复合基底柔性光纤曲率传感器

为了实现生物医疗领域软体手术机器人等柔性机构的曲率测量,本文提出并设计了基于PVC(Polyvinyl Chloride,聚氯乙烯)和硅胶复合基底的光纤布拉格光栅柔性曲率传感器。将光纤光栅植入到硅胶片中,并将硅胶片粘贴在PVC基底的表面,形成基于PVC和硅胶复合基底的曲率传感器。使用标准曲率校准块对传感器进行了校准实验,测试不同曲率下传感器的反射光谱、波长漂移量等参数。为了证明PVC基底对植入在硅胶中FBG传感器的性能影响,对基于PVC和硅胶复合基底和基于硅胶基底的传感器进行了灵敏度和重复性的实验测试。实验结果表明:PVC基底可以提高植入硅胶中FBG曲率传感器的灵敏度和重复性,且基于PVC-硅胶复合基底的传感器灵敏度最高可达245.5pm/m-1,偏差指数不足3%。该传感器在生物医学等软体机器人和柔性机构的曲率测量中具有广阔的应用前景。     

空间凸轮廓面曲率分析的等距曲面方法

提出了空间凸轮廓面曲率分析的新方法———等距曲面法。该方法利用等距曲面间的曲率关系进行凸轮廓面曲率的解析计算。由于理论廓面是直纹面 ,其廓面曲率容易求得。根据理论廓面与实际廓面间的曲率关系 ,就得到了实际廓面上的曲率。利用结构特征变量来实现计算程序对不同凸轮机构的自适应化。与传统的共轭曲面方法相比 ,本方法计算简单 ,易于理解。     

金属板材回弹与曲率关系的研究

目前主要采用位移量来评估板材冲压后的回弹,这种评估方法不能直接地反映回弹是由于弹性应变能释放而引起的曲率改变的物理本质,从而给回弹补偿和模面修改带来一定的困难。根据塑性弯曲理论,将膜力和弯矩引起的回弹分别用高斯曲率和平均曲率表征,并对双曲率片回弹后的高斯曲率和平均曲率的分布情况进行了分析。实验结果表明,用曲率评估方法可以较好地体现回弹的成因,有助于准确地预测回弹趋势,对实际生产加工中的修模、试模过程具有一定的指导意义。     

基于曲率的二维弯曲回弹补偿计算方法

传统的回弹补偿主要依靠工作人员的经验根据回弹角进行反复补偿,对于复杂型面没有行之有效的方法.以塑性弯曲理论为基础,用解析法求得回弹后的曲率.根据回弹前后曲率的改变,为模面补偿设计提供了自动计算方法.另外,结合试冲压结果,提出用综合辛卜偿系数来表征回弹在实际生产条件中和理想条件下理论计算结果之间的区别.同时也给出了相应的有限元模拟和物理试验来验证.结果表明,该方法在工业应用方面是可行的,也是足够准确的.     

基于曲率的圆周铣削铣削力建模

在对具有自由曲线外形的零件进行铣削加工的过程中,由于诸多影响铣削力大小的参数相对于定曲率外形零件铣削加工时发生了很大变化,导致传统的铣削力建模方法在应用于自由曲线外形零件的圆周铣削加工过程时产生了很大的误差,使得误差预测和补偿变得非常困难.针对此问题建立了基于零件轮廓曲率的圆周铣削铣削力模型,分析了曲率对铣削力的影响.     

在用铸铁烘缸的检测及评定

对一台试验烘缸进行强度试验和硬度测试,根据强度与硬度的关联式,基于合乎使用的原则,选取相对硬度RH＝0．8。对缸体壁厚测定先经过声速校定再进行壁厚测定,同时发现烘缸法兰、凸缘过渡段有“假”厚度现象,缸体壁厚测定应避开这两个部位。分析了铸铁烘缸超声检测的特点,通过对不同试块、各种探头进行灵敏度检测及试验分析,得出采用小角度纵波双晶探头可检测Φ3mm当量直径的体积形缺陷和采用大角度纵波双晶探头可检测筒体及小尺过渡区2mm深裂纹类面状缺陷．并对2mm深裂纹类面状缺陷进行安全评定。     

双向曲率板材冲压成形补偿回弹的逆解算法

给出了直接计算双向曲率冲压模具补偿回弹所需预弯尺寸的逆解公式.通过计算两个方向上的塑性弯矩来建立算法的数学模型.为验证合理性,用有限元软件对不同厚度、期望成形半径为200mm的具有等向曲率的工件进行模拟.结果显示,回弹后的最大法向误差由未补偿的1.96mm降至补偿后的0.52mm,并且板厚越厚,回弹越小,模拟结果与计算值基本相符.因此,计算方法可以为初始模具型面尺寸设计提供参考.     

