DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 导轨架受力工况分析 施工升降机导轨架的设计必须满足所有预定的作业工况所需的强度，包括安装、拆卸以及恶劣工作环境等。导轨架的设计应以GB26557-2011《吊笼有垂直导向的人货两用施工升降机》中5.2列出的所有 图1. 施工升降机结构图 可能的载荷组合为基础，考虑吊以笼和载荷处于相对导轨架及其附墙架最不利位置时的载荷组合，并且均应考虑吊笼的垂直运动和水平运动，把导轨架和支撑结构物之间部分的附墙架作为施工升降机结构的一部分。施工升降机导轨架单肢稳定性都必须满足表1载荷情况中的六种工况 [ 3 ] ：I a 正常使用工况即对装载额定载重量的吊笼进行起、制动；II a 吊笼正常装载工况即向吊笼装、卸额定起重量的载重；III a 异常情况的力工况即吊笼异常超载时的起、制动；IV a 异常情况下安全装置作用的工况即吊笼在超过正常速度下降时，超速安全装置制动；V a 偶尔不使用工况即施工升降机在暴疯侵袭等恶劣天气下要按规定要求暂停工作；IX安装工况即导轨架标准节加高时，安装载荷起升时的起、制动。 3.1. I a 正常使用工况与III a 异常情况的力工况 根据表1中I a 工况与III a 工况所受力与作用力的载荷组合进行对比，可发现只有吊笼底板承受单位 Table 1 Load conditions [3 载荷情况序号 载荷情况用于 根据5.2.2（X） a 的力和作用力 载荷情况 b I a 正常使用 (1) c 、(3)、(12.3.1)、(13)、(2)乘以(7)、(4)乘以(7) A II a 吊笼正常装载 (1)、(2)、(3)、(6)、(12.3.1) A III a 异常情况的力 (1) c 、(3)、(12.3.1)、(13)、(2)乘以(7)、(5)乘以(7) C IV a 异常情况下安全装置作用 (1) c 、(3)、(12.3.1)、(13)、(2)乘以(8)、(4)乘以(8) C VI 偶尔不使用 (1) c 、(3)、(12.3.2)、(13) B IX 安装 (1) c 、(3)、(12.3.3)、(13)、(2)乘以(7)、(4)乘以(7) B 表1. 载荷情况 [ 3 ] 面积上的额定载重量P是不同的。SC200/200施工升降机额定载重量为20 KN，吊笼长为3 m，宽为1.3 m，则吊笼的底板压力P = 5.1 KN/m 2 。根据GB26557-2011中5.2.2.4.b条规定，当P/0.8 ≥ 4.0 KN/m 2 时，则假定额定起重量均匀分布在吊笼底板80%的面积上，因此在I a 正常使用工况下吊笼底板承受压力P = 6.4 KN/m 2 ；在III a 异常情况的力工况下，根据GB26557-2011中5.2.2.5条规定，当P < 4.0 KN/m 2 时，则假定吊笼底板面积上的最小均布载荷应为4.0 KN/m 2 ，远小于正常使用工况下吊笼底板所承受压力。可知I a 正常使用工况下吊笼底板受力较大，只要保证正常使用工况下单肢稳定性符合要求，III a 异常情况的力工况可以不进行计算。 3.2. I a 正常使用工况与Ⅸ安装工况 根据表1中I a 工况与IX工况所受力与作用力载荷组合进行对比，可发现只有风压最小值q和对应风速v w 是不同的。在正常使用工况下，根据GB26557-2011中5.2.2.12.3.1条规定，工作状态时风压最小值为q = 250 N/m 2 ，对应风速为v w = 20 m/s；在安装工况下，根据GB26557-2011中5.2.2.12.3.3条规定，风压最小值应取为q = 100 N/m 2 ，对应的风速v w = 12.5 m/s，可知I a 工况受到的风压和对应风速较大，另外，安装与拆卸工作宜在白天进行，遇恶劣天气应停止作业。所以只要保证在I a 正常使用工况下单肢稳定性符合要求，Ⅸ安装工况可以不进行计算。 3.3. I a 正常使用工况与Ⅳ a 异常情况下安全装置作用工况 根据表1中I a 工况与IV α 工况所受力与作用力载荷组合进行对比，可发现只有冲击系数是不同的。在正常使用工况下，GB26557-2011中5.2.2.7条规定，运动载荷所受的作用力是所有实际载荷重量乘以冲击系数μ = 1.1 + 0.264 v，其中v为额定速度，单位为m/s，SC200/200施工升降机的额定速度为33 m/min，因此冲击系数为μ = 1.24；在异常情况况下安全装置作用时，根据GB26557-2011中5.2.2.8条规定，超速安全装置动作引起的力是运动载荷的总和乘以系数2.5，此时的冲击系数值远大于正常使用工况下的冲击系数，此外，在超速安全装置作用下经过装载1.3倍额定载重量载荷进行试验，如果验证该系数较小，则可采用这个较小的系数， 但应不小于1.2，但目前因超速安全装置在设计、制造加工方面的问题，超速安全装置机构实际的试验系数比正常工作工况下冲击系数1.24大。所以在IV a 异常情况下安全装置作用工况下单肢稳定性满足要求，I a 正常工作工况可以不进行计算。 3.4. II a 吊笼正常装载工况 根据GB26557-2011中5.2.2.6中规定，吊笼装载和卸载时产生作用力视为垂直方向的力和水平方向的力同时作用。在垂直方向上，当额定载重量不大于20 KN时，垂直力F v 为额定载重量的50%，但不小于2.0 KN，额定载重量大于20 KN时，那么垂直力F v = 4+0.3F；在水平方向上，水平力F H 为额定载重量的20%，但不小于0.5 KN，不大于2.5 KN。吊笼额定载重量为20KN得SC200的施工升降机垂直力F v = 10，000 N，水平力F H = 25，000 N，对施工升降机影响不大，可以不进行计算。 3.5. VI偶尔不使用工况 根据施工升降机安全操作规范规定，当施工升降机遇到大雪、大雨、暴风侵袭等恶劣天气时应停止运行，将两吊笼下降到导轨架底层，并切断电源。这种情况下，导轨架主要受风载荷和自重作用，不需要进行导轨架单肢稳定性计算。 综上所述，在导轨架的六个工况中IV a 异常情况下安全装置作用的工况为最危险的工况，必须在此工况下进行单肢稳定性计算。
