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基于氣脹軸原理的機械脹軸結構改進
的在于解決分切機收卷機構采 用脹軸存在缺陷的問題 ，具體缺陷有 ：機械脹軸同軸度、圓柱度較差；氣脹軸脹緊力小、容易打滑、脹緊過程中鍵傾斜等。借助氣脹軸原理 ，對機械脹軸結構進行優(yōu)化改進 ，解決上述存在問題
      分切機是鋁加工行業(yè)的重要設備 ，用來將大寬幅鋁卷分切成不同寬度的成品卷材 ，其工藝流程主要 為開卷 、分切 、收卷 。收卷是將分切好的鋁箔(帶)卷取在套 筒上 ，卷取前將套筒穿在卷取軸上 ，卷取過程中套筒與卷取軸同步轉(zhuǎn)動 ，不應產(chǎn)生相對運動 ，卷取結束后套筒能 方便地從卷取軸上拆下。為達到以上目的 ，卷取軸可采用兩種形式 ，一種是機械脹軸 ，另一種是氣脹軸 』。
    在長期的應用過程中發(fā)現(xiàn)兩者都有不同程度的缺陷，為提高分切機性能 ，筆者根據(jù)氣脹軸原理對現(xiàn)有機械脹軸進行結構改進 。
1 現(xiàn)有機械脹軸和氣脹軸存在問題
圖 1為某機械脹軸結構示意 圖，該機械脹軸工作過程如下：套筒7穿在脹軸 5上 ，電機驅(qū)動心軸 3旋轉(zhuǎn) ，心軸 3兩邊有左右旋螺紋，通過螺紋傳動使外錐套 2軸 向移動 ，內(nèi)錐套 1與外錐套 2配合 ，利用斜面受力滑動原理使 內(nèi)錐套 1徑 向移動 ，脹軸 5直徑增大 ，脹緊后套筒 7與瓦片 6無相對運動 ，此時利用鍵 4傳遞扭矩使套筒 7旋轉(zhuǎn)進行成品卷取 ，收卷完畢 ，電機驅(qū)動心軸 3反方向旋轉(zhuǎn) ，直徑逐漸減小 ，方便拆卸套筒。脹縮范圍的極限值是依靠軸兩端的內(nèi)外鎖套控制 。由于內(nèi)錐套需要徑向移動 ，故這種脹軸在制造過程中將內(nèi)錐套圓周方向三等分割開 ，相互獨立 ，外圍筋板 、瓦片也在圓周方向三等分 。結構上的相互獨立使得這種脹軸同心度 、圓柱度較差 ，在使用過程中瓦片受力不均勻 ，套簡與脹軸同軸度很難保證 ，影響卷取質(zhì)量 。
近年來 ，氣脹軸 由于其使用方便、快捷 ，只需自備氣源，而深受用戶好評，氣脹軸種類繁多 ，但原理相同。圖2為氣囊式脹軸結構 簡圖，工作時將套筒 2穿在脹軸 1上 ，用氣槍通過脹軸兩端的氣嘴給氣囊 4充氣，氣囊膨脹 ，壓縮復位彈簧 5，推動脹鍵 6徑 向外移頂緊套筒 2內(nèi)壁，依靠摩擦力使套筒 2與脹軸 1同步轉(zhuǎn)動，傳遞扭矩。拆卸套筒時用手按下氣嘴上的滑動氣芯放氣 ，復位彈簧 5釋放壓力，
2．2 改進后機械脹軸的優(yōu)點
(1)所有 T型外錐 ，用開槽套簡隔離，沿導 向鍵同時移動 ，T型槽配合 ，脹鍵準確定位 ，同時脹縮 ，有效提高同心度 、圓柱度 ，提高卷取質(zhì)量。
(2)螺紋傳動脹緊力大，套筒不打滑 ，適用于大噸位鋼套筒 、鋁套筒。
(3)采用 l3。T型斜 面及螺紋傳動具有 自鎖功能 ，避免振動導致脹鍵收縮、套筒打滑。使脹鍵 6回復到原來位置 ，將套筒 2抽出，操作方便。收卷套筒為紙?zhí)淄�，料卷輕時，適合用氣脹軸，當料卷較重并使用鋼套筒或鋁套筒時 ，由于脹緊力不足 ，而出現(xiàn)套筒打滑現(xiàn)象 ，另外 當套筒部分覆蓋鍵條時，脹緊過程中鍵條會發(fā)生傾斜如圖3，脹鍵磨損大。