格利森制弧齿锥齿轮的齿面曲率特性研究

根据弧齿锥齿轮加工过程,通过计算机仿真方法编程计算得出格利森制弧齿锥齿轮不同加工方法齿面的精确三维坐标点;对不同齿面坐标点进行NURBS参数化曲面拟合,得到了不同齿面的统一数学表达模型;并据此计算格利森制弧齿锥齿轮齿面的曲率,绘制了不同齿面的等平均曲率线图;并研究了加工参数调整与齿面等平均曲率线图变化之间的联系,证明了依据齿面等曲率图的变化实现对弧齿锥齿轮齿面加工误差调整以及对齿面曲率定量修正的可行性.     

圆棒材超声波探伤系统校正曲线测试实验报告

本实验是根据我厂棒材探伤的实际情况,欲解决圆棒材探伤系统校正问题而制备一套曲率半径为17～300mm 的试块,用不同型号探伤仪、探头分别测出了相应的一簇外曲率补偿系数曲线,导出了相应的一元非线性回归曲线方程。对曲率半径与探头晶片的频率、直径等关系作了定性的分析,与理论推导的外曲率补偿系数曲线作了比较,提出用单一平面试块参照外曲率补偿系数回归曲线校正圆棒材探伤系统方法是可行的。     

ASME曲率补偿导则在换能器检测中的应用

根据ASME标准对超声波检测直径大于?500 mm的凸面中使用平面试块时的曲率补偿导则,在使用该导则过程中进行拓展运用,使其适用于不同频率、不同直径的换能器。     

基于曲率模态与柔度曲率的损伤识别

以含两条裂纹的两端固定梁为例,采用曲率模态差和模态柔度曲率差来检测结构的损伤。首先将梁的裂纹模拟为无质量的等效扭转弹簧,推导了裂纹梁的特征微分方程,利用边界条件和裂纹位置的连续性条件推导得到该裂纹梁的振形函数解析表达式。然后用中心差分法分别求解裂纹梁损伤前后的曲率模态值和模态柔度曲率值,利用其差值确定梁的损伤位置,进而确定损伤程度。最后讨论了曲率模态和柔度曲率对结构损伤识别的敏感性。     

往复弯曲统一曲率定理及其试验验证

辊式矫直工艺和辊式矫圆工艺均通过往复弯曲方式达到统一曲率的目的,辊式矫形过程中的往复弯曲变形规律是确定矫形工艺参数的理论依据。针对往复弯曲变形过程,建立一套符号系统,将弯曲曲率和弯矩矢量化。基于小曲率平面弯曲弹复方程和应变叠加原理,引入初始当量应变和当量应变的概念,采用图解法对往复弯曲弹复过程进行分析,在考虑稳定金属材料往复弯曲过程中的形变硬化、Baushinger效应和循环软化,分三种情形证明往复弯曲可以湮灭初始曲率的差异,最终使曲率统一到同一方向、同一数值,提出往复弯曲统一曲率定理。进而,设计模压往复弯曲试验装置,选用不同初始形状、不同材料的板坯进行往复弯曲试验,讨论残余曲率半径和拟合圆弧偏差随弯曲次数的变化规律,验证往复弯曲统一曲率定理的正确性,为辊式矫直和辊式矫圆工艺方案和控制策略的制定奠定了理论基础。     

非均匀C-C细分曲面的曲率分析

分析了非均匀C-C细分的特点,为细分网格上正则部分的曲率计算给出了两种方法:基于网格顶点的曲率计算和基于网格面的曲率计算。这两种方法都能精确计算出网格的正则点在极限位置的曲率。对于以面为基础的方法,还能精确计算出网格的正则面在极限曲面上对应区域的任意参数位置的曲率。这两种曲率计算的方法也能够精确计算出网格正则部分的其它几何属性,如法矢量、主方向、主曲率等。对于奇异点附近区域的曲率,本文给出的算例用局部逐层细分的方式进行逼近。细分曲面任意位置的几何属性都可能需要计算时,本文的方法可以作为解析法的补充。     