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user: 4. 导轨架最危险截面分析 下面首先要确定作用在导轨架上所有的力与力矩，根据施工升降机的结构和导轨架位置可找出导轨架上所有比较危险的截面，并根据导轨架所受的力和力矩对所有危险截面进行定性比较分析，从而确定最危险截面。 4.1. 导轨架受力与力矩 列出施工升降机导轨架受到的作用力和弯矩： 1) N为导轨架危险截面处的压力： N = G 额 载 + G 机 构 + G 司 机 + G 吊 笼 + G 导 轨 架 + G 附 墙 架 (1) 式中： G 额 载 为吊笼载额定载重量，N； G 机 构 为驱动机构重量，N； G 司 机 为单笼司机重量，N； G 吊 笼 为吊笼重量，N； G 导 轨 架 为所求危险截面以上所有导轨架的重量，N； G 附 墙 架 为危险截面以上的附墙架作用在导轨架上的力，N。 2) M Hx 为风载荷在x方向(垂直附墙架的方向)分别作用在导轨架、吊笼、驱动机构上产生的弯矩和： M H x = M 风 ∗ 导 轨 架 + M 风 ∗ 吊 笼 + M 风 ∗ 机 构 (2) 式中： M 风 ∗ 导 轨 架 、 M 风 ∗ 吊 笼 和 M 风 ∗ 机 构 分别为风载荷作用在导轨架、吊笼、驱动机构产生的弯矩，N·m。 3) M 垂 直 度 为导轨架垂直度产生的弯矩，N∙m，计算时要求导轨架垂直度误差至少为0.5˚。 4) M 附 墙 架 ∗ y 为所求危险截面以上附墙架作用在导轨架上的力在y方向(垂直附墙架的方向)上对导轨架作用，产生弯矩，N∙m。 5) M ox 为 G 额 载 、 G 机 构 、 G 司 机 、 G 吊 笼 分别对导轨架在x方向作用产生的弯矩和，N∙m。 6) M oy 为 G 额 载 、 G 机 构 、 G 司 机 、 G 吊 笼 分别对导轨架在y方向作用产生的弯矩和，N∙m。 4.2. 危险截面 施工升降机导轨架有三个危险截面： 截面1：单笼载额定起重量处于最高处时，最上一层附墙架处导轨架截面； 截面2：单笼载额定起重量处于最上层附墙架上部且吊笼下滚轮处在最上一层附墙架上部的第一个标准节主弦下部两节点中间时，下滚轮处导轨架截面； 截面3：两个吊笼载额定起重量分别在导轨架上端和底架与最下附墙架中间时，底架与最下层附墙架中间导轨架截面。如图2所示从左至右，依次为截面1、截面2、截面3为危险截面时吊笼的位置。 4.3. 危险截面1与危险截面2 截面1和截面2都位于最上一层附墙架的上方，所以不受附墙架的作用力 G 附 墙 架 和弯矩 M 附 墙 架 ∗ y ；因 图2. 施工升降机危险截面 为截面1和截面2垂直位置接近，所以导轨架压力N视为相同；M ox 和M oy 的大小与危险截面所在位置无关，所以截面1、截面2和截面3处所受弯矩相同；对于M Hx 和 M 垂 直 度 ，截面1是对附墙架处求得的弯矩，截面2是对吊笼下滚轮处求的弯矩，因为截面1处所求弯矩的力臂较大，所以在相同力的作用下截面1受到的弯矩M Hx 和 M 垂 直 度 较大，因此比较导轨架受到的力与力矩，可知截面1比截面2更加危险。 4.4. 危险截面1与危险截面3 对于弯矩M Hx ，截面1和截面3在相同风载荷作用情况下，截面3是对吊笼下滚轮处求的弯矩，截面3处弯矩的力臂小于截面1处，所以截面1处受的弯矩M Hx 较大，但截面1不受附墙架产生的弯矩 M 附 墙 架 ∗ y ， 并且截面3的导轨架压力N和垂直度产生的弯矩 M 垂 直 度 均比截面1大得多，超过M Hx 对截面1的影响，所以截面3受力与弯矩比截面1大，所以截面3比截面1更危险。 综上所述，经比较各危险截面可确定截面3为最危险截面。
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user: 5. 单肢稳定性计算校核 在IV a 异常情况下安全装置作用下工况为最危险工况，两个吊笼载额定起重量分别在导轨架上端和底架与最下附墙架中间时，在底架与最下层附墙架中间导轨架截面3为最危险截面处，对施工升降机导轨架进行单肢稳定性校核计算。 5.1. 吊笼滚轮产生的压力 在齿条式施工升降机结构中，导轨架除了受到自身重力外，还有来自其它两方面的作用力，一方面是吊笼上驱动机构的齿与导轨架上齿条啮合传递的，另一方面是在导轨架主肢上运动的滚轮的，所以弯矩M ox 分别由与驱动机构啮合的导轨架齿条和受吊笼滚轮作用的导轨架主肢共同承载，由此可知滚轮作用在导轨架主肢上产生的局部压力为： N 滚 轮 = ( M o x − ( G 额 载 + G 机 构 + G 司 机 + G 吊 笼 ) × μ × l 2 ) / l 1 / 4 + F 风 ∗ 吊 笼 / 4 (3) 式中： N 滚 轮 为每个滚轮对主肢的压力，N；l 1 为吊笼的上滚轮组和下滚轮组的间距，m；l 2 为导轨架中心到齿条中心的距离，m；μ为超速安全装置动作时的冲击系数； F 风 ∗ 吊 笼 为风载对吊笼产生的载荷，N。 5.2. 结构计算简图 将实际结构加以简化，用科学抽象代替实际结构，画出结构计算简图，然后对结构进行力学分析。首先确定滚轮组作用位置，显而易见，当滚轮组作用在标准节下部节间弦杆中间时对主肢产生的弯矩最大；其次确定计算长度，因为主肢的刚度比腹杆大得多，弦杆受力比腹杆大得多，节点对弦杆的嵌固较弱，节点接近于铰点，所以桁架的受压和受拉弦杆的计算长度取为节点间的几何长度l 0 = l，导轨架节间弦杆几何长度为0.7 m，即计算长度取为l = 0.4 m，如图2所示。因此可把滚轮组作用下导轨架标准节节间弦杆简化为受两个滚轮作用力的一端固定一端铰接的结构的模型 [ 4 ] ，其结构计算简图如图3所示。 5.3. 吊笼滚轮产生的弯矩 图4所示结构计算简图为一次超静定结构 [ 5 ] ，下面进行求解： δ 11 X 1 + Δ 1 p = 0 (4) 式中：X 1 为代替移动铰接的多余力；Δ 1p 为滚轮组载荷单独作用时，B点沿X 1 方向产生的位移，如图4所示；δ 11 为X 1 的单位力 X 1 ¯ 作用时，B点沿X 1 方向产生的位移，如图5所示。 图3. 简化模型结构计算简图 图4. 滚轮作用力位移 图5. 单位力作用位移 Δ 1 p = ∫ 0 l M ¯ M p E I d x (5) δ 11 = ∫ 0 l M 1 ¯ M p 1 E I d x (6) 式中：EI为结构抗弯刚度； M ¯ 、 M 1 ¯ 为单位载荷产生的弯矩；M p 、M p1 为外载荷产生的弯矩。 根据公式(4)、(5)、(6)，可得出滚轮产生的弯矩： M 滚 轮 = X × a (7) 5.4. 施工升降机导轨架主肢应力 施工升降机导轨架单肢轴向压力包括危险截面处压力N和M ox 、M oy 、 M 垂 直 度 、 M 附 墙 架 ∗ y 、M Hx 产生的压力。导轨架为双向偏心压杆且截面为四肢式截面，其单肢构件的最大轴心压力F [ 3 ] ： F = N 4 + M o x + M 垂 直 度 + M H x 2 × 0.65 + M o y + M 附 墙 架 ∗ y 2 × 0.65 (8) 导轨架单肢应力σ： σ = F φ A + M 滚 轮 W 主 肢 < [ σ ] (9) 式中：φ为轴心受压稳定系数，根据长细比λ从GB/T3811-2008附录K可查出轴心受压稳定系数φ；W 主肢 为导轨架单肢的抗弯截面系数，mm 3 ；A为导轨架单肢截面面积，mm 2 。 通过以上分析和计算，在施工升降机导轨架最危险工况的最危险截面处，可求得导轨架主肢受到吊笼滚轮作用时产生的应力大小，以此来判断导轨架单肢稳性是否符合要求。
