航空发动机安装系统的设计广泛采用耳片连接结构，耳片作为将发动机推力传递至飞机上的重要连接元件，是安装系统结构强度设计分析的重点。目前，国内外专家学者对耳片结构进行了大量的分析与试验，总结出一套适用于耳片强度分析设计的半经验公式与设计曲线[1～4]。但这些半经验公式、设计曲线是通过理论分析计算以及大量试验数据拟合而成，且与耳片结构材料相关联。当现有设计曲线不能涵盖发动机安装系统结构设计所选用的材料时，则只能采用类似结构材料的设计曲线或者采用插值方法得到耳片拉伸效率系数，并对耳片结构强度进行近似计算。故有必要对现有耳片结构拉伸效率系数的计算方法进行必要的修正与完善。

电流相对磁场的运动，根据矢量合成的原则，是由电流相对导体的运动，加上导体对观察者参考系的相对运动而合成，则电流相对参考系的方向和导体所在直线的方向不同，因此安培力可以形成与导体运动方向的某个运动夹角，则安培力所做的功是力与运动方向的乘积的某个分量。

本文依据航空发动机安装系统耳片结构的受力特点对轴向受载耳片的拉伸效率系数进行纽伯（Neuber）修正，并分别采用二维与三维有限元法分析耳孔应力集中系数随耳片特征尺寸的变化规律，并对修正后的计算结果进行了对比分析。主，且这种破坏形式为螺栓两边40°位置的剪切撕裂[3]，如图1（b）所示。

1 耳片强度计算方法

1.1 轴向拉伸耳片典型失效模式

本文的研究对象为受轴向拉伸载荷作用的圆头直耳片，当耳片拉伸净截面面积远小于剪切-挤压面面积时，耳片以拉伸破坏为主，如图1（a）所示；当耳片剪切-挤压面面积远小于拉伸净截面面积时，耳片以剪切撕裂破坏为

  

图1 耳片拉伸与剪切撕裂破坏Fig.1 Lug tension and shear-tear-out failures

1.2 轴向拉伸耳片强度计算方法

耳片结构轴向拉伸许用载荷为耳片轴向拉伸破坏极限载荷与耳片剪切撕裂-挤压破坏极限载荷的较小值。

(2)随着反应温度的升高，甲烷水合物生成后30 min内的反应速率R 30逐渐减小，这是因为温度越低，越有利于促进水合物晶核的快速形成。

耳片轴向拉伸破坏极限载荷：

 

耳片剪切撕裂-挤压破坏极限载荷：

 

式中：Ptu、Pbru分别为拉伸与剪切撕裂-挤压破坏极限载荷；σR为耳片轴向拉伸极限应力；At为最小拉伸净截面面积，At=（W-D）t；Abr为挤压面投影面积，Abr=Dt；W 为耳片宽度，D为耳孔直径，t为耳片厚度。

kt，kbr分别为耳片轴向拉伸效率系数与剪切-挤压效率系数，可查阅相关设计曲线[3，4]确定。kbr只与耳片特征尺寸D/t以及H/D相关，kt除与耳片特征尺寸D/W相关，还与耳片厚度、结构材料相关，且不同结构材料对应不同的设计曲线[3，4]。

2 拉伸效率系数修正

2.1 Neuber准则

Neuber提出的计算缺口根部弹塑性应力应变的方程[5，6]为：

 

通过对比图4中正方形实线与三角形虚线可知：耳片应力集中系数随耳片厚度的增加而增大[9]，故计算耳片应力集中时需考虑厚度的影响。

 

式中：C为Neuber常数，E为弹性模量。

2.2 Neuber修正

将Neuber双曲线和材料应力应变曲线如图2所示。

  

图2 Neuber准则示意图Fig.2 Neuber rules diagram

2.1 银杏外果皮挥发油化学成分 银杏外果皮挥发油各成分的相对含量按峰面积归一化法计算并确认,其总离子流图谱如图1所示。经检索谱库并结合质谱图中基峰、质荷比一级相对丰度与标准图谱的对比,鉴定出7个组分(表1),占总峰面积的85.46 %,其中酚类衍生物占75.98 %,主要成分为白果酚(ginkgol),含量达到53.32 %。

 

