金属损失

2024-10-26

金属损失（共4篇）

金属损失篇1

0 引言

传动效率是直接影响金属带式无级变速器(continuously variable transmission, CVT)应用效能的两大问题之一,是制约其大规模装备于汽车传动系统的重要因素。由于CVT是摩擦传动,不可避免地存在滑动现象,因此影响了其传动效率。为了提高汽车的经济性,所以必须弄清楚CVT效率的变化规律。由金属带式CVT的系统构成可以看出,其传动效率损失来自于很多方面[1]。

实验研究结果表明:车辆低速行驶时,液压系统效率损失较大;车辆高速行驶时,传动效率损失较大。通过减小从动轮压力安全系数、提高金属带与带轮间的摩擦因数、改进结构等方式可以提高传动系统的整体效率。Kobayashi等[2]着重分析了金属块之间的间隙对滑动的影响,通过仿真预言了滑动率急速上升时变速器所能传递的极限扭矩。这个模型注重低传动比和高传动力矩时的滑动现象,但是它不能说明实际工况时传动效率的问题。还有学者讨论了润滑油对CVT传动效率的影响。Lebrecht等[3]建立了弹性带轮的仿真模型以分析产生噪声的原因,但没有深入研究带轮变形对效率的影响。

笔者研究了金属带式CVT中,金属块与钢带环之间、各层钢带环之间以及金属块与带轮间的功率损失,确定了各项损失的数学模型,并进行了算例分析,定量说明各项功率损失所占的比重。

1 功率损失模型

钢带环的张力以及金属块的推力在不同速比和扭矩比下的变化规律可参考文献[4]。因为金属带是由很薄的若干个金属块和钢带环组合而成的,所以做如下假设:

(1)由于金属块间的负载和滑动速度都相对较小,因此忽略金属块之间的能量损失。

(2)因为小半径带轮圆弧和金属块间的大空隙容易产生滑动,所以金属带与带轮发生在小圆弧上的相对滑动较明显。因此,滑动发生在高传动比(低速)的主动轮和低传动比(高速)的从动轮上。可以确定的是,主动轮在恒定低速运动状态下的磨损深度要大于从动轮的磨损深度。这个结论可以很好地支持滑动主要发生在小半径带轮圆弧上的观点。

(3)各个部件在金属带圆弧上的滑动分配是恒定的。金属带和带轮之间的滑动以及各钢带环之间的滑动不会对润滑油的摩擦因数产生影响。

(4)假设金属带的侧边进出带轮时,由于力的作用,各个部件的变形可以忽略不计。

(5)忽略所有的惯性力作用。

1.1 金属块与带轮间的径向摩擦功率损失

一直以来,金属带与带轮间摩擦模型的建立都存在两种理论:库仑摩擦理论和流体弹性动力学理论。文中应用库仑摩擦理论对金属带与带轮间的摩擦模型进行分析。金属块与带轮间的径向摩擦功率损失是由金属带进出带轮时发生的径向滑动引起的。金属块进入从动轮后,金属块之间的挤压力变大,导致金属块侧面的法向力随之增大,因此金属块在带轮入口处的径向摩擦力也变大[5]。当金属块进入带轮时,它必须克服径向摩擦力才能到达相应的工作半径。当金属块离开带轮时,它必须克服径向摩擦力才能从运行半径位置转移到带轮边缘,金属块需要额外的功率来克服这种摩擦力。这一现象同时存在于主动轮和从动轮中。由此可知,在实际运行中,在带轮的进口处,金属带的作用半径稍大于运行半径;在出口处,金属带的作用半径稍小于运行半径,如图1所示。

主动轮入口处的作用半径R1i=R1/k1,出口处的作用半径R1o=R1k1;从动轮入口处的作用半径R2i=R2/k2,出口处的作用半径R2o=R2k2,R1、R2分别为主动轮和从动轮的工作半径,k1、k2分别为主动轮和从动轮小于1的系数。它们可以由以下公式确定:

$R_{x} \sqrt{1 - k_{x}^{2}} = Κ$ (1)

x=1,2

式中,K为试验常数,可以取K=5.5mm[6]。

图1中,M1为主动轮输入转矩,M2为从动轮输出转矩。T1、T2分别为上半部分和下半部分的钢带环拉力,F为金属块间的挤压力。在恒定的高转矩比的情况下,T1和T2在直线段保持不变,F仅存在于金属带较紧的一边,并且在直线段保持不变[7]。

根据主动轮和从动轮的扭矩平衡,可以得出

M1+T1k1R1=Fk1R1+T2R1/k1 (2)

M2+T1R2/k2=FR2/k2+T2k2R2 (3)

主动轮和从动轮的扭矩损失分别等于各自输入扭矩和输出扭矩之差:

式中,M′1为主动轮输出转矩;M′2为从动轮输入转矩。

因此,金属带进出带轮的功率损失为

Pl1=π(n1Tl1+n2Tl2)/3000(kW) (6)

式中,n1、n2分别为主从动轮的转速,r/min。

结合式(4)和式(5),得出

式(6)、式(7)中Tl1、Tl2的单位为N·m,T1、T2的单位为N,R1、R2的单位为mm。

1.2 金属块与带轮间的切向摩擦功率损失

金属带在传动的过程中是通过与主从动带轮的摩擦来传递转矩的,因此,金属带在带轮的切向方向上存在滑动现象。在载荷由零到最大载荷的整个变化过程中,金属带与带轮之间处于不同的摩擦状态。小载荷时,金属带与带轮之间处于弹流润滑状态,随着载荷的增加,润滑状态也发生改变,由弹流润滑状态变成部分膜弹流润滑和边界润滑的混合润滑状态。因此,金属块与带轮之间滑动的功率损失要分为两个阶段考虑。