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user: 6. 计算实例 6.1. 施工升降机参数 SC200/200施工升降机导轨架最大高度150 m，最大悬臂高度7.5 m，单笼额定起重量20 KN，吊笼及附属结构自重12.9 KN，驱动机构自重6 KN，司机重0.8 KN。计算截面为IV α 异常情况下安全装置作用下，两额定起重量吊笼分别在上端和底架与最下附墙架中间时，底架与最下附墙架中间的导轨架处截面。选择防坠器时，要选择质量高的机构以确保载荷冲击系数在1.58以内。 6.2. 导轨架单肢稳定性校核计算 导轨架受到轴心压力N： N = 221280   N (10) 端部弯矩和： M o x = 68724   N ⋅ m ，     M o y = 4992   N ⋅ m (11) 垂直度产生的弯矩： M 垂 直 度 = 12552   N ⋅ m (12) 附墙架产生的弯矩： M 附 墙 架 ∗ y = 4214   N ⋅ m (13) 风载荷在x方向对施工升降机各部分产生的弯矩 M H x = 4940   N ⋅ m (14) 计算长度： l 0 = 0.7 × 700 = 490   mm (15) 长细比： λ = l 0 r min = 490 25.3 = 19.36 (16) 由λ查GB/T 3811-2008附录K，得 φ = 0.982 。 滚轮压力： N 滚 轮 = 5471   N (17) 滚轮产生弯矩： M 滚 轮 = 982   N ⋅ m (18) 导轨架危单肢压力： F = 128724   N (19) 导轨架单肢应力： σ = 187.2   MPa < [ σ ] = 188   MPa (20) 由上述计算可知，SC200/200施工升降机导轨架的单肢稳定性满足要求。
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user: 7. 结论 1) 超速安全装置作用下载荷冲击系数在1.58以内时，SC200/200施工升降机导轨架单肢稳定性的应力小于许用应力，满足稳定性的要求。 2) 导轨架在受到较大的冲击后时，导轨架将发生单肢失稳，从而导致导轨架整体失稳。目前导轨架采用的材料从单肢稳定的角度已无冗余，不可根据整体稳定的计算结论减小材料。 3) 在施工升降机导轨架的设计计算时，不仅仅要计算强度、结构整体稳定性方面的要求，单肢稳定性的问题更要予以重视。
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user: 摘 要 本论文以2016 FSEC中国大学生电动方程式汽车大赛为背景，设计并制造了一套用于车手训练的模拟器支架。整个设计过程在满足大赛规则的基础上，最大程度还原车手在赛车中的坐姿，提升了车手的情景再现能力，并且在满足工艺要求的前提下最大程度地降低了成本。本文的主要工作是完成赛车模拟器支架的设计计算，模拟器支架的效用分析和模拟器支架的制作。本课题的研究与制造为今后FSAE车手训练方式的设计提供参考，总结了设计与制造过程汇总的经验和教训，具有一定工程价值。 关键词 :模拟器支架，车手训练，SAE 95%位，情景重现 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 近年来，随着FASE中国赛区的办赛水准逐渐提高，各大院校FSAE车队打造赛车的水准也水涨船高，各大强队的实力已经在伯仲之间。然而作为决定车队赛绩的一个重要因素——车手本身的能力仍然略显不足。甚至会出现因为车手实力不济，而导致一台拥有冠军竞争力的赛车未能夺冠，甚至仅仅排到中游水准。车手的个人因素已然成为FSAE中国区赛事向欧美等国赛事水准靠拢的一大阻碍。 本文正是结合车队目前实际存在的问题，来打造一款能够模拟出大学生方程式赛车驾驶氛围的模拟器支架，同时帮助车手完成情景重现，更好地完成训练任务。 1) 根据车手和赛规的要求设计并选择模拟器支架的设计思路，并完成赛车模拟器支架的优化及关键部件的设计，计算及布置方案。 2) 使用Solidworks三维建模软件完成模拟器支架的三维建模，并将模型导入有限元分析软件ANSYS中进行受力分析。分析结果证明符合受力要求。 3) 根据三维模型搭建模拟器支架台架，并根据车手实际坐姿的反馈，对于模拟器支架的布置和车手坐姿进行进一步的调整。
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user: 2. 绪论 2.1. 赛车座舱坐姿要求与民用汽车坐姿要求对比 在激烈赛事中，坐姿良好与否会直接影响成绩的好坏，每个车队都会为旗下的车手量身订作个人专属的座舱，虽说每个车手习惯不同，但据统计，他们所采的都是最轻松自然的坐姿，通常这也能使车手的坐姿是最不容易疲累的。轮胎与地面摩擦所产生的抓地反映，经由方向盘及车身而传给驾驶者，我们一般称它为“路感”，而驾驶者就是根据路感的回馈，作出最适当的驾驶反映，因为要控制一部行进中的车辆除了转动方向盘之外，还有车身重心的转移，但是想精准的抓住车身重心，除了驾驶者自己本身的敏感度外，汽车座舱的坐姿也提供了极大的帮助 [ 1 ] 。图1为某品牌汽车的驾驶舱坐姿示意图。 对于民用车而言，驾驶舱的布置更加强调驾驶的舒适性，通过座椅的承托包裹和踏板方向盘的角度布置，减少驾驶员在长途驾驶过程中产生的疲劳感，同时提供最宽阔的视野，帮助驾驶员更好地应对道 路上产生的突发情况 [ 2 ] 。所以民用车的驾驶舱对于车辆的路况的反馈并不是特别强调。相反，对于赛车而言，首要强调的就是路况反馈，因为赛车是一样竞技性运动，所以并不强调视野和舒适性，车手的坐姿往往会非常低甚至贴近底盘，以获得良好的车况反馈感，如图2中所示。同时车手的坐姿将会帮助赛车实现更好的配重。 2.2. 赛事对于座舱布置要求 赛事对于车手座舱的要求 [ 3 ] 如图3所示： 图1. 某车型驾驶员座舱坐姿示意图 图2. 大学生方程式赛车座舱坐姿示意图 图3. 赛事座舱坐姿检验要求示意图 1) 用直径为200 mm (7.87英寸)的圆代表髋部和臀部； 2) 用直径为200 mm (7.87英寸)的圆代表肩膀及颈部区域； 3) 用直径为300 mm (11.81英寸)的圆代表佩戴有头盔的头部； 4) 用一条长为490 mm (19.29英寸)的直线连接两个直径为200 mm圆的圆心； 5) 用一条280 mm (11.02英寸)的直线连接位于上方的直径为200 mm和300 mm的头部圆的圆心； 6) 将座椅调整到最靠后的位置； 7) 将踏板调整到最靠前的位置； 8) 将底部直径为200 mm的圆放置到座椅底部以使得该圆圆心到踏板最后端面的距离不少于915 mm (36英寸)； 9) 将中部直径为200 mm的圆，代表肩部，放置到椅背上； 10) 将上部直径为300 mm的圆放置在距离头枕不超过25.4 mm (1英寸)的位置，即通常情况下车手头盔所处的位置。