式中：σf，nom 为孔边应力。当 Neuber双曲线通过点（εs，σR）并与纯弹性材料应力应变曲线相交于（σf，nom/E，σf，max）时，则：

假设材料为纯弹性时，孔边应力等于纯弹性应力集中系数乘以名义应力：

 

此时，塑性应力集中系数：

 

式中：εs为材料应力应变曲线中σR对应的塑性应变，可通过Ramberg & Osgood方程[7]求得：

 

故耳片轴向拉伸破坏载荷可写为：

 

联立式（1），耳片拉伸效率系数可写为：

#4 ("hydrotherapy*"[Title/Abstract]) OR("immersion*"[Title/Abstract]) OR ("alternate*"[Title/Abstract]) OR ("contrast water therap*"[Title/Abstract]) OR ("water therap*"[Title/Abstract]) OR ("contrast bath*"[Title/Abstract]) OR ("contrast"[Title/Abstract])

 

联立式（5）～式（7）求解可知：

 

参考文献[11]给出了耳片应力集中系数随t/D的变化规律，且通过试验得出结论：当t/D＜0.5时，厚度对耳片应力集中系数的影响可以忽略。

 

式中：σ0.2为材料屈服强度。

2.4 多因素分析 分析结果显示，冠心病家族史、超重、性别属于独立危险因素（P＜0.05），其中，前两个因素与不良心血管事件呈正相关，性别与不良心血管事件呈负相关，见表2。

3 应力集中系数

耳片受拉伸载荷时，理论上最大应力位置为图3（a）中的1点，但考虑孔轴配合间隙之后，最大应力位置移至 2 点，且 θ范围一般为 10°＜ θ ＜35°[10]。对比图3（a）与图3（b）表明，采用有限元分析最大应力出现位置与实际吻合。

3.1 弹性应力集中系数

耳孔应力集中示意图如图3所示。

通过Neuber修正之后，耳片拉伸效率系数只与材料弹性模量、屈服强度、极限强度以及纯弹性应力集中系数相关，耳片结构材料参数可查阅相关标准手册[8，9]得到，弹性应力集中系数可查阅相关书籍[10]与设计标准数据[11]或采用有限元分析方法获得。

为从根本上解决抗旱和排涝问题，德州市以“灌排结合、河渠相连、水量互济”为目标，编制了《德州水网建设规划》。在年度项目实施上，每年根据水网规划和各县（市、区）上报的治理项目，按照先急后缓的原则，优先安排群众要求迫切、对引排水起关键作用、工程效益显著的河道工程。对不是水网规划内的河道由县乡分级负责治理。同时加强组织领导，德州市及各县（市、区）都成立了以政府分管领导为组长，水利、农业部门及各乡镇负责人为成员的河道治理指挥部，每年签订责任状，实现了治理一条、竣工一条、见效一条、销号一条。

图4为圆头耳片应力集中系数随D/W变化曲线，黑色实线为采用试验获得的孔轴配合间隙率为0.2%时的应力集中系数（K0.2曲线）；黑色虚线为采用试验获得的孔轴在沿厚度均匀线接触时的应力集中系数曲线（K100曲线），即可认为轴径无穷小时的应力集中系数；当正方形实线为t/D=0.3时，采用有限元方法计算应力集中系数曲线；三角形虚线为采用有限元方法计算应力集中系数曲线（忽略厚度影响t/D≈0）。其中，孔轴配合间隙率为孔轴间隙与销轴直径比值e/D，单位按百分数计算[11]。

  

图3 轴向受载耳孔应力集中示意图Fig.3 Axial loaded lug hole stress concentration diagram

  

图4 耳片应力集中系数曲线Fig.4 Lug hole stress concentration factor curves

式中：KT为理论应力集中系数，Kσ=σ/σnom为应力集中系数，σ为缺口根部的局部应力，σnom为名义应力；Kε=ε/εnom为应变集中系数，ε为缺口根部的局部应变，εnom为名义应变；当试验件处于弹性时，Kσ=Kε=KT；在工程实际中，通常结构整体上处于弹性，即名义应力σnom和名义应变εnom之间为弹性关系 σnom=Eεnom，由此可知：

依据参考文献[11]，任意孔轴配合间隙的应力集中系数可按式（13）进行计算：

 

