-B-C=14.85-9.9-2.48-2.39=0.06mm。同理,可以计算其他两组配合的△分别是0.03 mm、0.04 mm。

从上面的计算得出以下结论:△>0,且螺母端部长度B不合格(规格:2.5～2.7 mm),因此,尺寸B不合格是造成回油管接头渗漏转向液的原因。

4 尺寸B不合格的调查

4.1 尺寸B检测数据分析

接头螺母使用的材料是易切削钢SUM24L,车床是数控气动助力,其加工工序流程如下:下料→车退刀槽→车螺纹面→粗车B→加工螺纹→钻通孔→精车B→表面处理。加工B尺寸(2.60±0.1mm)的车床有2台,分别抽检40件,数据见表3、表4。

将车床1和车床2的数据生成钟形曲线,如图5所示。

由图5分析,车床1制造的零件尺寸平均值2.533 mm,严重偏离规格中心值2.60 mm,且尺寸分布比车床2的宽,即标准差σ1=0.055>σ2=0.02,说明车床1制造的尺寸变差很大,造成CPK<1,制程能力较差。这样,理论上生产的零件的尺寸小于规格下线2.50 mm的不合格率是P(X<2.5)=15.87%。

4.2 尺寸B不合格原因分析

引起尺寸变差的来源一般是生产中的人、机、料、法4个要素。B尺寸的加工涉及两个工艺,即粗车B及精车B两个工序,针对两个工序,从人、机、料、法4个因素作如下排查。

(1)人。从问题出现后,向前追溯操作员上岗记录,发现这两个工序操作员无换岗记录,且操作员已连续上岗3年以上,经验丰富,期间经过本工序的专业培训,成绩合格,说明操作员已掌握本岗位的操作技能,质量意识很高。因此,因操作员专业技能低、质量意识淡薄的因素造成B尺寸不合格是非要因。

(2)机。加工B尺寸时,先将粗坯的接头螺母固定到车床夹具,通过丝锥进给固定的切屑量,完成切削加工。因此,这主要因素包含车床夹具和刀具两个方面。检查接头螺母的夹具,外观良好,无磨损、松动,夹紧接头螺母后,螺母的限位和紧固无异常,判定车床夹具正常;另外,检查刀具,粗车刀口已磨损,精车刀具完好。因此,粗车刀具损伤导致尺寸超差是要因。

(3)料。接头螺母使用的材料是易切削钢SUM24L,其成分中的铅硫复合体在切削过程中对刀具启润滑作用,减小刀具磨损。其化学成分含量C:≤0.15%,Mn:0.85%～1.15%,S:0.26%～0.35%,P:0.04%～0.09%;Pb:0.1%～0.35%,硬度≤160 HB。经过理化分析,结果见表5。从检测结果可见,材料的成分和硬度都符合要求。材料引起加工不良非主因。

(4)法。车床是数控车床,其工艺参数例如切削速度、切削进给量、切削工艺路线等都已设置到主控板。将车床1和车床2的工艺参数调出对比分析,车床1和车床2的加工参数是一样的,因此工艺方法不是造成尺寸B不合格的主因。

综合上述,由于在粗车工序中刀具磨损,加工精度降低,造成B尺寸中心与设计的公差中心偏离大,不合格率会大幅升高。

5 质量控制

针对上述原因,采取的措施如下:①更换合格的刀具,并定时对刀具的工况进行检查;②将粗车尺寸B工序定义为关键过程(KCC),将尺寸B定义为关键产品特性(KPC),并在PFMEA中体现;③加强抽检频次,每天5件/次,将抽检数据录入Xbar-R图进行监控(如图6所示),随时检测异常。

根据SPC原理,发生小概率事件即为异常。因此,判定异常有以下几种模式:①监测点落在控制线(UCL、LCL之外,概率为0.135%;②连续3个监测点中,至少有2个点接近控制界限,概率为0.53%;③连续7个监测点中,至少有3个点接近控制界限,概率为0.24%;④连续15个监测点钟,至少有4个点接近控制界限,概率为0.3%;⑤连续出现9个监测点出现在中心线(CL)一侧,概率为0.38%;⑥连续6个监测点中,出现上升或下降趋势,概率为0.273%。出现以上几种模式的控制图,就要及时进行原因分析,并加以改进,从而使过程稳定可控。

