帶式輸送機自動張緊裝置設計(doc畢業(yè)設計論文)

1、<p><b>　　目 錄</b></p><p><b>　　摘要 Ⅰ</b></p><p>　　AbstractⅡ</p><p><b>　　第1章 緒論1</b></p><p>　　1.1 輸送機自動張緊裝置的一般概念1</p>

2、<p>　　1.2 輸送機張緊裝置的分類1</p><p>　　1.3 液壓自動張緊裝置與其它張緊裝置的類比2</p><p>　　第2章 總體設計3</p><p>　　2.1 設計任務3</p><p>　　2.2 設計方案的確定3</p><p>　　2.2.1 液壓自動張緊裝置

3、的特點3</p><p>　　2.2.2 液壓張緊系統(tǒng)工作原理3</p><p>　　2.2.3 總體設計方案的確定5</p><p>　　第3章 各元件的確定6</p><p>　　3.1 油缸的選擇和計算6</p><p>　　3.2 液壓油液的功能和基本要求7</p><p&

4、gt;　　3.3 液壓泵的選擇及計算9</p><p>　　3.4 電動機的確定9</p><p>　　3.5 各種閥類的選擇10</p><p>　　3.5.1 電磁換向閥的選擇10</p><p>　　3.5.2 溢流閥的選擇11</p><p>　　3.5.3 壓力繼電器的選擇12</p&

5、gt;<p>　　3.5.4 壓力表的選擇13</p><p>　　3.5.5 濾油器的選擇14</p><p>　　3.5.6 蓄能器的選擇15</p><p>　　3.5.7 伺服閥的選擇16</p><p>　　3.5.8 液控單向閥的選擇18</p><p>　　3.6 其它元件的選擇

6、20</p><p>　　3.6.1 滑輪的選擇20</p><p>　　3.6.2 鋼絲繩的選取20</p><p>　　3.6.3 液壓泵站的選擇與安裝20</p><p>　　第4章 管路的設計22</p><p>　　4.1 管路的確定22</p><p>　　4.2

7、吸油管的設計22</p><p>　　4.3 壓油管的設計23</p><p>　　4.4 液壓系統(tǒng)中的壓力損失驗算23</p><p>　　第5章 主要部件的設計計算及強度校核26</p><p>　　5.1 油缸后的支座的設計及強度校核26</p><p>　　5.2 液壓缸活塞桿上的耳環(huán)的設計

8、及強度設計27</p><p>　　第6章 設計分析29</p><p><b>　　結論31</b></p><p><b>　　致謝32</b></p><p><b>　　參考文獻33</b></p><p><b>　　專題

9、34</b></p><p><b>　　附錄142</b></p><p><b>　　附錄249</b></p><p><b>　　摘要</b></p><p>　　輸送機時橡膠和纖維織品兩者復合而成的制品，在應用中的重錘張進裝置，在運行一段時間后，重錘

10、會自動下降一段距離，使輸送帶變長。這說明輸送帶發(fā)生了蠕變，在啟動、制動過程中也會產生蠕變現(xiàn)象。此時張緊裝置就必須進一步收縮才不會發(fā)生打滑現(xiàn)象。</p><p>　　由此可見，張緊裝置是保證帶式輸送機正常運轉必不可少的重要部件。該論文主要介紹了帶式輸送機的自動張緊裝置的設計過程，詳細的介紹了各個液壓元件的選取。自動張緊裝置的設計是張緊裝置的設計的一個重大變革。</p><p>　　關鍵詞：自

11、動張緊裝置 帶式輸送機 液壓張緊系統(tǒng)</p><p><b>　　Abstract</b></p><p>　　This paper mainly introduced based on the PRO—ENGINEERING three dimensional entity design software to the Y0X500 model f

12、luid strength coupler design and the assistance manufacture process; Has in detail given the fluid strength coupler shaping process aswell as utilizes PRO—ENGINEERING to the fluid strength coupler spare part design and t

13、he assembly process, utilized the PRO—ENGINEERING grass in the design process to draw, modules fully and so on components, assembly, engineering plat as well as</p><p>　　Key word:The fluid strength coupler

14、module limits the moment operational factor assembly constrained motion simulation </p><p><b>　　第1章 緒論</b></p><p>　　帶式輸送機主要用于輸送煤炭、礦石、沙石、谷物等散裝物料。其在連續(xù)裝卸條件下能實現(xiàn)連續(xù)運輸，所以生產率較高；另外皮帶傳送機

15、結構簡單，設備費用低；工作平穩(wěn)可靠、噪音小，輸送距離長，輸送量大，能源消耗少；同時可在皮帶的任意位置加料或卸料，容易實現(xiàn)傾斜輸送。其應用范圍相當廣泛，遍及礦山、冶金、化工、建筑、輕工、港口和車站貨場。而拉緊裝置是帶式傳送機不可缺少的重要組成部分，它直接關系到帶式傳送機的安全運行及使用壽命，對于大運量、長距離等大型帶式傳送機而言更是如此。</p><p>　　到目前為止，在社會生產中有多種皮帶拉緊裝置得到應用。以往

16、煤礦井下用帶式傳送機一般均采用固定絞車拉緊或重錘拉緊，很少見到別的類型。由于固定絞車拉緊裝置只能定期張緊皮帶，而皮帶的張緊程度往往與操作者的經驗有關，經常出現(xiàn)張緊力過大或者過小，并且直接影響到帶式傳送機的沖擊動負荷，所以固定絞車拉緊裝置對于傳送機的安全及平穩(wěn)運行極為不利。</p><p>　　因此，我們有必要研制成一種自動型的張緊裝置來實現(xiàn)輸送機的張緊過程。</p><p>　　1.1 輸

17、送機自動張緊裝置的一般概念</p><p>　　自動張緊裝置屬是保證帶式輸送機正常工作的重要部件，可自動地對輸送機張力進行實時控制滿足帶式輸送機正常運行的要求。即改善帶式輸送機的起、制動性能，提高整機運行的可靠性，在不同的使用條件下，可以保證膠帶具有最合理的張力。</p><p>　　1.2輸送機張緊裝置的分類</p><p>　　張緊裝置可分為固定式張緊裝置和自動

18、式張緊裝置兩大類。</p><p>　　(1)固定式張緊裝置。固定式張緊裝置分重錘式張緊裝置和剛性張緊裝置。重錘式、水箱式都屬于重力張緊裝置。重歷式張緊裝置始終使輸送帶初拉力保持恒定，在啟動制動時會產生上下振，但慣性力很快消失。剛性張緊裝置有螺旋張緊、手動或電動張緊裝置等幾種，它們的張緊力是固定不變的，不能自動調整，在安裝后，張緊一次可運行一段時間，但還要收緊一次，以消除蠕變。</p><p&