1.2.1 小载荷时弹流润滑状态的功率损失

金属带与带轮的接触弧上存在着一层润滑油膜,小载荷即转矩比r<0.4 时,它们之间的功率传递就是由这层润滑油膜的黏性剪切应力来完成的[8]。此时的摩擦力受到压力分布、油膜厚度、温度分布以及润滑油剪切应力与应变之间关系等的影响,润滑油所处的状态极为特殊:弹流润滑属于薄膜润滑,通常润滑膜厚度为0.1～1.0μm,但是润滑油膜中的压力很大,并且膜厚越小,压力越大,即使是纯滚动状态,润滑油在某些部位所承受的剪应变也可能超过106s-1;此外,在几十到几百微米的空间尺度内,润滑油膜将产生几百摄氏度的局部温升;这一切变化都是在瞬间发生的,通常润滑油通过接触区的时间仅有几个毫秒,甚至更短。Hertz接触理论认为,线线接触的弹流润滑,由于接触区的曲率半径通常比膜厚大几个数量级,因此可以将接触区视为平面。由于此时不考虑金属带进出带轮的功率损失,所以金属带在主从动带轮上切向滑动的扭矩损失可以表示为[9]

Tl3=-Tl4R1/R2 (8)

式中,Tl3、Tl4分别为金属带在主从动轮上的切向扭矩损失,N·m。

以从动轮的扭矩损失为例,参考图2,油膜宽度为2a,金属滑块的边缘宽度为S,长度为c。注意到金属带运行半径是对于宽度为S处,并设此处速度为vS,带轮直母线与带轮轴线铅垂面的夹角θ=11°[10],考虑X处的微元油膜传递的扭矩:

dTl4/dx=2a2η(vS/R2-n2)(R2-xcosθ)2/t2 (9)

Tl4=2N2∫ $_{0}^{c}$ dTl4=4N2η q2(vS/R2-n2)/t2 (10)

q2=a2c(R $_{2}^{2}$ -R2ccosθ+c2cos2θ/3) (11)

对于主动轮有

Tl4=4N1η q1(n1-vS/R1)/t1 (12)

q1=a1c(R $_{1}^{2}$ -R1ccosθ+c2cos2θ/3) (13)

式中, N1、N2分别为金属带在主从动带轮包角上金属块的个数; t1、t2分别为金属带侧边在主从动带轮上油膜的厚度。

由式(8)～式(13)可以得出

$n_{2} = \frac{R_{1}}{R_{2}} n_{1} - \frac{Τ_{l 4} S}{η R_{2}} (\frac{t_{1} R_{1}}{q_{1} R_{2} α_{A}} + \frac{t_{2}}{q_{2} α_{B}})$ (14)

式中,αA、αB分别为金属带在主从动带轮上的包角。

所以,此时滑动造成的功率损失可以表述为

$Ρ_{l 2} = Τ_{l 3} n_{1} + Τ_{l 4} n_{2} = \frac{Τ_{l 4}^{2} S}{η R_{2}} (\frac{t_{1} R_{1}}{q_{1} R_{2} α_{A}} + \frac{t_{2}}{q_{2} α_{B}}) (k W) (15)$

1.2.2 大载荷时混合润滑状态的功率损失

大载荷即转矩比r>0.4时,金属带与带轮之间处于混合润滑状态,即部分膜弹流润滑和边界润滑的混合润滑状态。在这种润滑状态中,摩擦因数μ在0.04～0.10之间变化。由于混合润滑状态是一种极为复杂的润滑状态,难以给出比较理想的计算公式,因此在这里,只算出摩擦因数μ=0.04和摩擦因数μ=0.10两处极限位置的功率损失[10],功率损失取两处极限位置的平均值。

因此,处于混合润滑状态时,主从动轮上的总摩擦力F1和F2分别为

式中,Fα A、Fα B分别为主从动轮的轴向推力,N;Nα A、Nα B分别为金属带与主从动轮的正压力,N。

金属带在传动的过程中,受拉力而产生弹性变形。在带轮的不同部位,金属带受到的拉力不相等,因而产生弹性变形也不相同。因此,金属带与带轮间有弹性滑动产生,这就造成从动轮的转速总是低于主动轮的转速。而且,这种降低的程度是随着载荷的变化而变化的:载何越大,降低的就越多。由弹性滑动所引起的圆周速度的相对降低量称为金属带的滑动率,简称滑差,用ε表示:

ε=(v1-v2)/v1 (17)

式中,v1、v2分别为主从动轮的圆周速度,m/s。

滑动造成的功率损失可以表述为

Pl2=ε v1(F1+F2)/2=μ ε v1(Fα A+Fα B)/cosθ (18)

1.3 金属块鞍面与最内层钢带环的摩擦功率损失

首先研究金属带、金属块和钢带环内相邻各带之间的相对运动。主从动轮上金属块在运动过程中,仅在摇摆棱处具有相同的切向速度,其余各相应位置的切向速度皆不相等,这一现象同时出现在钢带环之间。图3所示为金属块的正面几何形状,以及金属块与钢带环在带轮圆弧段的相对位置。从摇摆棱向外约dR(dR为摇摆棱与金属块鞍面间的距离,dR=1mm)就是鞍面所在的位置[11]。金属块鞍面在从动轮上的切线速度

vss=v2(1+dR/R2) (19)

当带轮工作到圆弧半径比较大的接触区域时,金属块和钢带环间的摩擦阻力较大。因此,它们彼此间几乎没有滑动。所以,此滑动主要发生在工作半径较小的带轮上[11]。钢带环在整个金属带上的速度被认为是恒定的。因此,在较大圆弧上,最内层钢带环的切线速度vb1可以用金属块鞍面切线速度表示为

vb1=v2(1+dR/R1) (20)