式中：η为孔轴配合间隙修正系数[11]。

3.2 耳片厚度影响

参考文献[12]通过有限元法研究发现：耳片应力集中系数随厚度增加而增大，但并未进一步研究耳片应力集中系数随无量纲参数t/D的变化规律。如图5所示，考虑耳片厚度时，耳片应力会在单耳外侧以及双耳内侧出现明显的峰值。

  

图5 耳孔应力沿厚度方向变化示意图Fig.5 Lug hole stress distribution along thickness direction

式中：n为材料应变硬化指数[7]，可查阅相关标准手册[8，9]得到，或者采用式（12）计算：

土墙温室跨度大，荷载重，因此，对骨架要求比较严格。对于无立柱日光温室，骨架荷载能力比较弱的，加立柱，根据骨架结构和材料，东西方向每4-6m加一钢立柱或水泥立柱。对于钢架和竹片(PVC管)混搭的骨架，全部更新为1m间隔的钢骨架。具有的骨架改造也可以根据日光温室的实际情况选择改造方法。

  

图6 单耳应力集中系数随厚度变化曲线Fig.6 Lug stress concentration factor curves with the thickness

本文通过三维有限元法计算耳片厚度对应力集中系数的影响。如图6与图7所示，K′T为考虑厚度时的耳片应力集中系数，KT为耳孔均匀受载时应力集中系数；Ep为螺栓弹性模量，EL为耳片弹性模量；t1为单耳厚度，t2为双耳厚度；图6中黑色虚线为试验曲线，实线为有限元计算曲线。由于在有限元计算中未考虑到耳孔圆度、孔轴配合间隙以及表面粗糙度等因素对应力集中系数的贡献，有限元计算结果要小于试验得到的应力集中系数，且随t/D的增加两者差值也在增大。

以上是对综合性商业体在房产税方面的影响因素及相对应的筹划思路提供参考。各不动产所在地的执行政策可能存在差异，需要根据当地的纳税环境和公司在进行商务谈判时的优越条件综合考虑，选择适合自身特点的筹划方式，实现合法合规的筹划目的。

柿子炭疽病是柿树主要病害之一，富平尖柿属于极易感染炭疽病的品种。该病在高温高湿条件下传播蔓延快，防治难度大，只有准确区分病害症状特征，了解病害发生规律，并采取综合措施适时防治，才能取得良好效果。

  

图7 双耳应力集中系数随厚度变化曲线Fig.7 Clevis stress concentration factor curves with the thickness

综合图6与图7可知，当t/D＜0.5时，厚度对耳片应力集中系数的影响可以忽略。t/D≥0.5时，耳片应力集中系数随厚度的增加而增大，但随着EP/EL的增大而减小，增加螺栓弹性模量可以降低耳片应力集中系数。而且在同样的t/D下，双耳的应力集中系数为单耳的2～3倍。由此可知，在耳片尺寸设计时双耳厚度需大于1/2单耳厚度。

4 对比分析

本文采用发动机安装系统设计常用结构材料，选取耳片设计常用的特征尺寸0.4≤D/W≤0.6，对参考文献[1]～参考文献[4]以及Neuber修正方法的计算结果进行了对比分析。

假设对比分析计算模型为单耳，结构材料为镍基高温合金Inconel 718，材料规范选取AMS5663，材料性能参数可查阅参考文献[8]和参考文献[9]获得。耳片特征尺寸W=50mm，H=25mm，t/D=1.0，不考虑耳孔偏心影响，且假设孔轴配合间隙率为0.2%。许用拉伸载荷计算结果考虑1.15倍接头系数[13，14]，计算裕度要求大于0.2[3]。

由图8可知，参考文献[1]～参考文献[4]的计算方法相对Neuber修正方法比较保守，耳片许用拉伸载荷计算结果偏低，特别是参考文献[1]的计算方法会造成结构尺寸偏大及结构重量增加。

关于游侠盟的文字，现在完成的有《燃犀》一篇，即游侠盟后期的盟主周然为了给盟中一名普通帮众肖通复仇，追杀武功远高于己的秘教左使云梦犀的故事。而现在正在写作的，则是游侠盟后期，两名来自异域的盟主之一，罗林斯的故事。

  

图8 单耳许用拉伸载荷对比分析示意图Fig.8 Lug allowable tension load comparative analysis diagram

图8同时将Neuber修正方法计算值与试验值进行了对比，试验件几何参数与极限拉伸载荷值源于参考文献[15]。通过对比可知，采用Neuber修正方法的计算值约为试验值的88.4%。相比于参考文献[3]和参考文献[4]中采用的传统方法，计算精度平均提高14.2%。