19、gt;　　(2)自動式張緊裝置。自動測力張緊裝置以張緊力作為反饋信號隨時間變化設定拉力，進行比較，并隨時調整張緊裝置的該向滾筒的位移。如啟動時會自動加大張緊力，運輸時恢復恒定拉力，對延長輸送帶壽命十分有利。</p><p>　　1.3液壓自動張緊裝置與其它張緊裝置的類比</p><p>　　液壓式自動張緊裝置與機械、電力、氣壓傳動相比，其特點：</p><p>　　

20、（1）液壓傳動裝置能在運行過程中進行無級調速,調速范圍較大。 </p><p>　　（2）在同樣功率情況下，液壓傳動裝置的體積小、質量輕、慣性小、結構緊湊，且能傳遞較大的力和轉矩。</p><p>　?。?）液壓傳動裝置工作較平穩(wěn)、反映快、沖擊小，可以高速啟動、制動及換向，操作簡單方便。</p><p>　　（4）液壓傳動裝置省力，易實現(xiàn)自動化。</p>

21、<p>　?。?）液壓傳動易于實現(xiàn)過載保護，可以自動潤滑，因此使用壽命較長。</p><p>　　（6）液壓傳動裝置可以很簡單的實現(xiàn)直線運動和回轉運動，其布置也具有很大的靈活性。 </p><p>　　（7）液壓傳動裝置由于其元件實現(xiàn)了系列化、標準化、通用化，容易設計制造和推廣運用。</p><p>　　(8)在液壓傳動裝置中，因功率損失等原因所產生的

22、熱量可以由流動著的油液帶走，因此避免了局部溫升現(xiàn)象。</p><p><b>　　第2章 總體設計</b></p><p><b>　　2.1 設計任務</b></p><p><b>　　參數(shù)設定及工況分析</b></p><p>　　設：張緊行程L=2m，活塞桿運動速度

23、=4m/min。DT-Ⅱ型帶式輸送機的T3=2460.72N,T4=2559.15,每天工作22h，停車2h，全年工作360天，每天停機兩次。</p><p>　　張緊裝置在驅動滾筒之后，所以張緊力F= T3+ T4，這個張緊力是只考慮帶式輸送機在滿載正常運行情況下的張緊力。當啟動時，所需要的輸送帶的張緊力</p><p><b>　　=1.5F</b></p&

24、gt;<p>　　用公式表示為：F= T3+T4=2460.72+2559.15=10.19kN </p><p>　　F其=1.5F=75.29kN</p><p>　　2.2 設計方案的確定</p><p>　　2.2.1 液壓自動張緊裝置的特點</p><p>　　液壓自動張緊裝置的工作過程中，由于張緊力在輸送機啟動時和

25、正常運行時不同，這就要求液壓系統(tǒng)必須能夠在兩種壓力下工作。在帶式輸送機運料的過程中由于負荷或其它原因引起輸送帶拉力增大、減小，液壓系統(tǒng)就會自動調節(jié)張緊力，保證輸送帶正常工作。</p><p>　　2.2.2 液壓張緊系統(tǒng)工作原理</p><p>　　皮帶式傳送機在啟動時和穩(wěn)定運行時對皮帶的張力要求是不同的，啟動時所需要的張力大約是穩(wěn)定運行時所需要的張力的 1.5 倍。這就需要液壓系統(tǒng)能在兩

26、級工作壓力下工作，一個是啟動壓力，另一個是穩(wěn)定運行時壓力，前者約為后者的 1.5 倍。系統(tǒng)工作原理圖如下：</p><p>　　1.2. 溢流閥 3. 電磁換向閥 4. 伺服閥 5. 液壓缸 6. 壓力表 7. 力傳感器 8. 拉緊小車 9. 壓力繼電器 10. 液控單向閥 11. 蓄能器 12. 液壓泵 13. 電動機 14. 單向閥 1

27、5. 過濾器 </p><p>　　本方案采用一個直動溢流閥 2 和一個疊加溢流閥并聯(lián)來實現(xiàn)這個目的。疊加溢流閥由直動溢流閥 1 和二位二通電磁換向閥3 串聯(lián)而成。當二位二通電磁換向閥3 通電時，其閥芯處于右位，二位二通電磁換向閥通導，疊加溢流閥才通導。直動溢流閥 2 的調定壓力較大，是疊加溢流閥的調定壓力的 1.5 倍。系統(tǒng)啟動時，二位二通電磁換向閥 3不通電，疊加溢流閥不通導，油液只能經由直動溢流閥 2溢流；

28、系統(tǒng)啟動后穩(wěn)定運行時，二位二通電磁換向閥 3通電，疊加溢流閥通導，油液經由調定壓力較低的疊加溢流閥溢流。這樣便可實現(xiàn)兩級壓力控制。系統(tǒng)要求啟動迅速，即液壓缸要迅速拉緊原來松弛的皮帶，這就使得液壓缸啟動時需要很大的流量。穩(wěn)定運行時，張緊的皮帶使得液壓缸活塞桿移動范圍很小，這時液壓缸需要的流量下降。為解決這個問題，加了一個蓄能器用以補油，既能及時補油，又能在正常穩(wěn)定工作時保持恒定壓力。</p><p>　　首先，電機

29、 13 啟動帶動泵 12 運轉給系統(tǒng)加壓。當系統(tǒng)壓力達到壓力繼電器9 設定的啟動壓力后，壓力繼電器 9 發(fā)信號，皮帶式傳送機啟動。皮帶式傳送機啟動后帶速達到穩(wěn)定值時，二位二通電磁換向閥 3通電，疊加溢流閥通導，油液經由調定壓力較低的疊加溢流閥溢流，同時系統(tǒng)切換到由伺服閥 4 控制的狀態(tài)。伺服閥的工作原理：預先確定壓力指令信號μr ，它與壓力傳感器的壓力反饋信號μi 相比較，其偏差量(實際壓力與給定壓力的差值)經放大器處理后產生電流 i

30、輸給伺服閥 4，控制加載液壓缸，這樣就形成了伺服閥壓力控制回路。液壓缸的拉力與指令信號 μr 一一對應。</p><p>　　2.2.3總體設計方案的確定</p><p>　?。?）液壓回路設計。</p><p>　?。?）元件的確定。包括：油缸的選擇和計算，液壓油的確定，液壓泵的選擇及計算，電動機的確定，各種閥類的選擇。</p><p>　

31、?。?）主要部件的設計及計算強度校核</p><p>　　第3章 各元件的確定</p><p>　　3.1 油缸的選擇和計算</p><p>　　由液壓缸的行程為2m，最大拉力為75.29kN,參考《液壓元件產品樣本》，決定選用缸徑為100mm，活塞桿直徑為55mm，行程為2.2mm，最大拉力為87kN，速比為1.46的HSG系列的油缸。油缸內的壓力為：</