在小半径圆弧上,金属块的移动速度大于钢带环的移动速度。因此,在小半径圆弧上,金属块鞍面相对于最内层钢带环的相对切线滑动速度vsb-a可表示为

vsb-a=|vss-vb1|=v2dR|1/R2-1/R1| (21)

在金属带的直线段,钢带环的运动速度大于金属块的运动速度。鞍面的速度和金属带的速度基本一致。因此,在直线段上,金属块鞍面相对于最内层钢带环的相对切线滑动速度vsb-st可表示为

式中,i为传动比。

金属块鞍面与摇摆棱之间的距离约为1mm,金属块鞍面与最内层钢带环直接接触。最内层钢带环和金属块在圆弧段及直线段都接触。综上所述,金属块鞍面和最内层钢带环间的摩擦功率损失Pl3表述如下:

Pl3=Psb-a+Psb-st=μsb(Nsb-avsb-a+Nsb-stvsb-st) (23)

Nsb-a=(ρrv22-T1)(e-μsbαB-1)/μsb (24)

Nsb-st=(T1+T2)tanα (25)

式中,μsb为金属块鞍面和最内层钢带环间的摩擦因数;Nsb-a、Nsb-st分别为金属块鞍面在圆弧段和直线段时钢带环施加其上的作用力;ρr为一层钢带环单位长度的质量,kg/m;α为两带轮外切线与两带轮轴连线的夹角。

1.4 钢带环间的相对滑动功率损失

相对速度同样存在于钢带环之间,这种存在表明对于任何传动比,金属带各部件在变速器内某些接触点存在相对运动,如何定义各钢带环速度就成了一个问题。文中把最内层钢带环内表面的滚动半径作为基础研究对象[12]。这样,若每层钢带环的厚度h,则第n层钢带环的速度为

vb(n)=v2[1+dR/R1+(n-1)h/R1] (26)

同时,第n-1层钢带环外层的速度为

vb(n-1),out=vb(n-1)(1+h/R2) (27)

在小半径带轮上,第n-1层钢带环的速度大于第n层钢带环的速度。因此,在圆弧段上,钢带环间的相对速度vbb-a(n)表述如下:

n=2,3,…,12

另一方面,钢带环在直线段的切线相对滑动速度vbb-st表示为

系统中的钢带环是由12层薄的碾压金属组成。钢带环间的摩擦功率损失总和Pl4可以描述为

$Ν_{b b - a} (n) = \frac{e^{- μ_{s b} α_{B}} - 1}{μ_{s b}} \sum_{i = n}^{12} (ρ_{r} v_{b}^{2} - Τ_{1} (i))$ (31)

$Ν_{b b - s t} (n) = \tan α \sum_{i = n}^{12} (Τ_{1} (i) + Τ_{2} (i))$ (32)

T1(n)=(13-n)T1/12 (33)

T2(n)=(13-n)T2/12 (34)

式中,N为负载;下标bb-a、bb-st分别代表在圆弧段和直线段时的钢带环。

因此,金属带的总摩擦功率损失Pbelt可以表述为

Pbelt=Pl1+Pl2+Pl3+Pl4 (35)

2 算例分析与讨论

以VDT公司生产的P811型CVT为研究参考对象,确定整个CVT的结构尺寸[13],其主要参数如下:输入扭矩M1=160N·m,额定功率P=70kW,n1=6000r/min,ρr=0.0259kg/m,μ=0.04～0.10,μsb=0.1,μbb=0.05,ε=8%。Pl2为μ取0.04和0.10时功率损失之和的平均值。

算例1 传动比i=0.85,T1=2470N,T2=2743N, R1=58.07mm, R2=49.18mm, α=3.2°。将以上参数代入上文的相应公式,得出Pl1=2.034kW,Pl2=6.720kW,Pl3=0.093kW,Pl4=0.167kW,CVT效率η=87.1%。

算例2 传动比i=1.00,T1=2359N,T2=2133N,R1=R2=54.1mm,α=0°。将以上参数代入上文的相应公式,得出Pl1=1.531kW,Pl2=5.852kW,Pl3=Pl4=0,CVT效率η=89.5%。

算例3 传动比i=2.35, T1=3746N,T2=3390N,R1=31.5mm ,R2=74.5mm,α=15.6°。将以上参数代入上文的相应公式,得出Pl1=2.546kW, Pl2=8.440kW,Pl3=0.447kW,Pl4=0.966kW,CVT效率η=82.3%。

图4所示为各项功率损失。由以上数据可以看出,总的摩擦功率损失随着传动比的增大而先减小后增大,效率随着传动比的增大而先增大后减小。效率最大值出现在传动比为1.00时:由于上下部分钢带环拉力与相应转速乘积之和较小,因此导致金属块与带轮间的径向摩擦功率损失Pl1较小;主从动轮轴向推力之和与主动轮工作点线速度较其他传动比时都小,所以功率损失Pl2也小;理论上,此时的金属块鞍面与最内层钢带环以及钢带环之间没有相对运动,从而导致Pl3和 Pl4为零。以上原因致使传动比为1.00时的摩擦功率损失最小,效率最高。金属块与带轮间的摩擦是CVT功率损失的主要形式。

3 结论

(1)对金属带式无级变速器工作过程中的功率损失进行了研究,将其主要功率损失确定为四部分,并对每一部分进行了深入的分析。

(2)由于金属块与带轮间润滑油的润滑状态在整个工作过程中并不是一成不变的,并且以输入转矩比0.4为界限表现出不同的润滑状态,所以在转矩比小于0.4时,用牛顿流体模型来计算弹流润滑摩擦力;在转矩比大于0.4时,由于很难给出比较理想的计算公式,所以只算出摩擦因数μ=0.04和摩擦因数μ=0.10两处极限位置的功率损失。

