DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 5. 管理者思维的塑造策略 正如前文所述，人的思维具备可塑性。也就是说，人们可以通过有意识的努力，来培养和塑造特定的思维方式。在认识了管理者思维的五类核心要素之后，管理者们可以通过哪些手段或途径，来有效地塑造出适应于当代管理环境的思维体系，是一个具有很强实践意义的议题。管理者思维的塑造，主要包括以下一些可能的路径： 5.1. 规律性的思维训练 鉴于人的思维可以通过不断地强化得以形成，管理者可以通过有意识地进行有规律的思维训练来锻造自己的思维风格 [ 11 ]。目前，国内外已经有一些较为知名的思维训练方法，比如爱德华·德·波诺和他的“六顶思考帽”工具 [ 12 ] ，托尼·布赞及其“思维导图”工具等。有兴趣的管理者也可以针对自身的情况，有目的性的对自己的逻辑思维、发散思维、辩证思维等进行训练。通过不断的思维训练，是可以帮助管理者习得相应的思维习惯和方法的。但是，值得注意的是，思维训练只是一种方法，能不能培养起预期的思维方式，有赖于受训者自身对于思维的理解和坚持的练习 [ 13 ]。 5.2. 主体化的反思式学习 现代企业中管理者有越来越多的机会进行学习，部分企业甚至组建了自己的商学院或者企业大学，我国的管理教育(尤其是MBA教育)和培训也得到迅猛的发展。然而，无论是采用何种学习，管理学习所带来的效果往往并不理想。其中很重要的一个原因是，学习者往往局限于汲取知识或者提高能力，而对于管理思维的学习和培养重视不足 [ 14 ]。从思维培养的角度出发，笔者主张管理者应当努力养成主体化的反思式学习风格。其基本含义在于，管理者在学习相关管理知识时，要将自己作为学习的主体，以自己的经历和问题作为学习的出发点；在学习方式上，要通过对习得的知识和管理实践进行反思，来努力促进学习与实践的对接。这种学习方式大致包括了“学习–实践–反思–修正–再学习”的基本循环过程。只有不断地将学习的成果(通常表现为知识)与实践中的具体问题进行碰撞、互动和反思，才有可能真正将学习到的知识运用到管理实践中，并进而明确进一步学习的方向。 5.3. 建构个性化的知识框架 在知识性员工和管理者在企业中比例越来越高的背景下，企业也同时面临着知识缺乏系统性和重复性高的问题。如前文所述，知识的堆积很难带来思维的养成。但是，知识的有序整合，可以作为思维养成的前提条件。特别是在当今大数据时代背景下，企业可以通过在组织内构建知识管理平台，为企业中的所有成员提供系统整合的知识。管理者可以通过知识管理平台对自身的知识进行优化与系统整合，建构起个性化的知识框架，从而为思维力量发挥作用提供基本素材。大多数管理者都具备本行业的专业知识，此外他们大多有机会习得一些管理知识。在这两类知识之间如何相互刺激、相互提高，如何在这两类知识的基础上发展基本的思维框架，是值得管理者们认真思考的问题。 5.4. 干中学、错中学 管理是一门实践。任何管理思维，如果仅仅停留在思维层面，就算再科学、再完善，都很难对企业发展产生实际作用。管理者将管理理论应用到管理实践中会产生异化作用，即管理者有选择性地剥离、裂解管理思想和应用条件或环境，造成管理理论转化中的扭曲变异，继而导致实践效用递减甚至产生相反效果的现象。之所以会产生异化作用，其中一个主要原因是管理者个人因素。如果管理者一味最求管理理论而忽视理论与实践的差异性，则很有可能发生这种现象。因此，管理者应当注意从具体的管理实践中反思和总结自身的管理思维，并认清楚管理理论运用的前提条件。尤其应当指出的是，管理者应当重视从错误中学习。每一次错误发生之后，重要的是对错误的原因进行剖析和反思，发现错误的关键所在，并进而对自身的思维风格和处理方式进行调整或修改。 5.5. 他山之石，可以攻玉 这里主要强调管理者的社会学习过程。管理者可以在工作中观察到领导和同事处理问题的方式，进而能够尝试理解他们的基本思维风格。通过这种观察和学习，管理者可以对他人思维风格中的有益成分进行借鉴，融合到自身的思维风格之中去。例如，杜玲毓等研究(2018)指出，变革型领导的形成前因之一是学习上级或同事的变革型领导行为。除同事外，中高层领导凭借其地位与权力，往往更容易成为低层领导学习的榜样 [ 15 ]。除了这种相对直接的观察式学习之外，管理者还可以通过新闻报道、文章杂志、名人传记等多种方式，广泛地学习借鉴，汲取百家之长，从而不断地塑造和更新自身的思维风格。
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user: 6. 结语 管理者思维是一个十分重要同时也十分复杂的议题，然而长期以来在管理教育和研究界尚未得到充分的重视。本文尝试性地对这一问题做出初步的探索。我们将管理者思维具体化为系统思维、开放思维、协作思维、辩证思维和创新思维五个方面的核心要素，并简要地提出了有助于管理者思维养成的路径。我们希望可以通过本文强调和引起对于管理者思维的重视，并能够加深管理者对于管理者思维的认识和理解。但是，正如前文所述，对于管理者思维的探讨本身就是一个开放性的议题。本文的一些观点和主张，自然也有待于在管理实践中进一步加以检验和考察。
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user: 摘 要 能源短缺问题已成为制约我国汽车产业可持续发展的突出问题，考虑到社会效益和经济效益，低能耗、低排放的汽车是节约型社会发展的最终需求。轻量化技术是重型汽车节能的重要手段。重型汽车采用变截面少片钢板弹簧可减少弹簧总成自身质量的30%~50%。由于钢板弹簧的重量与设计满载静应力的平方成反比，开发韧性更高的材料，提高钢板弹簧的设计满载静应力，是实现钢板弹簧轻量化最有效的途径。钢板弹簧的设计满载静应力的提高，则对材料和制造工艺提出了更高的要求。本文主要阐述含铌板簧材料的技术方案，材料试制与性能试验，材料的组织结构与强韧化机理等疲劳性能研究与应用，主要通过少片簧的台架与道路试验验证。通过验证得出，含铌材料具有的高强度、高塑性和良好轧制性，成为重型汽车用少片弹簧的又一佳材。 关键词 :含铌板簧材料，材料设计，力学性能，工艺性能，疲劳性能 Copyright © 2018 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 研究数据表明，商用车整备质量每降低10%，油耗便降低4%~6%，而汽车板簧占客、货汽车自重的5%~7%。因此，商用车的轻量化对于节约材料、节约能源以及进一步降低运输成本来说意义重大。根据目前国内汽车市场的发展形势可知，未来数年内，国内汽车板簧用钢的需求量将在125万吨以上。 板簧钢的发展趋势除了高强、高韧，还要满足超高疲劳寿命和高淬透性能、优良的抗弹减性能及良好的经济性。合金强化机理主要有组织强化和析出强化两种，组织强化通过添加一定量的淬透性元素，结合控制轧制和控制冷却，得到中低温转变组织来提高钢板强度，此类钢种综合性能优良，但由于添加贵重合金，生产成本较高；析出强化主要加入高钛、微铌钒微合金元素，通过碳氮化物的析出强化铁素体基体，从而提高强度，析出强化钢成本较低，成形性较好，但韧性稍差于低碳贝氏体钢。 结合国内汽车行业市场情况，采用铌或铌钒微合金化技术，通过细晶强化和析出强化等途径，开发抗拉强度1500 MPa级别及1700 MPa以上级别汽车板簧用钢。通过Nb对奥氏体再结晶的延缓和阻止作用，充分细化晶粒，提高强度和韧性；利用Nb、V阻止奥氏体加热时的长大及在奥氏体-铁素体相变过程中和相变之后析出的NbC、NbN(C)、VC和VN(C)纳米级粒子的沉淀强化作用，大幅度提高强度水平 [ 1 ] [ 2 ] 。使用含Nb材料研制开发的高性能板簧，在承受屈服峰值应力条件下，能经受12万次以上应力循环而不被破坏；同时经过对钢板弹簧结构的优化，能够完成为商用车减重的目的。
