DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 短路贴片天线 2.1. 天线结构 如图1所示，短路贴片天线在常规微带贴片天线的基础上演化而来，其中由探针直接激励的贴片为 图1. (a) 常规微带贴片天线；(b) 短路贴片天线 辐射贴片，右贴片为寄生贴片 [ 14 ]。辐射贴片的左边缘与寄生贴片的右边缘存在一系列的金属化过孔，起短路作用。为了降低H面的交叉极化，贴片横向边缘增加了4个额外的金属化短路过孔 [ 15 ]。 2.2. 辐射特性 利用高频电磁仿真软件HFSS做仿真设计，常规微带贴片天线与短路贴片天线仿真的反射系数和增益曲线如图2所示。可知，短路贴片天线的阻抗带宽为2.2% (4.87~4.98 GHz， S 11 < −10 dB)，略小于常规微带贴片天线的3.4%。但常规微带贴片天线的增益在通带外下降缓慢，没有明显的滤波响应，而短路贴片天线在5.36 GHz处存在一个辐射零点，使得高频带的辐射抑制增强。 图2. 常规微带贴片天线与短路贴片天线的反射系数及增益曲线 为了进一步分析短路贴片天线高频带辐射零点的产生机理，图3给出了其在谐振频率4.92 GHz和辐射零点频率5.36 GHz的表面电流矢量分布。在谐振频率4.92 GHz，辐射贴片与寄生贴片上的主要电流方向一致，故表现出良好的辐射特性。而在5.36 GHz，辐射贴片与寄生贴片上的电流方向则相反，导致远场辐射相消，即表现在天线增益曲线上出现一个辐射零点。 图3. 短路贴片天线的表面电流分布。(a) 4.92 GHz；(b) 5.36 GHz 2.3. 参数研究 为了研究寄生贴片的宽度W 2 对高频带辐射零点的影响，对其进行参数扫描，仿真结果如图4所示。当宽度W 2 增加时，短路贴片天线的谐振频率向低频移动，同时辐射零点亦向低频移动。与之类似，改变辐射贴片的长度L 1 与寄生贴片的长度L 2 ，可以控制辐射零点的位置，如图5所示。其中为了辐射贴片与寄生贴片更好的耦合，L 1 与L 2 保持相等。上述参数扫描的结果表明，选择合适的尺寸参数，可以获得理想的辐射零点位置及带外辐射抑制水平。 图4. 短路贴片天线对参数W 2 扫描的仿真结果 图5. 短路贴片天线对参数L 1 (L 2 )扫描的仿真结果
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user: 3. 滤波短路贴片天线 3.1. 天线结构 尽管短路贴片天线在高频带具有强烈的带外辐射抑制，但其增益曲线在低频带仍然下降缓慢，故需要进一步的滤波设计以增强它的滤波响应。为了在低频带引入辐射零点，一对对称的J形缝隙被蚀刻到辐射贴片中，如图6(a)所示。其中为了最大化保持天线原有的表面电场分布，J形缝隙的宽度选择为0.3 mm。选择弯折的J形缝隙，而不是通常笔直的缝隙，更多是受制于有限的贴片尺寸。 3.2. 辐射特性 图6(b)给出了短路贴片天线加入J形缝隙后仿真的反射系数与增益曲线，可知J形缝隙不仅保留了短路贴片天线原有的高频带辐射零点，同时还在低频带引入了一个新的辐射零点，有效的增强了短路贴片天线在低频带的辐射抑制。此外，J形缝隙还在通带内引入了新的谐振模式，这使得短路贴片天线的带宽增加，频率选择性提高。仿真结果表明，滤波短路贴片天线的阻抗带宽为3.7% (4.75~4.93 GHz)，两个带内谐振点分别位于4.8 GHz以及4.9 GHz，通带内增益变化平坦，约为5.7 dBi。通带外两个辐射零点分别位于低频带4.44 GHz和高频带5.04 GHz处。 图6. (a) 滤波短路贴片天线；(b) 反射系数及增益曲线 为了说明低频带辐射零点的产生机理，图7给出了滤波短路贴片天线在谐振频率4.8 GHz和辐射零点频率4.44 GHz的表面电流矢量分布。如图7(a)所示，在谐振频率4.8 GHz处，J形缝隙的外侧电流方向与缝隙之间的电流方向一致，且与寄生贴片上的电流方向相同。这表明对称J形缝隙的引入，较好的保留了短路贴片天线原有的带内辐射特性。而在辐射零点频率4.44 GHz处，由图7(b)可知，J形缝隙一方面抑制了辐射贴片对寄生贴片的耦合作用，使得寄生贴片上的表面电流幅度较低，未能形成有效的远场辐射；另一方面在辐射贴片上导致缝隙两侧的电流方向与缝隙之间的电流方向相反，使得远场辐射相消；故最终在天线增益曲线上出现一个辐射零点。 图7. 滤波短路贴片天线的表面电流分布。(a) 4.8 GHz；(b) 4.44 GHz 3.3. 参数研究 为了进一步研究J形缝隙的作用，改变J形缝隙的长度参数L 5 、以及缝隙间距参数D，扫描仿真，增益变化曲线如图8所示。如图8(a)，当J形缝隙的长度参数L 5 增大时，低频带辐射零点向低频移动；而与之相反的是，当J形缝隙彼此间的间距参数D增大时，低频带辐射零点向高频移动，如图8(b)。值得注意的是，无论是改变J形缝隙的长度参数L 5 ，抑或是间距参数D，高频带辐射零点的位置并不改变，这充分表明低频带辐射零点主要是由引入的J形缝隙产生。J形缝隙对低频带辐射零点的多参数独立调控，使得整个滤波天线的设计具有一定的灵活性。 图8. 滤波短路贴片天线仿真的参数扫描结果。(a) L 5 ；(b) D
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user: 4. 实物加工及测试结果 最终，滤波短路贴片天线的具体尺寸参数如表1所示。该天线整体尺寸为44.6 × 44.6 × 1.524 mm，设计在介电常数3.55的Rogers RO4003介质基板上。图9为该滤波天线加工后的实物图。 Table 1 Dimensions of the filtering shorted-patch antenn 参数 L 1 L 2 L 3 L 4 L 5 W 1 W 2 数值(mm) 24.6 24.6 8.6 2.4 4.0 12.0 11.6 参数 gap D D 1 S 1 S 2 d GL/GW 数值(mm) 1.0 5.2 7.5 4.0 1.6 0.6 10.0 表1. 滤波短路贴片天线的尺寸参数 图9. 滤波短路贴片天线实物图。(a) 顶部视图；(b) 底部视图 图10给出了滤波短路贴片天线测试与仿真的反射系数及增益曲线。测试结果表明，该天线的阻抗带宽为3.7% (4.76~4.94 GHz)，在谐振频率4.8 GHz、4.92 GHz处的增益分别为5.0 dBi与4.7 dBi，测试的带内增益较仿真结果略有偏低，可能是加工、焊接、测试误差导致。低频带4.48 GHz处与高频带5.06 GHz处的两个辐射零点使得该天线具有良好的带外辐射抑制。由图10(b)可知，在低频带4.2~4.64 GHz频段，测试的带外增益低于−7.6 dBi；在高频带5.02~5.4 GHz频段，测试的带外增益低于−10.0 dBi。 图10. 滤波短路贴片天线的仿真与测试结果。(a) 反射系数；(b) 增益 图11给出了滤波短路贴片天线在4.8 GHz测试与仿真的辐射方向图。测试结果表明，该天线E/H面的半功率波束宽度为99.8˚/73.5˚，在对应的波束范围内，交叉极化抑制大于17 dB。 图11. 在4.8 GHz仿真和测试的方向图
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user: 5. 小结 本文设计了一种新型的结构简单的滤波短路贴片天线。没有额外的滤波电路，利用J形缝隙与寄生短路贴片在通带外引入辐射零点，滤波功能被有效的集成到微带贴片天线中。测试结果与仿真结果具有良好的一致性，该天线的阻抗带宽为3.7%，带内平均增益约5 dBi，带外辐射抑制大于12.6 dB。
