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該零件尺寸精度、形位公差和表面粗糙度要求都很高。由于該砂輪鋁基體的結構是薄壁零件，解決安裝夾緊問題是避免變形保證圓柱度的關鍵，因此零件安裝夾緊采用如圖2所示的外圓及端面定位和軸向壓緊，以減少工件的夾緊變形。
2024
針對該氣缸體的特殊結構及鍍層特點，采用合理的裝夾方式及磨削工藝參數，在精密內圓磨床上采用樹脂金剛石(RVD)砂輪鋁基體實現了對硬格鍍層內孔的磨削。
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該箱底壁板一鋁法蘭焊接接頭主要包括焊縫、熔合區、熱影響區等部分，裂紋發生在靠鋁法蘭一側熔合區附近，焊接接頭結構如圖6所示。熔合區壁板裂紋區域鋁法蘭焊接接頭結構示意焊縫金屬在凝固時以母材晶粒為表面向焊縫中心生長，因此熔合線是熔化區和非熔化區的邊界，焊縫邊緣晶粒粗大，是接頭的薄弱環節。
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在鋁法蘭鍛件條狀缺陷附近截取鋁法蘭試樣，并對鋁法蘭試樣進行布氏硬度測試。鋁法蘭試樣的布式硬度測試結果為121HBW10/1000，測試結果滿足UJB 2057-1994《航天用LYl9鋁合金鍛件規范》對2219鋁合金的要求(標準布式硬度不小于100 HBW10/1000)。
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在對某型號箱底鋁法蘭焊縫進行射線檢測時，發現焊縫區域存在條狀裂紋缺陷，采用宏觀觀察、化學成分分析、力學性能測試、金相檢驗、掃描電鏡和能譜分析等方法對裂紋缺陷產生的原因進行分析。
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當熱竹砂輪鋁基體受到磨削力和離心力共同作用時，所受到的載荷為非對稱載菏。因此并不能用施加對稱約束的方式去簡化砂輪鋁基體模型，圖8中為方便觀察結果，僅顯小砂輪鋁基體體的一部分。
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這主要是因為T型鋁法蘭板剛度較大，鋁法蘭板本身的變形很小，所以空間效應不明顯，在工程設計中可忽略。
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采用Petersen原理對塔筒間鍛造鋁法蘭連接系統進行計算時，由于螺栓中心距一般均大于鋁法蘭板的厚度，單個螺栓在鋁法蘭板上對應的受壓區域一般不會重疊，選取螺栓受力最大的區隔進行分析即可保證整個連接系統的安全性。
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鋁法蘭預拉力F按式(20)計算。1.25N,PO.叭A(19)式中:N,—荷載作用標準組合下單根錨桿的最大拔力;f,—錨栓的屈服強度;A—錨栓螺紋處的有效截面積。
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T型鋁法蘭的連接示意圖見圖4。根據Petersen理論=7，取單區隔寬度的錨栓鋁法蘭連接的隔離體進行分析，計算模型取半結構，圖s中F為彈簧中作用力;R為鋁法蘭端部所受反力;Z為單區隔塔筒拉力的一半，按式(7)計算。
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根據鋁法蘭的受力特點將鋁法蘭簡化為帶有一個螺栓的單個區隔，將鋁法蘭整體所受荷載簡化為單個區隔塔筒壁上承受的集中力，考慮連接系統中各組件的剛度，基于材料力學原理對連接系統中各組件所受的內力進行推導，提出A,B和C共3種失效模式，但失效模式C在鋁法蘭板較薄時并不適用。
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則表明整體鋁法蘭經優化設計后的效果是十分明顯的。在同等條件下，利用優化設計方法獲得的優化解與常規設計方法獲得的主要參數比較如表1所示。
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經過常規設計方法確定的某丙烯回流罐整體鋁法蘭。其已知設計壓力p=2.SMPa，設計溫度為50℃，內徑為1000mm(內徑與公稱直徑D一致)，外徑D=1200mm，鋁法蘭材料為16Mn，許用應力f=150MPa,螺栓孔中心圓直徑D,=1150mm,頸部小端有效厚度民=20mm，錐頸高度h=SSmm,h,=30mm，鋁法蘭高度H=125mm,螺栓孔直徑d=30mm,螺栓個數n=44,p=7.85x10k咖m3,試對整體鋁法蘭的有效厚度s和大端厚度s:進行優化，使其質量為最小。
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為確保密封可靠，整體鋁法蘭各應力須滿足所規定的強度要求，即出現在鋁法蘭高頸大端和小端的軸向應力、環向應力、徑向應力組合應力應分別小于相應的許用應力，故建立以下約束條件:仁二勢一鋁法蘭材料在操作溫度下的許用應力。
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根據整體鋁法蘭的應力校核原則和優化設計原理，以其最小質量為設計目標，以各校核應力作為約束條件建立相應的數學模型，在滿足應力校核要求的基礎上使用MA下LAB優化工具箱對鋁法蘭尺寸進行優化，降低了制作成本。
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