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user: 2. 材料制备及试验方法 2.1. 含铌材料制备 含铌材料的主要化学成份设计见表1，按我国钢号编制原则新材料钢号应为50CrV。按技术方案和实际冶炼条件试制5炉钢，5种材料规格(26 × 90 mm， 28 × 90 mm， 31 × 90 mm， 33 × 90 mm， 37 × 90 mm)，用于新材料化学成份、力学性能、金相组织、产品工艺性分析；和少片钢板弹簧台架疲劳试验及路试试验样件的试制。 Table 1 Chemical compositions of the new material (Wt% C Si Mn Cr V Nb S P 0.45/0.55 0.10/0.40 0.7/1.20 0.5/1.50 0.05/0.15 0.02/0.12 ≤0.020 ≤0.020 表1. 新材料的化学成份设计(Wt%) 2.2. 试验方法 新材料冶炼完成后，使用LC-8型碳硫分析仪检测新材料化学成份；用便携式磁粉探伤设备对新材料热处理试样进行探伤；使用WDW-G型电子万能拉伸试验机测试新材料热处理后试样机械力学性能；使用HR-15A型号洛氏硬度计检测新材料试样热处理后淬火硬度及回火硬度；用Nikon MA100型金相显微镜及JEOLJEM-1400型透射电镜，对新材料热处理试样进行组织观察；产品试制完成后，使用PSJ200型机械疲劳试验机进行台架疲劳试验及道路试验 [ 3 ] [ 4 ] 。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 化学成分分析 抽取3种炉号的含铌新材料化学成份分析(表2)。由表可知，其化学成份均符合新材料化学成份设计要求，且各种化学元素成份相对均匀，这表明此技术方案满足冶炼要求，可以在我国现有冶金技术条件下实现规模生产。 Table 2 Chemical composition analysis of the new material (Wt% 炉号 C S P Mn Si Cr V Nb 1 0.49 0.007 0.011 0.93 0.33 1.15 0.07 0.06 2 0.52 0.005 0.009 0.94 0.31 1.08 0.08 0.07 3 0.53 0.007 0.010 1.00 0.32 1.10 0.06 0.06 表2. 新材料化学成份分析(Wt%) 3.2. 力学性能分析 表3所示为含铌新材料热处理后的力学性能要求。在410℃ ± 50℃的回火范围内，钢的强度为1550~1750 Mpa，断面收缩率 ≥ 32%，断后伸长率 ≥ 9%。 Table 3 Mechanical properties of new materials in the conventional heat treatment condition 热处理阶段 力学性能 淬火 回火 屈服强度 抗拉强度 断后伸长率 断面收缩率 加热温度(℃) 冷却介质 加热温度(℃) R P 0.2 (N/mm²) R m (N/mm²) A (%) Z (%) 860 ± 20 油 410 ± 50 ≥1350 ≥1500 ≥9 ≥32 表3. 新材料在常规热处理条件下的力学性能 热处理后，含铌材料的综合力学性能如表4所示。抗拉强度1540~1624 MPa，断面收缩率43%，具有高强度和高塑性，达到技术方案的设计要求。 Table 4 Mechanical properties after heat treatment optimizin 序号 抗拉强度(Mpa) 断面收缩率(%) 1 1540 41 2 1580 40 3 1624 42 表4. 优化热处理后的力学性能 3.3. 组织结构与强韧化机理分析 图1为含铌新材料经淬火和回火后的金相组织，为细致的回火屈氏体。结合JB3782-84评级标准判定为1级，图2是脱碳层分析图，图3为晶粒度图。含铌新材料，由于Nb合金元素的加入，使得材料在相变过程中易形成高强度碳化铌颗粒。使金相组织更加均匀，晶粒更加细小。综上分析表明，这种组织结构说明了含铌新材料的超高强度和优良的塑韧性产生的原因。 图1. 回火金相组织(500×) 图2. 脱碳层(100×) 图3. 晶粒度(100×) 3.4. 工艺性分析 淬硬性。弹簧扁钢的油淬火硬度为55~60 HRC。 淬透性。表5是含铌新材料的未端淬透性试验数据，淬透性曲线见图4。 Table 5 The harden ability test of new materia 至端末距离(mm) 1.5 3.0 6.0 9 12 15 18 21 24 27 硬度(HRC) 60 60 60 59 58 58 57 55 55 53 表5. 新材料的末端淬透性试验数据 图4. 新材料的淬透性曲线 直接淬透厚度。26 × 90 mm扁钢直接油淬火试验，表面与心部的硬度相同，均为55~60 HRC。表6是37 × 90 mm扁钢直接淬火的试验结果，表面硬度58 HRC，深度为12 mm时，硬度为56 HRC。 脱碳倾向性。新材料的脱碳倾向性较小，30 mm扁钢的最大脱碳深度不大于0.2 mm，有利于少片簧的热加工和疲劳性能。 Table 6 The oil quenching test of 37 mm thickness stee 至表面距离(mm) 1.5 3.0 6.0 9 12 15 18 硬度(HRC) 58 57 59 58 56 55 55 表6. 37 mm厚扁钢直接油淬火试验结果 3.5. 台架疲劳试验 表7是汽车钢板弹簧技术标准规定的台架疲劳试验技术要求，是评价钢板弹簧技术性能与技术水平的主要技术指标。汽车钢板弹簧的主要失效形式是疲劳断裂，汽车钢板弹簧的台架疲劳试验寿命与实际使用寿命或行车里程成对应关系，因此台架试验方法是汽车钢板弹簧基本的试验方法。国标要求汽车钢板弹簧的台架疲劳寿命通常在8~15万次之间，是我国目前汽车钢板弹簧的普遍水平 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] 。 国内各主机厂对钢板弹簧疲劳条件的要求逐步提升，目前少片簧的试验条件大都为：试验应力650 ± 350 MPa下，疲劳寿命 ≥ 12万次。就目前国内通用材料所生产的钢板弹簧水平来看，主要在8~15万次。 