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user: 摘要 φ-OTDR分布式振动传感系统需使用窄线宽和频率漂移率小的相干光源，DFB半导体激光器的线宽通常在MHz量级且频率稳定性差，无法直接用作φ-OTDR系统的光源。本文使用光纤环形谐振器利用自注入锁定的方法来压窄DFB半导体激光器的线宽并稳定其频率，并且将其作为φ-OTDR分布式振动传感系统的光源。自注入锁定实现了约300倍的线宽压窄，振动传感实验显示该系统有时能测到振动信号有时不能，表明锁定过程中的跳模是自注入锁定激光器用于φ-OTDR振动传感系统时需要克服的困难。
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user: 1. 引言 分布式光纤传感是将光纤本身作为传感元件，具有成本低、抗电磁干扰、定位精度高、使用寿命长、灵敏度高、空间分辨率高、可长距离传感等优点 [ 1 ] [ 2 ]。目前分布式光纤振动传感系统已经应用在安全和健康监测等很多领域中，有长距离的光缆、天然气和石油管道等的安全监测 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ]；也有民用桥梁、大型建筑等土木工程的健康监测 [ 6 ] [ 7 ]；还有敏感设施，如机场、核电站、工厂以及军事基地等的安全监测 [ 8 ]。φ-OTDR分布式光纤振动传感系统对于光源有一定的要求，需要窄线宽和频率漂移小的相干光源，而这样的激光器的价格普遍昂贵。自注入锁定的DFB半导体激光器具有成本低廉、结构简单的优势，因此使用它可以显著降低传感系统的成本。López-Mercado团队将自注入锁定的DFB半导体激光器应用于φ-OTDR分布式声振动传感系统中，在9270 m的距离上，对光纤动态扰动的分布检测和定位进行了验证，证实了自注入锁定的DFB半导体激光器与φ-OTDR分布式声振动传感系统协同工作的能力 [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ]。本文采用环长为4 m的光纤环形谐振器对DFB半导体激光器进行线宽压窄，并将其用于φ-OTDR分布式光纤振动传感系统中，分析了在φ-OTDR振动传感系统中使用该光源的效果和可行性。
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user: 2. DFB半导体激光器的自注入锁定 我们利用光纤环形谐振器对DFB半导体激光器进行自注入锁定，如图1所示。光纤环形谐振器(FORR)由两个3 dB耦合器C2和C3组成，环长4 m。由DFB半导体激光器输出的光通过环行器后进入环形谐振器，环形谐振器的谐振光再由环行器注入回激光器，实现对激光器的自注入锁定。耦合器C1分出10%的光作为激光器的输出，A、B两个端口可以对锁定效果和锁定时的跳模情况等进行监测。光隔离器ISO抑制光路中另一个方向光的产生。 本文中采用延时自外差法对激光器的线宽进行测量，延时自外差法的实验装置如图2所示。激光器的输出光经过一个3 dB耦合器后被分成两路，一路经过低损耗的延时光纤，以避免产生相干噪声。另一路经过声光移频器(AOM)移频55 MHz，以避免低频噪声对检测信号的干扰。两路光在另一个3 dB耦合器处合成一束光，用光电探测器(PD)将合束后的光信号转换为电信号，再通过Agilent E4403B频谱分析仪(SA)读取差拍信号的线宽。选用的延时光纤的长度要大于激光器相干长度的3倍。用这种延时自外差法测得的信号线宽是光源实际线宽的2倍 [ 14 ]。 图1. DFB半导体激光器自注入锁定光路图 图2. 延时自外差法测量激光器线宽光路 使用该方案对DFB半导体激光器的线宽进行测量。测量时设置频谱分析仪的ResBW为3 kHz，VBW为300 Hz，对测量结果取20次平均。测量得到未锁定时差拍信号的线宽为1.9 MHz。 把图1中A点输出的光接入图2中，设定激光器驱动电流为0.9 A，用光纤环形谐振器对该DFB半导体激光器进行自注入锁定后，在频谱仪上测得差拍信号频谱如图3。测量时频谱仪的参数设置同测量未压窄激光器时相同。图中曲线半高全宽为12.5 kHz，所以锁定后激光器的线宽为6.25 kHz，相比于自由运行的DFB激光器，线宽压窄了约300倍。 图3. 压窄后的DFB半导体激光器的线宽 受外界温度漂移和激光器驱动电流波动等影响，自注入锁定时，激光器的频率可能从环形谐振器的一个谐振频率上失锁并跳跃到另一个谐振频率上，即发生跳模。用示波器监视图1中的B端口的光强变化可以观测到跳模的发生 [ 10 ] [ 15 ]。 图4为测得的B端口处的输出光强变化。由B端口输出可以明显看到跳模的发生，此时输出光强发生明显的跳变，虽然跳模持续时间较短，但在跳模之前和之后，输出光功率也有波动，表明激光器锁定的稳定性不好。 图4. 从图1中B端口的光强观察自注入锁定时跳模的发生
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user: 3. 使用自注入锁定DFB半导体激光器的振动传感实验 3.1. 实验装置 在φ-OTDR分布式光纤振动传感系统中，注入光纤的脉冲光是强相干的，所以这个系统输出的就是脉冲宽度范围内不同散射点产生的后向瑞利散射光相互干涉的结果。有振动发生的位置，不同时刻干涉信号不同，且有一定规律性，而无振动位置散射信号虽然也不是常数，但呈现噪声的特点，所以通过移动平均和差分等信号识别算法，可以将有振动位置的散射信号从噪声中凸显出来。通过测量输入脉冲光与接收到的后向瑞利散射信号之间的时间延迟可以判断振动点的位置 [ 16 ]。 将图1中的A端点连接到图5中，使自注入锁定的DFB半导体激光器成为φ-OTDR振动传感系统的光源。声光调制器(AOM)把光源输出的连续光调制成脉冲光，掺铒光纤放大器(EDFA)对脉冲光放大。放大后的信号经环行器进入一个Bragg光纤光栅，该光栅作为窄线宽滤波器消除EDFA产生的自发辐射噪声。在传感光纤路径上某处，将一定长度的光纤缠绕在一个压电陶瓷(PZT)上，用信号发生器为PZT加上特定频率的振动信号模拟外界振动。传感光纤中产生的背向瑞利散射光经环行器被雪崩光电二极管(APD)探测，得到的电信号经过两级放大后在示波器上显示并采集和存储。 图5. φ-OTDR分布式光纤振动传感系统光路图 3.2. 实验结果与讨论 使用以上装置进行分布式振动传感实验。传感光纤全长3.2 km，在距离输入端约1.4 km的位置处放置一个PZT，上面缠绕26 m长的光纤。对其施加500 Hz频率的正弦信号。声光调制器上调制脉冲宽度为200 ns，脉冲间隔为50 μs。通过示波器对背向散射信号进行采集，采样频率为200 MHz，每次可存储1000个脉冲的背散信号，即采集到1000条背向散射曲线。 在离线状态下使用100条背向散射曲线对测得的数据进行移动平均差分处理。数据处理结果显示，在不同时刻测得的数据有的能识别出振动信号，有的不能，如图6所示。在图6(a)中的振动信号尖峰位于1405 m处，而图6(b)中并没有检测到振动信号。而在同样条件下，使用线宽小于60 kHz的窄线宽光纤激光器，则能稳定地得到振动信号。 分析使用自注入锁定DFB半导体激光器有时无法测到信号的原因，我们认为是由于跳模现象的存在。DFB半导体激光器未压窄之前的线宽是1.9 MHz，虽然利用自注入锁定可以将DFB半导体激光器的线宽压窄到6.25 kHz，但是这样窄的线宽只在稳定锁定时才能获得。在稳定锁定时对φ-OTDR系统进行振动测量，光源线宽窄，可以测量到振动信号。而在图4所示的跳模和非稳定锁定状态下，激光器的线宽变大，预计至少超过了窄线宽光纤激光器的线宽值，所以相干性变弱，无法达到φ-OTDR系统的测量要求，就不能测到振动信号。由此可见，使用自注入锁定DFB半导体激光器作为φ-OTDR系统的光源，需要在稳定的锁定状态下才能测到振动信号。 图6. 振动信号测量结果：(a) 测得振动信号；(b) 未测到振动信号
