合金球铁腭式破碎机牙板

腭式破碎机牙板是易损件。我厂曾用45钢作牙板,它经铣齿后水淬,硬度达HRC52～56。用它将块度70×70毫米的硅铁、硅铁稀土合金和硅铁稀土镁合金破碎成10毫米左右的炉料,寿命仅有20小时。改用高锰钢牙板,虽比45钢牙板耐磨性稍好,但仍不理想。后采用硬度较高的合金球铁牙板,使用效果较好。     

牙板三角齿形拉刀的设计与计算

本文介绍了一种加工管钳牙板上三角齿用拉刀的设计和计算方法。经生产验证,采用新设计的牙板三角齿拉刀后,其工效可成百倍地提高,且牙板的质量和互换性得到严格保证。     

钻具拆装架牙板作业损伤分析及参数设计

针对拆装架牙板作业损伤对钻具断裂失效影响尚不明确的实际问题,基于断裂力学理论,推导出拆装架牙板作业损伤对钻具断裂失效的影响评价参数KI。以拆装架牙板夹持钻具受力分析及弹塑性力学理论为基础,建立拆装架牙板对钻具的力学模型,分析不同几何参数下拆装架牙板作业力学特性及对钻具表面的损伤情况。结果表明:钻具受夹持处应力分布和接触压力分布受牙型角影响较大,且牙齿高度与牙板接触压力及钻具受夹持处接触压力呈线性关系。该研究工作为钻具维修保养时选择合适牙板提供了科学依据,对油田安全操作具有重要的工程实际意义。     

铁钻工冲扣钳牙板齿参数分析与优化

针对铁钻工冲扣钳牙板齿在拧卸扣过程中出现的崩齿和磨损现象,基于Ansys Workbench有限元软件,对牙板齿接触钻杆时的极限静态工作状态进行弹塑性分析,根据应力线性化原理分析了牙板齿与钻杆接触部位的应力,并进行了分类识别与评定。再以牙板齿关键参数作为研究对象,结合加工能力进行两次正交试验确定不同的优化方案。利用压力胶片测得了牙板齿与钻杆的接触应力,通过拟合数据得到施加压力与牙板齿所受最大应力线性曲线,验证了优化方案和有限元分析结果的合理性。评定方法和结果为冲扣钳拧卸扣装置的牙板齿参数的确定提供了依据,试验方法对同种类型设备的应力测试分析提供了新途径,对保证冲扣钳安全可靠有效工作具有重要的工程意义。     

钢板竖吊夹具

我们参照国外商业广告,自行设计,制造了一批竖吊钢板的专用夹具。它可以方便地自动夹紧并竖吊起3—30毫米厚,重量不超过1.5吨的各种钢板。钢板竖吊夹具主要由吊环1,本体2,小轴3,连杆4,凸轮机构5,受扭弹簧6,牙盘7,牙板8,及螺栓轴9等部分组成。     

顶驱下套管用卡瓦板承载能力分析及卡瓦牙结构优化

针对顶驱下套管用卡瓦牙板承受较高拉扭载荷后出现夹持不稳、牙齿磨损与齿尖断裂等问题,基于薄壳弯矩理论,考虑卡瓦板工作时承受的轴向力、径向力、扭矩,建立了卡瓦板的承载能力力学模型;基于响应曲面法,建立了卡瓦牙尺寸优化数学模型,并对优化数学模型进了方差分析。结果表明,卡瓦板长度大于200mm时,扭矩对卡瓦板承载能力的影响逐渐变大,扭矩对承载能力的影响不能忽略;所建卡瓦板承载能力力学模型取1.15倍安全系数后可应用于工程实践;方差分析证实了卡瓦牙数学模型的合理性,并得出了卡瓦牙最优结构参数,使卡瓦牙应力减小了17%。     

反向变形约束在梁类件焊接变形控制中应用

为减小梁类件焊后变形,通过施加反变形量来控制焊接变形。以某车型横梁为例,首先分析未采取反向变形约束状态下焊接后横梁的变形结果,得出相应的焊接工艺参数;并通过数值模拟寻优,确定出最佳的反变形量施加位置和量级;最后,以试制的方式对所提及的算法进行验证,结果表明:焊后变形随反变形量先减后增,当反变形量为4 mm时,焊后变形量最小。该方法可有效控制梁类件的焊后质量,工程应用性强。     

一种轮式变形轮越障性能研究

针对圆形轮子在恶劣条件下越障性能差的特点,研究了一种轮式变形轮的越障性能,通过建立平衡条件方程,计算并分析了轮式变形轮轮缘上某点在变形前、后的支持力、摩擦力和总转矩,得到了轮式变形轮变形前、后该点支持力、摩擦力和总转矩的变化规律。结果表明,轮式变形轮变形后,轮缘与障碍物接触处的支持力和摩擦力比变形前有较大幅度的增大,证明该变形轮变形后有较好的越障性能。     

挤压工艺参数对4032铝合金组织与性能的影响

采用YK28-800型双动数控液压机研究了挤压温度及变形程度等工艺参数对4032铝合金挤压后显微组织和力学性能的影响。结果表明:挤压温度不变而变形程度增大时,初晶硅在基体上分布更细小均匀;当挤压温度高于350℃变形程度在25%～70%时,挤压变形后合金的抗拉强度变化不明显,而伸长率随变形程度的增加而提高,但在变形程度超过70%后伸长率明显下降;挤压变形温度为400℃时,变形后的合金可获得最大的伸长率和一定的抗拉强度。     