6 结语

对关键过程和关键特性的识别,并加以实时控制,使过程能力指数CPK>1.33,减少制造过程中的尺寸波动,能在质量和效益上双丰收。而利用SPC工具,能够很好地分析、预警异常。从而监控制程是否受控。因此,SPC在生产中发挥重要的作用。

摘要：汽车转向系统是汽车底盘的重要组成部分,其性能直接影响到汽车的行驶安全和汽车操作性。而转向系统的密封性能是转向功能的重要指标,因此,针对生产中转向液渗漏的质量问题,文章运用SPC原理、尺寸链原理,对采集的质量数据进行分析,找出原因,并进行质量整改及监控。

以动力转向 篇10

ACURA讴歌 RL推出两年来，一直不温不火,与雷克萨斯的“去丰田化”不同，ACURA讴歌定位于豪华车型，却难以摆脱本田的烙印。这一尴尬使其ACURA讴歌在中国的拓展计划有些“甩不开膀子”。

对于一个刚刚进入中国的品牌来说，当务之急是提升品牌知名度，而不只是“卖多少台车”。除了走私泛滥时代南方盛行的一些ACURA，中国人对这个陌生品牌毫无认识。

这两年，ACURA讴歌一直在花时间栽培品牌，调查显示，ACURA讴歌去年在中国的市场知名度只有35%，而今年已经上升到65%。品牌声势起来之后，伴随而来的就是销量的上升，2007年ACURA讴歌在中国的销量是1402辆，今年有望翻番。

如果把中国市场比做成一条赛道的话，ACURA讴歌已经找到了弯心的Apex点，接下来或许可以大脚给油了。

ACURA讴歌在中国的“Apex点”

ACURA讴歌的产品线并不丰富——RL+TL+MDX，“三剑客”里最好卖的是MDX，大约占了80%的销量，本田技研工业(中国)ACURA讴歌事业部部长清水保匡坦言，这是“个别现象”，轿车应当成为豪华品牌的主力。

弦外之音是：ACURA讴歌在中国要“转型”。

RL是ACURA讴歌“转型”的重要车型，新RL首当其冲地成为冲刺的重要车型。在年初北京车展揭开面纱之后，ACURA讴歌火速将新RL推向市场。

新RL是RL车系的一次Facelift，修改的重点放在了前后细节上，大灯加入了几道弧线，中网也加入了一根镀铬饰条；尾灯加上了一个“NIKE勾勾”，几个小小的变化让RL显得更跳跃，相比先前“四平八稳”的风格，RL多了几个“跳出来”的细节。

同期修改的则是一台新的3.7L发动机，以307hp的功率迈入300hp俱乐部，改变了与雅阁共享动力的尴尬；此外，SH-AWD四驱系统也进行了升级。

ACURA讴歌给RL定了个82万的价格，比老款68万的定价高出14万之多，扣除消费税的因素，RL还是有“涨价”之嫌，从中不难看出ACURA讴歌的用意——营造“高价”的豪华形象。

RL的转向力

找好了Apex点，RL以及他背后的ACURA讴歌如何完成中国市场的“转向”？或许我们可以从RL的上市发布会上找到答案，新RL的发布会，其主题却是SH-AWD——ACURA讴歌独有的超级四驱驱动力自由控制系统。

SH-AWD四驱系统是本田20多年来醉心研究的成果，十多年前本田就在前驱跑车上使用了，当时的技术叫做ATTS，可以对前轮左右转向力进行主动控制；而今天，RL和MDX使用的则是四驱的SH-AWD，对四个车轮进行单独的动力输出控制。

传统的四驱车（例如大众4-motion系统），关键点在于前后轴之间有一个中央差速器。中央差速器将前后轴的动力进行分配， 消除汽车在拐弯上的前后轴转速差。

但ACURA讴歌的思维更前卫：既然有中央差速器来消除前后轴转速差，又有前后差速器来解决左右车轮转速差，那为什么不把二者合一呢？而且再前卫一些，用电子系统主动介入，分别控制四条轮胎的动力差，这样就能够用轮胎的动力差来辅助转向了！

SH-AWD就是一套这样的系统，除了电子控制的中央差速器控制前后动力比，它还在前后半轴上加入四个电磁离合器，通过其张合来限制左右车轮的动力输出。

这套系统装备的底盘是建立在聪明的电子系统上的，在向左扭动方向盘时，电脑已经知晓了意图，于是中央差速器将前后动力进行分配，最多可以在3/7至7/3之间进行分配；而此时前后轴的电磁离合器也已经将轮胎动力进行了分配——弯内的前轮和弯外的后轮（即左前轮和右后轮）获得了更多动力，在这套“聪明的”四驱系统中，RL的已经获得了一个向左的力矩，此时前轮转向变成是“辅助性”的工作了。