5 结论

本文结合有限元分析计算，对传统耳片轴向拉伸效率系数计算方法进行了修正，得出如下结论：

几十年来，右心前导联高而宽的R波被认为是后壁心肌梗死的征象。但MRI-MDE与心电图相互关系的新证据表明，在排除右心室肥大、完全性右束支阻滞或预激综合征等影响QRS波形态的因素后，在急性冠脉综合征发展过程中，V1导联出现高R波提示侧壁心肌梗死，并且梗死面积通常更大、透壁程度更深。

（1）耳片应力集中系数随耳孔直径增大而减小。当t/D＜0.5时，可忽略厚度对耳片应力集中系数的影响；当t/D≥0.5时，耳片应力集中系数随耳片厚度增加而增大，且双耳应力集中情况要比单耳严重。

（2）耳片拉伸载荷系数Neuber修正计算方法适用于所有结构材料，是现有设计方法的有效补充，且修正之后的计算结果更加精确，可用于工程实践。

参考文献

[1]《航空发动机设计手册》总编委会.航空发动机设计手册：第17分册[M].北京：航空工业出版社，2001. Chief Editing Organization of Aeroengine Design Handbook. Aeroengine design handbook： 17th volume [M]. Beijing： Aviation Industry Press， 2001. （in Chinese）

[2]《飞机设计手册》总编委会.飞机设计手册：第9分册[M].北京：航空工业出版社，2001. Chief Editing Organization of Aeroeplane Design Handbook. Aeroplane design handbook： 9th volume [M].Beijing： Aviation Industry Press， 2001.（in Chinese）

[3]Michael C Y. Airframe stress analysis and sizing[M]. 2nd ed. Hong Kong：Hong Kong Conmilit Press Ltd.， 1999： 321-343.

[4]Bruhn E F. Analysis and design of flight vehicles structure[M]. Indianapolis：Jacobs Publishing，Inc.， 1973.

[5]Neuber H. Theory of stress concentration for shear-strained prismatical bodies with arbitrary non linear stress strain law [J]. Apply Mechanics， 1961（28）：544-551.

[6]姚卫星.结构疲劳寿命分析[M].北京：国防工业出版社，2003. Yao Weixing. Fatigue life prediction of structures[M]. Beijing： National Defense Industry Press， 2003. （in Chinese）

[7]Ramberg W， Osgood W R. Description of stress strain curves by three parameters[R]. Washington D. C.： National Advisory Committee for Aeronautics， 1943.

[8]Federal Aviation Administration. Metallic materials properties development and standardization[S]. 2011.

[9]Department of Defense. （Military handbook-5H） Metallic materials and elements for aerospace vehicle structures[S]. 1998.

[10]Walter D P， Deborah F. Peterson’s stress concentration factors[M].U. S.：John Wiley & Sons，Inc.， 2008.

[11]Engneering Sciences Data Unit. Stress concentration factors. axially loaded lugs with clearance-fit pins [R]. 1981.

[12]伍黎明，何宇廷.轴向拉伸载荷作用下耳片厚度对应力集中系数的影响[J].航空精密制造技术，2009，45（5）：39-42. Wu Liming， He Yuting. Thickness effect on stress concentration factor of lugs under axial tension loads[J]. Aviation Precision Manufacturing Technology， 2009， 45（5）： 39-42. （in Chinese）

[13]中国民用航空局.中国民用航空规章：第25部[S].北京：中国民用航空局，2010. Civil Aviation Administration of China. China civil aviation regulation： part 25[S].Beijing： Civil Aviation Administration of China，2010. （in Chinese）

[14]Federal Aviation Administration. Airworthiness standards： transport category airplanes[S]. Washington D. C.： Federal Aviation Administration，Department of Transportation，2003.

[15]陈秀华，匡国强，汪海，等.飞机平尾升降舵接头耳片承载能力分析与试验[J].计算机辅助工程，2009，18（1）：18-21.

Chen Xiuhua， Kuang Guoqiang， Wang Hai， et al.Test and analysis on load bearing capability of hinge lug of aircraft horizontal stabilizer elevator[J].Computer Aided Engineering， 2009， 18（1）： 18-21. （in Chinese）