含铌新材料主要为验证是否可用于重型汽车高应力少片钢板弹簧，本次使用少片簧在应力650 ± 350 MPa条件下进行验证。表8是含铌新材料少片簧的台架疲劳试验结果，使用含铌材料生产的少片簧疲劳寿命完全符合汽车钢板弹簧技术标准要求，可达通用材料钢板弹簧疲劳寿命的数倍以上。从已有的技术资料看，含铌新材料少片簧的疲劳寿命是我国目前汽车钢板弹簧所达到的新水平。与国外先进的少片簧台架疲劳试验数据相对比，含铌材料少片簧的疲劳性能达到了国外的技术水平。 Table 7 The fatigue test standard of leaf sprin 技术标准 最大试验应力(Mpa) 应力循环次数(万次) 结果评定 汽车钢板弹簧性能要求 (JB 4046-85) 813 ≥8 合格 902 ≥4 合格 表7. 汽车钢板弹簧台架疲劳试验标准 Table 8 The fatigue test results of leaf spring using new materia 试样号 疲劳寿命(万次) 备注 1 30 未断 2 30 未断 3 30 未断 4 18.6 表面硬伤引起断裂 5 30 未断 表8. 新材料少片簧的台架疲劳试验结果 其次，含铌材料生产的少片变截面弹簧已经顺利通过了道路验证试验。 如上所述，含铌材料少片簧的台架疲劳试验寿命远高于技术标准和普遍技术水平，达到国外水平，这标志着我国在重型汽车板簧技术上取得关键性突破。经过高试验应力和高疲劳寿命试验，表明含铌材料可作为重型汽车少片变截面弹簧的良材，这也是我国汽车钢板弹簧材料技术上的突破。
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user: 4. 结论 1) 成功试制了应用于重型汽车少片板簧的新型含铌弹簧材料，并定义新型含铌弹簧材料牌号为LPD50。 2) 高强度、高塑性和优良的工艺性是含铌新材料的主要技术特点，含铌新材料的技术性能为：抗拉强度1550~1750 MPa，断面收缩率40%，脱碳层深小于0.20 mm。强化与韧化是弹簧材料的主要研究方向，提高弹簧材料的工艺性也是弹簧材料的重要研究内容，提高弹簧材料的综合性能，更具有实际应用意义和实用性。其可以代替现有的汽车钢板弹簧材料，如60Si2MnA、50CrVA、55SiMnVB等，对大幅度提高汽车钢板弹簧质量和降低材料消耗具有重要意义。 3) 含铌材料生产的重型汽车少片簧台架疲劳寿命是技术标准要求的数倍，道路试验也表明含铌新材料少片簧完全满足重型汽车的使用要求。因此，含铌材料解决了重型汽车少片簧的材料问题。含铌材料已应用于系列换代卡车和牵引车少片簧，提升了商用车悬架性能，将促进我国汽车钢板弹簧轻量化的发展。
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user: 摘 要 高速永磁电机具有体积小、重量轻、效率高等特点，其应用范围越来越广泛，随着电力应用市场对高速永磁电机使用要求的不断提高，永磁电机制造工艺及关键技术问题逐渐突出，对此分析电机制造工艺特点及其发展趋势，为同类电机工艺设计及施工提供参考。 关键词 :永磁电机，制造工艺，关键技术 Copyright © 2018 by author 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 与传统的电机相比，永磁电机具有结构简单、运行可靠、体积小、质量轻、损耗少、效率高等优点，因此在高速机床 [ 1 ] 、鼓风机 [ 2 ] 、压缩机 [ 3 ] 、透平式膨胀机 [ 4 ] 、微型燃气轮机 [ 5 ] 等领域具有广阔的应用前景，其涵盖了各种功率等级的场合，已成为当前国内外电机领域的一个研究热点。高速永磁电机的制造仍然遵循基本的电机工艺，但随着永磁电机往大容量、高速集成化方向发展，其带来的一系列问题需要进行深入研究。一方面高速永磁电机的转子强度、转子支承是制造的难点之一，其导致振动噪声问题突出；另一方面高速永磁电机的功率密度大，定、转子温升高为电机的绝缘提出了挑战。 国内的沈阳工业大学 [ 6 ] 、哈尔滨理工大学 [ 7 ] [ 8 ] 、哈尔滨工业大学 [ 9 ] 、北京交通大学 [ 10 ] 等科研院所以及国外的一些科研机构 [ 11 ] [ 12 ] 对高速永磁电机设计与分析技术等进行了深入研究，但鲜有从制造工艺的角度研究振动噪声及绝缘问题的报道。 高速永磁电机振动噪声受转子装配质量的影响较大。按照永磁体安装方式，永磁电机转子可分为内嵌式和表贴式两种类型。内嵌式结构的转子冲片中设置有磁钢槽，磁钢装在槽内 [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ] ，受冲片材质强度限制，电机转速不高，主要用于低速电动机。表贴式永磁电机的转子磁路的永磁体，通常采用瓦片状磁钢结构 [ 16 ] 。为防止高速线速度下磁钢不至脱开转轴或产生松动导致电机振动噪声大，需对磁钢进行固定。瓦片状磁钢的固定方式主要有螺钉、粘结剂粘结、无纬带绑扎、转子磁钢套、燕尾槽、极间压条、以及转子端板固定等 [ 17 ] ，上述固定工艺各有利弊，需针对性的进行分析和改进。 高速永磁电机振动噪声受电机机械结构加工精度的而影响较大 [ 18 ] 。电机机械结构包括定子、转子、轴承、机座等。一方面，当由于加工精度较差导致定转子间气隙不均匀，引起单边磁拉力导致电机高速运行时的振动恶化。以端盖式滑动轴承座为例，影响电机气隙均匀度的因素包括：定子铁心内圆对定子两端止口公共基准的径向圆跳动、转子铁心外圆对两端轴承档公共基准轴线的径向圆跳动、端盖轴承孔对止口基准轴线的径向圆跳动、轴承内圈对外圈的径向圆跳动、机壳两端止口端面对两端面止口公共基准轴线的端面圆跳动(即垂直度)。另一方面，当由于加工精度较差导致转子质量不对称时，转子剩余不平衡量大，引起离心力导致电机高速运行时的振动恶化。影响转子质量不对称的因素有转轴加、磁钢和护套的加工精度，以及磁钢装配精度。对此，需从定子冲片及叠压、机座及止口加工 [ 19 ] [ 20 ] 、定子铁心套入机座、转子加工及动平衡 [ 21 ] 、轴承加工等方面，对高速永磁电机机械结构加工工艺进行分析和改进。 定子耐高温、耐高压是高速永磁电机绝缘的重中之重，要求绝缘材料具备较高的抗电晕性和耐瞬间高电压冲击，为此需不断提高绝缘等级，目前国内永磁电机绝缘等级大多为E级和B级，并逐步向F级和H级发展 [ 22 ] 。永磁电机定子绝缘工艺主要包括电机冲片绝缘、绕组嵌线以及绕组绝缘。 电机在运行状态下对其定子铁心片间绝缘的要求很高。一方面，由于定子铁心轭部截面处的磁通密度及感应电势较大，局部点短路时造成的高温容易破坏冲片绝缘，并逐渐扩散甚至烧毁铁心。如果短路发生在槽齿附近，局部高温还将影响绕组绝缘，因此铁心片间要有足够的绝缘强度。另一方面，受电机旋转磁场力影响，定子铁心中存在较大的径向和切向磁拉力，若铁心冲片叠压不牢或压紧力不均匀，将产生振动和松动，因此，冲片上的绝缘涂层应有足够的硬度和附着力，保证在高温和压力的作用下不发生塑性变形。 对此，需针对性地从高速永磁电机转子装配、机械结构高精度加工以及定子绝缘等方面分析电机制造工艺特点及相关技术，提高其制造工艺水平。