32、p><p><b>　　P2 =</b></p><p>　　式中 —— 啟動拉力， N；</p><p>　　D —— 油缸內徑，mm；</p><p>　　d —— 活塞桿直徑，mm；</p><p>　　—— 油缸機械效率，一般取 = 0.95。</p><p>　

33、　輸送機啟動、正常運行的壓力分別為：</p><p><b>　　P1</b></p><p>　　油缸的有效工作面積為：</p><p>　　油缸工作時所需要的最大流量為：</p><p><b>　　Q = A</b></p><p><b>　　式中

34、 </b></p><p>　　—— 油缸活塞桿運動速度，m/min；</p><p>　　A —— 油缸有效工作面積，m2。</p><p>　　速度=4m/min，則：</p><p>　　Q=A=454.810-1=21.92L/min</p><p>　　液壓缸的結構圖如下所示：</p>

35、<p>　　3.2 液壓油液的功能和基本要求</p><p>　　液壓油液是液壓系統(tǒng)中傳遞能量的工作介質，同時還兼有潤滑、密封、冷卻和防銹等功能。</p><p>　　在液壓系統(tǒng)中，由于壓力、速度及溫度在很大范圍內變化，為了保證工作狀態(tài)的穩(wěn)定，要求所應用的液壓油液能適應這種變化，并保持穩(wěn)定的性能，不致因外界條件的變化而引起很大的改變或破壞，因此對液壓油液提出如下基本要求：&l

36、t;/p><p>　?。?）具有適當?shù)恼扯群土己玫恼常瓬靥匦浴Ｕ扯纫蠈嶋H工作條件，粘度國大，摩擦損失將增加；粘度過小，會造成泄漏。粘度過大或過小都將導致效率的降低。因此為了使液壓系統(tǒng)能夠穩(wěn)定的工作，液壓油液的粘度隨溫度的變化要小，也即要具有良好的粘－溫特性。</p><p>　?。?）具有優(yōu)良的潤滑性。液壓油液對液壓系統(tǒng)中的各運動部件起潤滑作用，以降低摩擦和減少磨損，保證系統(tǒng)能夠長時間正常

37、工作。當前，液壓系統(tǒng)和元件正朝高壓、高速方向發(fā)展，液壓元件內部摩擦副處于邊界潤滑狀態(tài)，這時，液壓油液更應具有良好的潤滑性。</p><p>　?。?）具有良好的化學穩(wěn)定性。液壓油液與空氣接觸會產生膠質沉淀物質，這些沉淀粘附在滑閥表面或節(jié)流縫隙處會堵塞孔、隙等通道，影響元件的動作，從而降低系統(tǒng)的效率。因此，液壓油液應具有良好的化學穩(wěn)定性。</p><p>　?。?）剪切安定性好，液壓油液通過

38、液壓元件和狹窄通道時要經受劇烈的剪切，使一些聚合型增粘劑分子破壞，造成粘度永久性下降，這在高速、高壓時尤為嚴重。為延長液壓油液使用壽命，液壓油液的剪切安全性要好。</p><p>　　（5）抗乳化性好。水可能從不同途徑進入液壓油液，含水的液壓油液在泵和其他元件的劇烈攪拌下極易乳化，致使液壓油液變質或生成沉淀物，防礙冷卻器的導熱，阻滯閥門和管道，降低潤滑性且腐蝕金屬，所以，液壓油液應具有良好的抗乳化性。</p

39、><p>　?。?）消泡抗泡性能好。在大氣中，礦物油通常能溶解5%至10%的空氣，空氣混入液壓油液后會產生氣泡，氣泡在液壓系統(tǒng)內循環(huán)，不僅會使系統(tǒng)的剛性下降，動特性變壞，潤滑條件惡化，而且還會產生異常的噪音、振動。此外，氣泡還增大了與空氣的接觸，使氧化加速，所以，液壓油液應具有良好的消泡和抗泡能力。</p><p>　?。?）防銹性能好，對金屬的腐蝕性小。長期與液壓油液接觸的金屬件，在溶解于液

40、壓油液中水分和空氣的作用下會產生銹蝕，而使精度和表面質量受到破壞。銹蝕而使精度和表面質量受到破壞。銹蝕顆粒在系統(tǒng)中循環(huán)，還會使磨損加速和系統(tǒng)發(fā)生故障。所以，液壓油液應具有良好的防銹性能和不腐蝕金屬性能。</p><p>　?。?）對密封等材料的相容性。密封材料長期共存于液壓油液中會產生溶脹軟化或干縮硬化，使密封失效，產生泄漏，系統(tǒng)壓力下降，以致工作不正常。所以，液壓油液對密封材料應有良好的相容性。</p&g

41、t;<p>　　液壓自動張緊裝置是在工作時，其工作環(huán)境的溫度不高，但有防塵要求，油壓缸的最高工作壓力為14.46MPa，參考《液壓元件產品樣本》，綜合確定選用20號精密機床液壓油。20壓力油的運動粘度～23)×10-6m2/s,取=20×10-6m2/s，密度為0.9×103kg/m3則20號液壓油的動力粘度為：</p><p>　　3.3 液壓泵的選擇及計算</

42、p><p>　　GB-G1016型單級齒輪泵屬于中高壓齒輪泵。采用了固定的雙金屬側板和二次密封結構，具有耐沖擊、維修方便、工作可靠等優(yōu)點。廣泛用于裝卸機、鏟運機、推土機等機械液壓系統(tǒng)的液壓能源。</p><p>　　由于液壓油在主油路只流經一個單向閥的主油路，其壓力損失很小，粗估其壓力損失0.49MPa，則油泵的工作壓力為：</p><p>　　所以油泵的最大工作壓力P

43、泵＝14.95MPa</p><p>　　油泵泄漏系數(shù)Ｋ=1.1～1.3,取Ｋ＝1.1，則油泵的流量為：</p><p>　　Q泵≥KQ=1.1×21.92=24L/min</p><p>　　根據《液壓元件產品樣本》選用GB-G1016型單級齒輪泵。其參數(shù)為每轉排量q=16.4mL/r，驅動功率Ｐ＝10.5kW，額定工作壓力P=16MPa。當由n=146

44、0r/min的電動機驅動時，該泵最大流量Ｑ＝16.4×1460=24L/min。油泵效率=0.91。</p><p>　　當F=75.299kN時，有：</p><p>　　取安全系數(shù)n=3，許用應力為：</p><p>　　由此說明這個截面的抗拉強度滿足要求。</p><p><b>　　第6章 經濟分析</b&