这就是RL的转向力，一套技术高深却需要适应的底盘。在烟台养马岛的环岛小路上，SH-AWD带着RL窜来窜去，并不让人觉得这是一台5米级的大轿车。四驱车的优势在于敢于以更快的速度冲入弯道，而且可以适当地给油辅助过弯。由于弯外一侧的后轮获得了更大的动力，SH-AWD可以将发动机动力能更多地转化成驱动力。我们觉得，这套四驱系统的极限可能不比Subaru的AWD+DCCD低，但SH-AWD给出的感觉是轻描淡写的，让人轻易捉摸不到。

SH-AWD在小角度的弯道上并没有让人感到有太多不同，它是为大角度的掉头弯设计的。SH-AWD和VGS可变齿比方向盘是好搭档，在这种弯道上RL的VGS比本田雅阁来得更均匀，加上SH-AWD底盘的动力分配，弯道上的RL没有大角度的车身倾斜，斯文得很。如果变速箱能够更顺畅一些（比如引入6前速变速箱），那就更棒了。

毕竟RL是台80万的豪车，他的买家未必每天都在城市里做这些高难度的劈弯，但如果万一在高速公路遇上个紧急避险，RL的SH-AWD这辈子只用上这一次作用也就值了。

从反馈到前馈

其实现在很多车型装备的ESP也能够做到SH-AWD一半的功效了，ESP和SH-AWD的理论比较相似——通过改变四个车轮的动态来稳定车身姿态。

但是，ESP和SH-AWD的理念却是完全不同的，ESP是通过ABS系统削弱某几个车轮的动力，而SH-AWD却是主动地向需要动力的车轮输出动力。

看似简单，却是一个很有创意、有技术含量的突破。ACURA讴歌的工程师提到了一个词：前馈。

SH-AWD在驾驶者操作（比如扭方向）的时候已经对底盘发出了信号，而不是等到电脑检测到汽车失控再来补救的“反馈”理论。宝马最近在X6上也引入了类似的Dynamic Performance Control（动态驱动力分配系统），而奥迪也在为RS5配备类似的系统。

从反馈到前馈，实际上是对传统驾驶方式的一次提升。

RL的“阿喀琉斯之踵”和ACURA讴歌的“科技至上”思维

我们再将话题拉回到ACURA讴歌和RL上，RL在中国市场的“失意”更多的问题是“型”。首先，ACURA讴歌作为一个陌生品牌，影响力并不强势；其次，RL没有给后座提供足够的空间，运动风格的取向使得RL也不能像雷克萨斯提供后排按摩座椅。

在尚未对高端车进行“运动化细分”的中国市场，RL没有聚拢足够的人气。这就是RL的“阿喀琉斯之踵”。

在新RL上，我们遗憾地没有感觉到ACURA讴歌为“阿喀琉斯之踵”作出的努力，却在驾驶科技含量上做出了更大的拓展，ACURA讴歌用“科技至上”的本田思维修改了RL：修改SH-AWD控制程序，使其在一挡时也能发挥作用、换用更大的发动机提升动力……

我们不能说这是ACURA讴歌的“执迷不悟”，事实上本田对于技术一直都是这样痴迷，甚至可以说是“偏执”的。

ACURA讴歌的市场部门这样回答我们的疑问：我们认为RL还可以做得更好，于是我们把更多的精力放在了SH-AWD上，我们希望我们的客户在驾驶中感受ACURA讴歌……

优：超一流的底盘功力

劣：对后座乘客照顾得不够周全

性格分析：带有几分偏执的运动型豪华轿车

适合人群：可以选择雷克萨斯，却更喜欢开快车的买家

数据表（暂缺）

Box：

精致

以动力转向——未来汽车发展趋势

撰文：李晔

路易斯·雷诺发明了差速器，解決了左右轮转速差的问题，汽车得以驶向道路。现在，是时候把这套成熟的理论来些新花样了！

SH-AWD的突破在于，把传统意义的动力分配方案进行了细化——由改变前后轴动力输出的方式变成了四条车轮同时控制的方式。

不只是Acura，宝马也为X6配备了Dynamic Performance Control（动态驱动力分配系统），这套在dakar拉力赛上被验证的系统终于落到了实处。