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user: 2. 高速永磁电机转子装配 2.1. 转子磁钢固定 表贴式永磁电机的转子磁钢装配时由于相邻永磁体具有强磁性而相互排斥，装配难度大，需制造装配工装实现磁钢装配时的径向和轴向定位，保证永磁体依次装配到位。由于磁钢质地较脆，在用金属护套、螺钉、燕尾槽、压条或端板固定的时候，如果施加力度不当，容易造成应力集中磁钢破裂，如图1所示。 图1. 表贴式永磁电机转子金属护套 [ 23 ] 而采用粘接，存在强度不足的问题，如图2所示。尤其是随着永磁电机的容量和转速的不断提升，传统磁钢固定工艺中的磁钢应力集中、高温下粘接强度低、高应力下材质屈服等问题凸显。 图2. 表贴式永磁电机转子复合材料护套 [ 24 ] 高速永磁发电机转子表面线速度高、磁钢离心大，采用金属护套方案，需要较高的热套温升、且护套径向厚，导致磁钢存在失磁风险以及护套涡流损耗大的问题，为实现对电机转子的保护，应采用非导磁非导电的保护套。转子加无纬带绑扎固定。无纬带是一种予浸渍无纬玻璃丝带，强度高、比重小、自身离心力低。采用无纬带箍保护转子，能有效的克服电机运行时绕组所产生的电磁力和离心力；绝缘的无纬带箍能增加绕组爬电距离、减少绕组端部漏磁，有效地改善电机的电气性能；用无纬带代替钢箍节省了大量合金钢材，从而降低了成本，简化了加工制造工艺。基于上述优点，无纬带箍是电机产品中较为理想的一种固定材料。 高速永磁电机转子磁钢固定工艺也必须不断改进和完善。一方面采用新材料及新结构，如采用高强度复合材料替代无纬带，能大幅提高护套绑扎的机械强度；采用磁钢焊接和整体充磁技术 [ 25 ] 替代粘接，提高磁钢与转轴的连接强度。另一方面，将多种固定工艺组合在一起使用，形成优势互补，如将粘结剂粘结固定工艺与复合材料绑扎固定工艺相结合，先利用粘结剂将磁钢粘接在转子铁芯上，再在外侧绑扎复合材料护套；或者将转子端板固定与极间压条固定相结合，实现轴向和周向的双重固定，可取得更好的固定效果。 2.2. 定、转子总装 永磁电机定、转子总装工艺较传统电机有所不同，由于永磁电机转子内有永磁体，对定子等导磁材料吸附能力较强，会导致转子由于磁力作用无法装入定子，而且定转子极易相互吸引碰撞，造成绝缘损伤，使电机绝缘寿命减少，带来质量隐患。 装配方法分为立式和卧式两种，对于小型端盖式滚珠轴承永磁电机，多采用立式安装方式，对于大型高速永磁电机，由于电机机座外形尺寸大，且一般采用滑动轴承结构，若仍采用立式安装，转子装入定子后的固定及翻身困难，因此多采用卧式安装，如图3所示，在非传动端使用假轴和导向套定位，传动端使用高精度导向杆导向，采用液压装置将转子压入定子内。大中型永磁电机转子铁心内部装有多块永磁体，带有很大的磁力。总装时，定转子中心又不能完全重合，会产生单边磁拉力，而且定转子气隙较小，极易相互吸引，发生碰撞，因此对工装要求极高。首先定子重量较重，体积大，通过导轨实现安装固定与滑动较困难。再次，转子的顶紧装置要具备很高的抗弯性能，强度、挠度均需满足一定要求。 图3. 永磁电机卧式总装及对中工装。1. 前座；2. 定子；3. 转子；4. 尾座；5. 定位键；6. 直线导轨；7. 传动系统；8. 定位销
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user: 3. 机械结构加工 3.1. 定子铁心冲片 高速永磁电机定子铁心冲片一般采用厚度薄，额定损耗小的软磁材料(硅钢片)板料或卷料经冷冲压制成，如35W270、50W300等牌号。铁心由冲片叠压而成，铁心冲片制造复杂，对冲制工艺、设备模具等方面的技术要求较高。目前，电机铁心冲片的制造工艺有复冲模、级进模、线切割等，各有其优缺点和应用范围，如表1所示。 Table 1 Comparison of stator core blanking proces 工艺 加工精度 生产效率 模具结构 制造成本 生产周期 复冲模 较高 较高 复杂 较高 长 级进模 高 高 较复杂 高 较长 线切割 低 低 简单 低 短 表1. 定子铁心冲片制造工艺对比 复冲模和级进模的工件尺寸精确一致性好，但模具结构复杂，开模周期长且制造成本高，适用于大批量生产的电机铁心的冲制；而线切割不依赖于模具，周期短，但加工精度低，需在后续制造环节中进行二次加工补偿，多适用于电机推广阶段或产量不大的情况。随着相关技术和工艺水平的提高，近年来非晶合金在高速电机定子中的应用越来越广泛；但由于其质硬而脆，目前尚未有成熟的批量制作形状复杂的非晶合金冲片的技术。 3.2. 机座焊接及止口加工 机座一般采用浇铸和搭焊两种结构，前者主要用于中小型永磁电机，而大型高速永磁发电机的机座一般采用焊接方式，但无论采取何种方法，都应将机座内圆与止口的形位公差控制在合理的范围内，以确保加工件符合设计要求。 对于钢板机座焊接，首先要求机座的焊接变形及焊接残余应力尽量小 [ 19 ] ，对此需分析合理的焊接及热处理工艺参数并开展工艺验证。其次要求定子内圆和两边止口的加工精度尽量高，对此应提高加工设备精度，并通过一次装卡完成定子内圆和止口的加工来保证三者的同轴度。其中，用于装卡定位的基准面校正尤为重要，而且为了达到一次装卡完成，一般还需要特殊刀具和工装来保证。 3.3. 定子铁心套机座 高速永磁电机定子铁心外与机座内圆一般采用过盈配合。过盈量越小，铁心与机座的连接刚度低，电磁力作用下者不能容易相对移动或松动，使得振动噪声恶化；过盈量太大，容易导致机壳(薄壁件)变形严重而不满足精度要求，因此需合理选择过盈量和定子铁心套机座工艺。 定子铁心套入机座后，铁心内圆一般不进行加工，因此该内圆与机座端盖止口基准的同轴度靠部件加工和装配保证。首先通过加工保证冲片的尺寸公差，其次通过叠压工艺提高冲片叠压一致性，保证铁心叠压完成后的内、外圆同轴度，再次通过加工保证机座内圆和两端止口基准的同轴度，最后通过装配尺寸链计算，分析定子铁心套机座后内圆与止口基准的同轴度是否满足设计要求。 3.4. 转子加工及动平衡 高速永磁电机转子关键尺寸为磁钢外圆圆度、轴颈圆度及磁钢外圆与转轴两端轴颈基准的同轴度。其中，磁钢为装配件无法二次加工，因此需通过部件加工和装配保证其精度。首先通过加工提高转轴和磁钢尺寸精度，然后通过优化装配工艺提高磁钢装配精度，最后通过装配尺寸链计算，分析装配后的磁钢外圆的形位公差是否满足设计要求。 电机转动部件由于结构不对称，材料质量不均匀或制造加工时的误差等原因，造成转动体机械上的不平衡。它会使该转动体的重心对轴线产生偏移，转动时由于偏心的惯性作用，将产生不平衡的离心力或离心力偶，电机在离心力的作用下将产生振动。高速永磁电机转子质量不平衡主要来至转轴、磁钢和护套，其中转轴可通过加工和部件动平衡降低其残余不平衡量，但磁钢和护套无法单独进行动平衡，且带有磁性，因此需在转子装配完成后设计专用工装进行高速现场动平衡。区别于传统的离线动平衡技术，现场动平衡不需要传统的动平衡机，只需一套价格低廉的测试系统，因而较为经济。此外，由于转子在实际工况条件下进行平衡，不需要再装配等工序，整机在工作状态下就可获得较高的平衡精度，同时也免去了拆卸机器、来回运送转子以及后期安装校正的工作。而且由于其直接作用于实际工作的机体上，动平衡操作时直接将所有影响因素都包含其中，最后得到的效果将远远好于只对单独的转子进行传统动平衡操作时的情况。 3.5. 轴承加工 轴承加工的关键是要保证端盖止口与轴瓦内圆的同轴度。端盖大多是在外侧做出工艺台，尽量一次装卡做完轴承孔和端面、止口和端面等同轴度、端面跳动要求高的相关尺寸。不仅要合理的设计工装，正确的使用工装也是保证零件精度关键。 轴承端盖止口与机座止口一般采用过渡配合或小间隙，再采用定位销定位，便于反复拆装，但由于存在配合间隙以及接触刚度低容易导致振动噪声恶化，尤其是对于变形量的大型端盖，其止口配合过盈量的设计尤为重要。
