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该零件尺寸精度、形位公差和表面粗糙度要求都很高。由于该砂轮铝基体的结构是薄壁零件，解决安装夹紧问题是避免变形保证圆柱度的关键，因此零件安装夹紧采用如图2所示的外圆及端面定位和轴向压紧，以减少工件的夹紧变形。
2024
针对该气缸体的特殊结构及镀层特点，采用合理的装夹方式及磨削工艺参数，在精密内圆磨床上采用树脂金刚石(RVD)砂轮铝基体实现了对硬格镀层内孔的磨削。
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该箱底壁板一铝法兰焊接接头主要包括焊缝、熔合区、热影响区等部分，裂纹发生在靠铝法兰一侧熔合区附近，焊接接头结构如图6所示。熔合区壁板裂纹区域铝法兰焊接接头结构示意焊缝金属在凝固时以母材晶粒为表面向焊缝中心生长，因此熔合线是熔化区和非熔化区的边界，焊缝边缘晶粒粗大，是接头的薄弱环节。
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在铝法兰锻件条状缺陷附近截取铝法兰试样，并对铝法兰试样进行布氏硬度测试。铝法兰试样的布式硬度测试结果为121HBW10/1000，测试结果满足UJB 2057-1994《航天用LYl9铝合金锻件规范》对2219铝合金的要求(标准布式硬度不小于100 HBW10/1000)。
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在对某型号箱底铝法兰焊缝进行射线检测时，发现焊缝区域存在条状裂纹缺陷，采用宏观观察、化学成分分析、力学性能测试、金相检验、扫描电镜和能谱分析等方法对裂纹缺陷产生的原因进行分析。
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当热竹砂轮铝基体受到磨削力和离心力共同作用时，所受到的载荷为非对称载菏。因此并不能用施加对称约束的方式去简化砂轮铝基体模型，图8中为方便观察结果，仅显小砂轮铝基体体的一部分。
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这主要是因为T型铝法兰板刚度较大，铝法兰板本身的变形很小，所以空间效应不明显，在工程设计中可忽略。
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采用Petersen原理对塔筒间锻造铝法兰连接系统进行计算时，由于螺栓中心距一般均大于铝法兰板的厚度，单个螺栓在铝法兰板上对应的受压区域一般不会重叠，选取螺栓受力最大的区隔进行分析即可保证整个连接系统的安全性。
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铝法兰预拉力F按式(20)计算。1.25N,PO.叭A(19)式中:N,—荷载作用标准组合下单根锚杆的最大拔力;f,—锚栓的屈服强度;A—锚栓螺纹处的有效截面积。
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T型铝法兰的连接示意图见图4。根据Petersen理论=7，取单区隔宽度的锚栓铝法兰连接的隔离体进行分析，计算模型取半结构，图s中F为弹簧中作用力;R为铝法兰端部所受反力;Z为单区隔塔筒拉力的一半，按式(7)计算。
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根据铝法兰的受力特点将铝法兰简化为带有一个螺栓的单个区隔，将铝法兰整体所受荷载简化为单个区隔塔筒壁上承受的集中力，考虑连接系统中各组件的刚度，基于材料力学原理对连接系统中各组件所受的内力进行推导，提出A,B和C共3种失效模式，但失效模式C在铝法兰板较薄时并不适用。
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则表明整体铝法兰经优化设计后的效果是十分明显的。在同等条件下，利用优化设计方法获得的优化解与常规设计方法获得的主要参数比较如表1所示。
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经过常规设计方法确定的某丙烯回流罐整体铝法兰。其已知设计压力p=2.SMPa，设计温度为50℃，内径为1000mm(内径与公称直径D一致)，外径D=1200mm，铝法兰材料为16Mn，许用应力f=150MPa,螺栓孔中心圆直径D,=1150mm,颈部小端有效厚度民=20mm，锥颈高度h=SSmm,h,=30mm，铝法兰高度H=125mm,螺栓孔直径d=30mm,螺栓个数n=44,p=7.85x10k咖m3,试对整体铝法兰的有效厚度s和大端厚度s:进行优化，使其质量为最小。
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为确保密封可靠，整体铝法兰各应力须满足所规定的强度要求，即出现在铝法兰高颈大端和小端的轴向应力、环向应力、径向应力组合应力应分别小于相应的许用应力，故建立以下约束条件:仁二势一铝法兰材料在操作温度下的许用应力。
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根据整体铝法兰的应力校核原则和优化设计原理，以其最小质量为设计目标，以各校核应力作为约束条件建立相应的数学模型，在满足应力校核要求的基础上使用MA下LAB优化工具箱对铝法兰尺寸进行优化，降低了制作成本。
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