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user: 4. 结论 本文使用环长为4 m的光纤环形谐振器对DFB半导体激光器进行自注入锁定，将其用作φ-OTDR分布式光纤振动系统的光源并对该系统进行了振动测量。实验结果表明，跳模稳定时间内自注入锁定的DFB 半导体激光器的线宽窄，该系统可以测到光纤附近的振动信号，这样既兼顾了φ-OTDR分布式光纤振动传感系统的优势，又降低了窄线宽激光器的成本，有很强的实际意义。但是这样的光源因为有跳模现象的存在，有时不能测到振动信号。为避免跳模现象的影响，后续应进一步稳定自注入锁定DFB半导体激光器，尽量减少或避免跳模现象的发生。如用周长更短的光纤环或波导环，这样的环形谐振器自由光谱范围更大，则不易发生跳模现象。但周长短的环往往谐振峰也更宽，会导致锁定后激光器的线宽比用长光纤环时更大。因此，后续还需开展相干研究，探索能同时实现窄线宽和不易跳模的自注入锁定DFB半导体激光器。
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user: 摘要 本文旨在利用装箱机器臂和码垛机器臂进行协同控制，实现从装箱到搬运的工业流水线生产过程。双机械臂间的协同控制方式是实验实现的关键，直接影响到流水线生产的灵活性和效率。实验首先进行协同控制方案设计，然后提出包含有：延时指令的使用、IO通讯模块的连接和红外线传感器检测三个相关方案。经过方案论证与分析后，选择IO通讯模块连接方案进行实现，并根据拟定方案进行硬件系统搭建，最后使用软件系统完成执行程序的编写并进行协同控制调试。实验结果表明，使用IO通讯连接的协同控制方案在提高流水线生产效率与实时性方面较为显著。
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user: 1. 引言 近年来，我国工业机器人行业发展迅速，一定程度上推动了机器人在工业生产制造方面的运用与发展，并且在工业自动化中发挥了巨大作用 [ 1 ]。在工业生产流程中，工业机器人会根据预先设置的程序，有序执行相关任务 [ 2 ]。面对复杂的工业任务，单个机器臂已无法胜任，于是提出了多机械臂协同控制 [ 3 ]。多机械臂协同控制并不在于叠加各个单机械臂的功能，而是通过系统中各子机械臂协同控制来起到一个一加一大于二的效果 [ 4 ]。 工业机器人代替人工进行生产活动，特别是多机械臂协同控制流水线生产的作业模式，逐渐成为工业生产制造的主要发展趋势。在多机械臂协同控制生产流水线中，不同的工业机器人因为设计与制造日趋智能化和人性化而导致类型存在异同，它们之间的协同控制方式也因此多样化 [ 5 ]。随着机器人系统日趋智能化和作业任务日趋复杂化，对于多机器臂间的协同控制研究就显得尤为重要 [ 6 ] [ 7 ]。 本文以双机械臂装箱搬运流水线生产模拟为例，对如何在流水线的生产过程中完成具有较高实时性和高效率的机械臂间协同控制方式进行研究，以掌握工业机器人的控制原理和方法，以及工业机器人间协同控制设计的基本思路与方法，更好理解多机械臂协同控制流水线生产的高效率作业过程。
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user: 2. 实验基础 实验设计目的是利用工业装箱机器人和工业码垛机器人协同控制完成货品从装箱到搬运的模拟流水线生产过程。本文选择使用固高工业码垛机器人及其控制系统(完整生产线如图1所示)和固高工业装箱机器人及其控制系统(完整生产线如图2所示)进行双机械臂的协同控制实验。 固高工业码垛机器人和固高工业装箱机器人都为6自由度机器人，并配备有传送带，传感器和对应的作业工具(如码垛机器人的吸盘和装箱机器人的夹具、夹爪)，能够完成装箱和搬运的操作，适合于双机械臂装箱搬运协同控制实验研究。码垛机器人控制系统的主要部件实物图如表1所示，装箱机器人控制系统的主要部件实物图如表2所示。 图1. 码垛机器人完整生产线 图2. 装箱机器人完整生产线 Table 1 Main parts of palletizing manipulato 传送带 传感器 吸盘 表1. 码垛机器人主要部件 Table 2 Main parts of packing manipulato 传送带 传感器 夹具 夹爪 表2. 装箱机器人主要部件
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user: 3. 双机械臂协同控制设计 3.1. 运动需求分析 根据实验基础和设计目的分析可知：两个工业机器人及其控制系统是相互独立的，要完成协同控制需要两个机器人之间存在通信连接，当装箱机器人完成任务后，码垛机器人获得某个指令或者信号后，执行所属任务。因此，双机械臂装箱搬运协同控制可以通过添加适合的程序指令，传感器，或者两个工业机器人间进行信号通讯来完成协同控制。 3.2. 方案论证及选择 从添加程序指令，传感器，和两机器人间信号通讯方面来设计了相应的三个方案。这三个方案的主要内容如表3所示。 Table 3 Introduction of the schem 方案 方案内容 方案一 记录装箱机器人完成装箱任务并复位的整个过程的用时，并在码垛机器人的执行程序中使用延时指令，而延迟指令的时间参数就是前面所记录的时间 方案二 将两个机器人运动控制器中的IO通讯模块进行连接，装箱机器人作为信号输出端，码垛机器人作为信号输入端，装箱机器人任务完成并发送信号给码垛机器人，令其开始执行搬运任务 方案三 传感器装设在码垛机器人生产线上，载物箱初始位置的一侧，主要是检测最后一个物体被装箱机器人放入载物箱时，传感器向码垛机器人发送信号，码垛机器人生产线上的传送带开始转动，载物箱到达搬运位置后，码垛机器人执行搬运任务 传感器装设在装箱机器人生产线上，夹具同侧的位置并且对准其中一个设定为最后装箱的物体，当最后一个物体被装箱机器人夹走后，传感器向码垛机器人发送信号，当物体放入箱后，码垛机器人生产线上的传送带开始转动，待载物箱到达搬运位置后，执行搬运任务 表3. 方案内容介绍 方案一虽然只使用了延时指令来完成了协同，没有进行硬件连接，节省一定资源和带来一定便利，但是延长的时间设置需要准确，不然两机器人的生产时间线会存在时差。方案二中两机器人的协同控制会更加的精确和高效，会更贴切真实工业流水线生产，只是两机器人之间的需要完成运动控制器上IO通讯模块的接线，并确保信号的传输是有效的。方案三虽然通过红外传感器传输信号完成协同控制，但是当物品的形状，大小和材质等情况不同时，就需要调整传感器的位置，并且两个机器人的生产线都是已经封装好的线路，在生产线上添加传感器需要注意线路的排置。总的来说方案二的实现比其他方案在协同控制实时性与控制性要准确，故选择方案二进行实现。 3.3. 方案论证及选择 为贴近流水线生产，将方案二进行升级，把两机器人间的单向信号通讯改连接为双向信号通讯连接，码垛机器人与装箱机器人执行完指定任务后，向对方发送执行信号，重复进行流水线生产过程，最终方案的协调控制流程图如图3所示。