45、gt;</p><p>　　帶式輸送機在國民經濟的眾多的機械產品中是一種壽命周期較長的產品，并在諸多行業(yè)發(fā)揮重要的作用。這種產品市場的發(fā)展是不需論辯的，其每年市場增用量都在上升。從外觀上看，作為一種產品，帶式輸送機又被眾多的行業(yè)和人認為技術含量較低，因而，無論是該產品的制造商還是業(yè)主們都把它的價格作為市場競爭的最重籌碼。近年來，帶式輸送機價格大戰(zhàn)此起彼伏：行業(yè)內企業(yè)都經歷了殘酷價格之爭的考驗。</p>

46、<p>　　膠帶機價格=①材料+②人工費+③設計費+④材料處理費+⑤項目運作投入。按DIⅡ標準《產品質量分等規(guī)定》、《通用技術條件》等，膠帶機的噸成本（不含膠帶）應為8200元~9200元，這個價格不包括：有特殊要求的產品；驅動裝置及其他部分復雜的產品；需要新設計的產品；考慮固定費用和管理費用及稅金之后，其噸價格應為9840元至11040元。這個價位基本上適應了當前市場。</p><p>　　隨著科

47、技的日益提高，材料的不斷改進，工人技術的提高，產品的生產效率大幅的提高，帶式輸送機的生產成本也隨之而降。再加上市場對它的需求也日益增加，它的應用前景、效益將更為樂觀。</p><p>　　張緊裝置在這整個輸送機所占的資金比例占80%以上，所以，在張緊部分的設計更要考慮到經濟性，下面的例子充分表明了液壓張緊在資金上的節(jié)省。</p><p>　　例如輸送機運距長為1.3Km，提升高度為311m

48、，運輸量為200t/h,帶速為2.5m/s，裝了這套液壓裝置后，省去了洞室和降低了一級帶強，節(jié)約資金如下表所示。</p><p><b>　　則 </b></p><p>　　1.節(jié)省所送帶4層，按50元/m2計，共節(jié)省36.12萬元。</p><p>　　2.洞室按300元/計，可節(jié)省改裝4.8萬元。 </p><p>

49、;　　3.電費因容量減少14.53KW，平均每天工作按10小時計，每年按300天工作日計，電費按0.25元/（kWh）計，每年節(jié)約1.089萬元。 </p><p><b>　　結論</b></p><p>　　通過這次畢業(yè)設計，讓我對以往學習過的液壓知識有了更深刻的理解。課本學的只是一些理論上的知識，而現(xiàn)在我所設計的液壓張緊裝置，我所學到的不僅僅是它的理論知識，更

50、重要的是它對我的實踐上的培養(yǎng)。</p><p>　　幾個月的畢業(yè)設計，讓我在液壓的學習上走向了一個更深入的層次，從各種液壓閥的利用上，到管路的設計上，有了更深刻的認識。特別是在設計的合理性上，有了一個質的飛躍。</p><p>　　這次畢業(yè)設計是我從學生走向工作崗位的一個重要過渡階段，我深深的感謝這次畢業(yè)設計。</p><p><b>　　致謝</b

51、></p><p>　　這次畢業(yè)設計已經圓滿結束了，這是對我大學四年來所學知識的一個系統(tǒng)的總結以及鍛煉，這對我今后的學習、工作將大有幫助，不僅讓我系統(tǒng)的溫習了一下自己所學的知識，讓我更加深刻的理解，還使我學到了很多以前未曾重視、未曾掌握的知識，從而在今后的學習和工作中更熟練的應用到實際當中。這次畢業(yè)設計是在于信偉老師、劉訊濤老師以及機械學院其他老師的精心指導下順利完成的。此外還得到了班級同學的大力幫助，使我

52、的畢業(yè)設計更加完善。在此特別感謝感謝于老師、劉老師及機械學院的所有領導和老師對我的指導和幫助。</p><p><b>　　參考文獻</b></p><p>　　1李民，宋建軍.燃料設備運行與檢修.水利電力出版社，1983</p><p>　　2夏熾宇.膠帶運輸機在電廠中應用情況與技術要求，1991</p><p>　　

53、3中國礦業(yè)學院.礦山運輸機械.煤炭工業(yè)出版社，1987</p><p>　　4于學謙.礦山運輸機械.中國礦業(yè)大學出版社，2004</p><p>　　5 楊復興.膠帶輸送機結構、原理與計算.煤炭工業(yè)出版社，1983</p><p>　　6 張鉞.新型帶式輸送機設計手冊.冶金工業(yè)出版社，2003</p><p>　　7 周廣林.機械工程基礎.黑

54、龍江人民出版社，2000</p><p>　　8 徐灝.機械設計手冊.第四卷.機械工業(yè)出版社，1992</p><p>　　9任嘉卉.公差配合.機械工業(yè)出版社，1993</p><p>　　10 甘永力.幾何量公差與檢測.上?？茖W技術出版社，2003</p><p>　　11 梁德本，葉玉駒.機械制圖手冊.第2版.機械工業(yè)出版社，2000&l

55、t;/p><p>　　12 成大先.機械設計手冊.單行本（減速器、電機與電器）.化學工業(yè)出版社，1996</p><p>　　13 張永忠，蘇斯華.礦山機械制造工藝學.中國礦業(yè)大學出版社，1989</p><p>　　14 王榮祥，李捷，任效乾.礦山工程設備技術.冶金工業(yè)出版社，2005</p><p>　　15 濮良貴，紀名剛.機械設計.第七版

56、.高等教育出版社，2004</p><p>　　16 蘇發(fā)，李文雙，于信偉.機械制造工程學.黑龍江科學技術出版社，2004</p><p>　　17 徐灝.機械設計手冊.第三卷.機械工業(yè)出版社，1992</p><p>　　18機械工業(yè)部北京起重運輸研究所.DIN西德工業(yè)標準.機械工業(yè)出版社，1983</p><p>　　19機械工業(yè)部北京起

57、重運輸研究所.ISO工業(yè)標準.機械工業(yè)出版社，1983</p><p>　　20宋偉剛.帶式輸送機的動力學模型.連續(xù)輸送技術，1995</p><p>　　21范存德.液壓技術手冊.遼寧科學技術出版社，2004</p><p><b>　　專題</b></p><p>　　帶式輸送機膠帶跑偏的原因與治理</p>

58、;<p>　　帶式輸送機由于具有結構簡單，造價低廉，并且維護方便，可以實現(xiàn)不同距離運送物料的要求等特點，因此，被廣泛應用在礦山、冶金、電力、港口、煤炭等部門，是生產工程中最常用的一種輸送機械。但帶式輸送機在工作過程中會出現(xiàn)不同情況的問題，其中以膠帶在運行中跑偏最為常見。所謂膠帶跑偏，就是帶式輸送機在運轉過程中膠帶中心線脫離輸送機的中心線而偏向一邊的現(xiàn)象稱之為膠帶跑偏。膠帶跑偏可能造成物料撒落和浪費，使膠帶的邊緣與機架相互磨