还有个有意思的小故事：2年前，在巴黎，我问奥迪技术总裁哈肯博格先生，如何看待SH-AWD这一技术？哈肯博格先生告诉我：对于SH-AWD还不甚清楚，但日本厂家对于四驱系统的研发方向更多倾向于利用电子系统针对单个车轮的动力输出控制；相比之下，奥迪和德国汽车企业的四驱系统更倾向于均衡性和机械性。

而最近，我们得到的消息是，全新的奥迪RS5已经配备了与SH-AWD和宝马DPC类似的系统。

毫无疑问，这是未来的趋势。

Box2：新RL新在哪儿？

New point1：3.7V6全新发动机，最大功率从295hp提高到307hp，匹配4前速自动变速箱。

New point2：SH-AWD超级四驱驱动力自由控制系统进行了优化，使其在一挡状态下也能发挥优秀的地盘性能。

转向 篇11

近年来, 为适应铁路高速重载的要求, 铁路部门相继研制开发了转K2、K4、K5、K6等新型提速转向架, 但一些老式转向架仍在继续使用, 如转8、转8A、转8AG等转向架在车辆段的检修工作中仍占有一定的比例, 这就对车辆检修设备的适应性、通用性提出了更高的要求。

转向架清洗是货车检修的一道关键工序, 清洗质量的好坏直接影响检查、探伤质量。南京东车辆段徐州检修车间转向架清洗机为台车在钢轨上整体通过式清洗, 清洗过程中轴承必须进行防护, 目前只能适应转8、转8A、转8AG、K2、K4转向架的在线通过式清洗, 不能满足K5、K6等新型提速转向架的清洗要求。主要原因在于新型转向架轴距加大, 轴承防护套位置不适用新型提速转向架的防护要求, 清洗室内喷嘴固定小车冲洗范围不能满足清洗要求。同时由于转向架清洗机所处工作环境恶劣, 高温潮湿, 易导致机体、机械配件锈蚀、电气元件老化, 故障率高, 给安全生产带来了很大的影响。经过认真调查论证, 我们对以上存在的问题制定了技术改进和设备改造方案。

2 适应K5、K6等新型提速转向架清洗要求的技术改造

2.1 改造目标

适用于转8系列、K2、K4、K5、K6转向架的在线通过式定位清洗, 清洗质量达到铁道部货车段修工艺标准要求;具备手动和自动两种操作方式。

2.2 改造项目

(1) 新装1台K5、K6转向架枕架顶升装置 (见图1) :在高压冲洗机前设置K5、K6转向架轴承加装护套工位, 在钢轨上设置转向架定位机构, 使用风缸作动力顶升侧架, 风缸加装导向机构;用节流阀控制两个顶升风缸的升降动作的同步性, 保证侧架顶起时左右两个风缸同步工作, 上升平稳;顶升机构设置在地坑内, 非工作状态下最高点不高于地平面, 采用脚踏式控制阀, 气动顶升机构能够实现转向架构架顶起状态下保压自锁, 操作方便, 故障率低。

(2) 高压冲洗机机械及气动部分改造:加大顶部喷嘴移动机构的行程, 更换配套风缸, 喷嘴移动机构以两顶升缸中心线为基准高度位置尺寸不变;更换两个枕架顶升风缸 (由φ250mm更换为φ320mm) ;设置两套风动台车定位档 (转8系列、K2、K4转向架用一定位档, K5、K6转向架用另一定位档) , 转向架均以两顶升缸中心线为基准对称定位。

(3) 电气系统改造:加装一套轴承护套红外发射接收识别开关 (或行程开关) , 识别轴承是否加套, 进而通过程序判断原设备内部顶套是否伸出。

(4) 修改PLC相关程序。

2.3 工作程序及步骤

(1) 转8系列、K2、K4转向架:加套工位 (直接通过) →轴承护套识别工位 (无套) →转8系列、K2、K4转向架台车定位档伸出定位→转向架顶升, 设备原顶套伸出→进行正常自动冲洗程序→冲洗完毕各动作复位转向架台车拉出。

(2) 转K5、K6转向架:加套工位 (加套) →轴承护套识别工位 (有套) →K5、K6转向架台车定位档伸出定位→转向架顶升, 设备原顶套不伸出→进行正常自动冲洗程序→冲洗完毕各动作复位转向架台车拉出。