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user: 4. 双机械臂协同控制实现 4.1. 机器人电气连接 通用数字IO信号连接与机器人运动控制器上的8轴端子板的CN10和CN11模块接口相关，且CN10和CN11通用输入输出供电为24 V，所以继电器选择欧姆龙型号为LY2N-J 2开2闭8脚的24V直流(DC)继电器，电缆线选择4芯1平的RVV纯铜电缆线。 图3. 协同控制流程图 根据CN10和CN11模块的接口定义，作为信号输出端的装箱机器人，在其端子板上选择CN10的“OVCC”作为24V供电输出和“EXO15”作为通用输出，其分别连接继电器的8号和7号接口；而作为信号输入端的码垛机器人，在其端子板选择CN10中的“OGND”作为24V供电地和CN11中的“EXI13”作为通用输入，分别连接继电器的3号和5号接口，以上接线选择红蓝色线进行连接，连接实物如图4所示。作为信号输出端的码垛机器人，在其端子板上选择CN10的“OVCC”作为24V供电输出和“EXO15”作为通用输出，其分别连接继电器的14号和13号接口；作为信号输入端的装箱机器人，在其端子板选择CN10中的“OGND”作为24V供电地和CN11中的“EXI13”作为通用输入，分别连接继电器的5号和9号接口，以上接线选择黄绿色线进行连接，连接实物如图5所示。 4.2. 机器人电气接线 装箱机器人与码垛机器人各端子板上的接线及两个继电器的接线总图如图6所示，图中引线所指的图7和图8为对应位置放大图。 图7(a)所示为装箱机器人端子板CN10通用信号输出的接线实物图、图7(b)为继电器接线实物图、图7(c)为码垛机器人端子板CN10与CN11的通用信号输入接线实物图，图中数字为对应继电器接口，线框为对应连接接口，其中5号和7号接线使用蓝线连接，3号和8号接线使用红线连接。 图8(a)所示为码垛机器人端子板CN10通用信号输出的接线实物图、图8(b)为继电器接线实物图、图8(c)为装箱机器人端子板CN10与CN11的通用信号输入接线实物图，其中9号和13号接线使用黄线连接，5号和14号接线使用绿线连接。 图4. 装箱机器人控制系统接线图 图5. 码垛机器人控制系统接线图 图6. 电气接线实物总图 图7. 装箱机器人控制系统接线实物放大图 图8. 码垛机器人控制系统接线实物放大图 4.3. 机器人协同控制程序及调试 本文使用位置点进行编程，即将机械臂任务执行的过程拆分为多个位置点，在程序执行的过程中，机械臂按程序指令中所指定的位置点进行移动，完成指定的运动任务，其中装箱机器人从第一个物品夹取到复位设定有16个位置点，码垛机器人从货物箱搬运到空箱放置设定有10个位置点。 程序使用MOVL指令进行位置点移动，DOUT指令进行传送带，传感器和作业工作的状态控制以及进行IO通讯信号发送控制，WAIT指令用于IO信号等待，TIMER指令用于IO信号持续输出，JUMP指令用于程序循环。装箱机器人的执行代码内容可参考附录1装箱机器人执行代码，码垛机器人的执行代码内容可参考附录2码垛机器人执行代码。 在调试过程中，装箱机器人的执行过程如表4所示。在接收到装箱机器人的执行信号后，码垛机器人的执行过程如表5中顺序所示。 Table 4 Execution process of packing manipulato 执行步骤 运输 夹紧 抓取 放置 复位 执行情况 传送带转动并进行货物运输的操作 当货物到达传送带的一端，并被传感器识别到后，传送带停止转动，夹具夹紧货物载具 装箱机器人按货物夹取顺序移动位置并进行货物夹取的操作，装箱作业中该操作重复4次 装箱机器人按货物放置顺序移动位置并进行货物放置的操作，装箱作业中该操作重复4次 装箱任务完成后，机器人回到初始位置，并向码垛机器人发送执行搬运任务的信号 执行示意图 表4. 装箱机器人执行过程 Table 5 Execution process of palletizing manipulato 执行步骤 运输 抓取 放置 再抓取 再放置 复位 执行情况 传送带运输箱子至一端，传感器检测到箱子并输出信号，传送带停止 码垛机器人移动至箱子捉取点进行箱子的捉取操作 码垛机器人移动至箱子放置点进行箱子的放置操作 从载物箱子放置点移动到空箱子捉取点，进行空箱子捉取的操作 将空箱子捉取到传输带上预设的放置点进行放置 回初始位置，等待装箱机器人发送信号 执行示意图 表5. 码垛机器人执行过程
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user: 5. 总结 本文主要针对双机械臂协同控制设计的目的，对码垛机器人和装箱机器人进行协同控制，实现了贴近于真实工业流水线生产中装箱与搬运的协同控制，采用IO通讯连接方案，进行两个机器人间的信号交互，实现了较高实时性与效率的机械臂间的协同控制；搭建了模拟真实装箱到搬运协同控制作业流水线，掌握了机械臂间协同控制设计的基本思路与方法。将相关方法用于多类型的机械臂进行生产制造过程的模拟，可以实现多机械臂间的协同控制关系。
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user: 摘要 为了研究轮对弹性振动模态阶数对轮轨动态作用的影响，以国内某型30 t轴重重载货车为研究对象。首先采用有限元方法建立不同模态的弹性轮对模型，在动力学软件中进一步集成为货车刚柔耦合动力学模型。采用时域、频域以及统计最大值的方法对比分析，发现轮对一阶横弯和车轮伞形振动模态能缓和轮轨横、垂向力，与此同时一阶横、垂弯模态会产生较大的纵向蠕滑力。最后分析了不同速度下各阶模态对动力学的影响。当轮对的一阶扭转、横弯以及二阶垂弯模态被激发时，速度变化对轮轨蠕滑力影响较大。对于轮轨横、垂向作用力，当轮对发生以一阶、二阶垂弯为主的振动时，速度对轮轨横向力的影响较为明显。
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user: 1. 引言 一般的，轮对弹性振动模态阶数对车辆动力学影响是不同的。轮对弯曲模态会降低车辆临界速度，而轮对垂弯曲、横弯曲模态对临界速度的影响不大 [ 1 ]。轮对的一、二阶弯曲和一阶扭转模态变形会引起较大的轮轨蠕滑力，加快车轮不圆的形成，加重轮轨磨耗 [ 2 ]。所以对于重载货车轮对不同模态对车辆动力学影响的研究十分必要。 通过国内外学者研究可知，文献 [ 3 ] 认为在轮对一阶弯曲固有频率内，轮轨垂向力的较小波动会引起较大的横向蠕滑，加重轮轨磨耗；文献 [ 4 ] 研究发现，轮对的扭转模态和弯曲振动将会造成车轮的多边形磨耗；文献 [ 5 ] 等人通过现场测试和数值计算，认为车辆运行时，轮轨间的不平顺会激发轮对一阶弯曲共振，进而导致车轮的多边形磨损，将车轴加粗改造后，轮对弯曲频率提高，并经过线路运营试验和测试分析，发现车轴加粗可以缓解轮对弯曲共振产生的车轮多边形磨损。此外，文献 [ 6 ] [ 7 ] 也将轮对弹性化处理后，研究了各阶模态与车轮多边形磨损之间的关系。文献 [ 8 ] 建立了车辆轨道系统动力学模型和车轮圆周磨耗预测模型，动力学模型中考虑了轮对的第一阶弯曲和扭转模态变形，得出结论，随运行距离的增大，弹性车轮会造成磨耗增加以及恶化车轮非圆化现象。 由上述可知，轮对考虑成柔性体后探究轮对的轮对弹性振动模态阶数对车辆动力学性能的影响是十分必要的，轮对弹性振动模态阶数不仅对轮轨之间有一定的影响，而且与踏面的磨损程度以及车轮非圆化有很大的关系。针对于考虑轮对弹性的重载货车刚柔耦合动力学建模的研究比较少，重载货车在实际运营的过程中，轮对承载较大的载荷，必然会产生弹性变形，所以在研究弹性轮对的基础上，深入挖掘轮对弹性振动模态阶数对轮轨动态作用的影响，确定真实的运行动态性能响应，为货车的日常维护以及检修提供理论依据。