(3)以传动比分别为0.85、1.00、2.35为例,对各项功率损失进行数值计算。金属块与带轮间的摩擦是CVT功率损失的主要形式。总的摩擦功率损失随着传动比的增大而先减小后增大,效率随着传动比的增大而先增大后减小。传动比为1.00时CVT效率最高。

金属损失篇2

1 对象与方法

1.1 对象

2011年4—6月,我们整群抽取克拉玛依市某企业噪声作业职工共294人为研究人群。剔除资料不全,既往有中耳疾患、药物性耳聋、外伤性耳聋疾病史者,共279人作为研究对象。

1.2 方法

所有受检者均禁食12 h,于次日清晨取静脉血。同时期进行双耳纯音听阈测定。

1.2.1 全血金属元素检测

由检验科专职人员检测铜、锌、钙、镁、铁浓度。实验室严格按《医疗机构临床实验室管理办法》执行,仪器为北京博晖BH 5100plus五通道原子吸收光谱仪(配套试剂)。

1.2.2 听力检查

按《纯音气导听阈检查》(GB 7583-87)和卫生部关于《工业企业职工听力保护规范》规定进行0.5、1.0、2.0、3.0、4.0、6.0 kHz纯音气导听力测定,在本底噪声强度小于30 dB(A)的隔音室内进行双耳听力检查。测听环境符合GB 7583-1987《声学纯音气导听阈测定保护听力用》有关要求,测听前工人脱离噪声接触16 h以上。测量仪器:均经新疆维吾尔自治区计量局计量认证并校正,电测听仪(Madsen-MM622 听力计,2008年产,丹麦),由专职人员测定。

1.3 诊断标准

听力损失是指语频(500、1 000、2 000 Hz)及高频(3 000、4 000、6 000 Hz)任一频率听力下降≥30 dB。根据《职业性听力损伤诊断标准GBZ 49-2002》进行判断听力检查结果,所有语频、高频听力损失都相对于18岁的听阈级偏差进行校正后判断听力损失程度。

1.4 统计学处理

应用SPSS 16.0统计软件,计量资料用undefined表示,所有计量资料均进行正态性检验,符合正态或近似正态分布者用t检验。以P<0.05为差异有统计学意义。

2 结果

2.1 一般情况

共调查279人,年龄24～58岁,平均年龄为(41.63±5.63)岁。其中男性91人,年龄24～58岁,平均年龄为(41.66±7.43)岁;女性188人,年龄29～54岁,平均年龄为(41.60±4.46)岁。

2.2 听力损失检出率

检出听力损失117人,占总人数的41.94%。其中男性64人,占男性人数的70.33%;女性53人,占女性人数的28.19%;男性显著高于女性,差异有统计学意义(χ2=44.715,P=0.000),OR优势比为6.038,OR 95%可信区间为3.481～10.472。

2.3 听力正常组与听力损失组全血某些金属元素比较

全血金属离子血浓度比较中,听力损失组血锌浓度(t=35.96,P=0.00)、血铁浓度(t=7.87,P=0.00)低于听力正常组,差异有统计学意义;听力损失组血钙浓度(t=-8.18,P=0.00)、血镁浓度(t=-49.86,P=0.00)显著高于听力正常组,差异亦有统计学意义;血铜在2组间比较,差异无统计学意义(t=-0.16,P=0.87),见表1。

3 讨论

本文显示,男性听力损失检出率达36.33%,显著高于女性,与王雷等[1]、Sharashenidze等[2]的研究一致,可能与男性暴露噪声累计量多于女性有关,也可能与男性在噪声环境中比女性更为敏感,听力更容易受损有关。

在全血某些金属离子血浓度比较中,听力损失组血锌、血铁浓度显著低于听力正常组;而血钙、血镁浓度显著高于听力正常组,差异均有统计学意义(P=0.00)。说明锌、铁、钙及镁离子浓度的水平与听力损失相关联。徐庆华等[3]在白噪声暴露大鼠听力损失与血清4种金属元素间关系的研究中发现,大鼠在120分贝声压级(dB SPL)白噪声下暴露不同时间后,血清锌、铁含量呈下降趋势,镁含量呈上升趋势。可能的机制:①机体在噪声作用下,动员了组织中的镁,使其在血液中浓度升高而缓解对噪声的敏感性,当体内镁离子含量不足又不能及时补给时,则会增大机体对噪声的敏感性,从而增大听力损失并影响听力恢复。②耳蜗各部如血管纹、内外毛细胞、螺旋节细胞以及耳蜗神经等处,细胞色素氧化酶、过氧化物酶等含铁酶类活力强,提示内耳对铁缺乏可能很敏感,为此低铁引起听力损害可能与细胞膜的过氧化损伤导致听神经损伤有关,从而增加对噪声刺激的敏感性。铁缺乏也可通过影响耳蜗膜性结构中多种基因的表达,包括肌动蛋白基因及其相关调节蛋白基因的表达,从而导致感音神经性聋[4]。③锌与内淋巴电解质及酸碱平衡有着重要的作用。尤其与碳酸酐酶活力有关。后者直接影响内淋巴液的pH值。如缺锌可以抑制Na+/K+ATP酶活力。另一种理论认为低锌可抑制毛细胞内Ca++调节蛋白功能,使毛细胞内微血管结构异常。低锌可使髓磷酸合成代谢与蜗神经元传导功能失调,造成听力损失直至耳聋[5]。血液中铜离子的浓度在2组间无差异,其机制需进一步研究。

综上,噪声引起机体代谢改变,可促使锌、铁及钙、镁的分布改变、消耗增加或减少,如果此时补给适量的锌、铁,对减少噪声性听力损失可能会有一定作用。

参考文献

[1]王雷,惠兆斌.铁路空调发电车乘务员听力损失情况调查[J].中国职业医学,2005,32(6):21-23.

