DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 动态色谱柱模型的建模过程 沿色谱柱轴向方向传质计算是一项重要的研究内容。它对色谱工作条件参数设计与优化有非常重要的作用。尤其是色谱吸附过程中吸附穿透曲线的计算与预测是许多学者们的研究重点。常用的方法是对柱内进行微元质量守恒分析。在模拟柱动态吸附过程中，对色谱柱模型作如下拟设： 1) 吸附柱床层是均一的，填充的树脂颗粒也是均一的。 2) 上柱液体的密度和粘度不变。 3) 柱内液体流动时的径向扩散忽略不计。 4) 动态吸附操作在等温条件下进行。 基于上述的拟设，取色谱柱内一段微元体积作为分析对象，如图2所示。则对于组分i，在任意相同的时间段内，进入微元体中的质量等于流出的质量与微元体内固液相累计的质量之和。沿柱方向上的质量通量由主流项和轴向扩散项构成。对于组分i，在任意相同的时间段内，进入微元体中的质量为： 图2. 色谱柱内轴向上微分质量元分析及其建模过程 N i n = S ε ( c i | z u − D a x ∂ c i ∂ z | z ) (5) 同一时间段，流出微元体的质量为： N o u t = S ε ( c i | z + Δ z u − D a x ∂ c i ∂ z | z + Δ z ) (6) 微元体积内固液相积累的速率为： S Δ z ( ε ∂ c i ∂ t + ( 1 − ε ) ∂ q i ∂ t ) | z ¯ ， t (7) 其中 z ¯ 表示平均值，当微元足够小时，即等于z。因此组份i在柱内任意微元体积内的质量守恒可以表示为： S ε ( c i u − D a x ∂ c i ∂ z ) | z ， t − S ε ( c i u − D a x ∂ c i ∂ z ) | z + Δ z ， t = S Δ z ( ε ∂ c i ∂ t + ( 1 − ε ) ∂ q i ∂ t ) | z ¯ ， t (8) 上式经重排简化后，得： ∂ c i ∂ t | z ¯ + 1 − ε ε ∂ q i ∂ t | z ¯ = D a x ( ∂ c i ∂ z ) | z + Δ z ， t − D a x ( ∂ c i ∂ t ) | z ， t Δ z − u c i | z + Δ z ， t − u c i | z ， t Δ z (9) 由于轴向上u与扩散系数D ax 均为常数，所以将上面微元区延伸至整个色谱柱区域，可得： u ∂ c i ∂ z + ∂ c i ∂ t + 1 − ε ε ∂ q i ∂ t = D a x ∂ 2 c i ∂ z 2 (10) 上式中，第一项为对流项，第二、三两项表示积累项，等式右边表示扩散项。上述等式中的字符分别为：S是色谱柱的横截面积；u是床层空隙线流速；ε床层颗粒空隙率；c表示组份浓度；z是色谱柱沿轴向的坐标；t表示时间；D ax 表示轴向扩散系数；N表示物质流通量。 作为一般速率模型(GRM)，它与其它几种模型不同之处在于它可预测颗粒内部沿径向的传质过程与浓度变化情况。速率模型最关键的部分是将外部主体溶液与颗粒内部的浓度进行关联。 以忽略了表面扩散的大孔扩散模型(PDM)为例进行粒径方向的质量流分析。如图3，同样采用微分方法，对颗粒半径方向进行微分质量流量分析，拟定树脂内部分布着均一孔道结构，孔隙率用ε p 表示之。首先主体溶液中交换剂从颗粒表面沿孔逐渐向颗粒中心扩散，并不断与树脂内表面上的吸附质进行离子交换。 图3. 颗粒内径向上微分质量元分析及其建模过程 采用与轴向相同微分分析，如图3在径向r方向对截取的一小段面积进行进入质流、出去质流及积累速率三项分析后，可得到如下具体微分形式： ∂ c i ， p ∂ t = D i ， p 1 r 2 ∂ ∂ r ( r 2 ∂ c i ， p ∂ r ) + 1 − ε i ε i k f ( c i − c i ， p | r = R p ) (11) 其中，左边第一项表示积累项；右边第一项表示沿粒径向的扩散速率，第二项表示固液两相之间的液膜传质项。
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user: 5. 结论与展望 本论文综述了吸附剂在应用过程中的两种动力学模型，具体包括了静态吸附、动态吸附色谱模型。从它们的历史发展角度，介绍了多种模型的表达形式。并从机理上，阐述了各自的应用领域与应用特点。虽然静态与动态吸附模型均可独立被应用在各自领域，但是在动态吸附模型中也经常引入相关静态模型，用以解释吸附剂内部吸附物在传质过程中的机理与规律。随着新型多孔吸附介质的不断发明，其具体的吸附机制也在不断发展。因此，根据不同吸附材料的具体物理化学吸附机制，研究者们需对已有的模型进行优化或建立新的吸附数学模型，以便更好地解释、预测、指导和优化实验过程。
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user: 摘 要 掌握齿轮啮合过程中发生的机械功率损失是实现齿轮传动高效率设计目标的前提，而其受齿轮啮合过程中的润滑特性影响较大。基于有限长线接触弹流润滑理论，建立了渐开线直齿轮的瞬态弹流润滑模型，分析了齿轮啮合点处的滑动/滚动速度、油膜压力、油膜厚度等润滑特性，进而建立了渐开线直齿轮的机械功率损失预测模型，研究了输入转矩、输入转速、压力角等关键参数对直齿轮啮合过程中发生的机械功率损失情况，预测了啮合效率的变化规律。仿真结果表明，本文建立的模型可以有效地揭示渐开线直齿轮啮合效率的产生机理，且发现在单齿啮合区的最大啮合效率水平普遍较高的情况下，啮合过程中的最小啮合效率的大小是决定平均啮合效率高低的关键因素，这对设计高效率渐开线直齿轮提供了有效的参考依据。 关键词 :弹流润滑(EHL)，渐开线直齿轮，啮合效率 Copyright © 2019 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 作为重要旋转类零件，通过齿轮副间的啮合传递动力，齿轮在当今的机械设备中应用广泛；啮合效率越高，机械设备的工作效率越高，反之亦然。汽车变速器作为最精密最复杂的综合机械产品之一，其效率的高低与齿轮的性能具有较大关系。在经典齿轮设计方法中，齿轮的润滑特性，尤其是弹流润滑，并不在考虑范围之内，但实际上其对齿轮的工作特性有着重要的影响，润滑特性越好，齿轮啮合效率越高。因此，研究弹流润滑下齿轮的润滑特性，计算齿轮啮合效率是目前高效率齿轮设计的重要研究内容之一。 在弹流润滑和齿轮啮合效率研究方面，国内外学者做了大量的研究工作。周哲波 [ 1 ] 假设接触齿面间载荷均等，提出了计算渐开线直齿轮传递损失的计算方法。Li和Kahraman [ 2 ] 建立了直齿轮的弹流润滑模型，研究了当润滑介质为非牛顿流体、齿廓存在修形、齿面存在粗糙度的情况下的弹流润滑特性，并与未修形、牛顿流体润滑介质状况下的润滑特性进行了对比。王文中、操鸿、胡纪滨 [ 3 ] 将斜齿圆柱齿轮啮合的齿面接触等效为有限长线接触的弹流润滑问题，建立了渐开线斜齿轮啮合的弹流润滑计算模型。Li等 [ 2 ] 和Kolivand等 [ 4 ] 提出了适合于直齿轮和斜齿轮的混合弹流润滑模型，可用于计算滑动摩擦损失的摩擦系数。王斌和陈辛波 [ 5 ] 结合弹流润滑和边界润滑两种摩擦系数，建立了以瞬时压力角为变量的直齿轮啮合效率分析模型。畅通和王优强 [ 6 ] 建立渐开线直齿圆柱齿轮线接触混合润滑模型，求解其热瞬态混合润滑问题。 本文以渐开线直齿轮为研究对象，首先建立牛顿流体弹流润滑模型，采用多重网格法进行数值求解；然后，将直齿轮啮合效率计算理论与弹流润滑模型结合，研究齿轮啮合效率在不同输入转矩、转速以及不同压力角下的特征及其变化规律，为设计高效率齿轮提供更为有效的参考依据。