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user: 4. 定子绝缘 4.1. 电机冲片绝缘 电机冲片绝缘漆主要有有机漆和无机或半无机漆两大类，如表2所示，一般以有机漆为主。不同的绝缘漆在流动性，硬度、涂漆工艺、漆膜厚度，耐温性、挥发性等方面存在差异，从而影响定子铁心高温下绝缘、抗振动(摩擦)以及叠压系数等性能。无机或半无机漆由于漆膜薄，热收缩性小，叠压系数大，有效地防止了铁心松动，缩小了电机的外型尺寸并改善了发电机的机电性能，且对环境污染小，目前受到广泛应用 [ 26 ] 。 Table 2 Comparison of motor punching insulation pain 冲片绝缘漆 流动性 涂漆工艺 漆膜 热收缩性 叠压系数 有机漆 好 简单 厚 大 小 (半)无机漆 差 复杂 薄 小 大 表2. 电机冲片绝缘漆对比 但由于无机填料的加入，降低了漆液的流动性，造成了硅钢片漆涂漆工艺的复杂性，采用国内传统的两辊涂漆工艺，将产生较为严重的边缘增厚现象，同时存在毛毡辊的绒毛脱落粘到冲片上的风险；采用国外通用的四辊涂漆工艺，造成硅钢片断面涂不上漆，使硅钢片断面生锈或造成硅钢片片间短路。对此需对工艺改进，通过调整辊板硬度、转速、辊间间隙、辊轮表面绒毛防脱落措施以及漆膜工艺质量检查，提高冲片涂漆质量。 4.2. 绕组嵌线 为了保证永磁电机定子绕组嵌线质量，必须正确地掌握线圈绕制、绕组嵌线的工艺要领、工艺参数及正确合理的检验测试。根据定子结构、工艺性及制造方法，绕组的绕制及嵌线可分为手工嵌线、整体式机械自动绕线和拼块结构绕线 [ 27 ] 。采用手工嵌由于工序多、工作量大，对工人的熟练程度和要领掌握要求高，多适用于结构紧凑、铁心槽口窄、绕组漆包线细等情况。若采用整体式机械自动绕线，自动化程度高，操作简单，且节省材料，但工装和绝缘骨架专用性强，成本高，适用于大批量生产产品。若采用拼块结构绕线，将定子铁心根据槽数分成相应的拼块，只适用于槽数不多的电机，是一种半自动的绕组制作。 随着高速永磁电机频率的提高，电磁损耗随之增大，而低损耗的多股绞合(辫扁)线绕组逐渐受到关注，但该类型线圈的绕线复杂，嵌线难，尤其是在电机体积空间受限的情况下，端部绝缘问题突出。 4.3. 绕组绝缘 永磁电机定子绕组绝缘系统本体主要由粉云母、胶黏剂(一般为环氧树脂)和补强材料(一般为玻璃丝布)三部分组成，分别起着耐电、保证绝缘体致密性以及提高机械强度的作用。绕组绝缘系统的制造工艺主要有加热模压和真空浸渍两种 [ 28 ] ，都必须满足绝缘特性基本要求，即绝缘体具有包括电气、机械、热学、化学等方面性能要求在内的综合指标；绝缘体致密，无气孔、气隙、疏松等缺陷；绝缘体高温下无分层、发空现象。 绕组绝缘性能随着总厚度的增加而加强，但绝缘的热传导性能要求是主要矛盾，希望尽可能减薄绝缘厚度，此外减薄绝缘厚度可以提高铁心槽的利用率，减小电机的体积、重量，提高电机效率等。因此绝缘厚度的选择须通过分析、计算，并结合丰富的经验予以综合考虑。理论上，当电机额定相电压确定后，绕组绝缘厚度与工作电场强度成负相关，因此工作电场强度确定以后，绝缘厚度也就确定了。工作电场强度一般取2 kV/mm ~3 kV/mm，从绝缘可靠性的角度应选下限，从绝缘散热的角度应选上限。但是，绝缘厚度的减薄必须要由它具有的优良绝缘工艺和性能作为保证，目前采用加热模压和真空浸渍两种工艺，如表3所示。 Table 3 Comparison of winding insulation proces 绕组绝缘 含胶量 绝缘厚度 工艺原理 胶浸渍方向 加热模压 37%~40% 厚 加压挤出 由内向外 真空浸渍 8%~10% 薄 负压浸入 由外向内 表3. 绕组绝缘工艺对比
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user: 5. 结束语 通过对高速永磁电机中转子装配、机械结构加工、定子绝缘过程中的关键点的分析结果表明： 1) 随着永磁电机往大容量、高速集成化方向发展，其制造关键技术需围绕低振动噪声、高绝缘等级进行突破重点，其制造工艺呈现高精度、定量化和自动化的特点。 2) 高速永磁电机转子磁钢固定工艺难度大，传统的单一磁钢固定工艺难以满足高温高应力使用要求，需采用新材料、新结构并结合多种磁钢固定方法行程优势互补。 3) 电机结构加工及装配精度对电机振动噪声影响显著，从元件、部件加工到装配各个环节，需选择合理的加工工艺，并结合分析计算和工艺验证实现关键参数的量化及预估，确保满足设计要求。 4) 高速永磁电机定子绝缘主要集中在定子冲片、绕组嵌线以及绕组浸漆等关键环节选择合理的绝缘工艺并进行必要改进。尽可能地减薄厚度、缩小电机体积、增大单机容量、降低成本。优选低挥发或无挥发、无毒或少毒的环保绝缘材料。优选绝缘制造工艺，降低制造过程中的能源消耗、减少对环境的污染。
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user: 摘 要 针对到达率随时间变化的单服务台G t /G t /1队列模型，假定等待空间无限，在给定到达率函数的基础上，应用随机过程极限和概率测度收敛的相关知识，得到该队列模型各稳态性能指标的收敛极限。 关键词 :稳态，单服务台队列，布朗运动，收敛极限 Copyright © 2018 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 排队论主要研究各种排队系统在排队等待中的概率特性，应用领域非常广泛，国内外学者针对不同的排队模型做了大量的研究。Ward通过奥伦斯坦–乌伦贝克过程，得到了稳态下单服务台队列的扩散逼近 [ 1 ] 以及负荷过程和队长过程的收敛极限 [ 2 ] 。文献 [ 3 ] [ 4 ] 研究了高负荷下单服务台队列的队长和溢出过程的极限。在高负荷条件下，Liu等研究了到达率随时间变化的网络队列模型 [ 5 ] ，Whitt研究了到达临界点的单服务台队列 [ 6 ] 。另外，Ma [ 7 ] 和Dong [ 8 ] 分别对单服务台和多服务台的周期到达队列模型做了一定的研究，并对模型进行数值模拟，更加直观地验证了所得结论。Baccelli等 [ 9 ] 和Stanford [ 10 ] 在平稳状态下研究了一个服务台的队列性能，得到了有关数量分布的积分方程。本文在前人研究的基础上，运用中心极限定理以及连续映射定理等 [ 11 ] [ 12 ] 相关知识，研究到达率随时间变化的Gt/Gt/1队列模型，得到队列模型的各种性能指标(到达过程、队长过程和虚等待时间)的收敛极限。