[2]Sharashenidze N,Schacht J,Kevanishvili Z.Age-related hearing loss:gender differences[J].Georgian Med News,2007,144:14-18.

[3]徐庆华,刘广青,史秀凤.白噪声暴露大鼠听力损失与血清4种金属元素间的关系[J].海军医学杂志,2000,21(3):200-202.

[4]田树昌,孙爱华,王秋莎,等.铁缺乏致聋相关基因表达谱的实验研究[J].中华航海医学与高气压医学杂志,2006,13(6):341-345.

金属损失篇3

金属带式无级变速器(MB-CVT)作为最成功的无级变速器之一,具有节省燃料、操控简单、驾驶平顺舒适和低排放等优点。最新研究显示:在相同的工作状态下,装备MB-CVT的汽车较装备自动挡的汽车节油7%～15%[1]。MB-CVT属于摩擦传动系统,因此其传递动力的能力受到一定限制。

Kong等[1]以单个钢带环为基础建立了MB-CVT动力学模型,研究了带轮与最内层钢带环以及钢带环之间的相互作用及每层钢带环在传递动力方面的负载分布状况,并且认为一层或多层钢带环过早断裂是变速器失效的一个重要原因。Kuwabara等[2]在研究中忽略了钢带环之间的相互作用,并将其假设为一个整体。Kim等[3]完全忽略MB-CVT各部件间的相互作用,且进一步认为两组钢带环和数以百计的金属块是一个连续体。Akehurst等[4]假设所有的钢带环都具有相同的圆弧段,且每组钢带环是由数层钢带环组合而成,但是对于每层钢带环承载力矩的能力却没有研究。Sun[5]假设所有钢带环不管在圆弧段还是直线段都平均地分担金属带所承受的张力。Micklem等[6]认为每层钢带环都具有相同的速度和张力,但是其研究结果显示最内层和最外层钢带环对传递动力有贡献,其余的钢带环在动力传递方面均无太大作用。Kuwabara等[7]分析了每层钢带环的负载分布和张力变化情况,但是其模型较简单。

本文主要研究钢带环的弹性特性及其造成的变形能损失,建立了MB-CVT和钢带环模型,研究了钢带环应力应变、位移、变形能和功率损失等问题。

1 MB-CVT

1.1 MB-CVT模型

图1所示是由两个带轮和钢带环组成的MB-CVT简化模型。由于研究重点在钢带环上,因此模型对带轮进行了简化处理,并略去了金属块,其中每组钢带环由10层钢带环叠加而成。图1中,Tbc指bc段上钢带环张力,Tad指ad段上钢带环张力。

1.2 钢带环模型

在钢带环模型中,主动轮上作用恒定的转速和输入扭矩,从动轮上作用有固定的负载,且均不超过MB-CVT的承载能力。模型的建立还包含以下假设:①钢带环之间既无间隙也无过盈;②钢带环仅发生弹性变形;③在圆弧段上,作用在钢带环上的压力是均匀的,直线段上钢带环之间无压力;④忽略钢带环工作过程中的离心力。

相关参数如下:弹性模量E=206GPa,泊松比ν=0.25,带轮半楔角θ=11°。带轮轴向推力为F,均匀分布在最内层钢带环上的作用力为F0,其表达式为

F0=Fsinθ cosθ (1)

1.3 圆弧段上钢带环应力应变、位移和应变能分析

在圆弧段上,通过主从动轮轴向推力计算钢带环受到的均匀压力,由于钢带环横向自由(无约束),因此属于平面应力问题,所以可以将钢带环简化为组合薄壁圆筒模型,如图2所示。

作用在最内层钢带环上的均布压力为

式中,α、r0分别为钢带环在带轮上的包角和带轮节圆半径;wr为钢带环的宽度。

钢带环的应力应变、位移方程如下:

式中,σ为应力;ε为应变;u为位移;ρ为钢带环半径。

其中,角标ρ和φ分别表示径向方向和切向方向,j表示第j层钢带环,取值范围是1≤j≤10。其中:

式中,h为单层钢带环厚度。

钢带环应变能密度δ表达式如下:

其中,x、y、z为直角坐标系的坐标轴。

结合模型的边界条件,将式(3)和式(4)代入式(7)可得

对式(8)进行积分运算可得圆弧段上钢带环的应变能UYH的计算公式:

1.4 直线段上钢带环应力应变,位移和应变能分析

在直线段上,与纵向变形相比,钢带环的横向变形可以忽略。因此直线段上的钢带环被简化为单向拉伸问题。相关公式如下:

式中,T为钢带环张力,T为Tbc时是指“bc”段上钢带环张力,T为Tad时是指“ad”段上钢带环张力;A为一组钢带环的横截面面积;l为直线段钢带环的原始长度;Δl为各部分钢带环的伸长量。

1.5 钢带环功率损失

金属带的工作区域可以划分为四部分,因此钢带环的伸长量也包含四部分,即为两个圆弧段和两个直线段:主动轮、从动轮圆弧包角范围内钢带环伸长量为Δlr和Δln,bc和ad段钢带环伸长量为Δlbc和Δlad。因此,钢带环总的伸长量

钢带环总的应变能损失

由应变能造成的功率损失

式中,t为应变能损失所用的时间。

2 算例分析与讨论

2.1 计算参数

本节参数取值主要参照参考文献[9]:额定功率P=70kW,最大输入转矩M1=160N·m,最大输入转速n1=6000r/min,由试验可得其他相关参数,如表1所示。