非一致曲率表面下的气压砂轮磨粒剪胀及加工试验研究#br#

针对软固结磨粒气压砂轮在加工异形曲面时,工件所受的切削力以及接触区内磨粒速度因工件曲率发生变化,导致工件不同曲率处材料去除量不均匀的问题, 基于修正的Rowe剪胀理论建立砂轮切削力模型,提出了非一致曲率表面下修正的气压砂轮材料去除模型。通过EDEM软件建立了软固结磨粒气压砂轮模型,分析了砂轮下压量为1.5 mm时工件曲率对接触力以及接触区内磨粒速度的影响。搭建气压砂轮加工试验平台,通过光整加工试验验证修正的材料去除模型。研究结果表明：修正的材料去除模型平均绝对值误差为0.095,而原始的材料去除模型平均绝对值误差为0.291,说明修正的材料去除模型可以用于气压砂轮抛光过程中的定量分析,且工件加工表面划痕明显减少。     

小径薄壁管座角焊缝典型缺陷的超声相控阵CIVA仿真研究

在电厂安放式小径薄壁管座角焊缝超声检测技术中,检测结果易受到管径小、检测位置结构复杂等因素影响,因此,采用CIVA软件对焊缝模型进行超声相控阵声场仿真,得到未熔合、未焊透、裂纹和夹渣4种典型缺陷在不同检测位置曲率下的缺陷响应.对比分析仿真缺陷图谱,研究检测位置曲率对缺陷成像和声压幅值的影响,结合优化后的仿真参数和检测方...     

基于工业CT图像的轮廓控制点优化提取

针对如何提取工业CT图像轮廓控制点这一问题,提出一种简单有效的二次提取方法。该方法分为粗提取和精提取两步。首先计算轮廓数据点的离散圆曲率,通过粗提取去除轮廓数据点中的坏点和对轮廓特征贡献很小的点。然后在精提取过程中,通过多层次细节分析将轮廓控制点提取出来。试验验证提取出的轮廓控制点不仅能够表示轮廓的形状,而且能有效地消除数据冗余。     

基于速度平滑控制的高效非均匀有理B样条曲线插补算法

为提高曲面加工的质量和效率,提出了一种基于冗余误差和速度平滑控制的非均匀有理B样条曲线插补算法.该算法先按照曲率大小将非均匀有理B样条曲线分段,再根据数控机床最大加速度调整分段.消除了曲率突变对加工的负面影响.同时为每个分段分别设置合适的编程进给速度,提高了加工效率.最后提出两段速度平滑控制方法,使速度过渡更为平滑.模拟试验证明了该算法的有效性.     

Signed line intercept count

Elements of surfaces that bound a phase (β) in a two phase mixture (α+β) may be classified as: (a) convex (++) if both principal curvatures are positive; (b) concave (? ?) if both are negative; and (c) saddle (+ ?) if one is positive and the other negative. This classification excludes the limiting cases for which one or both of the principal curvatures is zero. The traces of these surfaces that form the boundaries of the β areas on a representative two dimensional section may also be: (a) convex (+) if the local curvature is positive; or (b) concave (?) if it is negative. Line intercepts may be tabulated separately for intersections with convex (+) and concave (?) segments of boundary. This paper presents a derivation of fundamental stereological formulae that relate these counting measurements to three-dimensional geometric properties of the structure they sample.     

Measurement of springback

Springback, the elastically-driven change of shape of a part after forming, has been measured under carefully-controlled laboratory conditions corresponding to those found in press-forming operations. Constitutive equations emphasizing low-strain behavior were generated for three automotive body alloys: drawing-quality silicon-killed steel; high-strength low-alloy steel; and 6022-T4 aluminum. Strip draw-bend tests were then conducted using a range of die radii (3<R/t<17), friction coefficients (0<μ<0.20), and controlled tensile forces (0.5<F_b/F_y<1.5). Springback angles and curvatures were measured for bend and bend–unbend areas of the specimen, the latter corresponding to the “sidewall curl” region, which dominates the geometric change and the dependence on process variables. Friction coefficient and R/t (die-radius-to-sheet-thickness) greater than 5 have modest but measurable effects over the ranges tested. As expected, strip tension dominates the springback sensitivity, with higher forces reducing springback. For 6022-T4, springback is dramatically reduced as the tensile stress approaches the yield stress, corresponding to the appearance of a persistent anticlastic curvature. The presence of this curvature, orthogonal to the principal curvature, violates the simple two-dimensional models of springback reported in the literature. The measured springback angles and curvatures are reported both in graphical summary and tabular form for use in assessing analytical models of springback.