59、損，使膠帶過早損壞，從而大大降低膠帶的使用壽命。膠帶又是輸送機的重要組成部分，其用量大價格較高，在整個輸送機的成本中占了很大的比重大約為50%。當膠帶跑偏嚴重時膠帶將脫離托輥掉下來，或者發(fā)生膠帶劃破等嚴重事故，使帶式輸送機不能正常工作。由于生產過程的連續(xù)性和設備之間的聯(lián)鎖性，如果其中一條帶式輸送機發(fā)生故障，就會影響其他設備的正常運轉，造成整個生產過程的瓦解，因此，分析和研究帶式輸送機輸送膠帶跑偏的機理和原因，找出減小和消除膠帶跑偏現(xiàn)象的

60、方法，在實際生產過程中具有重要意義。</p><p>　　1.帶式輸送機膠帶的跑偏機理</p><p>　　在帶式輸送機中，由于輸送機膠帶既是牽引構件，靠它來傳遞運動和動力，又是承載件，用來支承物料載荷。而在帶傳動中，傳動帶只是牽引構件，用來傳遞運動和動力。在實際工作中，根據不同的工作條件，可以選用不同質地的傳送帶，常用的傳送帶類型有：鋼絲芯帶、強力尼龍芯帶、橡膠帆布帶等。此處以平皮帶為例

61、加以分析，圖1為平帶傳動原理圖。</p><p>　　傳送帶不工作時，由于傳送帶張緊在兩滾筒上，故傳送帶兩邊的拉力應相等，都等于初拉力F0。當傳送帶以順時針方向轉動工作時，緊邊拉力為F1，松邊拉力為F2。則傳送帶工作時的有效拉力Fe為</p><p><b>　　Fe=F1-F2。</b></p><p>　　如果近似地認為傳送帶工作時的總長度

62、保持不變，則傳送帶的緊邊拉力的增量，應等于傳送帶松邊的減少量，</p><p>　　即 F0=(F1+F2)/2。</p><p>　　由上兩式可得 F1=F0+Fe/2，</p><p>　　F2=F0-Fe/2。</p><p>　　將柔韌體摩擦的歐拉公式F1= F2efa代入上式得</p>

63、<p>　　Fe0=2F0(efa-1)/(efa+1)。</p><p>　　式中： F0——輸送帶的初拉力；</p><p>　　F1——輸送帶的緊邊拉力；</p><p>　　F2——輸送帶的松邊拉力；</p><p>　　f——輸送帶與帶輪之間的摩擦系數(shù)；</p><p>　　a——帶在帶輪上的包

64、角；</p><p>　　Fe0——帶所能傳遞的最大有效拉力。</p><p>　　由此可知：輸送帶的最大牽引力是與初拉力F0成正比的；最大牽引力隨著包角A的增大而增大；最大牽引力隨著摩擦系數(shù)的增大而增大。通常帶式輸送機膠帶的寬度較寬，這是由帶式輸送機的工作所決定的。因此，帶式輸送機的牽引力和初拉力在帶寬上的分布比較復雜，如果載荷在帶寬上分布不均勻，就會使輸送帶跑偏。因此，在其他參數(shù)一定的

65、情況下，輸送膠帶是否跑偏，主要由輸送機的牽引力或初拉力在帶寬上的分布狀況決定。所有使力在輸送膠帶帶寬方向上發(fā)生偏載的因素，都是使輸送膠帶跑偏的原因。</p><p>　　2 帶式輸送機膠帶跑偏的原因</p><p>　　造成膠帶跑偏的原因很多，但其根本原因就是使膠帶的受力沿帶寬方向分布不均造成的，根據生產現(xiàn)場的實際情況，找出膠帶跑偏的主要原因有以下幾個方面。</p><

66、p>　　(1) 輸送帶自身的質量或制造質量問題。如：邊緣成波紋狀，帶厚不均勻，或有小缺口等弊病。</p><p>　　(2) 輸送機的安裝方面存在問題。如：輸送機頭、尾部滾筒、托輥的軸線不平行；所有滾筒和托輥的軸線與輸送機機架的中心線不垂直；各落料點不在膠帶中心，使膠帶承載面上受力不均。</p><p>　　(3) 在粘接膠帶接口時，由于膠帶接頭不正，即接口與膠帶中心線不垂直造成膠帶

67、受力不均而導致跑偏現(xiàn)象的發(fā)生。</p><p>　　(4) 托輥轉動不靈活，托輥太稀或連續(xù)缺托輥，使膠帶兩側受力不等。</p><p>　　(5) 清掃器不能充分發(fā)揮作用，造成物料粘結在托輥和改向滾筒上，使其形成了錐形或凸凹形狀，從而膠帶受到側向水平分力，發(fā)生跑偏。</p><p>　　3 防止膠帶跑偏的主要措施</p><p>　　根據以上

68、列舉的影響膠帶跑偏的眾多因素，可以采取適當?shù)拇胧┘右苑乐埂?lt;/p><p>　　(1) 邊緣成波紋狀，帶厚不均勻等膠帶自身制造過程中出現(xiàn)的問題，對于使用者來說，只有在選購膠帶時，選擇質量好的產品。</p><p>　　(2) 提高安裝質量，把膠帶跑偏控制在一定的范圍。</p><p>　　帶式輸送機安裝的質量標準如下：</p><p>　　頭

69、尾機架中心線對輸送機縱向中心線不重合度不應超過3mm。</p><p>　　頭尾機架(包括拉緊架)安裝軸承座的2個平面應在同一平面內，其偏差不應大于1mm。</p><p>　　中間架支腿不垂直度或對建筑物地面的不垂直度不應超過0.3%。</p><p>　　中間架在鉛垂面內的不直度應小于1%。</p><p>　　中間架接頭處，左右、高低的

70、偏移均不超過1mm。</p><p>　　中間架間距的偏差不應超過±1.5mm，相對標高差不應超過間距的0.2%。</p><p>　　托輥橫向中心與帶式輸送機縱向中心線的不重合度不應超過3mm；托輥架的軸線應與輸送機中心線垂直，有凹凸弧的膠帶應根據設計要求緩慢變向。</p><p>　　帶式輸送機的傳動軸中心線與機架的中心線應垂直，使傳動滾筒寬度的中心與

71、機架的中心線重合，減速機的軸線與傳動軸線平行，同時，所有軸線和滾筒都應找正，根據帶式輸送機的寬窄，軸的水平誤差可以在0.5至1.5mm。</p><p>　　(3) 對于膠帶接口不正的問題，除了加強人員的技術培訓外，改善膠帶的粘接工藝，由過去的冷粘方式改為采用熱硫化膠階梯斜角形接頭方式。因為，斜角形接頭的接觸面積隨截斷角度的減小而增大，且斜角接頭在運轉時所受應力不會集中在同一橫截面上，因此不易發(fā)生接頭開裂現(xiàn)象，同