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user: 2. 渐开线直齿轮瞬态弹流润滑模型 2.1. 直齿轮啮合模型 图1为一对直齿啮合的几何模型，其中，φ为压力角，z a 为小齿轮的齿数，z b 为大齿轮的齿数；ω a 为小齿轮的转速，ω b 为大齿轮的转速；P为节点，N a N b 为理想的啮合线，K为某刻齿轮啮合位置，A为齿轮进入啮合的位置；O a 为小齿轮的几何圆心，O b 为大齿轮的几何圆心；坐标轴x为齿廓渐开线的切向方向，y为啮合线作用的方向。定义线段p = AK，s = PK，约定s在P点左侧为负值，s在P点右侧为正值。啮合过程中，所有的啮合点都在啮合线N a N b 上，因此直齿轮正确啮合的条件为啮合线上各轮齿同时啮合。 图1. 直齿轮接触几何模型 根据几何关系，可得接触点K处的曲率半径为： { R a = R b a tan φ + s R b = R b b tan φ − s (1) 式中：R a ——齿轮的曲率半径；R b ——大齿轮的曲率半径； R ba ——小齿轮的基圆半径；R bb ——大齿轮的基圆半径。 进而可以得到小齿轮和大齿轮齿面沿x方向的速度为(沿y方向速度为0)： u a = ω a ( R b a tan φ + s ) u b = ω b ( R b b tan φ − s ) ω a z a = ω b z b (2) 滚动速度为： u e = ( u a + u b ) / 2 (3) 滑动速度为： u s = u a − u b (4) 上述公式可以描述直齿轮的啮合过程，为了验证上述模型，选取一对在实际工程中有所应用的渐开线直齿轮副进行分析，其基本参数如表1所示。 Table 1 Basic parameters of spur gear 参数项 大齿轮 小齿轮 齿数 22 32 模数(mm) 2 2 压力角(°) 25 25 齿宽(mm) 20 20 转速(r/min) 1000 表1. 直齿轮的基本参数 将齿轮啮合的时间计算域按照等步长划分，根据上述模型可得到如图2和图3所示的啮合过程中的曲率半径与相关速度。由图2可以看出，主动齿轮啮合点处曲率半径逐渐增大，从动齿轮啮合点处曲率半径逐渐减小，综合曲率半径以节点位置为分界点，呈先增大后减小的趋势。由图3可以看出，主动齿轮啮合点处瞬时速度逐渐增大；从动齿轮啮合点处速度逐渐减小；啮合点处滑动速度以节点为分界点先减小后增大，节点处滑动速度为0；啮合点处滚动速度逐渐增大。 图2. 直齿轮啮合过程中的曲率半径 图3. 直齿轮啮合过程中相关速度参数 2.2. 瞬态润滑控制方程 为揭示油膜压力及油膜厚度的分布规律，直齿轮啮合接触弹流润滑模型的核心是建立Reynolds方程与膜厚方程并进行数值求解。相对于稳态弹流润滑模型而言，瞬态弹流润滑模型的控制方程基本相同，只是采用与时间相关的时变参数。 设润滑介质为牛顿流体，则关于油膜压力的Reynolds方程的无量纲形式为： ∂ ∂ X ( ε ∂ P ∂ X ) = C u ( t ) ∂ ∂ X ( ρ ¯ * H ) + ∂ ∂ t ¯ ( ρ ¯ ε H ) (5) 式中： P ( t ) = p ( t ) / p H p——油膜压力 t ¯ = t u e p / b t——时间 b——一半接触面长度 X = x / b ρ * = [ ρ ′ e η e ( u b − u a ) + ρ e u a ] / u e ρ ¯ e = ρ e / ρ 0 ρ——流体密度 η——流体粘度 C u ( t ) = u e ( t ) / u e p u ep ——节点处的滚动速度 H ( t ) = h ( t ) R 0 / b 2 R 0 ——节点处等效曲率半径 膜厚方程的无量纲形式为： H ( t ¯ ) = H 0 ( t ¯ ) + X 2 2 C R ( t ¯ ) − 1 π ∫ X i n X o u t P ( X ′ ) ln | X − X ′ | d X ′ (6) 式中： C R ( t ) = R ( t ) / R 0 C R (t)——综合曲率半径 X in ——润滑介质的入口坐标 X out ——润滑介质的出口坐标 载荷方程的无量纲形式为： ∫ X i n X o u t P d X = π 2 C w ( t ) (7) 式中： C w ( t ) = w ( t ) / w 0 w 0 ——节点处的单位载荷 式(5)-(7)构成了基本的直齿轮弹流润滑控制方程组。为了求解，还需要给定边界条件： { P ( X i n ) = 0 P ( X o u t ) = 0 P ≥ 0 ， ( X i n < X < X o u t ) 显然，上述方程组的非线性较强，需要首先在计算域上进行离散，然后采用合适的数值方法对离散方程组进行求解。本文采用计算效率较高的多重网格中的全近似格式(FAS， Full Approximation Scheme)进行直齿轮表面的压力分布和油膜厚度的数值求解。 2.3. 润滑特性分析 以表1所列的齿轮副为应用对象，定义T = 100 Nm，E 1 = E 2 = 2.06 × 10 11 Pa，η 0 = 0.08 Pa∙s，Z = 0.68。考虑到单双齿啮合区域的变化，动态载荷如图4所示。 图4. 无量纲载荷分布图 图5和图6为计算得到的直齿轮啮合过程中啮合点处的油膜厚度与齿面的压力分布。图5为计算得到的齿轮啮合过程中的油膜压力分布，可以看出，油膜压力最大值出现在双齿啮合转变为单齿啮合点附近，约1.335 GPa左右，整个啮合过程均存在第二压力峰，此特性与Hertz接触理论所得齿面压力不同，且压力随着啮合过程的进行先变宽后变窄。图6为计算得到的油膜厚度，可以看出，油膜厚度在进入单齿啮合阶段后整体减小，最小值约为0.3 μm，且整个过程存在油膜颈缩现象。 图5. 油膜压力分布图 图6. 油膜厚度分布图 选取图4中的啮入点N1、双齿变单齿点B1、节点P、单齿变双齿点B2和啮出点N2点作为基本啮合点。图7为计算得到的这些基本啮合点处的油膜压力和厚度。可以看出，每个啮合点的油膜压力分布均存在第二压力峰，且均在第二压力峰处出现最小膜厚；不同啮合点处的油膜压力的区域宽度不同，节点P处最宽，啮入点N1和啮出点N2的最窄；不同基本啮合点最大压力不同，节点P处最大近1.3 GPa，啮出点N2最小近0.8 GPa。 图7. 基本啮合点油膜压力及厚度分布 图8为中心位置处(x = 0)的最小油膜厚度、中心油膜厚度和油膜压力。可以看出，最小油膜厚度随着啮合过程呈上升趋势，在单双齿啮合的变化区域出现较大的上升脉冲，在本文工况中，最小油膜厚度在0.3 μm至0.38 μm区间之内，在两个单双齿啮合变化位置处约为0.35 μm。中心油膜厚度随着啮合过程总体也呈上升趋势，在0.35 μm至0.45 μm区域之内变化，在双齿变单齿啮合位置处，中心油膜厚度突然出现较大的上升脉冲，最高可达0.42 μm，在单齿变双齿啮合位置处，中心油膜厚度出现一定的下降脉冲，最低约为0.37 μm。中心油膜压力随着啮合过程可分为三个区域，在0.7 GPa至1.3 GPa之间变化，在啮入点至双齿啮合结束区间，压力呈上升趋势，在进入单齿啮合区间的初始，压力发生阶跃至最大值，之后在整个区间内基本保持不变，在重新进入双齿啮合区间的瞬间，压力又会突然下降至某点，然后在整个区间内呈下降趋势。 图8. 中心位置处的油膜厚度和压力随啮合线的变化