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user: 3. 赛车模拟器支架原理简述 3.1. 赛车模拟器支架原理简述 赛车模拟器的仿真内容，主要包括操纵件的力仿真和位置仿真；车手在驾驶过程中需要观察的仪表仿真；驾驶座舱的姿态仿真；满足车手听觉要求的发动机噪声仿真；满足驾驶视觉要求的视景仿真以及车辆动力学和运动学仿真等。 驾驶座舱的姿态仿真，其主要目的是满足车手驾驶过程中的体感需求，如图4所示的F1模拟器座舱。驾驶座舱操作机构的操纵要与车手在模拟器中获得的感觉和模拟器显示的视景一致，方能达到最好的模拟器训练效果，所以各个操纵机构在模拟器支架上布置的位置就显得尤其重要了。 3.2. 赛车模拟器支架设计理论 鉴于本赛车模拟器支架是基于FSAE赛事研发的，所有的操纵机构的布置，车手坐姿的要求自然都 图4. F1赛车模拟器支架布置图 是需要按照赛规来进行的。同时又要满足SAE95%的要求，这样才能够对于车手起到实质性的训练提升。 3.2.1. 驾驶员SAE95%人体坐姿舒适性 根据SAE标准，通常在进行整车人体坐姿校核时主要校核的内容有：驾驶员SAE95%人体坐姿舒适性校核、驾驶员SAE5%人体坐姿舒适性校核。因为驾驶员除了要满足SAE95%高个人体舒适性外，还需要满足SAE5%的小个人体舒适性，以满足不同人群的驾驶需要。 在进行整车人体舒适性校核时，涉及到的边界条件有：整车内表面CAS数据、加速踏板参考点、方向盘中心、方向盘倾角、驾驶员H点、驾驶员踵点、后排乘员H点、后排乘员踵点、驾驶员H点可调节范围。 3.2.2. SAE95%人体坐姿在模拟器支架设计中的应用 在Solidworks软件中调用参数化的SAE人体模型 [ 4 ] ，将人体模型摆放至整车设计状态，根据踵点、踏板参考点、驾驶员设计H点、方向盘中心位置及座椅靠背角确定驾驶员坐姿。人体模型摆放完毕后，开始进行尺寸测量，FSAE方程式车手SAE95%人体模型各尺寸测量结果，如图5所示。测量后将人体模型坐姿测量值进行对比，如表1所示。通过验证后方可运用到模拟器支架设计中。 3.3. 赛车模拟器情景重现 情景重现的定义是：在符合需要的前提下，以提供的材料为原型，使事件中的人物、事件、情节、场面、景物、情绪。在脑海里不断浮现，形成连续活动的画面，并不断引发相应的态度、感情，这个过程就是情景再现。 对于赛车如此高强度，速度极快的运动项目而言，驾驶赛车依靠更多地是车手本能反应而不是经过仔细思考后的举动，如何培养车手形成情景重现从而形成条件反射是赛车模拟器的重要职责，车手可以不断通过模拟器反复训练同一个动作使之成为本能。这一点需要通过模拟器环境的良好布置方能实现。
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user: 4. 赛车模拟器支架坐姿选用 FSAE赛车作为一台单座方程式赛车，其座舱布局方式更显紧凑，更重视驾驶体验 [ 5 ] 。作为对于车手 图5. 2016 FSAE方程式赛车SAE 95%示意图 Table 1 SAE 95% seating measurement of Vehicle drive 代码 尺寸名称 测量值 舒适参考范围 H30-1 R 点到踵点的垂直距离/mm 256.00 250~405 L53 R 点到踵点的水平距离/mm 841.00 A40-1 靠背角/(˚) 24.00 20~30 A42-1 躯干与大腿夹角/(˚) 95.05 95~115 A57-1 大腿与水平面夹角/(˚) 13.95 A44-1 膝盖角/(˚) 123.92 100~145 A46-1 脚角/(˚) 93.12 87~110 H61-1 头部有效空间/mm 981.19 950~1100 H47-1 头部包络线与顶篷的最小间隙/mm 42.43 40~80 表1. 车辆驾驶员SAE 95%人体坐姿测量值 培训的模拟器支架要在这方面完全重现驾驶氛围，首当其冲的就是驾驶坐姿的选用。 4.1. 直立式坐姿形式 “直立驾驶姿势”定义：座椅靠背与竖直方向所成夹角不超过30度。该种驾驶姿势在民用车中经常被使用，如图6所示。优点是车手视野开阔，方向盘与车手手臂之间形成一定的夹角使得车手在长时间驾驶过程中不会出现明显的手臂疲劳感，同时有利于座舱其他操纵机构的布置。缺点是车手坐姿偏高，增大了整车风阻系数，对于路面的反馈不够灵敏，同时不利于车辆配重布置。 4.2. 斜躺式坐姿形式 “斜躺驾驶姿势”定义：座椅靠背与垂直方向所成夹角大于三十度。该种驾驶姿势通常被运用在跑车和赛车上，如图7所示，优点是车手坐姿较低，对于车辆的反馈能较为敏锐地做出反应，同时赛车的重心得以进一步降低，方便赛车配重，降低了风阻系数。缺点是车手视野受限，手臂几乎与方向盘呈90 图6. 直立式坐姿效果图 图7. 斜躺式坐姿示意图 度角，不利于长时间驾驶，同时坐姿降低导致座舱空间增大，对于操纵机构布置提出考验。 4.3. 坐姿形式选用 鉴于我们的方程式赛车是为了极限操控而生，为了最大化地模拟实际的驾驶环境，同时在征求过老一代车手的意见后，故决定采用斜躺式坐姿。所有的操纵机构的布置均按照斜躺式坐姿的方案进行布置，力求完美还原赛车座舱内部感受。座椅的选用模型如图8所示。
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user: 5. 赛车模拟器支架设计 考虑到本模拟器支架的成本控制问题与搭建问题，故采用铝型材作为主要的支撑结构，铝型材的中空结构有利于各个转接件的搭建，占用空间较小，同时也能保证一定的强度。 图8. 斜躺式座椅模型图 5.1. 铝型材参数选用与计算 在选用工业铝型材受力变形量计算时，变形量将是一个重要的选择依据。根据计算公式，很容易计算出铝型材在自重与受力的情况下所产生的变形量。 鉴于我们选用的是40 mm 4040铝型材通过计算我们所有零部件的载荷并选择固定方式，通过受力分析得出该铝型材符合我们的要求。计算公式如图9。 5.2. 新型转接头设计 原有模拟器上的转接头体积较大且由于中间采用了铰接结构，导致了故障率较高，可靠性较低，新的转接头采用螺栓与滑轨与铝型材直接接触，同时通过螺栓松紧直接调整，即减轻了重量又简化了设计，为模拟器设备的布置腾出了更多的空间。图10，图11分别展示了转接头的设计图纸以及支架的总装。