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user: 2. G t /G t /1队列模型 考虑一般的单服务台G t /G t /1队列模型，假定等待空间无限，到达率随时间变化，到达率为 λ ( t ) ，服务率为 μ ( t ) ，负荷强度为 ρ ( t ) ≡ λ ( t ) μ ( t ) ( t ≥ 0 ) 。A表示到达计数过程， Λ 表示累积到达函数，当 时， Λ ( t ) ≡ ∫ 0 t λ ( s ) d s ， 到达率满足： λ ¯ ≡ lim t → ∞ Λ ( t ) t ， 在不考虑顾放弃的情况下，假设 λ ¯ = 1 。 到达过程满足： A ( t ) ≡ N a ( Λ ( t ) ) = N a ( ∫ 0 t λ ( s ) d s ) ， 其中 N a 是随机计数过程，满足泛函强大数定理(FSLLN)和泛函中心极限定理(FCLT)，即当 n → ∞ 时，在D空间中， ， N ^ a ， n ⇒ c a B a ， 这里 N ¯ a ， n ≡ N a ( n t ) n ， N ^ a ， n ≡ N a ( n t ) − n t n ，e是恒等函数， e ( t ) = t ( t ≥ 0 ) ， B a 是标准的布朗运动。 另外，假设服务是由随机计数过程 N s (独立于 N a )产生的， N s 同样满足泛函强大数定理(FSLLN)和泛函中心极限定理(FCLT)，即当 n → ∞ 时，在D空间中， N ¯ s ， n → e ， ， 这里 N ¯ s ， n ≡ N s ( n t ) n ， N ^ s ， n ≡ N s ( n t ) − n t n ， B s 是标准的布朗运动，且独立于 B a 。
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user: 4. 总结 在给定G t /G t /1队列模型的到达率函数的基础上，利用泛函中心极限定理、连续映射定理等得到该模型的到达过程、队长过程和虚等待时间的收敛极限，最后运用概率测度收敛和随机过程极限的知识对此做了证明。
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user: 摘 要 本文考虑耦合二阶ODE波系统的边界输出反馈镇定问题。我们首先通过原系统的输出设计ODE波系统的观测器，并证明观测器的有效性。然后基于文献 [ 1 ] 中给出的状态反馈控制器，我们设计出输出反馈控制器。利用算子半群方法和Back-stepping变换，证明了闭环系统在状态空间中具有唯一解，且闭环系统的解是渐近稳定的。 关键词 :输出反馈，Back-Stepping，稳定性，控制器设计 Copyright © 2018 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 在航天工业、土木工程领域、工业流水线等方面，一维波动方程或弦方程可以模拟许多物理现象。因此，该模型在理论和实际应用领域都受到了广泛的关注。一般情况下，振动过大往往会降低系统的性能，因此系统的镇定变得非常重要。鉴于工程中易实现性，边界控制器是工程师首选的。在过去的二十年中，文献中出现了一系列关于一维波方程边界镇定的著作( [ 2 ] )，其中耗散理论对反馈控制律的设计起着重要的作用。当系统不稳定( [ 3 ] )或反稳定( [ 4 ] )时，Back-stepping方法可以用来实现镇定、观测器构造、输出调节等目的。 近年来，随着研究的深入，文献中出现很多PDE-ODE耦合系统相关的镇定工作。在 [ 5 ] 中，作者考虑了耦合ODE-弦系统的镇定问题，它模拟了塔吊上的平台和缆索的动力学行为。在 [ 6 ] 和 [ 7 ] 中Krstic等分别考虑ODE-弦和ODE-双曲型方程耦合系统。文献 [ 6 ] 的结果被推广到一个内部反阻尼ODE-系统和连通的诺伊曼系统中；另一个推广可以在文献 [ 8 ] 中找到，其中是应用于两个边值耦合的ODE-弦方程。上述的PDE-ODE耦合工作仅考虑了边界耦合系统。对于内部点耦合系统， [ 9 ] 对内部点耦合的二阶ODE-热系统设计了状态反馈控制器。类似的结果可以在 [ 1 ] 中找到，其所考察的是一维波系统。 在本文中，我们考虑以下耦合的二阶ODE-波系统： { y ″ ( t ) = a 2 y ( t ) + b u ( x 0 ， t ) ， t > 0 ， u t t ( x ， t ) = u x x ( x ， t ) ， x ∈ ( 0 ， 1 ) ， t > 0 ， u ( 0 ， t ) = 0 ， u x ( 1 ， t ) = U ( t ) ， t ≥ 0 ， y o u t ( t ) = { y ( t ) ， u t ( 1 ， t ) } ， t ≥ 0 ， y ( 0 ) = y 0 ， y ′ ( 0 ) = y 1 ， u ( x ， 0 ) = u 0 ( x ) ， u t ( x ， 0 ) = u 1 ( x ) ， x ∈ ( 0 ， 1 ) ， (1.1) 其中 x 0 ∈ ( 0 ， 1 ) 是一个给定的中间点， a > 0 和 b ≠ 0 是常数， y ( t ) 和 u t ( 1 ， t ) 是测量值。设 X ( t ) = ( x 1 ( t ) ， x 2 ( t ) ) Τ = ( y ( t ) ， y ′ ( t ) ) Τ ，那么我们可以把系统(1.1)写为如下形式： { X ˙ ( t ) = A X ( t ) + B u ( x 0 ， t ) ， t > 0 ， u t t ( x ， t ) = u x x ( x ， t ) ， x ∈ ( 0 ， 1 ) ， t > 0 ， u ( 0 ， t ) = 0 ， u x ( 1 ， t ) = U ( t ) ， t ≥ 0 ， y o u t ( t ) = { x 1 ( t ) ， u t ( 1 ， t ) } ， t ≥ 0 ， X ( 0 ) = X 0 ， u ( x ， 0 ) = u 0 ( x ) ， u t ( x ， 0 ) = u 1 ( x ) ， x ∈ ( 0 ， 1 ) ， (1.2) 其中 A = ( 0 1 a 2 0 ) ， B = ( 0 b ) ， X 0 = ( y 0 y 1 ) . 本文的目的是设计一个输出反馈控制器来使整个闭环系统稳定，而状态反馈定律在 [ 1 ] 中已经设计出来。由文献 [ 1 ] 的引理2.1我们可以知道存在一个矩阵K使得 A + B K 是Hurwitz的。 文章结构如下：在第二部分中，我们通过系统的输出给出控制器的设计，通过Back-stepping变换，我们证明了闭环系统具有唯一的解；第三部分，我们用Back-stepping逆变换证明了闭环系统的指数稳定性。