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user: 3. 直齿轮啮合效率预测模型 由于直齿轮的啮合过程中同时存在滑动与滚动，因此其功率损失主要分为两个部分：滑动摩擦功率损失、滚动摩擦功率损失。为了提高计算效率，作如下假设： 1) 摩擦因数取为平均值，由上述的热弹流润滑模型计算得出的平均速度来计算 [ 7 ] 。 2) 啮合过程中，齿轮表面受均等载荷。 滑动摩擦功率损失主要由啮合点处两接触齿面的速度差导致，计算公式为 [ 1 ] ： P s = f F n u s × 10 − 3 (8) 式中： f——啮合点处的摩擦系数； F n ——法向齿面载荷； u s ——瞬时滑动速度。 根据上一小节分析发现，两齿面间的油膜厚度与油膜压力分布是不均匀的，因此必然产生滚动摩擦损失，计算公式为 [ 8 ] ： P r = 9 h min u r l × 10 − 3 cos ( φ ) (9) 式中： h min ——瞬时啮合点的最小油膜厚度； u r ——瞬时滚动速度； l——齿宽； φ——齿轮压力角。 总功率P为： P = T ⋅ n / 9550 (10) 式中： T——齿轮组输入扭矩； n——主动轮转速。 因此，可得直齿轮的啮合效率为： η g = ( P − P r − P ) s / P (11)
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user: 4. 啮合效率和机械效率损失分析 4.1. 不同转矩输入工况 保持其他参数不变，改变输入转矩如表2所示，研究齿轮的啮合效率情况及其变化规律。 Table 2 Change range of input torqu 不变量 齿轮压力角：25˚ 主动齿轮转速：1000 r/min T 0 = 313 K 变化量 T = 100 Nm~200 Nm 表2. 输入转矩的变化范围设定 图9为计算得到的不同输入转矩下整个啮合过程的机械功率损失及啮合效率的变化情况。由图9(a)可以看出，啮合效率基本范围约为[93.8%， 99.8%]，与实际工程测试数据基本一致 [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] ，从啮合方向来看，无论输入转矩如何变化，啮合效率在开始的啮合阶段都存在低效率区域，节点附近区域的效率最高。由图9(b)可以看出，无论是最大还是最小啮合效率，均随着输入扭矩的增大而增大，其中最小啮合效率的上升非常显著，有利于提高平均效率(取为最大啮合效率和最小啮合效率的均值)。由图9(c)可以看出，最大滑动摩擦损失随着输入扭矩的增大而增大；从啮合方向来看，无论输入转矩如何变化，滑动摩擦损失先小幅增大，之后减小至节点后再增大，节点附近区域的滑动摩擦损失最小。由图9(d)可以看出，最大滚动摩擦损失处在啮入点附近，且随着输入扭矩的增大而增大，在单齿啮合区域和双齿啮合的转变区域出现波动。 图9. 不同输入扭矩下直齿轮啮合过程中的机械功率损失和啮合效率的变化情况 从数量级上比较发现，机械功率损失以滑动摩擦损失为主。小扭矩工况下的平均效率要低于大扭矩工况的。由于最大啮合效率受扭矩的影响不大，因此最小啮合效率的高低是决定平均效率是否高低的直接因素，其最低值是由发生在啮入点附近存在的较大的滑动摩擦损失造成的。 4.2. 不同转速输入工况 保持其他参数不变，改变输入转速如表3所示，研究齿轮的啮合效率情况及其变化规律。 Table 3 Change range of input spee 不变量 齿轮压力角：25˚ 输入扭矩：100 Nm T 0 = 313 K 变化量 N = 1000 r/min~2000 r/min 表3. 输入转速的变化范围设定 图10为计算得到的不同输入转速下整个啮合过程的机械功率损失及啮合效率的变化情况。由图10(a)可以看出，啮合效率基本范围约为[93.8%，99.7%]，与实际工程测试数据基本一致，从啮合方向来看，无论输入转速如何变化，在开始的啮合阶段都存在低效率区域，节点附近区域的效率最高。由图10(b)可以看出，最大啮合效率随着输入转速的增大而轻微减小，而最小啮合效率随着输入转速的增大而显著增大，有利于提升平均效率。由图10(c)可以看出，最大滑动摩擦损失随着输入转速的增大而增大；从啮合方向来看，无论输入转速如何变化，滑动摩擦损失先小幅增大，之后减小至节点附近后再增大，节点附近区域的滑动摩擦损失最小。由图10(d)可以看出，最大滚动摩擦损失处在啮入点附近，且随着输入转速的增大而增大，在单双齿啮合转变区域出现波动。 图10. 不同输入转速下直齿轮啮合过程中的机械功率损失和啮合效率的变化情况 从数量级上比较发现，在该工况下机械功率损失仍然以滑动摩擦损失为主。低转速工况下的平均效率要低于高转速工况的。由于最大啮合效率受转速的影响不大，因此最小啮合效率的高低是决定平均效率是否高低的直接因素，其最低值是由发生在啮入点附近存在的较大的滑动摩擦损失造成的。 4.3. 不同压力角对啮合效率的影响 压力角是关键设计参数之一，保持其他参数不变，改变压力角如表4所示，研究齿轮的啮合效率情况及其变化规律。 Table 4 Change range of pressure angl 不变量 主动齿轮转速：1000 r/min 输入扭矩：100 Nm T 0 = 313 K 压力角变化 20˚~30˚ 表4. 压力角的变化范围设定 图11为计算得到的不同压力角下整个啮合过程的机械功率损失及啮合效率的变化情况。由图11(a)可以看出，啮合效率基本范围约为[93.7%，99.7%]，与实际工程测试数据基本一致，从啮合方向来看，无论压力角如何变化，在开始啮合阶段都存在低效率区域，节点附近区域的效率最高。由图11(b)可以看出，无论最大啮合效率还是最小啮合效率均随压力角的增大而轻微减小，整体平均效率呈下降趋势。由图11(c)可以看出，最大滑动摩擦损失随压力角的增大而增大；从啮合方向来看，无论压力角如何变化，滑动摩擦损失都是先小幅增大，之后减小至节点附近后再增大，节点附近区域的滑动摩擦损失最小。由图11(d)可以看出，最大滚动摩擦损失出现在啮入点附近，且随压力角的增大而增大，在单双齿啮合转变区域出现波动。 图11. 不同压力角下直齿轮啮合过程中的机械功率损失和啮合效率的变化情况 从数量级上比较发现，机械功率损失以滑动摩擦损失为主。小压力角下的平均效率要高于大压力角的。最大啮合效率受压力角的影响偏小，其最低值是由发生在啮入点附近存在的较大的滚动摩擦损失造成的，最小啮合效率受压力角的影响相对大点，其最低值是由发生在啮入点附近存在的较大的滑动摩擦损失造成的。