72、時易于對合準確，并能較好地保證接頭處中心線和膠帶中心線保持一致，使其內部受力均勻，防止運行中跑偏。</p><p>　　(4) 在管道卸料點處增加一緩沖調整板，該裝置不但可以對卸料點進行調整，還可以有效地將輸送的物料均勻堆卸在膠帶上，防止物料下落時對膠帶產生不均勻的側向力而導致膠帶跑偏。</p><p>　　(5) 對于輸送機由于托輥出現(xiàn)問題而導致膠帶跑偏的，除了及時更換、安裝、修理損壞的

73、托輥外，還可以用以下措施進行糾正。即側托輥向輸送帶運行方向前傾防跑偏法。</p><p>　　這種方法就是將兩個冊托輥均向輸送帶運行方向前傾一個角度，這個角度一般取2度到3度。</p><p>　　在輸送機的任意部位安裝一對跑偏監(jiān)視器和一套調整部分，調整部分由縱梁支座、固定縱梁、移動縱梁、托輥組、驅動機構和電動機組成。驅動機構的右邊與電動機連接，左邊與移動縱梁連接，跑偏監(jiān)視器安裝在調整部分

74、的前面，固定縱梁裝在輸送帶的一側，移動縱梁有支座裝在機架的另一側，移動縱梁的支座上的限位銷與移動縱梁上的縱向導槽滑動配合，托輥組的兩端分別掛在固定縱梁和移動縱梁上。當輸送帶因某種原因偏向一側超過100m時，該側的跑偏監(jiān)控器發(fā)出報警信號，同時驅動調整部分縱向移動，從而改變托輥與輸送帶的交角，對輸送帶產生橫向推力將輸送帶調整到允許的范圍內運動。</p><p>　　ISO標準都規(guī)定前傾角小于3度，并給出由此而產生的附

75、加阻力。受力分析如下圖：</p><p><b>　　受力分析圖</b></p><p><b>　　附加阻力F1為：</b></p><p>　　式中 ——摩擦系數(shù)；</p><p>　　N1——輸送帶對托輥的正壓力； </p><p>　　——輸送帶單位質量； <

76、/p><p><b>　　——物料單位質量；</b></p><p><b>　　B——帶寬；</b></p><p>　　b1——前傾托輥與輸送帶接觸長度。</p><p>　　垂直于輸送帶運行方向的分力Fa1為：</p><p>　　式中 ——前傾角，</p>

77、;<p><b>　　——槽角。</b></p><p><b>　　同理可知Fa2。</b></p><p>　　當輸送帶向一側跑偏時，則糾正偏力為：</p><p>　　在軸向糾偏力的作用力下，輸送帶向中間移動，直至達到平衡。</p><p>　　由于輸送帶的軸向糾偏力是兩側力的差

78、值，數(shù)值較小。為了定心可靠，應將所有上托輥前傾2度到3度；也可以間隔幾組不前傾的托輥放一組前傾托輥，阻力可減少許多，但糾正可靠性差一些。</p><p>　　(6) 對于清掃裝置不能發(fā)揮充分的作用，要求維修人員要對清掃器進行定期的維護，保證清掃器與膠帶始終保持良好的接觸，使膠帶表面的物料能夠及時清理；在膠帶回程要每隔30m安裝一套清掃器，保證回程非工作面的清潔；另外，還在頭尾部的增面滾筒處安裝清掃器，可以隨時清理

79、增面滾筒上的粘煤，使膠帶不受到側向水平分力，避免膠帶發(fā)生跑偏。</p><p>　　(7) 加強設備的改造，特別對使用尾部車式拉緊裝置的帶式輸送機，我們自行對其進行重新設計安裝，增強其自動糾偏性能，避免膠帶從尾部滾筒處發(fā)生跑偏，具體的方案如下：</p><p>　　從力學分析及實踐經驗上來看，通過調整尾部拉緊滾筒軸心線與膠帶縱向中心線間的夾角來糾正尾部膠帶跑偏，效果最為明顯。所以采取的第一

80、個措施就是：改變目前拉緊裝置鋼絲繩曳拉方式和拉緊小車的受力情況，使其達到自動糾編的作用。</p><p>　　其自動糾偏機理為：在膠帶跑正的情況下，A，B段鋼絲繩與拉緊小車架構成了等腰三角形結構，且A，B段鋼絲繩受力相當。假如尾部膠帶向左側跑偏，膠帶中心線就會偏移拉緊滾筒長度上的中心線，拉緊小車因受膠帶相對偏斜力的反作用，而相應產生順時針角偏斜趨勢，而由A，B段鋼絲繩及小車架構成的等腰三角形就會遭到破壞，A段鋼絲

81、繩(因增長的趨勢)成為緊邊，B段鋼絲繩(因縮短的趨勢)成為松邊，重錘力G在A段繩上分力大于B段，即G1>G2，即產生一對令拉緊小車逆時針偏轉的力偶。因此，在重錘與膠帶拉力的共同作用下，小車就會產生逆時針角偏轉，并向正中的趨勢發(fā)展，皮帶隨之跑正，A，B段鋼絲繩受力相當，如圖2所示。</p><p>　　另外改進前，拉緊裝置行走輪外緣面為圓柱型，與道軌配合為4條線接觸，其內部滾動軸承選用為調心球軸承，這就決定了

82、拉緊裝置的導向性和運行穩(wěn)定性較差。為提高拉緊小車在拉緊行程內具有良好的導向性與可靠性及彌補行走道軌安裝中少量的誤差，其行走輪外緣面改為內八字雙曲面結構，道軌踏面改為與之適應的正三角形，內部軸承形式為向心球軸承。改進后行走輪與道軌配合為4個點接觸，這樣就不但保證了拉緊小車具備了一定左右、偏轉運動方向上的自由度，而且減小了拉緊裝置在糾偏時的摩擦阻力，增加了其靈活性。</p><p>　　4 使用中如何調整膠帶跑偏&l

83、t;/p><p>　　在實際使用中，由于影響膠帶跑偏的因素很多，隨著各種情況的變化，仍可能會出現(xiàn)輸送膠帶的跑偏。膠帶跑偏的規(guī)律是：當滾筒旋轉軸線與膠帶運行方向垂直時，膠帶向緊邊跑，即膠帶向滾筒直徑增大的方向跑；當滾筒或托輥旋轉軸線與膠帶運行方向不垂直時，膠帶向滾筒或托輥先接觸的那邊跑。</p><p>　　掌握好了這個規(guī)律，工作中出現(xiàn)膠帶跑偏現(xiàn)象時，應首先分析其原因，找出主要原因后，再動手調整