热压缩变形参数对海底用X70管线钢再结晶行为的影响

采用热模拟试验机研究了应变速率为1s-1时变形温度、变形量和变形后保温时间对海底用X70管线钢再结晶行为的影响。结果表明:在变形量为25%的条件下,试验钢发生动态再结晶的变形温度为1 0001 020℃,奥氏体晶粒可细化到33μm左右;在变形温度为980℃的条件下,发生动态再结晶的变形量为25%30%,当变形量达到30%时,再结晶基本完成,晶粒尺寸随变形量增大而减小;在变形温度为980℃、变形量为25%的条件下变形完成保温5s后,试验钢开始发生静态再结晶,保温30s后静态再结晶基本完成,此时晶粒尺寸最小,为41μm。     

深冷处理工艺对半轴齿轮热处理变形的影响

基于材料组织热动力学及热处理商用仿真软件,结合实际汽车半轴齿轮的热处理工艺,探讨深冷处理工艺对半轴齿轮热处理变形的影响。以20Cr Mn Ti半轴齿轮为研究对象,利用DEFORM软件模拟了齿轮渗碳淬火及深冷处理工艺过程,利用JMATPRO软件建立20Cr Mn Ti半轴齿轮材料性能数据库,得到了齿轮渗碳淬火及深冷处理过程后齿轮变形信息。仿真结果表明,齿轮渗碳淬火后存在变形,径向变形影响使用性能,深冷处理后整体变形变形范围减小,但径向变形没有改变。     

截割主轴加工对氮化后变形的影响因素研究

通过研究掘进机截割主轴加工对氮化后变形的工艺方法,获得机加工过程对氮化后变形影响的因素,以及现场加工对减少氮化后变形的应用技术,同时,提高了截割主轴加工精度。文中着重研究了截割主轴机加工对氮化后变形的形式、产生的原因,并提出了改进的工艺方法。     

铬镍奥氏体不锈钢的焊接变形与控制（四）

1.产生焊接变形及应力的原理 (1)变形与应力的基本概念 ①基本概念 任何物体在外力作用下都能引起形状或尺寸的改变,这种现象叫变形。当外力除去后,能恢复到原来形状和尺寸的为弹性变形;当外力除去后,变形并不消失,而成了永久性变形的,称     

保证花键合格的一种办法

正汽车齿轮的花键孔,经过热处理后总会产生某种程度的变形,这是不可以避免的,重要的是如何将其变形修复或控制在允许的范围内。各个公司都有自己的方法,下文主要介绍我公司采用感应正火达到花键变形合格的方法。1.保证花键变形后合格的措施对于齿轮花键热处理后变形,一般都采取以下     

等温变形参数对15％SiC颗粒增强铝基复合材料组织性能的影响

研究了15％SiC铝基复合材料等温变形后的显微组织和室温拉伸性能的变化,得出结论为在经过等温变形后晶粒有一定的变化,但程度较小,变形速度加快时SiC颗粒的分布出现局部的聚集现象;而拉伸性能随总变形量的增大而提高,变形温度升高和变形速度加快时拉伸性能降低,而变形火次的影响很小。     

关于采用焊后消除残余应力热处理法克服钢制焊接构件变形的研究

根据焊后热处理消除残余应力机制,为防止薄板焊接构件的焊后回弹变形,稳定构件尺寸,通过缝隙试样、板条及板块试样强制变形焊接后再进行热处理,由此证明,焊后热处理可有效地克服钢制焊接构件的变形。     

齿条的淬火方法

生产中往往遇到齿条的淬火,而实践告诉我们,每种齿条经淬火后都会产生不同规律的变形。例如图1所示齿条,材料为T10A,要求硬度≥HRC55,变形≤0.25毫米。该齿条淬入160～180℃的硝盐后变形规律是齿槽面凸出,而淬水后的变形规律与上述相反,即齿槽面凹入。我们利用两种不同介质冷却后的变形规律,加以综合,使变形减小,达到大部不要校直的目的。具体操作方法如下:     

精密模具的热处理

热处理在模具制造中占有很重要的地位,它一定程度地决定着模具的质量和寿命。可是,模具精加工后要求热处理不变形或微变形,而热处理又不可能不变形,所以模具热处理变形问题一直是热处理工作者的一个课题。我们在长期的生产实践中,摸索出了一些模具变形的规律和防止变形的工艺措施,使大部分模具热处理后达到微变形,现将我们的经验总结如下:     

不同速率变形后WE54合金的显微组织及力学性能

对T4态和T6态WE54合金进行准静态压缩变形和空气锤锻(高速)变形试验,研究了变形前后的显微组织、硬度和压缩性能.结果表明:T4态和T6态WE54合金在准静态变形和高速变形后,部分变形晶粒内出现孪晶,并且在一些粗大孪晶内形成了二次孪晶,孪晶出现平行排列和交割特征;不同速率变形后T4态和T6态合金的变形晶粒尺寸未发生明显变化,但新生成的孪晶由于切割基体细化了组织,有助于维氏硬度和压缩性能的提高;与准静态变形相比,高速变形能够促进晶粒采用孪生机制协调变形,产生更多的孪晶界细化组织,提升变形后合金的硬度和屈服强度.     

矩形花键孔挤刀

拖拉机齿轮热处理后,其内花键孔往往产生变形,这种变形不仅仅表现在尺寸的变化,同时还伴有几何形状和位置误差的变化。因为影响齿轮热处理后变形的因素很