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user: 5. 结论 本论文将直齿轮弹流润滑问题等效为一维线接触问题，研究直齿轮啮合过程中的机械功率损失和啮合效率的变化及其受关键参数的影响规律。 1) 基于直齿轮啮合的几何特征建立了直齿轮啮合接触模型，可以计算任意啮合点处的曲率和速度；基于牛顿流体和润滑理论，建立了直齿轮瞬态弹流润滑模型，可以计算任意啮合点处的油膜压力和油膜厚度，与Hertz接触理论所得齿面压力不同，在润滑介质出口处存在第二压力峰，且同时存在油膜颈缩现象，揭示了直齿轮啮合中的弹流润滑状态。 2) 建立了直齿轮啮合效率模型，可以预测不同工况下的啮合效率及其变化规律，仿真结果发现有：低转矩、低转速和大压力角都会造成啮合平均效率偏低；单齿啮合区的最大啮合效率水平普遍较高的情况下，啮合过程中的最小啮合效率的大小是决定平均啮合效率高低的关键因素，其以滑动摩擦损失为主，且效率最低点往往发生在啮合过程中的啮入点等，为设计高效率直齿轮提供有效的参考依据。 上述分析数据虽然在总体效率范围得到了工程验证，但是仍然没有覆盖更宽的转矩、转速和压力角等工程实际应用范围，还需要细化研究做进一步验证，将在后续论文工作中展示。
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user: 摘 要 针对重型运载火箭超大直径有效载荷整流罩，进行了卧式装配及立式装配两种工艺方案的研究。分析了传统整流罩卧式铆接装配装备及工艺方法的优缺点，提出了整流罩立式装配装备方案及工艺方案，对比分析得出了立式装配方案应用于重型运载火箭超大直径有效载荷整流罩装配的优势。 关键词 :超大直径，整流罩，立式装配，工艺方案 Copyright © 2019 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 有效载荷整流罩是运载火箭箭体结构的重要部段，其功能主要是为卫星、飞船等有效载荷提供良好环境，保护内部有效载荷在大气层飞行阶段免受有害气、热环境的影响，同时整流罩能够为运载火箭提供良好的气动外形，降低大气层飞行阶段空气阻力 [ 1 ] 。当运载火箭飞行至大气层外后(轨道高度一般大于110 km)，需要及时将其抛离以减小飞行载荷，同时为星(船)箭分离做准备 [ 2 ] 。整流罩分离是运载火箭发射过程中的关键动作，其装配精度又是影响其既定分离动作能否正确执行的关键因素，直接影响发生任务的成败。 目前，国内外主流运载火箭整流罩的直径一般为Φ 3000~4500 mm，大型运载火箭整流罩直径超过Φ 5000 mm，重型运载火箭整流罩直径达到Φ 8000~10，000 mm，为典型的超大尺寸薄壁结构件 [ 3 ] [ 4 ] ，装配过程中面临着大部段协调对接、柔性零件变形控制等难题。同时，为了满足对接及分离需求，整流罩对接、分离面设计了复杂的解锁机构 [ 5 ] ，进一步增大了对装配精度的控制要求。本文在现役运载火箭整流罩装配工艺方案经验的基础上，进行超大直径整流罩装配工艺方案的研究，对比卧式装配工艺及立式装配工艺的优劣，为未来重型运载火箭整流罩研制奠定一定的技术基础。
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user: 2. 整流罩结构特点 运载火箭有效载荷整流罩是典型的薄壁半壳结构，具有尺寸大、刚性差的特点，大型/重型运载火箭有效载荷整流罩尺寸较大(直径Φ 5000~10，000 mm，长度10，000~25，000 mm)，整体成型困难，一般由端头帽、前锥段、柱段、倒锥段等部段拼接组成，各部段之间通过对接框连接。大型整流罩主要采用分瓣分离的方式，整流罩的主体结构也为分瓣式结构，包括两瓣结构、三瓣结构及多瓣结构，如图1所示，各瓣罩之间采用精密的对接解锁机构连接，存在较高的协调关系要求。整流罩的材料一般为框、桁、蒙皮铆接结构及蜂窝夹层结构，蜂窝夹层结构包括：碳面板铝蜂窝夹层结构、玻璃钢面板+泡沫夹芯夹层结构、铝面板铝蜂窝夹层结构等形式 [ 6 ] 。 图1. 整流罩结构形式
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user: 3. 整流罩装配工艺流程 整流罩的装配主要包括瓣罩部段装配、瓣罩部段对接、分离装置组合、瓣罩分离装置安装、整罩验合、清理测量等工艺环节，具体工艺流程如图2所示。其中，I~N瓣罩均可看作独立的部段，分别完成部段的组合、装配，形成完整的瓣罩后进行整罩的合验。 图2. 整流罩装配工艺流程
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user: 4. 整流罩卧式装配 我国现役运载火箭整流罩目前主要采用卧式装配工艺方案，主要工艺装备为整流罩卧式铆接装配系统。典型装备结构形式如图3所示，包括床头、床尾、导轨、支撑托架、过渡环等主要构件，床尾可沿导轨水平移动以满足整流罩长度变化需求；床头、床尾可沿水平轴向360˚旋转满足整流罩定位及操作需求；过渡环协调不同部段产品与装备的接口关系；支撑托架布局在导轨上水平移动，起到支撑整流罩防止挠性变形的作用。 图3. 整流罩卧式装配装备 整流罩装配过程中，部段组合、瓣罩对接、整罩验合的工序均在该型架上串行执行，装配流程示意如图4所示。各个部段装配前均需首先调整卧式装配装备长度并悬挂相应过渡环，完成装配后需继续调整装备长度及过渡环状态以满足下一部段装配需求。部段装配完成后进一步调整装备状态，分别满足I~N瓣罩的对接需求。各瓣罩完成后分别吊装上架，实现整罩合验。验合完成后装备床尾打开，整流罩吊装下架。 图4. 整流罩卧式装配流程 采用卧式装配工艺方案主要具有以下优点： 其一，解决了整流罩装配对厂房高度需求过高的问题。整流罩水平放置，高度的需求可以在长度方向扩展。以某型号现役运载火箭为例，其直径Φ 4200 mm，高度13，000 mm的整流罩，在吊高10 m的厂房内即可正常装配、转运。 其二，解决了整流罩装配过程中操作人员高空作业不方便的问题。以直径Φ4200 mm的整流罩为例，卧式装配整流罩的最大高度小于5 m，操作人员依靠高度3 m的升降车即能完成作业。 其三，卧式装配方案，设备装备结构简单、方案成熟，风险小。整流罩卧式铆接装配型架的结构如图5所示，主体结构包括床头、床尾、过渡环、托架，床头为固定基准，床尾可在导轨上移动满足长度调节，过渡环调整部段与机床接口，托架支撑产品防止挠曲变形。 采用卧式装配工艺方案的缺点主要包括： 其一，卧式装配，整流罩变形大，精度难以控制。整流罩为典型的大型、薄壁、弱刚性产品，卧式装配过程中存在较大的挠曲变形，影响协调对接，支撑托架也只能在一定程度上缓解但不能消除底部瓣罩变形，更无法控制上部瓣罩变形。对于直径达到Φ 8000 mm，长度超过25，000 mm的重型运载火箭超大尺寸整流罩，产品变形更加难以控制。 其二，卧式装配，多瓣式整流罩瓣罩吊装、定位、装配困难。对于现役运载火箭两瓣式整流罩，上下瓣罩结构对称，吊装及合罩过程中，整流罩无论仰置、扣置重心均容易调整，便于操作。大型整流罩若为弧度120˚的三瓣式结构，卧式装配，必定有两瓣罩为倾斜放置，吊装、定位困难。 其三，卧式装配，内部无操作平台，操作困难。卧式装配，整流罩内部无法布置升降车等操作平台，无法进行高空操作。现役运载火箭整流罩装配，依靠内部搭建简易踏板的形式勉强完成高度2 m的操作，而且存在破坏壁厚仅0.3 mm的铝蜂窝面板风险，重型运载火箭超大直径整流罩，内部高度5 m~8 m，简易踏板无法满足需求。 其四，卧式装配，各工序串行执行，生产周期长、效率低。整流罩生产过程中，部段装配、部段对接、瓣罩对接、整罩验合等工序均需依托铆接装配型架完成。卧式装配，各工序、瓣罩的装配要挤占唯一的装配工位资源，只能串行执行，延长生产周期。 图5. 整流罩分瓣定位示意图