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user: 2. 柔性轮对的动力学建模方法 2.1. 柔性体的运动学描述 图1所示为某重载货车轮对模型，建立其绝对参考系为X 0 Y 0 Z 0 。在此基础上，引入相对参考系X 1 Y 1 Z 1 ，该坐标系与车轮的运动状态相同，但与绝对坐标系(地面坐标系)始终保持平行。由于柔性体拥有无限多的自由度，所以无法利用连续力学方法求其解析解，故将其离散化，离散成有限个节点，通过节点的自由度来描述柔性体的变形，具体表现形式如下图。 图1. 柔性体空间描述 如图1所示弹性轮对，若两参考系原点的相对位置为r，弹性体上任一点P在绝对坐标系X 0 Y 0 Z 0 和相对坐标系X 1 Y 1 Z 1 位置向量分别为 r p 和 ( u + u ′ ) ，则他们的关系可表示为： r k = r 1 + A 01 ( u + u ′ ) (1) 式中u为未变形状态下P点的恒定半径矢量； u ′ 为P点变形后位移矢量； A 01 为相对参考系发生转动而产生的坐标变换矩阵。 用模态振型叠加表示P点微小的弹性位移 u ′ = H P q ( t ) (2) 式中， H p ∈ R N × H 为在模态集中提取出与P点相关的模态矩阵； q ( t ) ∈ R H × 1 为模态坐标；N为有限元模型自由度的个数；H为所选模态阶数。 2.2. 轮对柔性体的有限元建模 基于上述理论，本文以某30t轴重重载货车轮对为分析对象，在有限元软件 ANSYS 中建立轮对的柔性体模型。图2为轮对三维模型结构图，图3给出了柔性轮对通过solidworks、HyperMesh、ANSYS等软件进行建模的总体流程。 图2. 轮对结构图 图3. 柔性体轮对的建模流程 由于轮对形状的不规则性，应用solidworks绘制出轮对的三维实体模型，导入HyperMesh对其进行网格划分，共有312，845个节点，299，376个单元，轮对采用Solid185三维实体单元，材料的泊松比为0.3，弹性模量为210 Gpa，密度7800 kg/m 3 。导入到有限元分析软件ANSYS中做柔性化处理(图4) [ 9 ]。 图4. 轮对有限元模型 采用Craig-Bampton法求解轮对的本征模态和静模态。对该柔性体模型进行模态综合计算后得到前20阶自由振动模态 [ 10 ]，由于受到速度的限制，对于高频模型这里就不做过多的研究，而车辆宏观动力学行为的主要能量也集中在低中频，所以这里同样选取300 Hz以下的轮对弹性振动模态阶数模型做研究分析。然后去除前6阶刚性结构，对每一阶模态进行单独求解，完成轮对弹性振动单一模态阶数的建模，进行仿真分析，得到各阶模态模型对应的车辆动力学指标。下图5为单独模态模型及相应的频率。 图5. 单独模态模型及相应的频率 通过分析可知，图5(a)、图5(c)、图5(f)分别为轮对弹性振动模态阶数沿轨道方向振动模型，对应的自振频率分别为98.84 Hz、172.21 Hz以及274.75 Hz，图5(b)、图5(d)、图5(e)为弹性轮对垂直轨道方向振动模型，对应的自振频率为172.21 Hz、246.94 Hz以及274.75 Hz。通过对比轮对弹性振动单一模态阶数的模型能够了解不同模态阶数的弹性结构对车轮磨耗、车辆动力学以及车辆振动的影响。 2.3. 刚柔耦合动力学模型的集成 将软件ANSYS建好的柔性体模型.rst文件，通过ANSYS _UM接口程序计算轮对的质量矩阵和刚度矩阵生成.fum文件，去除刚体模态后在Wizard of flexible subsystem中生成.fss文件，完成UM柔性轮对的建模，重复此操作即可得到轮对弹性振动单一模态阶数模型，再将求解的模型导入到UM Input中 [ 10 ]。建立柔性体步骤如图6所示。 图6. UM轮对处理过程 将上述完成的UM柔性轮对的有限元模型导入UM Input后，遵循体、铰、力元的规则。柔性体轮对用等效力元模拟轮对与轴箱的连接，其次建立两个6自由度侧架，侧架与轮对之间采用可以模拟具有线性和非线性特性的柔性铰Bushing力元建立连接 [ 11 ] [ 12 ]。明确各构件的运动、受力及传力状态构成动力学系统。确定车辆的拓扑关系如图7所示，图8为在UM中建立的整车动力学模型。需要指出的是对于轮轨高频振动，轨道的弹性作用不容忽视，因此在模型中将轨道简化为支撑在弹性基础上的梁结构，以此模拟轮轨高频相互作用 [ 13 ]。 图7. 整车拓扑关系 图8. 动力学模型 2.4. 轨道不平顺 事实上由于作业条件、地理环境和技术水平的限制，实际铺设的轨道很难保证完全平直，所有铁路轨道普遍存在不平顺现象 [ 14 ]。不平顺是激发轮轨界面接触振动的主要激扰源。在本文研究中，需要激发轮对的中高频弹性振动模态，故需要考虑轨道不平顺中的短波成分，所以在传统的三大干线轨道不平顺的基础上进一步叠加了0.1~1 m波长的短波不平顺成分，以此代表干线及重载专线的轨道随机不平顺状态，各向不平顺如图9所示。 图9. 轨道不平顺
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user: 3. 模态阶数间的车辆动力学的影响分析 本节完成轮对弹性振动单独模态阶数对车辆动力学影响的研究。分别对单独模态阶数的轮轨横向力，轮对纵蠕滑力的特性响应作对比，确定轮对弹性振动不同模态阶数间的差异。仿真条件：名义运行速度90 km/h，无坡道、直线轨道，采用LM型踏面和CN75轨。 3.1. 模态阶数模型间的动力学响应对比分析 图10给出了轮对刚性化和轮对弹性振动模态阶数的一位轮对处踏面接触点位置对比图，从图中可以看出，0~5 s时不同模态阶数模型相比较刚性结构的接触点位置呈现较大的跳跃，5 s后车辆进入稳定状态，由于轮对的弹性结构被激发，一阶、二阶模态的踏面接触点带宽总体由−8~23 mm变窄到−5~12 mm，与刚性轮对模型相差大约1/3左右。各阶模态踏面接触点位置对比可知，一阶模态的踏面接触点位置波动范围要比二阶的略大一些，说明不同模态阶数振动变形都可能会对轮轨接触点位置产生很大的影响，但弹性体不同模态阶数间的踏面接触点位置相差无异。总体来看，弹性体不同模态阶数模型的踏面接触点带宽都变窄，会加重车轮与钢轨的磨耗，造成车轮多边形的形成。说明车轮的磨损和车轮多边形的形成与轮对弹性化后的一阶、二阶模态振型可能有较大关系。 图10. 不同模态的轮轨横向力时域响应和频谱特性 研究发现轮对一、二阶弯曲模态会使轮轨接触点处产生不同程度的蠕滑，而产生较大的蠕滑力，可能会加重轮轨磨耗，造成车轮的多边形磨损。所以研究弹性振动模态阶数对轮轨蠕滑力的影响十分必要。图11为弹性振动模态阶数模型的一位左轮的纵向蠕滑力时域响应和频谱特性，从时域响应可知，总体波动范围在±20 kN，在0~5 s和20 s后，一阶横弯和二阶伞形的波动范围要比其他模态大1/10左右。