2.2 应力应变、位移结果分析与讨论

图3和图4所示为主动轮、从动轮上钢带环的径向和切向应力变化规律。径向应力为负值,所以是压应力。当传动比一定时,径向压应力从最内层钢带环到最外层逐渐减小,并趋近于零。最外层钢带环的外侧无论在主动轮还是从动轮上都是自由面,因此应力为零。随着传动比的增大,钢带环的压应力在主动轮上逐渐增大,在从动轮上先减小后增大。图4所示的切应力属于拉应力。随着传动比的增大,钢带环在主动轮上的切向拉应力也增大,从动轮先减小后增大。由于最内层钢带环的半径是最小的,所以最内层钢带环的切向拉应力最大。因此,当传动比一定时,半径对钢带环切向拉应力的影响较大,且当传动比较小时,切向拉应力变化趋势较平缓。最内层和最外层钢带环切向拉应力是两个疲劳极限值,它们的差值不能太大,否则会缩短变速器的使用寿命。当传动比为2.35时,主动轮上最大差值为1.053(129.3/122.8=1.053,1.0539=1.59)。这个数值已经影响了切向拉应力的均衡性。因此,对各层钢带环进行相应的预置压应力可以在一定程度上解决这一问题。

1.i=0.425 2.i=0.8528 3.i=1 4.i=2.136 5.i=2.35

图5和图6所示为主动轮、从动轮上钢带环的径向和切向应变变化趋势。

径向压应变从钢带环最内层到最外层依次减小。随着传动比的增大,主动轮上的径向压应变增大,从动轮上则是先减小后增大。最内层和最外层钢带环径向压应变的最大差值发生在传动比为2.35时的主动轮上,因此半径对径向压应变的变化有很大影响。随着传动比的增大,切向拉应变在主动轮上增大,从动轮上先减小后增大。图7所示为主动轮、从动轮轴向推力和节圆半径随传动比的变化趋势[10]。主动轮上的轴向推力是单调下凹上升曲线,节圆半径是单调下凹下降曲线,因此主动轮上的钢带环应力应变表现出严格的单调性。但是在从动轮上,轴向推力是单调下凹上升曲线,节圆半径是单调上凸上升曲线。又因为应力应变和轴向推力为近似正比关系,与节圆半径为反比关系,所以当轴向推力曲线上最凹的部分与节圆半径曲线上最凸的部分相遇时,从动轮上钢带环的应力应变曲线就发生了突变。

切向压应变直接影响着径向位移的改变,径向位移又与钢带环的伸长量在圆弧段有一定的对应关系。与应力应变和传动比的关系相反,图8所示为主动轮和从动轮上钢带环的径向位移。随着传动比的增大,主动轮上钢带环的径向位移先减小后增大,从动轮则是一直增大。造成这一现象的主要原因是切向压应变和节圆半径的变化。当传动比i=2.35时,钢带环层间隙最大,主动轮上层间隙最大为0.03μm,从动轮上层间隙最大为0.02μm。虽然这是层间最大间隙,但其数值仍然很小,因此可以忽略。与1.2节中关于“钢带环之间既无间隙也无过盈”的假设相符。

1.i=0.425 2.i=0.8528 3.i=1 4.i=2.136 5.i=2.35

图9所示为主动轮、从动轮包角范围内钢带环的伸长规律,由于随着传动比的增大,节圆半径和径向位移不断增大,从动轮上钢带环的伸长量也随之增大,伸长量范围是0.02～0.113mm。在主动轮上,随着传动比的增大,节圆半径的变化趋势是不断减小,径向位移是先减小后增大,且增大较多,因此,其钢带环伸长量的变化规律是先减小后增大,但增大的较少,主动轮上钢带环伸长量的变化范围为0.053～0.71mm。

图10所示为直线段上钢带环的伸长量。直线段上的钢带环被简化为单向拉伸模型,由于钢带环横截面面积不变,所以钢带环伸长量变化规律仅由钢带环拉力来决定。结果显示:bc段上钢带环的伸长量变化范围是:传动比i<1时为0.1～0.144mm,i≥1时为0.11～0.16mm;ad段上钢带环的伸长量变化范围是:传动比i<1时为0.096～0.127mm,i≥1时为0.118～0.183mm。

将钢带环在直线段和圆弧段的伸长量相加,便可得钢带环总的伸长量。如图11所示:当传动比一定时,最内层钢带环的伸长量最大,最外层的最小,其最大差值为0.0013mm。变化范围是0.19%～0.25%。虽然此差值较小,但是它造成了各层钢带环受载不均匀。由于轴向推力的不断增大,钢带环的伸长量总体上随着传动比的增大而增大。但是当传动比为1时,钢带环的伸长量有所下降。究其原因是:对钢带环伸长程度有较大影响的是钢带环在直线段上的张力,但是当传动比为1时直线段上的张力减小了,因此钢带环的伸长量也有所减小。此时主动轮、从动轮节圆半径相同,金属块鞍面与最内层钢带环以及钢带环之间的相对速度为零,摩擦功率损失为零,所以此时变速器的效率在整个传动比变化过程中是最大的[10]。本研究中钢带环最小伸长量为0.2882mm,最大为0.5136mm,线应变范围是0.04%～0.08%,钢带环的弹性极限是1.1%。

1.i=0.425 2.i=0.8528 3.i=1 4.i=2.136 5.i=2.35

2.3 应变能损失分析与讨论

图12a所示为主动轮、从动轮包角上钢带环的能量损失。由图可以看出,无论是主动轮还是从动轮,应变能损失都是随着传动比的增大而增大,且当传动比越来越大时,从动轮的应变能损失程度较主动轮的更剧烈。两曲线的交点不存在任何意义。图12b为直线段上钢带环的能量损失,由图可以看出,上部钢带环和下部钢带环的应变能损失都随着传动比的增大而增大。无论传动比为何值,上部钢带环和下部钢带环的长度是一样的,并且横截面面积也一样。但是,传动比不同时,主动轮、从动轮的节圆半径不一样,这样就导致了上部钢带环和下部钢带环紧边和松边属性的变换。当传动比i<1时,Tbc>Tad,bc段钢带环应变能损失较大。当传动比i≥1时,Tbc<Tad,ad段钢带环应变能损失较大。与此同时,传动比i=1还具有以下特性:由于主动轮、从动轮节圆半径相同,变速器各组件间的摩擦力瞬间降低,导致bc段和ad段钢带环张力同时下降,所以,此时钢带环应变能损失有所减小。图13所示为钢带环总应变能损失,其范围为0.3～0.9J。