2.4 相关要求及技术指标参数

(1) 相关要求: (1) 侧架顶升机构应有完善的安全防护措施, 地坑上部应设置防护盖板; (2) 设备所用的机械元件、电器配件、气动元件等必须是国家标准、合格产品, 安全可靠, 凡接触水的轴承、电器元件、电气线路均有防锈、防水措施; (3) 对高压冲洗机内部喷嘴移动机构工作行程及喷嘴角度、数量进行配套改造, 各部喷嘴有效喷射区域满足各型转向架清洗要求; (4) 对高压冲洗机的PLC程序及电气控制部分进行相应的修改完善, 以满足加装轴承护套与不加轴承护套两种工作模式的转向架自动冲洗工作需要; (5) 安装调试。

(2) 技术指标及主要参数

电源:AC380V, 50Hz;气源压力:0.6~0.7MPa;配备轴承防护套筒16个, 壁厚不小于3mm, 方便拆装运输, 配备轴承护套运输小车1辆;工作效率:单件枕架冲洗时间在2~5min可调。

3 对常见故障及存在问题的技术改进

3.1 高压水泵工作中常见问题及处理

工作过程中, 冲洗机75kW的大功率水泵启动时经常由于引水不到位造成水泵空转, 吸不上来水, 时间一长容易因水泵过热导致水泵轴承及密封装置损坏, 造成故障的扩大。为此我们设计加装了一套自动补水装置, 在水泵的引水口接上自来水管, 中间加装一套电磁阀, 当每次开工设备电源打开后, 电磁阀自动打开, 向水泵补加引水, 使水泵每次都能正常启动, 水泵启动后引水电磁阀自动延时关闭, 水泵向高压冲洗机正常提供热水, 水泵轴承及密封装置损坏的故障率大大降低。

在水泵处于卸荷状态时, 原设备设计卸荷管道直通大气, 造成水泵出口压力急剧下降, 从而导致水泵叶轮间顶套回窜, 加剧了配件的磨损, 同时也容易导致水泵上不来水空载运行, 加剧了水泵轴承及密封装置的磨损。我们采用在卸荷管道出口处加装一可调节卸荷阀, 有效地解决了这一问题, 改造后水泵各部配件磨损明显减小, 故障临修率大大降低, 节省了大量人力成本和材料成本, 在很大程度上减少了对检修生产的影响。

3.2 水质过滤净化问题及处理方法

货车转向架上经常带有塑料泡沫类垃圾以及不溶解于水的漂浮物, 经清洗后进入水泵沉淀池, 然后经水沟进入水泵上水池, 由于吸水口过滤装置孔径较大 (孔径过小易导致出水压力不足) , 再加上泡沫颗粒受热易变形, 使吸水口过滤装置起不到过滤泡沫颗粒的作用, 经常导致水泵吸水口底阀堵塞或清洗机内喷嘴堵塞, 影响了转向架冲洗质量。为解决这一问题, 我们在水泵沉淀池与上水池之间加装了一套漂浮物自动过滤装置, 定时向外排放漂浮垃圾, 有效地解决了这一问题。

3.3 机械装置锈蚀及电气元件故障率高问题

原转向架清洗机机械部分采用钢结构焊接而成, 喷嘴移动小车及底部喷嘴转动机构经常由于锈蚀状态不良, 在将设备机体外壳、喷嘴移动小车及底部喷嘴转动机构更换为不锈钢材料后, 故障率明显下降, 同时我们将接近开关由国内产品更换为欧姆龙电气元件, 设备性能大大提高, 虽然一次性投入较大, 但日常维护的人力成本和材料成本大大降低。

4 结语

转向架清洗机技术改造后不破坏原有设施, 系统设计合理, 技术先进, 功能更加完善, 能够满足现有铁路货车各型转向架的清洗要求。实现了转向架清洗机运行工况的实时监控, 保证了转向架的清洗质量。启机后装置自动待机和控制补水。当被清洗转向架到位后, 水泵立即以高速状态自动输出, 以最大流量清洗转向架。转向架清洗完毕离位后, 水泵电机立即进入卸荷状态, 等待下一次转向架清洗。节电、节水效果相当明显, 同时也减少了机械部件的磨损, 降低了维修费用。减轻了工人的操作强度和环境噪声, 提高了检修装备的现代化水平, 改善了现场的文明生产和卫生环境, 具有良好的社会效益。

参考文献

[1]中华人民共和国铁道部.铁路货车段修规程[M].北京:中国铁道出版社, 2003.