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user: 5. 整流罩立式装配 目前，国内完成的最大直径整流罩直径Φ 5200 mm，采用传统卧式装配方法，超大直径整流罩立式装配尚无成熟的应用案例，本文根据整流罩的结构特点及装配过程提出了超大直径整流罩立式装配的装备方案及工艺方案。 整流罩立式装配装备拟采用分体塔架式结构，根据瓣罩的分布确定分体床身及塔架的布局，如图6所示为三瓣罩结构整流罩装配装备的结构示意图。该立式装备包括：分体床身(平台)、立式塔架、过渡环、操作平台等主要部分。分体床身及立式塔架可沿径向导轨水平移动，床身及塔架的开合满足整流罩瓣罩分离及合罩需求；立式塔架支撑过渡环及操作平台等结构，满足整流罩的垂直装配；过渡环在立式塔架上定位、移动，以实现不同部段的组合及对接；操作平台同样在立式塔架上定位、移动，满足操作者对不同作业面的高度需求。 图6. 整流罩立式装配装备 整流罩立式装配的流程也包括部段装配、部段对接、瓣罩验合、整罩验合等主要工序，装配过程如图7所示。整流罩装配前，立式装备的分体床身及塔架沿径向向外打开，让出操作空间，各个部段在立式装配装备上垂直装配，一个部段装配完成后，下一部段直接累加进行装配并完成部段对接，直至该瓣罩对接完成。立式装备的床身及塔架为分体式结构，原则上各瓣罩的装配、对接可并行执行互不影响。瓣罩装配完成后，分体床身及塔架沿径向向内合并，实现整罩的自动验合。验合完成后分体床身及塔架再次打开，整流罩吊装下架。 图7. 整流罩立式装配流程 相对于卧式装配工艺方案，立式装配工艺方案主要具有以下特点： 其一，立式装配装备结构简单、紧凑、拓展性强。立式装配装备的主体结构如图6所示，分体床身及塔架对应整流罩的分瓣形式，结构简单，适应性及可拓展性强，能够适应未来重型运载火箭超大直径整流罩不同的直径及结构形式；立式结构占用立体空间，对厂房面积需求小，但是也存在对厂房高度要求高的缺点。 其二，立式装配，整流罩变形小，协调问题少。整流罩立式装配，各部段在垂直状态的刚性好，吊装及装配过程中挠性变形小，不易出现由于变形导致的协调问题，同时，整罩验合过程中各瓣罩均处于装备定位状态，装备移动自动对接，变形小、精度高。 其三，立式装配，符合整流罩最终装配状态。整流罩在发射场与有效载荷对接一般采用立式装配，生产过程与最终状态一致能够避免由于状态转换导致的协调问题。 其四，立式装配装备独立性好，工序可并行，效率高。立式装备的分体床身及塔架对应整流罩的分瓣，且装备各部分可沿径向向外打开，让出操作空间，整流罩各瓣罩的装配可独立并行进行，装备及瓣罩整体径向向内移动完成合罩。 其五，操作平台布局方案简单，操作空间大。立式装配装备可以在塔架结构上按需布局操作平台，为操作者提供相对安全、舒适的工作环境，仅存在工作面高度较高的缺点。
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user: 6. 结论 综上，现有卧式铆接装配工艺方案在面临超大直径有效载荷整流罩装配过程中，存在整流罩变形大，精度难以控制；多瓣式整流罩瓣罩吊装、定位、装配困难；操作不便；工序串行执行，生产周期长、效率低等诸多问题，不能适应重型运载火箭整流罩的生产研制。立式装配方案较好地解决了装配变形控制、工序并行执行、操作空间等问题，是重型运载火箭超大直径有效载荷整流罩装配的优选方案。
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user: 摘 要 为提高工程图的绘制效率，提出应用基于实例推理尺寸自动标注技术，结合实例库构造方法和图形检索技术，提出图元重定义方法和设计实例的知识表达方法，给出了相似推理标注的算法，并合理布局尺寸，最终实现尺寸的自动标注。最后结合轴类零件的标注实例，验证了此方法的可行性。 关键词 :案例推理，图形检索，图元重定义，自动标注 Copyright © 2019 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 工程图纸是表达机械零件结构形状、尺寸大小和技术要求的图样，是零件生产制造过程中的重要技术文件。工程图纸中的尺寸标注代表了零件的尺寸信息和加工工艺要求等，但是在图纸绘制过程中，尺寸标注仍然是一项繁琐的工作，占用大量的绘图时间，如果能实现工程图纸中零件的尺寸自动标注功能，则能够很好地提高工作人员的绘图效率。虽然目前存在一些尺寸自动标注方法，但是大多数方法只能识别一下特征，尺寸标注的很多知识很难形成比较固定的模型 [ 1 ] ，往往需要应用到以往的标注经验来完成，基于实例推理的方法恰好能够利用以往的经验来完成新的任务。 基于实例推理是一种应用过去的经验解决现在问题的一种技术方法 [ 2 ] 。基于实例推理的过程主要分为四个步骤，案例检索、案例重用、案例修改和案例存储 [ 3 ] 。首先将已经标注好的工程图纸作为实例和经验的来源，建立实例库，其次根据给定的目标图纸检索从实例库中检索出相似或者相同案例，然后通过比较实例和目标图纸来确定目标图纸的尺寸标注，最后将得到标注方案或者进行修改后得到的标注方案。若是得到的标注方案可以直接应用，则即可实现自动标注，若是修改后可以应用，可将修改后的标注方案和图纸作为新的案例存储到案例库中。