3 功率损失分析与讨论

在变速器运动过程中,对于钢带环上任意一个微小的截面来讲,它都会在“主动轮圆弧段-bc直线段-从动轮圆弧段-ad直线段”上循环运行,因此,任意微段截面应变能是不断变化的。但是钢带环在任意时刻的总应变能都在图13所示的范围内。按照主动轮6000r/min的转速,应变能每秒最大变化100次。这种变化不全部是从钢带环原始长度开始的,也有可能是从某变形较小状态到某变形较大状态,或者是从某变形较大状态到某变形较小状态(这种情况下钢带环不会消耗能量,反而是在释放应变能)。

由式(20)可得与总应变能损失曲线(图13曲线)类似的应变能功率损失曲线,其功率损失结果如表2所示。

钢带环应变能功率损失范围为27.15～86.73W,此数值是按变速器最恶劣的工况来计算的。当主动轮转速小于6000r/min,或者钢带环从变形较大的状态向变形较小的状态转变时,相应应变能导致的功率损失会小于以上数据。传动比为1时,总应变能损失有所下降,这从另一个方面证实了业界普遍认同的“传动比为1时变速器效率最高”这一观点。

4 结论

(1)基于弹性力学理论建立了MB-CVT钢带环伸长模型。在圆弧段上,钢带环被简化为组合薄壁圆筒模型;在直线段上,被简化为单向拉伸模型。

(2)钢带环伸长模型计算结果显示:随着传动比的增大,应力应变在主动轮上不断增大,在从动轮上先减小后增大;径向位移在主动轮上先减小后增大,在从动轮上却不断增大。当传动比一定时,无论是在主动轮还是从动轮上,最内层钢带环的应力应变和径向位移都最大,最外层的最小。

(3)钢带环总的伸长量随着传动比的增大而增大。但是当传动比为1时,由于变速器部件的摩擦功率损失下降,所以钢带环总的伸长量有所减小。钢带环最小伸长量为0.2882mm,最大为0.5136mm,线应变范围是0.04%～0.08%。

(4)应变能损失分析结果显示:总应变能损失随着传动比的增大而增大,由于CVT各部件间的摩擦力减小,当传动比为1时总应变能损失有所减小。总功率损失范围为27.15～86.73W,当传动比为1时,总功率损失为34.85W。本研究可为金属带式CVT结构优化提供参考。

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金属损失篇4

1 对象与方法

1.1 对象

选择广州市某金属制品企业金工、冲压和焊接车间为追踪单元,以签订劳动合同和购买工伤保险的生产工人为观察对象,剔除拒检、漏检和间接暴露人员。

1.2 方法

申请广州市工伤保险基金的全额支持,由持有纯音测听岗前培训合格证的医务人员采用丹麦AD 229 b型听力计,对在岗期间噪声暴露工人的双耳语频(500、1 000、2 000 HZ)和高频(3 000、4 000、6 000 HZ)进行纯音气导和骨导听阈测试,测试场所为车载听力计流动大巴。纯音测试结果经年龄和性别较正后,依据GDZ 188-2014《职业健康监护技术规范》评价目标疾病,对听力学结果进行分层比较。

1.3 定义

听力异常指500、1 000、2 000、3 000、4 000和6 000 Hz中任一频率纯音气导或骨导听阈>25 d B的听力,包括暂时性和永久性听阈位移;目标疾病指职业健康监护中发现的疑似职业病和职业禁忌证;工龄包括2013—2015年期间已知的本车间暴露时间和本车间外不详尽的本底暴露时间,用“≥”表示。

1.4 统计学分析

所有资料录入职业健康监护信息系统,由中心服务器永久保存。从信息系统导出数据,经过Excel处理后,采用SPSS 17.0进行t检验和χ2检验,P<0.05为差异有统计学意义。

2 结果

2.1 基本情况

累计受检885人次。其中,男性675人次,占76.27%;女性210人次,占23.73%。平均年龄(39.72±6.62)岁,全距为39,四分位数间距为9,不同性别的年龄差别有统计学意义(t=6.674,P<0.05)。焊接、金工和冲压车间分别为539、154和192人次,分别占60.90%、17.40%和21.69%。焊接工、冲压工和辅助工为533、336和16人次,分别占60.23%、37.97%和1.81%。实际受检450人,工龄≥1a、≥2a和≥3a的工人分别为175、115和160人,分别占38.89%、25.56%和35.56%。

2.2 性别比较

听力异常630人次,总异常率为71.19%;目标疾病患者92人次,总检出率为10.40%。男性听力异常率和目标疾病检出率均高于女性,差异均有统计学意义(P<0.05)。见表1。

2.3 年龄比较

听力异常率和目标疾病检出率均随着年龄增加而增加,差异均有统计学意义(P<0.05),40岁以上工人的听力损失较严重。见表2。

2.4 年度比较

不同年度的听力异常率呈逐年递减趋势,差异有统计学意义(P<0.05);目标疾病检出率之间的差异无统计学意义(P>0.05)。见表3。

2.5 车间比较

不同车间的听力异常率之间和目标疾病检出率之间的差异均有统计学意义(P<0.05);焊接车间听力损失最严重,其次是金工车间,冲压车间最轻。见表4。

2.6 工龄比较

不同工龄组的听力异常率和目标疾病检出率之间的差异均有统计学意义(P<0.05)。接触噪声工龄越长,听力损失越严重。见表5。

2.7 目标疾病诊断频率

2013—2015年检出目标疾病患者92人次,实际检出目标疾病患者58人。其中,有1 a诊断为目标疾病的患者有32人,连续2 a诊断为目标疾病的患者有18人,连续3 a诊断为目标疾病的患者有8人。