说明 图11. 不同模态的纵向蠕滑力时域响应和频谱特性 在此处两种模态会造成较大的纵向蠕滑力。从频谱特性可以看出，在中高频段纵向蠕滑力的频率幅值出现差异，在频段20~200 Hz、200 Hz以后，一阶横、垂弯相继出现较大幅值。说明一阶横、垂弯会造成较大的纵向蠕滑力，继而会加速车轮与钢轨的磨耗，可能会引发轮对的局部磨耗和车轮不圆的形成。 3.2. 模态阶数模型的动力学响应统计最大值对比分析 通过对图12不同模态阶数轮对处踏面接触点位置波动对比图分析可知，刚性体模型以及一阶模态模型的波动幅度比较小，而较小的踏面接触点带宽，会加剧车轮与钢轨的局部磨耗，可能会引发车轮不同程度的磨耗问题以及车轮失圆的现象。 图12. 不同模态模型的一位轮对踏面接触点位置对比图 为了研究轮对弹性振动模态阶数间的动力学响应差异，图13比较分析了不同模态阶数一位轮对的轮轨横、垂向力统计最大值，如图13(a)所示，轮对为刚性结构的轮轨横向力最大，而轮对柔性化后总体呈现较小值，其中一阶垂弯最小，主要原因是轮对柔性化后弹性振动模态能够较大程度上缓和轮轨作用力，分析图13(b)可知，轮轨垂向力的表现趋势和轮轨横向力相同，同样是刚性体模型最大，一阶垂弯模态次之。说明一阶垂弯模态的结构振动能够较大的缓和车辆对轨道动态作用。所以在建模时，只把轮对考虑成刚性结构会过高的评估轮轨动态作用。 图13. 不同模态模型的一位轮对轮轨力对比图 如图14所示，比较分析了轮对为刚性结构模型和弹性振动模态阶数模型的横、纵蠕滑力统计最大值。通过图14分析可知，相比较轮对的刚性结构模型，弹性轮对各阶模态的蠕滑力都比较大，最大相差1.8 kN。主要原因是弹性轮对的结构振动在轮轨接触点处产生速度分量，导致在计算轮轨蠕滑力时除存在刚性轮对产生的速度分量外，还包含轮对结构振动产生的速度分量，所以弹性轮对轮轨蠕滑力与原来由刚性轮对计算的结果有较大差异。各阶模态模型间相比较可知，图14(a)的纵向蠕滑力较大值出现在一阶、二阶垂弯，最大值达到23.7 kN，其他模态的纵向蠕滑力区别不是很大；图14(b)的横向蠕滑力较大值出现在一阶扭转，最大值到达了25.3 kN，其他模态的横向蠕滑力基本一致。这说明一、二阶垂弯和一阶扭转模态是造成较大蠕滑力的重要原因。所以轮对的柔性化建模能够较真实的反应轮轨作用关系，能够较为准确的给维修人员提供理论依据。 图14. 不同模态模型的一位轮对蠕滑力对比图
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user: 4. 不同速度对弹性振动模态阶数影响分析 为了研究不同速度下的弹性振动模态阶数以及轮对钢性化的轮轨纵向蠕滑力的差异，如图15比较分析了一位轮对在不同运行速度下各阶模态的轮轨纵向蠕滑力统计最大值。如图15(a)所示，不同速度下不同模型表现出的轮轨纵向蠕滑力作用规律不同，图中可以看出各阶模态的轮轨纵向蠕滑力呈现非线性增长，但是弹性轮对建模的轮轨蠕滑力小于刚性轮对建模的，最大值差0.97kN，并且速度的不同也改变了各阶模态轮轨纵向蠕滑力的差值，所以速度能够激发各阶模态弹性结构，从而导致轮轨纵向蠕滑力的变化；通过分析图15(b)不同速度下的轮轨纵向蠕滑力增长率可知，一阶、二阶横弯出现最大增长率，分别为3.97%和6.07%约是刚性化轮对的三倍，通过纵向蠕滑力变化规律可知，速度能够较好的激发弹性轮对的一阶、二阶横弯模态。 图15. 不同速度各阶模态的纵向蠕滑力统计最大值及变化率 如图16(a)所示，比较分析了各阶模态在不同运行速度时的轮轨横向蠕滑力作用规律，随着运行速度的增加，各阶模态的横向蠕滑力都是随速度的增加呈现非线性增长。并且各阶模态的轮轨横向蠕滑力最大值都比轮对刚性化的大，说明相比较刚性轮对一阶、二阶模态都能使轮轨横向蠕滑力加大，可能会引 图16. 不同速度各阶模态的横向蠕滑力统计最大值及变化率 发车轮的磨耗加重。通过分析图16(b)可知，刚性化轮对模型100 km/h速度下的轮轨横向蠕滑力比60 km/h增长百分比约4.5%。各阶模态间相比较，一阶扭转、横弯模态的增长率较大，分别为10.3%和11.7%。 约是刚性结构的2倍，即速度对各阶模态的轮轨横向蠕滑力影响要大于刚性结构的，相比较各阶模态，速度的改变对一阶扭转、横弯模态影响最大，从而导致两种模态较大的轮轨横向蠕滑力。 图17为弹性振动模态阶数模型的一位左轮不同速度表现出的轮轨横向力作用规律，从图17(a)可以看出，各阶模态模型的轮轨横向力都是随速度的增加呈现非线性增长，且弹性体轮对的轮轨横向力都远小于刚性体建模的，最大值差2 kN，并且速度的不同也使各阶模态轮轨横向力产生差值，所以速度能够激发不同模态的弹性结构，从而导致轮轨横向力的变化。图17(b)为各阶模态不同速度的轮轨横向力增长率，从图中可以看出，弹性轮对模型中最大增长百分比为11.63%。刚性轮对最大增长4.02%，相差约三倍，其中弹性轮对一阶、二阶垂弯模态增长率最大。说明速度的改变能够较大程度的激发轮对弹性结构振动，且在各阶模态中，速度对一阶、二阶垂弯的影响最大。 图17. 不同速度各阶模态的轮轨横向力统计最大值及变化率 通过对图18(a)各阶模态不同速度的轮轨垂向力作用规律分析可知，轮轨垂向力同样也是随速度的变化呈现非线性递增，各阶模态模型的轮轨垂向力差距相差无几，所以各阶模态振型之间的轮轨垂向力区别不是很大。分析图18(b)轮轨垂向力速度变化的增长率可知，一阶垂弯模态出现最大变化率，说明各阶模态间的轮轨垂向力改变并不大，对比其他模态，速度对一阶垂弯产生一定的影响。 图18. 不同速度各阶模态的轮轨垂向力统计最大值及变化率
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user: 5. 结论 本文对轮对弹性振动模态阶数不同阶次模态进行单独建模，通过仿真分析各阶模态对动力学的影响，得出结论如下： 1) 通过对弹性振动模态阶数模型间的时域、频域对比可知，轮对的弹性结构能缓和轮轨横、垂向力，尤其体现在一阶横弯模态和二阶伞形；与此同时一阶横、垂弯模态会产生较大的轮轨蠕滑力，可能是造成轮对的局部磨耗和车轮失圆的一个重要因素。 2) 分析统计最大值可知，轮对的弹性振动一阶模态能够使轮轨作用力有较大的改变。尤其是一阶垂弯，较大程度上缓和了轮轨刚性作用，所以在建模时，只把轮对考虑成刚性结构会过高的评估轮轨动态作用；与此同时一、二阶垂弯和一阶扭转模态会造成较大蠕滑力，可能是导致轮轨磨损的重要原因。 3) 通过分析不同速度对弹性振动模态阶数的影响可知，对比不同模态阶数模型的轮轨蠕滑力，速度的改变对一阶扭转、横弯以及二阶垂弯模态的影响最大；对于轮轨横、垂向作用力，当轮对发生以一阶、二阶垂弯为主的振动时，速度对轮轨横向力的影响较为明显。说明速度的改变对弹性振动模态阶数的影响不容忽视。
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user: 摘要 针对某公司设计的可在线带压更换阀杆密封组件式全焊接球阀球体，利用SolidWorks建立三维模型，然后导入ANSYS软件，通过分析全焊接球阀球体在3种工况下的应力和变形。由实验数据可知，球体的最大变形产生在流道边缘，球体上转轴根部的最大应力约为368 MPa，大于球体材料的屈服强度，产生局部应力集中；而球体外壁和流道内壁的应力均小于材料的许用应力。球体的最大变形产生在流道边缘处；密封面处的变形较大；由于在最大压差下受介质的作用，进口端阀座和介质接触侧球体的变形较为明显。研究表明，通过适当增大球体转轴根部过渡圆角半径有利于改善局部应力集中状况，本研究可为全焊接球阀设计与制造提供参考依据。