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user: 摘 要 本文首先研究点态化完备代数正规类中的遗传幂等根、补根、对偶根、子幂等根的的结构性质；然后研究了诣零根、幂零根、局部幂零根、可数局部幂零根的结构性质。 关键词 :点态化完备代数正规类，遗传幂等根，补根，对偶根，子幂等根，诣零根 Copyright © 2018 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 环及其它代数系统根理论的统一研究促使一般代数正规类根理论的建立 [ 1 ] - [ 15 ] ，但由于一般代数正规类缺乏理想乘积等概念，一般代数正规类根理论研究受到极大的限制。为了能在一般代数正规类中进行进一步的研究，文献 [ 16 ] [ 17 ] 引入了可积代数正规类、文献 [ 18 ] - [ 23 ] 引入了完备代数正规类，对特殊根等进行了研究，并对一类特殊的半环——大半环(可做单侧减法的半环)建立了相应的根理论；文献 [ 24 ] 对完备代数正规类进行了点态化，研究了点态化完备代数正规类中的亚直既约代数类及其确定的上根——反单根的结构性质。 本文在文献 [ 24 ] 建立的点态化完备代数正规类概念基础上，研究点态化完备代数正规类中的遗传幂等根、补根、对偶根、子幂等根及诣零根的结构性质。
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user: 2. 预备知识及基本引理 点态化完备代数正规类的相关概念及性质参见文献 [ 24 ] 。 引理2.1 [ 15 ]：A是一个完备代数正规类，则： 1) 如果 i ， j ⊲ a ，则 i j ≤ i ∧ j ，特别 i i ≤ i ； 2) 如果 i ， j ⊲ a ，则 i j ⊲ a ； 3) n是正整数，如果 t ∈ ϕ a ( i ) ，则 i 1 i 2 ⋯ i n ⊲ a 。 引理2.2 [ 13 ] [ 14 ]：A是一个完备代数正规类，R为A中的一个根类， a ∈ A ， i ⊲ a 。如果 a / i ∈ PR ，则 R ( a ) ≤ i 。 引理2.3 [ 15 ]：A是一个完备代数正规类，K为A的一个子类，K中每个代数的理想都在K中(即K对理想封闭)。则 t ∈ ϕ a ( ( t ) 2 ) 是一个根类(称由K确定的上根，记为UK)，且 K ⊆ PR 。进一步有：如果 R 1 是一个根类，且 K ⊆ PR 1 ，则 R 1 ⊆ R ，记为根类 R 1 ≤ R 。 引理2.4 [ 15 ]：A是一个完备代数正规类， ∀ a ∈ A ， i ⊲ a ， k ⊲ i ， k ¯ 是a的包含k的最小理想。则 k ¯ = k ∨ a k ∨ k a ∨ a k a ，且 k ¯ 3 ≤ k 。 引理2.5 [ 24 ]：设 a ∈ A 是一个非零代数， ϕ a : L a s → P ( S a ) 如上定义。则 ∀ i ， j ∈ L a s 有： i ≤ j 当且仅当 ϕ a ( i ) ⊆ ϕ a ( j ) ； 证明：此处只证明当 ϕ a ( i ) ⊆ ϕ a ( j ) 时有 i ≤ j 。 当 ϕ a ( i ) ⊆ ϕ a ( j ) 时有 ϕ a ( i ∧ j ) = ϕ a ( i ) ∩ ϕ a ( j ) = ϕ a ( i ) ，而 ϕ a : L a s → P ( S a ) 是单射，故 i ∧ j = i ，故 i ≤ j 。证毕。 引理2.6 [ 24 ]：设 a ∈ A 是一个非零代数， ϕ a : L a s → P ( S a ) 如上定义， 0 ≠ t ∈ S a ， ∅ ≠ A ⊆ S a 。则： 1) 存在a的一个最大的理想 i t ，使得 t ∉ ϕ a ( i t ) ； 2) 分别存在a的一个最小的在 ϕ a 下的像包含t的子代数 〈 t 〉 、右理想 〈 t ) 、左理想 ( t 〉 、理想 ( t ) ，且 〈 t 〉 = ∧ { b ∈ L a s | t ∈ ϕ a ( b ) } ， 〈 t ) = ∧ { b ∈ L a r | t ∈ ϕ a ( b ) } ， ( t 〉 = ∧ { b ∈ L a l | t ∈ ϕ a ( b ) } ， ( t ) = ∧ { b ∈ L a | t ∈ ϕ a ( b ) } ， 分别称t生成的主子代数 〈 t 〉 、主右理想 〈 t ) 、主左理想 ( t 〉 及主理想 ( t ) ； 3) 分别存在a的一个最小的 ϕ a 下的像包含A的子代数 〈 A 〉 、右理想 〈 A ) 、左理想 ( A 〉 、理想 ( A ) ，且 〈 A 〉 = ∧ { b ∈ L a s | A ∈ ϕ a ( b ) } ， 〈 A ) = ∧ { b ∈ L a r | A ⊆ ϕ a ( b ) } ， ( A 〉 = ∧ { b ∈ L a l | A ∈ ϕ a ( b ) } ， ( t ) = ∧ { b ∈ L a | A ∈ ϕ a ( b ) } ， 分别称A生成的子代数 〈 A 〉 、右理想 〈 A ) 、左理想 ( A 〉 及理想 ( A ) ； 4) ∀ i ∈ L a s ， i = ∨ { 〈 t 〉 | t ∈ ϕ a ( i ) } ； ∀ i ∈ L a r ， i = ∨ { 〈 t ) | t ∈ ϕ a ( i ) } ； ∀ i ∈ L a l ， i = ∨ { ( t 〉 | t ∈ ϕ a ( i ) } ； ∀ i ∈ L a ， i = ∨ { ( t ) | t ∈ ϕ a ( i ) } ； 5) ∀ i ∈ L a ， t ∈ S a ，则 i ∨ 〈 t 〉 = 〈 t 〉 当且仅当 t ∈ ϕ a ( i ) 。 引理2.7 [ 24 ]：a是有幂等心h的亚直既约代数的亚直和， 0 ≠ i ⊲ a ，则i也是有幂等心h的亚直既约代数的亚直和。
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user: 5. 小结 本文在点态化的完备代数正规类中，进一步研究根的遗传幂等根、补根、对偶根、子幂等根、诣零代数、幂零代数、局部幂零代数、可数局部幂零代数的结构性质。