3 讨论

广州市某金属制品企业主要从事摩托车金属零部件制造,生产环境存在冲压作业产生的脉冲噪声和机器摩擦产生的稳态噪声。迄今为止,关于脉冲噪声与听力损失关系的研究均支持脉冲噪声导致接触者出现严重听力损失的观点,脉冲噪声对听觉系统和听觉外系的损害高于稳态噪声。噪声对听觉系统的影响与噪声强度、接触时间、频谱特性、防护措施和个体差异等有关,并呈剂量-效应关系。该企业多年来没有进行职业卫生监测,缺乏科学数据评估生产环境中噪声的健康风险。现场经验预估金工和冲压车间作业岗位的脉冲噪声强度约95 d B(A),焊接车间作业岗位稳态噪声强度约90 d B(A),脉冲噪声波及焊接及附近各车间。

国内外研究表明,工业噪声尤其是脉冲噪声引起的听力损失在各类噪声暴露引起的听力损失中有较高的检出率,听力损失呈行业差异特点。国内抽样调查人群中听力损失发生率为20%~50%[6],个别企业听力损失检出率达80%以上[7,8]。而盛红艳等研究表明某金属材料厂噪声作业工人的听力异常率为22.4%,34~48岁组听力异常率为30.49%[9]。笔者对近3年40 000余例噪声作业工人的纯音测听结果分析显示,听力总异常率为34.55%,不同行业介于23.64%~44.91%;目标疾病总检出率为3.40%,不同行业介于1.98%~4.76%。本次调查的重污染车间工人的听力损失检出率远高于当前大部分的研究数据,说明该企业噪声的职业健康危害严重,加强对该企业的噪声污染治理,为职业卫生工作的重中之重。

本次调查表明,听力损失检出率男性高于女性,并随着年龄和工龄的增加而增加,与当前文献报道一致[10,11,12]。机体在噪声暴露环境中能作出代偿性生理保护反应,但是长期反复噪声接触,超过机体代偿极限,其生物效应逐渐累积,反复接触次数越多累积生物效应越明显。国内外的研究表明,职业性听力损失发生率与接触噪声工龄呈正相关。本次调查缺乏详细工龄资料,分析数据时用“≥”的形式表示工龄,一定程度上能反映暴露时间长短。企业应该加强职业卫生管理,避免噪声接触剂量的过度累积。特别是对于检出的目标疾病患者,继续长时间暴露于噪声环境,容易对工人的听觉系统产生更严重的听力损失,引起自主神经功能紊乱和心血管系统疾病,导致工伤事故发生。

各年度比较,听力异常率呈逐年递减趋势,说明噪声致听力损失已经有所缓解。通过与企业访谈发现,听力异常率逐年递减的原因疑与企业近年来对新录用员工进行上岗前体检和工人自身防护意识相对提高密切相关。各年度的目标疾病检出率之间的差异无统计学意义,与企业对职业禁忌人员和疑似职业病患者没有作出妥善处置息息相关。工人过度重视劳动岗位,对企业的调岗处理措施缺乏依从性,导致目标疾病患者的逐年堆积。3年间有18人连续2 a诊断为目标疾病患者,8人连续3 a诊断为目标疾病患者,进一步为目标疾病患者的堆积现象提供有力佐证。深究原因,一方面是企业忽略职业卫生制度建设,对职业禁忌人员没有妥善调岗安置;另一方面是工人自身的职业卫生意识淡薄,部分工人拒绝复查,拒绝调离岗位;同时与政府职业卫生监督部门的执法不到位密切相关。

近年来,焊接车间重点岗位采用机器人代工,理论上可以降低职业健康风险。但本次调查显示,焊接车间的听力异常率和目标疾病检出率均为最高、其次是金工车间,最低是冲压车间。不同车间比较,焊接车间、金工车间和冲压车间工人平均年龄分别为40.70、38.99和37.55岁。目前研究资料显示,听力损失程度与年龄呈正相关,年龄为焊接车间听力损失严重的原因之一。职业性听力损失一般由噪声引起,但是越来越多的研究表明,噪声与物理因素、化学因素的联合作用会加重听力损失。焊接车间听力损失较严重的原因除年龄因素外还可能有以下3方面因素:①噪声与理化因素联合作用,加重听觉系统的损害;②脉冲噪声与稳态噪声的叠加作用,加重听觉系统的损害;③焊接车间安置了上一年度的噪声职业禁忌人员,造成焊接车间工人听力损失更严重的假象。

综上所述,该企业噪声暴露工人听力损失呈逐年降低趋势,但是听力损失仍然较严重。接触噪声工龄累积、焊接车间病例高聚集性、目标疾病患者处置效率低是造成听力损失处于高流行状态的重要原因。噪声危害的治理,需要企业与社会共担,职业卫生监管部门要加强监督执法力度,职业卫生服务机构要提供优质服务,企业通过制度建设、机械降噪、卫生监测、职业防护、健康监护、机器人代工,工人要提高职业卫生防护意识等综合性防制措施,降低噪声对职业人群的健康危害。

该项工作不足之处:①缺乏职业卫生监测资料,不能准确掌握噪声强度和预估累积噪声暴露量;②部分作业工人进行纯音测听前没有脱离噪声环境24 h,一定程度上高估了该企业噪声健康危害程度。

作者声明

本文无实际或潜在的利益冲突

参考文献

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