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user: 2. 实例的知识表达 2.1. 案例图的组成表达 实例图形可以分两层来看，见图1所示，第一层是作为一个完整的图形来看，主要进行图形检索案，第二层是实例知识表达的设计，主要是便于通过对比案例图纸和目标图纸之后，推理出目标图纸中需要添加标注信息的具体位置和标注类型。图形由数量不等的种类不同的图元组成，案例图可以分为图元对象和标注两部分，标注和图元对象是一一对应关系。 图1. 实例工程图的组成 2.2. 图元重定义和相似 组成图形的图元主要点、线、弧和圆等几种。为了便于推理标注过程的完成，重新定义图元概念。 2.2.1. 点的重定义 一般在绘图软件中定义点的组成元素只有x、y、z轴的三个坐标值，如果只通过坐标值的话并不能判断两个点是否相似，所以在这里重新定义点的属性。 定义1点是由坐标值、二进制属性值和邻接数组组成的。 定义一中坐标值有x、y、z轴三个方向的坐标值，二进制属性值为一个32位的二进制数，邻接数组为大小为8的数组，见图2所示。32位二进制数的第1到第8位代表见图2中0点的8个方向的位置是否存在一点点和点0有直线相连。第9到第24位代表圆弧连接点的和点的连接情况，每位数的具体意义在圆弧重定义中介绍。第25到32位为预留位，不做计算用。其中0点和2、4、6、8方向的点的连线和相邻的两条线的夹角范围是0到90度。点的邻接数组为这个点的1到8之间八个方向的点的二进制属性值。 图2. 点的重定义 2.2.2. 线的重定义 通常线段的定义一般由起点、起点坐标和终点、终点坐标组成，为了便于实现推理过程，给线段添加了一些属性。 定义2线段是由起点、终点和中点和线型组成，其中起点包括起点坐标值，起点二进制属性值和起点的邻接数组，终点包括终点坐标值，终点二进制属性值和终点的邻接数组，中点包括中点坐标值。 2.2.3. 圆的重定义 圆的组成元素主要有圆心坐标和半径或直径，这里添加类类似于点的二进制属性值的属性。 定义3圆是由圆心坐标、半径、象限点和圆心二进制属性值组成。 重定义后的圆添加了4个象限点和圆心的二进制属性值，象限点位置见图3所示，图中a、b、c、d四个点代表中间圆o的四个象限点。圆心的二进制属性值为一个八位二进制数，从第一位到第八位分别代表在圆o的1到8位置上是否存在一个圆，若存在，则相应二进制位置为1，否则置为0，图3中中间圆的圆心二进制属性值为11111111。 2.2.4. 圆弧的重定义 圆弧即为圆上任意两点之间的部分。通常由一个圆心、圆的半径和圆弧起始点可以确定一个圆弧，这里对圆弧添加一些属性。 定义 4圆弧为某一个圆上任意两点之间的部分，圆弧属性包括这个圆重定义后的属性，同时还包括圆弧起始点二进制属性值、圆弧起始点的邻接数组以及圆弧角度。 图3. 圆的重定义 首先定义圆弧起点到圆弧终点方向为顺时针方向，即从圆弧一个端点A沿弧线到圆弧另一个端点B走，如果是顺时针方向走，则这个端点A为圆弧起点，B为圆弧终点，否则A为圆弧终点，B为圆弧起点。圆弧起始点的属性包括点重定义后的全部属性。其中，点得32位二进制属性值的第9到24位意义代表圆弧起始点的位置，若圆弧起点位于第1、2、3、4象限内，则二进制数第9、10、11、12位置1，否则置0；若圆弧起点位于第a、b、c、d象限点上，则二进制数第17、18、19、20位置1，否则置为0；若圆弧终点位于第1、2、3、4象限内，则二进制数第13、14、15、16位置1，否则置0；若圆弧终点位于第a、b、c、d象限点上，则二进制数第21、22、23、24位置1，否则置为0。 2.2.5. 图元对象的相似 图元对象的相似指在不同工程图中的两个图元对象的相似性。如果处在不同工程图中的两个点有相同的二进制属性值，则说这两个点是相似的；若果不能通过二进制属性值判定两点的相似性，则可以继续比较两点的邻接数组。线段的相似，指在处在不同工程图中的两条线段有相同的起始点的二进制属性值。圆的相似是指处在不同工程图中的两个圆有相同的圆心二进制属性值。圆弧的相似指在不同的工程图中，如果两个圆弧有相同的起点属性和重点属性，则说明两个圆弧是相似的，如果不能只通过起始点判断圆弧是否相似，则可以继续通过两个圆弧的圆心二进制属性值判断两圆弧是否相似。 2.3. 标注的组成 添加标注信息首先要确定一个标注对象，根据标注的组成形式 [ 4 ] 和标注类型 [ 5 ] [ 6 ] ，一个完整标注的确定包括几个必要的元素：标注对象、标注放置点、标注类型和标注文字，见图4所示。 图4. 标注组成元素 轴类零件中常用的标注类型包括对其标注、线性标注、圆的直径标注、轴体的直径标注、角度标注、倒角标注等 [ 7 ] ，每种标注类型都有必要组成元素，根据这些组成元素设计成标注模板，当工程图中有需要标注的对象时，直接对对象套用标注模板添加标注信息。通常，一个标注信息的添加是在工程图中一个图元对象上或者两个图元对象之间添加标注，对于图4中的标注可以认为是在线段12上添加的对其标注，也可以认为是在点1和点2之间添加的对齐标注。常用标注组成见图5所示。 图5. 常用标注及其组成
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user: 3. 推理标注过程 首先从实例库中检索出和目标图纸相似或者相同的案例，然后根据检索结果，将目标图形和实例图形分别根据图元重定义的概念进行处理，得到目标图形的对象集合和实例图形的对象和标注的集合，根据两个集合的对比对目标图形进行推理标注。 自动推理标注算法如下： 1) 从实例库中检索和目标工程图相似的实例。 2) 如果检索不到相似实例，则进行人工标注，然后将人工标注后的结果作为新的实例添加到实例库中，结束流程；否则进行下一步。 3) 对检索到的相似实例根据图元重定义后的概念进行处理，得到标注对象集合D1{Di{Oi}|Di为标注类型，Oi为图元对象，Oi的个数可能为1个，也可能为2个}，集合中对象只存储如图1中有标注的对象。 4) 对目标工程图形根据图元重定义的概念进行处理，得到组成图形的图元对象的集合D2{Oj|Oj为图元对象}。 5) 从D1中取一个标注Di和相应的对象Oi，遍历D2，判断是否有对象Oj和Oi相似，如果有，对Oj添加标注，如果没有，则选择Di下一组对象，遍历D2进行对比标注，如此循环。 6) 当遍历完D1集合时结束整个过程。 推理过程只确定了目标图中需要添加标注的对象，当目标图中所有可能添加的标注信息确定之后，还要对尺寸检测，合理布局，防止出现尺寸干涉。完成尺寸布局之后得到的标注方案结果，即为推理得到的标注方案。
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user: 4. 基于实例推理的轴类零件尺寸自动标注流程 基于案例推理的轴类零件尺寸自动标注流程见图6所示。实例推理过程只是根据实例推理出图形中需要添加标注的对象，并不对尺寸排列处理，因此确定标注对象之后还要对尺寸进行布局规划 [ 8 ] 。 图6. 基于案例推理自动标注流程图