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user: 6. 赛车模拟器支架设计分析 模拟器支架所用的铝型材虽然在之前的计算中满足受力分析要求，但是实际的工况却未经过有限元分析认证，同时车手的实际反馈也将影响该模拟器支架的最终效果，故需要对于该模拟器支架进行有限元分析和台架的实际检验。 6.1. ANSYS分析 作为承载模拟器和车手全部重量的铝型材，需要通过有限元受力分析进行优化，将完成建模的铝型材三维模型导入ANSYS有限元分析软件中进行静态受力分析如图12所示，随后进行拓扑优化，优化支架结构。如图13所示。 通过ANSYS受力分析和拓扑优化发现，铝型材的中央部分产生了应力集中的问题，但是通过滑轨的结构搭建与拓扑优化，减少的不必要的多余材料，使得支架受力最大化，同时完成了支架的轻量化。 6.2. 台架搭建与车手舒适度反馈 模拟器支架的初步模型完成后，需要通过搭建台架进行试验，通过车手的反馈进行调整模拟器指甲上对应设备的拜访位置从而让车手在有限的空间里获得最舒适的驾驶感受。 图9. 某型号铝型材受力计算公式
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user: 7. 赛车模拟器支架加工制作 7.1. 铝型材的切割与磨口 由于购买回来的铝型材都是长度2 m以上的，同时铝型材的接口与自制的转接头不符合，所以先要对购买回来的铝型材进行加工，将其切割成模型上对应的长度，随后再将借口打磨平整。 7.2. 模拟器支架的主体搭建 完成了所有铝型材的切割准备，准备好转接头等零部件后就可在平台上进行支架的搭建了。 在搭建平台上利用C型卡，夹具，螺栓等固定设备优先固定底座以及重要支撑部位。图14，图15展示了新型转接头在支架上的应用图和支架的搭建。 图10. 新转接头图纸 图11. 运用了新转接头的模拟器支架建模图 图12. ANSYS铝型材的形变分析 图13. 铝型材滑轨的拓扑优化 7.3. 模拟器支架测试 经过为期一个月的搭建台架和设备已安装完毕，如图16所示。由于设备预算原因和搭建问题，我们 图14. 新型转接头实物图 图15. 模拟器支架前部搭建过程特写 图16. 模拟器支架完成图 没有完成三屏幕的最初设想。但是我们还是安排了一场车手训练比赛用以实际检验模拟器支架在实际过程中的运行情况，车手需在模拟器上联系完成15圈的模拟比赛，在过程中我们会检验车手的圈速是否出现大幅度波动，或因为疲劳而产生的失误。 从车手实际驾驶的回馈中我们得到了如下信息： 1) 模拟器支架的承托感较好很紧凑较为符合驾驶要求； 2) 模拟器支架并没有很明显的不适，不容易产生疲劳； 3) 模拟器支架的设备布置位置仍有可以改进的部分。 所以总体而言我们的模拟器支架设计还是较为成功的。
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user: 8. 结论 通过对模拟器支架的关键部件从设计到制造到实验的过程，较为良好的实现了最初的优化目标。本文主要完成的任务有: 1) 收集各方面关于赛车人机工程优化案例的资料； 2) 根据赛规需求对于模拟器支架机构设计进行分析，并确定参数； 3) 使用Solidworks软件对于整个支架进行三维建模； 4) 使用ANSYS有限元分析软件对于关键部件进行分析； 5) 对于最终方案冻结，加工并测试得出成果。 本文通过对于FASE模拟器支架进行调研，设计，受力分析及拓扑优化，到最后的实际测试，为之后进一步改良或重新打造该类型模型漆支架铺垫了基础，具有一定的工程实践意义。
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user: 摘 要 本文在分析传统液压设备故障诊断技术及信号处理方法在船舶液压系统故障诊断方面存在不足的基础上，论述了振动分析在船舶液压系统故障诊断领域应用的可行性及前景，分析了经验模态分解(EMD)技术在处理非平稳信号方面的工程应用优势；分别以经验模态分解算法和径向基函数网络为基础，结合船舶液压系统应用实际，构建了船舶液压系统振动信号特征向量提取模型和故障诊断模型；最后以某型船艇装备液压舵机系统实测数据为基础，对构建的特征向量提取模型和故障诊断模型进行了验证。 关键词 :经验模态分解，径向基函数网络，船舶液压系统，故障诊断 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 液压系统由于具有功率质量比大、运行平稳、快速性好和便于实现自动化等优点，使其在船舶传动与控制领域得到了广泛应用。但由于船舶液压系统工作环境恶劣、单元层次复杂、工况模式多样，再加上液压系统本身固有的密闭性和元器件的复杂性，致使船舶液压系统故障特征不易提取，故障模式很难诊断，严重影响了船舶液压系统运行可靠性，乃至整个船舶装备的航行安全 [ 1 ] 。 目前，对液压系统运行状态的监测及故障诊断主要是通过对液压设备及其元器件安装嵌入式传感器来获取系统热力学参数，从而对其运行状态和故障进行评估诊断，这种监测方式具有外界干扰少、诊断范围广、可用性强等特点，目前在液压系统故障诊断领域已有一定范围的应用。但对船舶液压系统这种大型液压设备来说，基于热力学参数的故障诊断方法在工程应用过程中存在下面两个个问题：一是热力参数一般只能进行某些子系统有限故障的监测诊断，对船舶这种关联性强、集成度高的液压系统来说具有一定的局限性；二是船舶液压系统中多数设备或元器件都未设置、预留传感器安装空间，给热力学参数的提取带来了很大的不便。 振动是机械设备运行过程中广泛存在的现象，振动分析法就是利用机械设备在工作时产生的振动信号，经测试分析、数据处理，对内部零部件状态进行诊断的方法。该方法具有诊断速度快，准确率高和能够实现在线诊断等特点，同基于热力学参数诊断法比较，它能较好地克服故障监测范围小、传感器安装空间缺乏等问题，因此在船舶液压系统状态监测与故障诊断领域有着较大的应用空间。但由于船舶本身具有振动信号源多、信号传递复杂等特点，致使其信号呈现明显的非线性，这给振动信号的分析及处理带来了很大的困难 [ 2 ] 。