2 現(xiàn)有機械脹軸結構改進
2．1 對 機械脹 軸 的優(yōu)化 改進機械脹軸設計必須滿足 3個條件 ：第 1，直徑在一 定范圍內(nèi)變化 ；第 2，脹 緊后套筒不 打滑 ；第 3，傳遞扭矩。結合現(xiàn)有機械脹軸和氣脹軸在使用過程中的優(yōu)點和缺陷，提出改進思路 ：基于氣脹軸原理 ，將氣囊變?yōu)闄C械式結構 ，直徑變化依然采用斜面上升原理即水平方向移動一定距離 ，垂直方 向相應升高一 定距離。具體結構如圖4，右旋六角鎖母 11，通過螺紋傳動使螺筒 9向左移動 ，帶動隔離套 6和 T型外錐 5沿導向鍵 7向左移動 』，T型外錐 5與 T型內(nèi)錐 8配合 ，使脹鍵 4沿徑 向外移 ，脹緊套筒 ，鍵 1和左支撐套 2傳遞扭矩 ，收卷結束后 ，左旋六角鎖母11，彈簧 3恢復力使隔離套 6和 T型外錐 5右移 ，脹鍵 4沿徑向下移 ，拆卸套筒 ，脹縮量有效控制 ，套筒尺寸發(fā)生變化后 ，更改相應結構尺寸 ，并進行強度校核，即可滿足使用 。
(4)采用 T型內(nèi)外錐配合 ，避免套筒部分覆蓋脹鍵 ，受力不均而傾斜。
(5)相鄰兩 T型外錐 ，內(nèi)孔鍵槽錯 開 30。，脹鍵徑向交錯分布 ，有效提高接觸面積，減小套筒變形 。
(6)脹縮量大 ，結構緊湊，可滿足不同尺寸規(guī)格的套筒 。
為翼盒段有限元模型的最大位移或轉(zhuǎn)角減去不同方法的最大位移或轉(zhuǎn)角然后除以翼盒段有限元模型的最大位移或轉(zhuǎn)角后的絕對值。
從圖 9、圖 1O和表 1中的數(shù)據(jù)可 以看出 ：用筆者 中方法計算出的剛度數(shù)據(jù)所生成的工程梁有限元模型與由真實機翼翼盒所構建的有限元模型在相同載荷作用下的撓度(垂 向位移 )和轉(zhuǎn)角吻合較好 (垂向位 移 的最 大誤 差 為 3．50％ ，轉(zhuǎn) 角 最 大誤 差 為
8．01％ )。而由文獻 [1]中方法計算 出的剛度數(shù)據(jù)所生成的工程梁有限元模型與由真實機翼翼盒所構建的有限元模型在相同載荷作用下的撓度(垂向位移)和轉(zhuǎn) 角 的誤 差 較 大 (垂 向位 移 最 大 誤 差 為20．00％，轉(zhuǎn)角最大誤差為 13．19％ )。分析計算結果表明 ：筆者所提出的剛度計算方法對機翼彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度的計算精度均有所提高 ，并 以彎曲剛度計算精度的提高尤為明顯 。
4 結 論
(1)推導提出了在機翼全局坐標系下考慮機翼扭轉(zhuǎn)角 、上傾角和后掠角計算大展弦比復雜機翼 剛度的方法 ，并對該方法的推導過程做了詳細的說明。
(2)以機翼全局坐標系作為剛度計算的主坐標系 ，使剛度計算在概念上更為清晰 ，對扭轉(zhuǎn)角、上傾角和后掠角的綜合考慮使剛度計算分析在理論上更具合理性。
(3)以某大展弦比復雜機翼剛度計算為例，應用筆者 中的方法和文獻[1]中的方法分別對該機翼的剛度進行計算 ，結果表明筆者 中所推導的方法較文獻[1]中所述的方法對機翼彎 曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度的計算精度均有提高，以彎曲剛度的提高尤為明顯。