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user: 1. 引言 阀门在关系国计民生的重要领域有着庞大需求，是机械装备制造业的重要一环，阀门中的全焊接球阀已经迅速发展成为一种主要的阀类 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]。全焊接球阀的阀体结构有两种，一种是筒状结构，它是双焊缝的，因为焊接过程的热量输出大，残余应力复杂，所以轴向和径向的变形也大。该形状的阀体重量重，不易运输，成本高，没有竞争优势。另一种是球状结构，它一般由四条焊缝或一条焊缝焊接而成的，支撑方式分为上下阀杆支撑和枢轴支撑。随着热锻压工艺的进步，球状结构阀体的焊缝只有一条，焊接输出的热量小，减小了变形，该结构阀体的重量是筒状的三分之一，成本低，明显有竞争优势。全焊接球阀的阀座采用的是组合密封结构，主密封是金属材料，次密封是非金属材料，以确保零泄漏。阀杆的设计是防吹出，阀杆和阀座之间有填料，减少密封泄漏，全焊接球阀还具有排污和放空功能。 本文通过对可在线带压更换阀杆密封组件的全焊接球阀的球体的研究，设计出全焊接球阀球体结构 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ]，利用SolidWorks三维绘图软件建立出所需模型，应用ANSYS仿真软件对全焊接球阀球体模型进行力学分析，得到了压力下球阀开启瞬间、压力下球阀关闭瞬间和中腔泄压等3种不同工况下的全焊接球阀球体的应力和变形情况，确定不同工况下的全焊接球阀球体是否满足使用要求 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]。本课题立足于某公司可在线带压更换阀杆密封组件的全焊接球阀生产实际，以全焊接球阀为研究对象，本课题通过工作研究与生产实际相结合，对企业提高生产效率起到了切实的帮助作用，同时也为企业其他生产部门以及同行业者提供了一个可借鉴、可复制的范本。
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user: 2. 有限元方法 有限元分析(FEA， Finite Element Analysis) [ 11 ] 利用数学近似的方法对真实物理系统(几何和载荷工况)进行模拟，利用简单而又相互作用的元素(即单元)，就可以用有限数量的未知量去逼近无限未知量的真实系统。它是由R. Courant于1943年首次提出并在20世纪50年代由航空结构工程师所发展起来的，我国冯康教授对有限元的理论基础做出了巨大贡献。有限元方法经历了70年的发展已经是一个相对成熟的领域了，但在巩固其物理数学基础方面，以及扩大其应用领域，例如非线性、多体机构分析、材料微观结构计算等，有限元方法依然会不断发展。 当今有限元分析软件的一个发展趋势是与通用CAD软件的集成使用，即在用CAD软件完成部件和零件的造型设计后，能直接将模型传送到CAE软件中进行有限元网格划分并进行分析计算，如果分析的结果不满足设计要求则重新进行设计和分析，直到满意为止，从而极大地提高了设计水平和效率。CAE软件为了实现和CAD软件的无缝集成而采用了CAD的建模技术，实现真正无缝的双向数据交换。 2.1. 等效积分形式与加权余量法 加权余量法的原理是基于微分方程等效积分的提法，同时它也是求解线性和非线性微分方程近似解的一种有效方法。工程或物理学中的许多问题，通常是以未知场函数应满足的微分方程和边界条件的形式提出来的，可以一般地表示为未知函数u应满足微分方程组： A ( u ) = ( A 1 ( u ) A 2 ( u ) ⋮ ) = 0 (1) 域 Ω 可以是体积域、面积域等，如图1所示。同时未知函数u还应满足边界条件： B ( u ) = ( B 1 ( u ) B 2 ( u ) ⋮ ) = 0 (2) 图1. 求解区域 Ω 及边界 Γ 要求解的未知函数u可以是标量场(例如压力或温度)，也可以是几个变量组成的向量场(例如位移、应变、应力等)。A，B是表示对于独立变量(例如空间坐标、时间坐标等)的微分算子。微分方程数目应和未知场函数的数目相对应，因此，上述微分方程可以是单个的方程，也可以是一组方程。所以在以上两式中采用了矩阵形式。 以二维稳态的热传导方程为例，其控制方程和定解条件如下： A ( ϕ ) = ∂ ∂ x ( k ∂ ϕ ∂ x ) + ∂ ∂ y ( k ∂ ϕ ∂ y ) + q = 0 (3) B ( ϕ ) = { ϕ − ϕ ¯ = 0                         ( 在 Γ ϕ 上 ) k ∂ ϕ ∂ n − q ¯ = 0               ( 在 Γ q 上 ) (4) 这里 ϕ 表示温度(在渗流问题中对应压力)；k是流度或热传导系数(在渗流问题中对应流度 K / μ )； ϕ ¯ 和 q ¯ 是边界上温度和热流的给定值(在渗流问题中分别对应边界上的压力和边界上的流速)；n是有关边界 Γ 的外法线方向；q是源密度(在渗流问题中对应井的产量)。 在上述问题中，若k和q只是空间位置的函数时，问题是线性的。若k和q是 ϕ 及其导数的函数时，问题则是非线性的。 由于微分方程组(1)在域 Ω 中每一点都必须为零，因此就有： ∫ Ω V T A ( u ) d Ω ≡ ∫ Ω ( v 1 A 1 ( u ) + v 2 A 2 ( u ) + ⋯ ) d Ω ≡ 0 (5) 其中 V = ( v 1 v 2 ⋮ ) (6) 其中V是函数向量，它是一组和微分方程个数相等的任意函数。 式(5)是与微分方程组(1)完全等效的积分形式。我们可以说，若积分方程对于任意的V都能成立，则微分方程(1)必然在域内任一点都得到满足。同理，假如边界条件(2)亦同时在边界上每一点都得到满足，对于一组任意函数，下式应当成立： ∫ Γ V ¯ B ( u ) d Γ ≡ ∫ Γ ( v ¯ 1 B 1 ( u ) + v ¯ 2 B 2 ( u ) + ⋯ ) d Γ ≡ 0 (7) 因此积分形式 ∫ Γ V T A ( u ) d Ω + ∫ Γ V ¯ T B ( u ) d Γ = 0 (8) 对于所有的V和 V ¯ 都成立是等效于满足微分方程(1)和边界条件(2)。我们把(8)式称为微分方程的等效积分形式。 2.2. 变分原理 讨论一个连续介质问题的变分原理首先要建立一个标量泛函 ∏ ，它由积分形式确定： ∏ = ∫ Ω F ( u ， ∂ u ∂ x ， ⋯ ) d Ω + ∫ Γ E ( u ， ∂ u ∂ x ， ⋯ ) d Γ (9) 其中，u是未知函数，F和E是特定的算子， Ω 是求解域， Γ 是 Ω 的边界。 ∏ 称为未知函数的泛函，它随函数u的变化而变化。连续介质问题的解u使泛函 ∏ 对于微小的变化 δ u 取驻值，即泛函的“变化”等于零。 δ ∏ = 0 (10) 这种求得连续介质问题解的方法称为变分原理或变分法。