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user: 2. EMD技术基本原理 EMD技术从本质上讲是对一个信号进行平稳化处理，其结果是将信号中存在的不同尺度下的波动或变化趋势逐级分解开来，产生一系列具有不同特征尺度的数据序列，每个序列称为一个特征模态函数(IMF) [ 3 ] 。对于一个非平稳的信号来说，直接进行希尔伯特变换(HT)得到的结果很大程度上失去了原有的物理意义。而经过EMD得到的各阶段IMF分量都是平稳的，由于EMD都是从信号本身的特征时间尺度出发对信号进行分解，没有固定的先验基底，是自适应的，因此得到的IMF分量一般都具有明显的物理意义，表现了信号内含有的真实物理过程 [ 4 ] 。EMD技术同傅里叶变换法相比，其消除了为反映信号的非平稳性而引入的多余且无物理意义的简谐波，使信号分析更加灵活方便；同小波变换相比，EMD技术吸取了小波变换多分辨的优势，却避免了基函数的选择问题。此外，EMD以及与之相关的HT的优点还在于它能客观地处理非线性问题，在非线性结构下，其能够准确地通过波内调制机制反映出系统的非线性，这是以往各种信号处理方法所不能比拟的 [ 5 ] 。 对数据信号进行EMD分解就是为了获得本征模函数IMF，然后再对各本征模函数进行希尔伯特变换，得到希尔伯特谱。一个本征模函数必须满足以下两个条件：一是整个时间历程内，穿越零点的次数与极值点数相等或至多相差1；二是信号上任意一点，由局部极大值定义的上包络线和由局部极小值定义的下包络线的均值为0，即信号关于时间轴局部对称 [ 6 ] 。第一个条件是很明显的，它与传统的平稳高斯信号的窄带要求类似。对于第二个条件，是一个新的概念，它把经典的全局性要求修改为局部性要求，使瞬时频率不再受不对称波形所形成的不必要的波动所影响。实际上，这个条件应为“数据的局部均值是零”。但是对于非平稳数据来说，计算局部均值涉及到“局部时间尺度”的概念，而这是很难定义的。因此，在第二个条件中使用了局部极大值包络和局部极小值包络的平均为零来代替，使信号的波形局部对称 [ 7 ] 。研究表明，在一般情况下，使用这种代替，瞬时频率还是符合所研究系统的物理意义。本征模函数表征了数据的内在的振动模式。由本征模函数的定义可知，由过零点所定义的本征模函数的每一个振动周期，只有一个振动模式，没有其他复杂的奇波；一个本征模函数没有约束为是一个窄带信号，并且可以是频率和幅值的调制，还可以是非稳态的；单由频率或单由幅值调制的信号也可成为本征模函数 [ 8 ] 。 经验模态分解后所形成的IMF反映了信号内部固有的波动性，在它的每一个周期上，仅仅包含一个波动模态，不存在多个波动模态混叠的现象，与其他信号处理方法相比，EMD直观、直接、自适应性强，而且具有后验性 [ 9 ] 。
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user: 3. 模型的构建 3.1. 信号分解模型 由于大多数所有要分析的数据都不是本征模函数，在任意时间点上，数据可能包含多个波动模式，这就是简单的希尔伯特变换不能完全表征一般数据的频率特性的原因。于是需要对原数据进行EMD分解来获得本征模函数。EMD方法分解信号基于以下3个假设：一是信号具有至少两个极值点，即一个极大值点和一个极小值点；二是特征时间尺度定义为相邻极值点之间的时间间隔；三是如果信号没有极值点而仅有拐点，那么在对其分解之前首先将其微分一次或者多次以获得极值点，然后对所得结果进行积分就可得到相应的分量 [ 10 ] 。EMD是通过一种被称为“筛分”处理的过程实现对信号的分解，具体过程如下： (1) 对任一给定信号 X ( t ) ，首先确定出 X ( t ) 上所有极值点，用三次样条曲线连接所有极大值点形成上包络线，连接所有极小值点形成下包络线。数据 X ( t ) 与上下包络线的均值 m 1 的差记为 h 1 ，则： h 1 = X ( t ) − m 1 (1) 将 h 1 视作新的 X ( t ) ，重复上述步骤，直到 h 1 满足IMF的两个条件时，则其称为从原始信号筛选出的第一阶IMF，记为 C 1 。通常第一阶IMF分量 C 1 包含信号最高频成分。 (2) 将 C 1 从 X ( t ) 中分离出来，得到一个去掉高频分量的差值信号 r 1 ，有： r 1 = X ( t ) − C 1 (2) 把 r 1 作为新信号，重复(1)的筛分步骤，直到第n阶的残余信号成为单调函数，不能再筛分出IMF分量。 r n = r n − 1 − C n (3) (3) 数学上， X ( t ) 可表示为n个IMF分量和一个残余项的和，即： X ( t ) = ∑ j = 1 n C j ( t ) + r n ( t ) (4) 式中， r n ( t ) 为残余量，代表信号中的平均趋势；各IMF分量 C j ( t ) 则分别代表信号从高到低不同频率段的成分，每一频率段所含的频率成分是不同的，同一IMF分量中，不同时刻处的瞬时频率也是不同，这种不同频率成分的局部时间分布是随信号本身的变化而变化的 [ 11 ] 。 3.2. 特征提取模型 EMD方法基于信号的局部特征时间尺度，将信号自适应地分解为若干IMF分量之和，这样使得瞬时频率这一概念具有了实际的物理意义，从而可以计算每个IMF分量的瞬时频率和瞬时幅值 [ 12 ] ，对式(1)中的每个特征模态函数 h i ( t ) 做希尔伯特变换，得到： h ^ i ( t ) = 1 π ∫ − ∞ ∞ h i ( τ ) t − τ d τ (5) 构造解析信号： z i ( t ) = h i ( t ) + j h ^ i ( t ) = a i ( t ) e j φ i ( t ) (6) 于是得到幅值函数为： a i ( t ) = h i 2 ( t ) + h ^ i 2 ( t ) (7) 瞬时频率为： f i ( t ) = 1 2 π ω i ( t ) = 1 2 π × d φ i ( t ) d t (8) 为实现对船舶液压系统振动信号特征向量的提取，定义分解后各模态的平均能量为： E i = ∑ i = 1 N | a i ( t ) | 2 / N (9) 其中，N为每个模态的数据点数。 分解后各层的总平均能量为： E = ∑ i = 1 n E i (10) 量归一化各层所占的能量比为： M i = E i / E (11) 3.3. 故障诊断模型 由于系统的振动信号反映了系统的运行状态及故障模式，因此基于系统振动信号提取的特征向量与系统的运行状态及故障模式具有一致性。RBF神经网络无论在逼近能力、分类能力，还是在学习速度方面都有较大优势 [ 13 ] ，因此选用方法用于诊断船舶液压系统故障。 RBF网络的结构与多层前向网络类似，它是一种三层前向网络，即包括输入层、隐含层和输出层。其中输入层由信号源节点组成；隐含层由“函数基”构成，用来实现数据源到隐层空间的非线性变换；输出层是线性的，通过组合隐含层上的各维分量，实现对输入向量的响应。该模型的数学表达式为： f ( x ) = ∑ i = 1 m w i ϕ ( x ， c i ) (12) 其中，输入向量 x = ( x 1 ， x 2 ， ⋯ ， x n ) T ， x ∈ R n ， ϕ ( * ) 为径向基函数， w i 为第 i 个节点的输出权值，输出权值向量 w = ( w 1 ， w 2 ， ⋯ ， w m ) T ， w ∈ R m 。在本模型中，输入向量为处理后的各模态的能力，输出即为液压系统状态和故障模式。 模型中基函数设为高斯函数： ϕ ( x ， c i ) = exp ( − ‖ x − c i ‖ 2 σ i 2 ) (13) 其中， c i 为高斯函数的中心，这里指基函数的第 i 个聚类中心， σ i 为高斯函数的方差。 网络模型构建好后，为获得网络参数的各项配置，应选择液压系统的典型工况对模型进行训练，最后实现对系统故障的精确诊断。