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user: 摘 要 为了摸清管道过滤器在非正常工况下的承压极限，本文通过试验研究了滤网堵塞工况下过滤器的结构强度，同时借助仿真软件分析了过滤器在堵塞工况下的静强度及骨架失稳。结果表明：在滤网全堵塞工况下，过滤器极可能出现因骨架屈曲失稳而失效。 关键词 :过滤器，堵塞，强度 Copyright © 2018 by author 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 过滤器的主要作用是滤除介质中一定尺寸的杂质，保证介质洁净度要求。为了防止多余物进入火箭发动机，液体型号运载火箭及其加注系统中，广泛使用各种形式的过滤器。一方面，过滤器是保证推进剂洁净的最后屏障；另一方面，若过滤器自身的强度不够，尤其是非正常工况下过滤器的承压能力不足，导致过滤器损坏而引入多余物，危及运载火箭飞行安全。 目前大多数研究都是针对煤炭、石油、空调过滤器的研究 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] ，而内容更多地关注过滤器压降及性能研究，鲜见关于过滤器的非正常工况下的承压极限研究。例如，柳志忠等人 [ 5 ] 针对网式过滤器压降设计中的不足，提出采用滤器流道压降数学仿真计算和滤网压降数值计算相结合的方法。王宪成等人 [ 6 ] 建立了过滤器过滤初期压降模型及过滤器后期压降增长率模型，分析了丝网结构参数、过滤器结构参数、微粒大小及介质对过滤器压降的影响。文献 [ 7 ] 研究了过滤器在堵塞工况下的流量压降特性，揭示了过滤器压降随滤网堵塞面积及流量的变化规律。 本文通过实验对某过滤器在滤网全堵塞工况下的承压特性进行研究，并借助数值仿真手段分析过滤器在极限工况下的结构强度及失效原因，为过滤器的使用提供了故障判据。
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user: 2. 过滤器结构 本文研究的过滤器，主要由滤网、骨架、壳体、头锥、压条等部分组成，过滤元件均为金属丝网+骨架形式，如图1所示。骨架上滤网采用不锈钢压条和不锈钢螺钉固定在骨架上，并用不锈钢丝捆紧在骨架上。过滤器在管路上安装时，取下两端的堵盖，通过快速接头与管路连接。其中，导流锥一侧为进口，另一侧为出口。 图1. 过滤器结构示意图
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user: 3. 试验装置及试验过程简述 连接试验管路和过滤器如图2所示，在管路末端接入过滤器，过滤器出口敞开。管路始端封堵并在管路始端安装压力传感器，接入压力采集设备，在管路始端高点处焊接接管嘴，与氮气瓶连接。试验时将管道内注满水，通过氮气瓶给管路增压，进而实现过滤器入口的压力阶跃。通过调节氮气瓶手阀开度，控制管道内压力，采集管道测压点的瞬时压力值。 图2. 过滤器试验系统简图
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user: 4. 试验结果与分析 4.1. 试验结果与分析 第一组试验，设定压力1MPa，试验过程中缓慢调节氮气瓶供气压力，在20秒内使得压力提升至1.0MPa，压力随时间变化情况如图3(a)所示。试验过程中，压力最高为1017 kPa，20秒达到最高压力后，氮气瓶不再增压，约两分钟后，管道内压力跌至0，压力的释放比较缓慢。试验过程中，过滤器出口水流缓慢流出(包覆不严，有泄漏)，但没有出现井喷状况。试验后，查看过滤器滤网无破损。 图3. 过滤器滤网全堵塞试验。(a) 第一次试验压力1 MPa；(b) 第二次试验压力1.3 MPa 第二组试验，加快了管道升压，升压时间为10秒，设定压力1.3 MPa。压力随时间变化情况如图3(b)所示。压力在10秒迅速提升至1317 kPa，压力达到最大值后，在5秒下降为0。现场观察过滤器出口情况，在压力达到最大值时，过滤器出口水流井喷，推测滤网破损。试验结束，检查过滤器滤芯时发现滤芯失稳，滤芯骨架严重变形将滤网拉扯，出现滤网破损。 4.2. 失效骨架检测 过滤器金属骨架周向有12个网格，轴向有3个网格，网格高为41 mm，宽为18 mm，网格之间为筋条，竖筋宽7.5 mm，横筋宽4 mm，筋厚为2.5 mm。过滤器骨架变形如图4所示。金属骨架竖直方向有12条竖筋，其中2条竖筋未发生明显变形，其余10条竖筋向内凸出，存在程度不一的塑性变形。横筋交替向内、向外凸出，其中有3个网格对应的横筋变形最为严重。金属骨架整体呈失稳变形特征。此外，金属骨架上未见明显的机械损伤、裂纹以及腐蚀痕迹，也未见明显宏观材料缺陷。 图4. 过滤器骨架破坏 取金属骨架中变形最为严重的竖筋和横筋进行金相观察，如图5所示。微观组织均为孪晶奥氏体，未见明显组织缺陷，组织中均可见明显的变形流线，应是材料成形过程中形成，横筋中部变形最严重的位置变形流线有明显弧度，应是材料受外力变形所致。竖筋变形程度较小，竖筋中部和边缘的变形流线均未见明显弧度。 图5. 过滤器骨架金相分析 参照GB/T 228.1-2010标准，取金属骨架上形状完好的竖筋进行拉伸性能测试，测试结果见表1。从表1中可见，竖筋方向拉伸强度约为660 MPa，屈服强度约为330 MPa，满足GJB 2295A-2006中的拉伸性能要求(Rm ≥ 540 MPa，Rp0.2 ≥ 196MPa)。 力学性能测试结果表明，材料抗拉强度及屈服强度满足相关标准性能要求。金相观察结果表明，金属骨架材料微观组织均为孪晶奥氏体，未见明显组织缺陷。 宏观观察结果表明，金属骨架存在明显的塑性变形，宏观呈外压失稳变形特征，由于金属骨架尺寸、材料成分、组织及力学性能均未见明显异常，也未见明显材料缺陷，因此失稳变形原因应与金属骨架承受较大外压有关。 Table 1 Tensile property data of filter skeleto 试验编号 Fm (kN) Rm (MPa) Fp0.2 (kN) Rp0.2 (MPa) 1# 11.82 654 6.15 340 2# 11.76 665 5.54 313 3# 11.88 667 5.98 336 表1. 拉伸性能测试数据
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user: 5. 数值仿真分析 根据过滤器实体模型进行模型简化，如图6所示，其中X轴为滤芯圆柱体轴向，Y、Z轴为径向。模型的具体简化内容为： 1) 不考虑过滤器外壳结构，不考虑导流锥部分，仅对滤芯和滤网的圆柱段进行建模； 2) 试验时通过在滤网表面外贴胶带的方式模拟滤网堵塞状态，分析时该部分仅作传递载使用，将其与滤网结构统一考虑为0.1mm的均匀圆柱面，等效面与骨架外表面通过接触方式模拟。 图6. 过滤器简化模型 将1.3 MPa压力施加至圆柱壳表面进行过滤器骨架静强度计算。骨架等效应力分布如图7所示，由图可见，骨架最大等效应力为188 MPa，而骨架测试的屈服强度约为330 MPa。因此，在1.3 MPa静压作用下，骨架的强度满足要求，不会出现结构失效变形。 图7. 过滤器骨架等效应力分布 进一步，在骨架静强度计算的基础上，研究骨架的屈曲稳定性。通过在圆柱壁面上施加1.3 MPa的压力载荷作为基础载荷，进行特征值稳定性分析。骨架屈曲变形和应力如图8、图9所示。可见，骨架在1.3 MPa压力作用下发生屈曲失稳，最大应力达1590 MPa，远远超过骨架材料的屈服强度，发生失稳。 图8. 过滤器骨架屈曲失稳变形 图9. 过滤器骨架屈曲失稳下应力分布
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user: 6. 结论 本文通过实验和数值计算方法研究了某液体过滤器在滤网堵塞下的极限强度。结果表明，过滤器在堵塞工况下，骨架存在屈曲失效风险，为过滤器使用的极限工况提供参考。