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user: 3. ANSYS仿真 3.1. 球体三维模型和网格模型 全焊接球阀内部结构示意图如图2所示。表1为全焊接球阀零部件名称。阀体结构为筒形结构，球体利用上下支撑板支撑，这种结构能够将介质作用在球体上的推力通过支撑板传递至阀体上，使阀杆不承受介质的推力，从而大大降低了阀门的启闭力矩，有效提高了阀杆密封性。阀座密封采用双活塞效应的双向密封阀座，任何一个阀座失去密封能力，另一个阀座仍可以独立起作用，从而保证密封。 图2. 全焊接球阀动态图 Table 1 Name of all welded ball valve part tem Part Name tem Part Name tem Part Name tem Part Name tem Part Name 1 Stem gasket 7 Alignment bearing 13 Seat insert 19 Seat grease injection 25 Ball 2 Stem O-ring 8 Cap screw 14 Seat ring 20 Screw 3 Stem bearing 9 Adapter plate 15 Seat O-ring 21 Body 4 Thrust bearing 10 Gland 16 Spring 22 Drain plug 5 Pin 11 Stem grease injection 17 Seam line 23 Block pin 6 Stem 12 Antistatic spring 18 Cap 24 Trunnion block 表1. 全焊接球阀零部件名称 3.1.1. ANSYS与SolidWorks之间的数据转换 使用ANSYS进行有限元分析时，技术人员在进行三维模型的建立过程中耗费了大量的时间与精力。由于ANSYS自带的建模功能非常有限，只能建立一些结构简单的模型。随着ANSYS的应用日益广泛，在很多时候需要对非常复杂的模型进行有限元模型的建立，其需要处理的模型也越来越复杂，ANSYS自带的建模功能显出很多的不足之处。SolidWorks作为一款三维CAD软件，其拥有强大的参数化建模能力，可以建立非常复杂的实体模型。 3.1.2. 使用ANSYS软件的图形接口进行数据的导入 在ANSYS中使用Import命令导入三维CAD模型，而后需要进行模型结构的失真处理与缺陷的修改。使用ANSYS导入IGES文件的时ANSYS软件对于细小的几何结构无法识别，因此，需要先修正几何模型，才能进行有限元网格划分和计算，保证精度和准确性。根据全焊接球阀的结构尺寸参数 ，利用SolidWorks软件建立球体三维模型。具体操作步骤如下：打开SolidWorks，建立所需模型，依次选择ANSYS-Simulation，便可直接把所建立模型完整地导入到ANSYS中，对于复杂模型也不会出现数据丢失现象，真正实现了两软件之间的无缝连接。导入后的模型及划分的网格，球体的CAD模型和网格模型如图3所示。为了自动调节网格密度，以便提高计算精度，ANSYS提供了一种自动估计网格划分误差并细化网格的功能，称作自适应网格划分。该功能可以自动估计特定分析类型中因为网格划分带来的误差。通过这种误差估计，程序可以确定网格是否足够细。如果不够的话程序将自动细化网格以减少误差，然后通过一系列的求解过程使得误差低于用户指定的数值或直到用户指定的最大求解次数。ANSYS自适应网格划分 [ 12 ] [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ] 只适用于单次求解的线性静力结构分析和线性稳态热分析，模型必须使用支持误差计算的单元类型，模型必须是可以划分网格的，即模型中不能有引起网格划分出错的部分，在菜单中选择Solution- > Solve- > Adaptive Mesh，填写ADAPT宏参数。 图3. 球体三维模型和网格划分 3.2. 球体的应力和变形分析 选择在设计压力下可在线带压更换阀杆密封组件式全焊接球阀球体开启瞬间、全焊接球阀球体关闭瞬间和全焊接球阀球体中腔泄压3种工况进行应力和变形分析，对设计的球体进行ANSYS仿真模拟。球体化学成份和力学性能如表2和表3所示。 Table 2 Chemical composition of material C Si Mn S P Cr Ni 0.15 max 1.00 max 1.00 max 0.030 max 0.035 max 11.50~13.50 0.60 max 表2. 材料的化学成份 Table 3 Mechanical propertie 名称 材料 屈服强度/Mpa 抗拉强度/Mpa 弹性模量/GPa 泊松比 球体 ASTM A182f6a 255 486 205 0.3 表3. 力学性能 3.3. 求解与分析 3.3.1. 设计压力下球阀开启瞬间 在设计压力条件下，球阀在开启瞬间处于最大压差状态，受力最大。通过模拟计算得到球体的等效应力分布云和变形分布云，如图4所示。 全焊接球阀球体在其转轴根部的最大应力为368 MPa，超过材料的屈服强度，产生局部应力集中；球体外壁和流道内壁的应力小于材料的许用应力。流道边缘最大变形约为0.193 mm；密封面处的变形约为0.186 mm，全焊接球阀球体在进气阀座和接触侧的变形较大。 图4. 开启瞬间工况 3.3.2. 设计压力下球阀关闭瞬间 球体上的载荷主要包括：球体流道上的设计压力、球体进口端密封面上的密封压力、球体出口端密封面上的密封压力、球体密封面上的摩擦力矩，以及轴承摩擦力矩对上下转轴的摩擦转矩。施加约束和载荷后，通过模拟计算得到球体的等效应力分布和变形分布，如图5所示。 图5. 闭合瞬间工况 全焊接球阀球体在其转轴根部的最大应力为85 MPa，超过材料的屈服强度，产生局部应力集中；球体外壁和流道内壁的应力小于材料的许用应力。球体的最大变形发生在流道边缘，约为0.0763 mm；密封面处的变形较大，约为0.186 mm；与设计压力下球阀开启瞬间比较，设计压力下球阀关闭瞬间的应力与变形较小。 3.3.3. 设计压力下球阀中腔泄压 在中腔泄压工况下，球体所受的载荷包括：中腔介质作用在球体表面的压力、球体进口端密封面承受的密封比压、球体出口端密封面承受的密封比压。施加约束及载荷后，通过模拟计算得到球体等效应力分布云图和变形分布云图，如图6所示。 全焊接球阀球体在其转轴根部的最大应力为122 MPa，超过材料的屈服强度，产生局部应力集中；球体外壁和流道内壁的应力小于材料的许用应力。球体的最大变形发生在流道边缘，约为0.12 mm；密封面处的变形较大，约为0.11 mm；由于最大压差下介质的作用，全焊接球阀球体在流道边缘处等效应力较大。 图6. 泄压工况
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user: 4. 结束语 本文利用SolidWorks建立可在线带压更换阀杆密封组件式全焊接球阀球体的三维实体模型，然后基于ANSYS软件对所建可在线带压更换阀杆密封组件式全焊接球阀球体三维模型进行施加约束及载荷后，通过模拟计算得到球体的等效应力分布云图和变形分布云图，通过对全焊接球阀球体的应力和变形的分析，可以得到如下结论，球体的最大变形产生在流道边缘，球体上转轴根部的最大应力约为368 MPa，大于球体材料的屈服强度，产生局部应力集中；而球体外壁和流道内壁的应力均小于材料的许用应力。球体的最大变形产生在流道边缘处；密封面处的变形较大；由于在最大压差下受介质的作用，进口端阀座和介质接触侧球体的变形较为明显。并且将模拟仿真结果与材料力学数据进行比较，结果表明，所建立的全焊接球阀球体接近实际情况，查阅相关文献可知，通过适当增大球体转轴根部过渡圆角半径有利于改善局部应力集中状况，本研究可为全焊接球阀设计与制造提供参考依据。