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user: 5. 应用实例 以VisualStudio2015为开发平台，在AutoCAD2016上进行测试自动标注结果。根据前文介绍，一个阶梯轴的需要添加标注的类型包括线性标注、对其标注、轴体直径标注、倒角标注等，一个阶梯轴的组成图元对象通常包括点、线和圆弧等，按照图元重定义的概念处理这些对象后，得到实例图的组成对象和标注集合见表1所示，得到目标工程图的组成图元对象集合见表2所示。 Table 1 Case drawing primitive object collectio 标注类型 图元对象1 图元对象2 对象1属性值 对象2属性值 倒角 点 点 52 18 倒角 点 点 88 144 径向直径 点 点 52 133 径向直径 线 线 起点：20 终点：80 起点：5 终点：65 径向直径 点 点 88 67 径向直径 线 线 起点：20 终点：81 起点：5 终点：81 线性 点 点 18 144 线性 点 点 18 81 线性 点 点 20 80 线性 点(弧起点) 点(弧终点) 8256 320 线性 弧(象限点) 弧(象限点) 起点：65540 终点：4194308 起点：1048640 终点：262208 线性 点 弧(象限点) 5 起点：8256 终点：320 线性 点 弧(象限点) 18 起点：65540 终点：4194308 表1. 实例图的组成对象和标注的集合部分内容 Table 2 Part of target drawing primitive object collectio 图元对象 属性值 数量 图元对象 属性值 数量 点 18 1 点 52 1 点 133 1 点 88 1 点 144 1 点 67 1 点 5 6 点 20 6 点 81 8 点 80 1 点 65 1 弧 起点：8256 终点：320 2 弧 起点：65540 终点：4194308 2 弧 起点：1048640 终点：262208 2 表2. 目标图的对象集合部分内容 逐一取实例中的标注类型和与之对应的标注对象，判断目标图中组成对象是否有相似的对象，有过有，则添加和实例标注相同类型的标注信息，标注结果如图7所示。 图7. 阶梯轴自动标注结果图
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user: 6. 结论 本文通过对图元进行重定义、对相似对象进行重定义并应用实例推理技术实现了轴类零件的尺寸自动标注。文章设计了图形知识表达方法和推理自动标注的算法，并以VisualStudio2015为开发平台、在AutoCAD2016上进行测试，得到较好的测验结果。由此可以得出，本文提出的图元重定义方法能够良好实现将图形从“形”到“二进制数”的转换，将图形特征相似转换为二进制数的对比，拓展了图形特征相似的方法，也证明了基于案例推理的方法在尺寸自动标注应用上具有良好的可行性和可靠性。
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user: 摘 要 毕业设计(论文)是实现本科生培养目标的重要教学环节，在提高人才培养质量上具有不可替代的作用，而加强规范化管理是提高毕业设计(论文)质量的抓手。论文针对河海大学农业水利工程专业在毕业设计(论文)管理方面的实践，重点从规范基层管理制度角度，总结了包括纪律管理、选题更新、成绩管理和学术不端检测等方面的创新做法，实践结果表明一系列管理规章制度的出台与实施，规范了毕业设计(论文)实践教学的管理，提高了毕业设计(论文)水平和质量，有力地促进了实践教学水平的提升，相关的管理制度创新做法可以作为相关专业毕业设计(论文)规范化管理的参考依据。 关键词 :毕业设计，农业水利工程，管理制度 Copyright © 2019 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 农业水利工程专业是河海大学最早设立和建设的骨干本科专业之一，具有扎实的办学基础和广泛的社会需求 [ 1 ] [ 2 ] 。实践教学是人才培养的重要教学环节，加强实践教学是实施人才培养目标的根本保证。毕业设计(论文)是本科教育人才培养计划和实践教学的重要组成部分，也是本科教学过程中最后一个重要的教学环节，对培养学生综合运用基础理论、基础知识和基本技能解决实际问题的能力，让学生获得基本训练、实现培养目标等具有重要作用 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 。通过毕业设计(论文)，学生可全面回顾本科阶段所学知识，并从解决实际问题和科学研究的需要出发，实现对本学科基础理论、专门知识的综合理解和掌握。通过毕业设计(论文)，学生可以熟悉和掌握农业水利工程规划设计的内容、一般步骤和具体方法，具备开展本学科科学研究的基本能力，为毕业后独立从事规划、设计工作以及继续攻读硕士研究生奠定基础。 河海大学为规范本科毕业设计(论文)的过程管理，从全校层面出台了《河海大学本科生毕业设计(论文)工作若干规定》，内容涉及选题、指导教师职责、对学生的要求、答辩与成绩评定、评优和材料归档、组织领导、其他方面的规定等，同时也发布了《河海大学本科毕业设计(论文)基本规范》，明确了规范格式及其要求。为进一步规范农业水利工程专业本科生毕业设计(论文)各个环节的管理工作，保证本科生毕业设计(论文)工作的顺利进行，提高本科生毕业设计(论文)质量，结合本专业近年来本科毕业设计(论文)工作的实际，从制度管理规范化着手，在学校相关管理规定基础上，出台了相应的管理制度文件办法细则，健全和完善了毕业设计(论文)实践教学的相关管理规章制度，规范了毕业实践教学各个环节的任务、目标与要求，有力地提高了毕业设计(论文)教学环节的水平和质量。本文重点总结了农业水利工程专业在本科生毕业设计(论文)管理制度方面的创新做法和实践效果，主要包括纪律管理、选题更新、成绩管理和学术不端检测等方面，以期为其他专业的毕业设计(论文)管理提供借鉴。
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user: 3. 结语 毕业设计(论文)是实现本科生培养目标的重要教学环节，在提高人才培养质量上具有不可替代的作用，而加强规范化管理是提高毕业设计(论文)质量的抓手。本论文针对河海大学农业水利工程专业在毕业设计(论文)管理方面的实践，重点从规范基层管理制度角度，总结了包括纪律管理、选题更新、成绩管理和学术不端检测等方面的创新做法，实践结果表明一系列管理规章制度的出台与实施，规范了毕业设计(论文)实践教学的管理，提高了毕业设计(论文)水平和质量，有力地促进了实践教学水平的提升，相关的管理制度创新做法可以作为相关专业毕业设计(论文)规范化管理的参考依据。
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user: 摘 要 针对重型运载火箭超大尺寸舱段铆接装配过程中潜在的装配流程不合理、装配偏差、装配变形等问题，开展仿真分析技术在舱段装配过程中应用方法的研究。运用DELMIA软件进行装配过程仿真，优化装配流程，检验产品及工装设计的合理性；运用CATIA 3DCS软件进行装配偏差仿真，预测关键测点装配偏差，优化装配流程及零部件容差分配；运用Ls-DYNA软件进行装配变形仿真，优化装配夹具设计、铆接及装配路径，排除协调及对接风险。 关键词 :运载火箭，铆接舱段，装配仿真，偏差仿真，变形仿真 Copyright © 2019 by author(s) 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 重型运载火箭是我国建设航天强国的重要标志，也是维护我国太空安全、推动我国太空探索向更加遥远深空拓展的战略工具 [ 1 ] 。重型运载火箭的研制涉及箭体结构系统、动力系统、控制系统、地面发射系统等关键组成，是复杂的系统工程。在箭体结构研制方面，重型运载火箭芯级直径为Φ9500 mm [ 2 ] ，远超CZ-3A系列火箭Φ3350 mm及CZ-5火箭Φ5000 mm的规模。