84、，不要盲目行事。</p><p>　　調整膠帶跑偏的工作應在空載運轉時進行，一般從輸送機頭部卸載滾筒開始，沿著膠帶運行方向先調整回程段，后調整承載段，切忌多人同時動手，每調整一次以后都要讓膠帶運行幾圈后才能決定是否需要再調整。在滾筒處跑偏，可以調整滾筒，在其他地方跑偏，就調整托輥。調整托輥應在一側，切勿兩側同時調，調整換向滾筒和托輥時的一般原則如圖3所示。在換向滾筒處膠帶往哪邊跑即調緊哪邊，如圖3a所示；在托輥處

85、膠帶往哪邊跑就在哪邊將托輥朝膠帶運動方向偏轉一個角度，但一次不能調得太多，要根據膠帶運動情況適當調整，如圖3b所示。</p><p><b>　　5 結束語</b></p><p>　　以上綜述了有關膠帶跑偏的機理、產生的原因、防止跑偏的措施以及使用者如何調整膠帶跑偏，在以后的生產實踐中如能對這一問題引起足夠的重視，并能認真地在日常的維護中做好膠帶跑偏工作，則對提高帶

86、式輸送機的設備完好率和使用壽命都會產生明顯的影響。</p><p><b>　　參考文獻</b></p><p>　　1機械工業(yè)部北京起重運輸研究所.ISO工業(yè)標準.機械工業(yè)出版社，1983</p><p>　　2宋偉剛.帶式輸送機的動力學模型.連續(xù)輸送技術，1995</p><p>　　3楊復興.膠帶輸送機結構、原理與

87、計算.煤炭工業(yè)出版社，1983</p><p>　　4張鉞.新型帶式輸送機設計手冊.冶金工業(yè)出版社，2003</p><p><b>　　附錄一</b></p><p>　　澆鑄鈦和金的顯微結構和機械性能</p><p>　　摘要：通過感應熔化的方法而獲得的Ti21523合金，研究熱處理和冷卻凝固率對其顯微結構和機械性能

88、的影響和作用。結果表明：通過增加冷卻凝固率，可以使Ti21523合金的顯微結構從單一化特征及大尺寸的粒狀結構變成了具有優(yōu)良性能的小尺寸粒狀結構。通過采用不同的方法和對不同時期的合金進行處理，合金相位逐漸在粒狀晶體的內部和粒狀晶體的邊界上沉淀。由于沉淀物晶相的改變，合金承受拉力的性能和伸長率同時被改良。在σb=1. 406Gpa、δ=4. 5%時，將會獲得一種具有良好性能的合金,在臨界區(qū)域里使用這種合金會讓我們收到滿意的效果。</p

89、><p>　　關鍵字 澆鑄Ti21523合金；冷卻凝固率；機械性能</p><p><b>　　1 介紹</b></p><p>　　鈦合金以其優(yōu)良的機械性能，在飛機、航空航天和其它領域中，受到了人們的關注和認可，尤其是在較高特殊作用力的環(huán)境之下。在降低航天器的質量并改進的它的運輸適宜性上，該合金受到了關注。為了滿足以上兩種情況，一種被叫做貝它鈦的

90、重要鈦合金逐漸得到發(fā)展和優(yōu)化。由于其具有高抗力、彈性系數(shù)和伸長率等良好的綜合性能，合金 Ti215V23Cr23Sn23Al(Ti21523) 已經變成了潛在的選擇材料被用于在那些貝它類型合金之中。從以上的論述中我們可以知道，Ti21523合金在室溫有較好的可使用性，同時也適用于寒冷的工作環(huán)境之下。不幸地是，由于合金的高處理成本以及諸如低可塑性和高剛度等缺點，使其在制造復雜的聯(lián)合體和薄壁件時存在許多問題，成為影響其在航空航天業(yè)中廣泛應用

91、的關鍵所在。為了降低其合成成本并達到其易于重新塑造的彈性，精密鑄造技術被引入到了這個領域中。但是由于鑄造出來的合金其貝它晶粒較大且機械性能很低，故此Ti21523合金的使用受到了極大的限制。由于熱處理對Ti21523合金的力有影響，因此Ti21523合金還是可以改善其伸長率并提高它的機械性能的。關于熱處理對Ti21523合金的影響的研究首先在</p><p><b>　　2 實驗</b>&l

92、t;/p><p>　　實驗的原料來自海棉狀的鈦,礬和鋁的合金，高純凈的鋁塊，鉻粉和錫塊。 然后他們在一起在感應爐里被融化，依照合金名義上的組成成份，其組成成份有15% V、3% Al、3% Cr、3% Sn，其余的全部是Ti。裝料的總重量是18千克。我們設置旋轉式噴灌器工作轉速為200轉/分，分布的溫度大約是1750℃。為了研究合金不同的冷卻凝固率對于其機械性能和微觀結構的影響，熔化的合金離心后被澆注到一個長235m

93、m，寬100mm，厚度分別為50mm、25mm、10mm的一系列金屬模具內。用于分析合金的微觀結構和機械性能的樣品就來自于其中。熱處理的試樣在800℃下被加熱20分鐘，然后水冷。其他用空氣冷卻的試樣也是如此。合金的顯微結構被放在高倍顯微鏡下和TEM機上進行研究。拉伸試驗后的物理斷面也被放在SEM機下進行研究。它的機械特性是在Instron 1186電子拉伸機上進行測試的。</p><p><b>　　3

94、 結果及討論</b></p><p>　　3.1冷卻凝固率對合金微觀結構的影響</p><p>　　合金在冷卻凝固后的微觀結構如圖1所示.帶有少許氣體和熱力孔的等軸β晶粒在合金晶粒的內部和邊界上均有分布。帶有黑色的第二幅圖被認為是一個不平衡的冷卻凝固結構。隨著冷卻凝固率的不斷增加，晶粒的尺寸變得越來越小。越靠近模型的內表面晶粒的尺寸越小，越小的鑄造尺寸結果也是如此。這是因為在模

95、型的內表面以及較小的鑄造尺寸時，激冷作用對合金的晶粒尺寸并沒有多少不同之處</p><p>　　3.2冷卻凝固率對合金機械性能的影響</p><p>　　下表1列出了不同的冷卻凝固率對合金延展性的影響。隨著冷卻凝固率的增加，合金承受的拉力也隨之增加，與此同時，合金的延伸率也逐漸升高。延展率的增加主要歸因于較小的晶粒尺寸。比較較薄的部分而言，中等厚度及較厚區(qū)域在延展性方面并沒有太大的不同之處

96、。</p><p>　　3.3熱處理后的合金微觀結構</p><p>　　在正常情況下，通過空冷和小冷的合金單β是可以區(qū)分開的。經過不同時期和不同方法的處理之后，針狀的α相出現(xiàn)在了晶粒的內部以及邊界上，良好的拉伸和延伸率的結合是可以通過恰當?shù)責崽幚韥磉_到的。圖2的（a）和（b）中展示了TEM假想的在450℃到650℃時加熱8小時后的合金顯微結構。隨著溫度的逐漸升高，針狀的α相變得粗糙。α相