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user: 4. 模型验证与分析 为验证EMD技术及RBF诊断模型在船舶液压系统故障诊断领域的可行性，我们以某型船艇装备液压舵机作为对象进行了试验验证。试验以该型舵机的实际故障信息及振动信号为基础，通过EMD分解出IMF分量共8个(含残余分量)，对各IMF分量提取特征向量后，以其特征向量为输入，故障模式及系统运行状态为输出实现对RBF网络模型的训练，最后以未训练的同类故障模式的数据为输入，对诊断模型的输出进行了验证。 该型舵机的主要故障模式是舵速慢，而该型船艇装备的转舵速度主要取决于撞杆移动的速度，即供入转舵机构液压缸的油量。供油量大，舵速快；反之，舵速慢。经统计分析，造成该故障模式的原因主要有3个，一是电路故障，致使电压不稳，泵转速变化；二是吸入滤器堵塞；三是油缸内漏 [ 14 ] 。 4.1. 信号的分解 将上述三种故障原因及舵机正常工作模式的振动信号各抽出一组分别进行经验模态分解，结果分别如图1所示。 4.2. 特征向量的提取 对分解后的IMF分量进行希尔伯特变换、归一化处理后，得到各分量的瞬时频率和能量比分别如表1、表2、表3、表4所示。 通过对该舵机三种故障模式及其在正常状态下的振动信号进行多组数据分析后，发现其IMF分量的能量占比对不同运行状态呈现不同的分布，基本情况如表5所示。 当舵机处于正常状态时，IMF1分量的能力占比及其他分量能量占比与滤器堵塞故障有重合，但两者在IMF2分量的能量占比方面界限明显；对泵转速波动来说，IMF1分量能量占比较其他状态明显要大，且IMF1分量能量占比与其他分量能量占比基本相当；油缸内漏时，IMF1分量能量占比较其他状态明显要小，且IMF2分量能量占比明显大于其他分量能量占比。 图1. 某舵机典型故障模式EMD分解分量波形图；(a) 正常信号；(b) 泵转速波动信号；(c) 滤器堵塞信号；(d) 油缸内漏信号 Table 1 IMF component instantaneous frequency and energy ratio of normal signa IMF分量 IMF1 IMF2 IMF3 IMF4 IMF5 IMF6 IMF7 IMF8 f/Hz 155.7 73.4 35.8 16.6 7.3 3.2 1.4 残余分量 M/% 73.83 13.52 5.27 3.78 1.79 0.82 0.57 0.42 表1. 正常信号IMF分量瞬时频率和能量占比 Table 2 IMF component instantaneous frequency and energy ratio of pump speed fluctuatio IMF分量 IMF1 IMF2 IMF3 IMF4 IMF5 IMF6 IMF7 IMF8 f/Hz 163.2 76.7 37.2 13.4 7.9 3.8 1.7 残余分量 M/% 90.56 4.85 1.73 1.22 0.92 0.41 0.2 0.11 表2. 泵转速波动IMF分量瞬时频率和能量占比 Table 3 IMF component instantaneous frequency and energy ratio of clogged filte IMF分量 IMF1 IMF2 IMF3 IMF4 IMF5 IMF6 IMF7 IMF8 f/Hz 177.5 83.4 37.7 15.5 7.7 3.4 1.5 残余分量 M/% 77.43 9.82 5.81 3.08 1.92 0.93 0.62 0.39 表3. 滤器堵塞IMF分量瞬时频率和能量占比 Table 4 IMF component instantaneous frequency and energy ratio of cylinder leakag IMF分量 IMF1 IMF2 IMF3 IMF4 IMF5 IMF6 IMF7 IMF8 f/Hz 188.9 87.7 40.4 19.5 8.4 4.3 1.8 残余分量 M/% 67.51 23.25 4.62 2.58 0.96 0.52 0.37 0.19 表4. 油缸内漏IMF分量瞬时频率和能量占比 Table 5 Energy share distribution of IMF components in different states of steering gea 舵机状态 IMF1分量能量占比 IMF2分量能量占比 其他分量能量占比 正常状态 71.25~75.53 12.26~15.55 11.22~13.67 泵转速波动 88.75~92.38 3.76~5.52 4.34~5.78 滤器堵塞 72.68~79.55 9.43~10.57 10.93~13.78 油缸内漏 66.87~69.49 19.44~24.63 8.77~9.56 表5. 舵机不同状态下各IMF分量的能量占比分布 4.3. 模型的训练与验证 由于该型舵机在不同状态下，不同IMF分量的能量占比分布不同，根据这一特点，针对上述状态，各选取50组特征向量对诊断网络模型进行训练。 网络模型训练完成后，针对上述4种不同状态，各随机选取5组数据进行验证，验证结果如表6所示。 由表6可以看出，仿真结果与目标向量基本一致。
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user: 5. 结束语 EMD作为一种新的信号处理方法目前在信号去噪、非线性振动分析、趋势项提取等方面有着广泛的 Table 6 Comparison table of target vectors and simulation vector 设备状态 目标向量 仿真向量 正常状态 1 0 0 0 1.0081 −0.0032 −0.0049 0.0000 1 0 0 0 1.0059 −0.0023 −0.0036 0.0000 1 0 0 0 0.9965 0.0000 0.0021 0.0014 1 0 0 0 1.0043 −0.0018 −0.0025 0.0000 1 0 0 0 0.9997 0.0000 0.0002 0.0001 泵转速波动 0 1 0 0 −0.002 1.0048 −0.0023 −0.0005 0 1 0 0 0.0051 0.9907 0.0042 0.0000 0 1 0 0 0.0018 0.9978 0.0004 0.0000 0 1 0 0 0.0028 0.9944 0.0024 0.0004 0 1 0 0 −0.0015 1.0037 −0.0018 −0.0004 滤器堵塞 0 0 1 0 0.0006 0.0007 0.9983 0.0004 0 0 1 0 0.0000 0.0000 1.0000 0.0000 0 0 1 0 −0.0008 −0.0009 1.0027 −0.0010 0 0 1 0 −0.0032 −0.0018 1.0077 −0.0027 0 0 1 0 −0.001 −0.0023 1.0040 −0.0007 油缸内漏 0 0 0 1 0.0021 0.0014 0.0012 0.9953 0 0 0 1 −0.0031 −0.0023 −0.0018 1.0072 0 0 0 1 0.0011 0.0014 0.0009 0.9966 0 0 0 1 −0.0026 −0.0017 −0.0042 1.0085 0 0 0 1 −0.0019 −0.0033 −0.0021 1.0073 表6. 