在整个箭体结构中，铆接舱段起到贮箱间连接及仪器设备安装载体的作用，是重要的承力部段，其尺寸巨大、结构复杂，是箭体结构研制的一个难点。 长期以来，我国运载火箭箭体结构的研制一直采用串行模式：设计部门完成产品设计并下发二维图纸，生产部门依据产品图纸完成工装设计制造并开展产品试制。串行制造模式，产品设计问题、工装问题、工艺问题在产品制造阶段集中爆发，返工成本高昂且耽误宝贵的研制周期。近年，随着三维数字化设计技术的推行，产品设计逐步由二维向三维转变，并最终在新一代运载火箭CZ-7上实现了无纸化设计。相对于设计手段数字化技术的进步，在制造阶段工艺方法及流程的设计仍然依赖工艺人员的经验，制造工艺及流程合理性的验证也只能在实物制造阶段进行，不能适应型号研制的需求。 如今，装配仿真技术在航空、航天等复杂产品制造中扮演的角色越来越重要，成功的仿真能够为产品的制造过程提供全方位的指导 [ 3 ] 。本文以重型运载火箭超大直径铆接舱段试验件为例，开展仿真分析技术在舱段装配过程中应用方法的研究，探索数字化仿真的手段解决装配过程中流程优化、装配变形、装配偏差等问题的方法，为重型运载火箭箭体结构的研制奠定技术基础。
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user: 2. 需求分析 2.1. 产品特点 运载火箭箭体结构铆接舱段主要包括以下几种结构形式：金属(复合材料)蒙皮、框、桁铆接结构，金属蒙皮、框、桁焊接结构，整体网格加筋壁板焊接或铆接结构，复合材料整体成型结构。其中，蒙皮、框、桁铆接结构技术成熟、应用广泛，且零部件的加工难度相对较低，铆接装配的难度相对较大。 本文主要进行重型运载火箭超大直径舱段铆接装配工艺的研究，选取装配过程复杂的蒙皮、框、桁铆接结构舱段为研究对象，同时为了保证成果的适用性，选取内部布局承力梁的复杂舱段为研究对象，如图1所示。 图1. 典型舱段结构分解 相对于现役运载火箭，重型运载火箭铆接舱段主要具有以下特点： 1) 产品尺寸大，装配难度高；重型运载火箭芯级舱段直径Φ9500 mm，高度5000~12，000 mm，为典型的薄壁超大尺寸舱段。相对于现役运载火箭Φ3350 mm直径舱段的装配，超大尺寸舱段装配在零件转运、吊装、定位、制孔、紧固等各个环节的难度均会凸显。 2) 零件精度低，协调问题多；运载火箭舱段铆接装配所需的零件大部分为钣金零件，钣金零件本身加工精度较低，而且随着重型运载火箭零件尺寸的成倍增长，其几何及尺寸偏差也成倍放大，同时，初次研制，产品设计及零件加工部门对零件偏差的把握缺乏经验，零件偏差不可控，导致的协调问题最终将在装配阶段集中爆发出来。 3) 零件刚性差，装配变形控制难；重型运载火箭舱段大尺寸的钣金零件刚性差，而且钣金零件的精度低，装配过程中由于强迫装配导致的应力、应变影响最终产品的形位精度。 4) 产品质量要求高，装配工装、设备复杂；航天产品质量要求高，箭体舱段涉及对接，形位及尺寸精度要求严格，需要工装及设备保证薄壁舱段的装配精度，此类工装、设备为专用设备，需要根据产品的结构特点、装配工艺专门研制，成本高、周期长，反复代价大。 综上，重型运载火箭超大直径舱段研制难度极大，潜在的装配流程不合理、装配偏差及装配变形不可控、工艺装备不适用风险极高，需要先期运用数字化的手段进行装配仿真分析，为产品设计、工艺流程设计、工艺装备设计提供一定的理论依据。 2.2. 仿真分析需求 针对超大直径铆接舱段的特点及装配过程中潜在的问题，重型运载火箭铆接舱段研制过程中迫切需要实施的仿真分析技术包括： 1) 装配过程仿真 装配过程仿真提供了在三维数字化环境中动态安装零组件的整个过程，可以为实际产品科学合理的装配工艺、工装等的设计提供参考。装配过程仿真技术的应用可以针对重型运载火箭舱段装配结构复杂、零件尺寸大、工装及设备代价高等问题，在产品及工艺装备研制初期发现并降低工艺风险、优化装配流程、避免工装反复、保障最终产品质量。 2) 装配偏差仿真 装配偏差仿真基于产品模型数据、零件偏差数据及装配工艺流程数据，结合统计学的理论进行关键测点装配偏差的分析，为零件容差分配及装配流程的优化提供参考。装配偏差仿真技术的应用可以针对重型运载火箭零件偏差大、协调关系复杂等问题，在产品设计阶段预测最终产品质量、优化零件容差分配。 3) 装配变形仿真 装配变形仿真基于产品模型及有限元数据，结合受力边界条件进行装配过程及最终产品的应力、应变分析。在重型运载火箭铆接舱段装配过程中，装配变形分析技术主要应用在薄壁零件装配间隙排除、铆接变形、零组件变形对协调对接的影响等方面，以优化装配夹具设计、优化铆接及装配路径、排除协调及对接风险。
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user: 3. 装配过程仿真 目前，较为成熟的商用数字化装配仿真技术软件包括达索公司的DELMIA [ 4 ] 和西门子公司的PLM Software的eM-POWER等。DELMIA软件是达索公司一款为数字化制造打造的应用软件，可以在虚拟环境中模拟制造生产情况，仿真分析的内容涉及装配干涉的仿真、装配顺序的仿真、人机工程仿真 [ 5 ] 。本文以重型运载火箭典型铆接舱段为对象，借助DELMIA软件，进行装配过程仿真分析流程的研究及验证。 3.1. 仿真分析流程 装配过程仿真的实施基于项目先期确定的总体工艺方案，对于铆接舱段装配，工艺方案制定阶段需要决策总体的工艺方向，包括采用的装配方式：壁板式装配、骨架式装配，采用的装配工艺：手工铆接、自动钻铆，采用的装备形式：铆接型架、机床自动钻铆装备、机器人自动钻铆装备等。 工艺方案确定后，装配过程仿真的初始输入包括：产品模型、制造资源模型及初步设计的工艺流程。产品模型及制造资源模型整合为初始的仿真分析模型，以初步设计的工艺流程为指导进行装配工艺的规划，包括零件的转运、定位装配的先后顺序、工装工具的使用、机床设备的动作等，装配过程定义完成后进行仿真分析，检查装配干涉、工装适应性、人机工程合理性，仿真结果反馈至产品设计、工装设计、工艺流程进行优化，优化完成后迭代仿真，直至达到最优结果，输出装配工艺数据、仿真报告及装配动画，典型的装配过程仿真分析流程如图2所示。 图2. 装配过程仿真分析流程 3.2. 实例验证 本文以重型运载火箭典型试验件舱段为对象，进行装配过程仿真分析的应用验证。根据舱段的结构特点及现有的工艺技术水平，试验件舱段拟采用壁板与骨架相结合的装配方式，运用机器人自动钻铆工艺，初步设计的工艺流程及主要制造资源如图3所示。依据产品模型、制造资源模型以及初步设计的工艺流程，进行装配过程的可视化仿真，舱段装配过程仿真的实例验证如图4所示。 图3. 舱段装配总体工艺流程 图4. 舱段总体装配过程仿真 第一轮仿真完成后，舱段结构问题反馈产品设计，工装干涉及操作不方便问题反馈工装设计，同时对工艺流程进一步优化。仿真反映的问题解决后迭代仿真，直至得到最优的结果，输出装配工艺数据、仿真分析报告、装配动画。 根据装配仿真分析的结果，壳体套装井字梁的过程是整个装配过程的难点，可以进一步细化仿真，工艺流程及主要制造资源如图5所示，壳体套装井字梁装配仿真实例验证如图6所示。 图5. 壳体套装井字梁详细工艺流程 图6. 壳体套装井字梁过程仿真