97、與其基體之間存在著互不相干的相互關系。圖2（c）中顯示出α相析出于晶粒的邊界上，α相與晶粒邊界所成的角度估計30°。α相之所以很容易在晶粒的邊界上析出的原因可以歸結為較低的成核能量以及不完全處理后在晶粒的邊界上所產生的元素相互排斥作用。在晶粒的邊界上大量的析出α相將導致合金的脆性。圖3（a）和（b）中展示出了TEM機假想的在450℃下加熱6小時和24小時時的合金相圖。隨著加熱時間的增加，α相變得越來越粗糙。同時，α相也會部分的

98、增加。圖3（）中展示出了TEM機假想的雙期處理后的合金的對比。雙期處理后的α相變得更加粗糙，在α相的析出物上有很長一段的距離。</p><p>　　3.4熱處理后合金的機械性能</p><p>　　圖4（a）中表示了在不同的加熱溫度下加熱8小時后合金機械性能的變化。隨著加熱溫度的逐漸增加，伸長率和屈服強度下降而伸展率增加。導致合金機械性能變化的主要原因是晶粒的大小，數(shù)量以及基體上的α相。隨

99、著加熱溫度的不斷增加，α相變得越來越粗糙，從而導致了該相越來越容易析出并附著在原有的晶粒上。在進行機械性能測試的過程中，α相最終導致了合金的低強度和高的延展性。當加熱溫度為450℃時，等于1.406GPa,當加熱溫度為650℃時，等于905MPa。對比于強度而言，合金延展率的變化有不同的傾向，延展率從4.5%（450℃）變?yōu)?4.4%（650℃）。</p><p>　　圖4（b）中展示出了在450℃下加熱不同時間

100、后合金機械性能的變化。隨著加熱時間的不斷增加，合金的伸長率和屈服強度稍有增加而延伸率卻下降了。隨著加熱時間的繼續(xù)增加，析出物的距離變得特別小，從而很難再析出，以致于導致了在測試的過程中，金屬的強度升高而延伸率下降。</p><p>　　圖5顯示出了在450℃和650℃下加熱8小時后的合金破碎形態(tài)。結果顯示出破碎是在內部出現(xiàn)的表現(xiàn)出漣漪的特性。雖然破碎是內部的微粒，但是相對較小的微粒尺寸也許是高延展性的最好解釋，合

101、金二期加熱后，強度增加而延展性下降，下降到了386兆帕。延展率提高到3.5個百分點，二期處理之后，析出物之間較長的距離是導致合金低強度和高延展性的主要原因。</p><p>　　3.5熱處理后冷卻凝固率對合金機械性能的影響</p><p>　　圖6顯示出了熱處理之后合金中等厚度和較厚部分的機械性能，試樣在800攝氏度下完全處理20分鐘之后在不同的溫度下加熱8小時。隨著加熱溫度的逐漸增加，中

102、等厚度和較厚區(qū)域合金的拉伸力下降而延展率升高，總的來說，合金中部的伸長率和延展率都比較厚部分的高，但是當溫度厚度部分高于510攝氏度時加熱8小時后，合金中等厚度部分的伸長率和延展率卻都比較厚部分的低。</p><p>　　這個不期望的后果可以由晶粒從邊界向晶粒內部逐漸混合，從而導致了內部應力起作用而獲得解釋</p><p>　　σ s= σ i+ kL d- 1/2 (1

103、)</p><p>　　其中σ i是斷層混亂運動中磨擦力的反作用力。</p><p>　　kL是一個常量，d是晶粒直徑。</p><p>　　晶粒內部應力可以由Ashby的Orowan公式來描述。</p><p>　　τ=Gb/2 π( D- l) ln l/ r0 (2)</p><p>　　其中G是剪切

104、模量，b是伯格斯向量，r0=4b,D是析出物之間的距離，L是析出物的厚度。當考慮到拉伸屈服作用力的時候，我們便可以推斷出多晶材料時：</p><p><b>　　=1/2 σ</b></p><p>　　晶粒邊界應力和內部應力的混合作用關系式可以表示為：</p><p>　　σ s= σ i+ kL b- 1/2+ Gb/ π( D- l) l

105、n l/ r0(3)</p><p>　　增加晶粒的尺寸將會導致屈服強度的下降，但同樣可以導致在晶粒內部的析出物的密度變大，從而使析出物之間的距離減小，比較較小尺寸的晶粒而言，較大尺寸的晶粒在晶粒內部的析出物在對伸長率的影響與作用上占有優(yōu)勢。當在510攝氏度下加熱8小時后，大尺寸晶粒的伸長率在晶體內部的析出物中要遠遠超過小尺寸的晶粒。</p><p><b>　　4 結論<

106、/b></p><p>　?。?）凝固后的合金的微觀結構是由各方等大的β晶粒和在晶體邊界和內部的一些氣泡和熱力孔所組成。隨著冷卻凝固的增加，合金的晶粒尺寸變小，伸長率和屈服強度增加。同時，合金的延展率升高。</p><p>　?。?）隨著加熱溫度的升高和加熱時間的增加，針狀的相變得粗糙。同時，相的碎片數(shù)量也隨之增加，二期處理后相變得更加粗糙。</p><p>

107、　?。?）隨著加熱溫度的升高，伸長率和屈服強度下降而延展率升高，隨著加熱時間的升高，伸長率和屈服強度稍有升高而延展率下降而伸長率下降。</p><p>　　（4）總體來說，中等厚度部分的合金的伸長率和延展率均比較厚部分的高，各項性能的最好結合是在等于1.406GPa,σ為4.5%時獲得的。它可以滿足臨界領域這種合金的使用要求。</p><p><b>　　附錄2</b>

108、;</p><p>　　Microstructure and mechanical properties of high strength as cast Ti21523 alloy</p><p>　　Abstract：The effects of heat treatment and solidification cooling rate on the microstructure a

109、nd mechanical properties of as cast Ti21523 alloy prepared by induction skull melting method were investigated. Results show that the microstructure of as2cast Ti21523 alloy changes from the features of simplified and la

110、rger size of beta grains to finer grain size with increasing solidification cooling rate. After solution treatment and different ageing treatment, alpha phase precipitates in grains inte</p><p>　　Key words：c

111、ast Ti21523 alloy; solidification cooling rate; mechanical properties</p><p>　　1 　INTRODUCTION</p><p>　　Titanium alloys have received appreciated attentions in the fields of aircraft, aerospace

112、, and others owing to their excellent mechanical properties, especially the high specific strength. With regards to lower the mass of aircraft and improving their suitability for transportation , an important class named