目标向量与仿真向量比较表 应用。在机械故障诊断领域，EMD技术还处于方兴未艾阶段，其与小波、支持向量机、神经网络等的综合运用也是当前机械故障诊断领域的一个发展方向。基于EMD技术与RBF网络相结合的船舶液压系统诊断技术既可实现对船舶液压系统故障的精确诊断，也可为其它类似机械设备的故障诊断提供技术参考。
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user: 摘 要 本文以刺猬紫檀标本为样品，选取最优的木材化学成分抽提溶剂，然后以从非洲西部七个国家进口、且海关进口货物报关单均称为刺猬紫檀木材为样品，经过抽提超声处理后，采用GC-MS技术分别分析七种木材心材提取物的总粒子流图。结论表明：提取剂采用乙醇毒性最低，其得到的抽提物最多；来自马里和贝宁的刺猬紫檀其浸出液化学比例成分与其他5国的刺猬紫檀相关性较差，而来自几内亚比绍、加纳、塞拉利昂和尼日利亚的刺猬紫檀其浸出液化学成分比例非常接近，非洲七国刺猬紫檀的浸出液中含量最多的化合物为同一种化合物，可能是一种醇类物质，分子量为312，分子式为：C 20 H 28 N 2 O。 关键词 :刺猬紫檀，GC-MS，浸出液，总离子流图 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 刺猬紫檀(Pterocarpus erinaceus)为蝶形花科(Fabaceae)紫檀属(Pterocarpus)木材，归属于GB/T 18107-2000《红木》国家标准的花梨木类红木。自2017年1月起实施的濒危野生动植物种国际贸易公约(简称CITES公约)将刺猬紫檀列为附录Ⅱ管制植物。 近年来，红木家具市场上对刺猬紫檀是何物一直争论不清，有人说只有几内亚比绍产的花梨木才是刺猬紫檀，有人说冈比亚、加纳、尼日利亚等国产的也是刺猬紫檀，也有人说中非和西非所有国家产的紫檀属木材均为刺猬紫檀。如何突破传统木材鉴别方法的瓶颈，实现快速、准确鉴别刺猬紫檀是红木家具市场急待要解决的难题。 木材抽提物是指木材用乙醇、苯、乙醚、丙酮或二氯甲烷等有机溶剂或水进行处理得到的物质的总称，主要包括树脂、树胶、精油、色素、生物碱、脂肪、蜡、糖、淀粉和硅化物等。不同树种木材抽提物成分及含量存在较大差异，可以将木材抽提物应用于木材分类的研究。朱涛 [ 1 ] 、张洁 [ 2 ] 、梅萍 [ 3 ] 等人的研究表明，通过对檀香紫檀、染料紫檀、大果紫檀及奥氏黄檀等深色硬木木材的GC-MS图谱的分析与比较，能快速、准确地实现对其树种的鉴别。 以刺猬紫檀标本为样品，选取最优的木材化学成分抽提溶剂，然后以从非洲西部七个国家进口、而且海关进口货物报关单均称为刺猬紫檀木材为样品，经过抽提超声处理后，采用GC-MS技术对西非七种刺猬紫檀木材心材提取物的总粒子流图进行分析比较。并为木材化学分类和鉴别提供参考依据。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 材料与设备 刺猬紫檀心材木样取自产自冈比亚、几内亚比绍、塞拉利昂、马里、加纳、贝宁、尼日利亚等七个非洲西部国家的木材样品，其海关进口货物报关单均称为刺猬紫檀，由江门市新汇红木检测有限公司采集于广东省江门市相关红木贸易公司及红木家具制造商。 提取溶剂为苯、苯醇、二氯甲烷、丙酮、乙醇。不同溶剂的物理和化学性质见表1，其中苯醇为乙醇和苯的混合物，其性质介于苯和乙醇之间。从表1可以看出，极性：丙酮 > 乙醇 > 苯 = 二氯甲烷；毒性：苯 > 二氯甲烷 > 丙酮 > 乙醇。 主要仪器有Thermo 气质联用仪(赛默飞世尔科技公司生产)、氮吹仪(青岛华青集团有限公司生产)、KQ-400KDE型超声仪(400 W) (昆山舒美超声仪器有限公司生产)。 2.2. 试验方法 2.2.1. 最优提取溶剂的确定 将刺猬紫檀心材锯末粉用50目筛子过筛。抽提前，使用水分测定仪测定样品含水率。每个样品称取5.00 g，装入纤维素套管，并用过滤纸包住管口，棉线封口。使用150 ml的溶剂抽提4 h，抽提液循环4~6次/h。抽提完成后，用旋转蒸发仪蒸发溶剂，剩余的抽提物在烘箱中干燥3 h，然后放入干燥器中静置15 min，称量，计算抽出物与套管中绝干样品的质量比例 [ 4 ] 。每种溶剂做3组试验，考察5种溶剂对刺猬紫檀抽提得率的影响。 2.2.2. 相关系数计算 为了进一步研究西非七国刺猬紫檀是否属于同一个树种，我们将其浸出液总离子流进行了相关系数分析，相关关系是一种非确定性的关系，相关系数是研究变量之间线性相关程度的量。将总离子流数据导入Excel，按以下公式计算，分析西非七国刺猬紫檀的相关性。 r ( X ， Y ) = C o v ( X ， Y ) V a r [ X ] ⋅ V a r [ Y ] 其中， C o v ( X ， Y ) 为X与Y的协方差， V a r [ X ] 为X的方差， V a r [ Y ] 为Y的方差。 相关系数定量地分析了X和Y的相关程度，即 | r ( X ， Y ) | 越大，相关程度越大； | r ( X ， Y ) | = 0 ，对应相关程度最低；当 | r ( X ， Y ) | > 0.8 时称为高度相关。 2.2.3. 西非七国刺猬紫檀木材化学成分分析 从7个刺猬紫檀心材木样上取下0.10 g样品，置于20 ml锥形瓶中；向锥形瓶中加入10.0 ml由1.2.1方法确定的最优提取剂，用瓶盖塞住，超声提取30 min (60%功率)；取5.0 ml于样品瓶中，用旋转蒸发仪吹干；用移液器准确移取2.0 ml提取剂于样品瓶中，摇匀，使其充分溶解；用一次性针管移取溶液，过针式过滤器(0.45 μm滤膜)，置于色谱标准品瓶中，利用气质联用技术(GC-MS)在相同的试验条件下进样，得到不同样品的总离子流图。其中色谱条件为：色谱柱DB-5MS (30 m × 0.25 mm × 0.25 μm)；采用氦气(He)；流速1.0 mL/min；进样口温度250℃；升温程序见表2。质谱条件：离子源温度250℃；电离方式为：EI。