正交試驗的案例
基于正交試驗的液冷板散熱性能的研究
圖5 散熱性能單因素影響分析
4 基于正交實驗法的流道結構參數對溫度的影響分析
通過上文單因素影響分析，可以發現肋片間距、厚度、進口流量都影響著冷板的散熱性能。實際應用中，如果流道結構參數設計得不好，很有可能會影響元器件的正常工作。針對以上問題，利用正交試驗[8,9]求解出肋片的最佳組合尺寸。本次試驗從上文單因素分析結果中選取了3個水平，如表1所示。
表1 影響因素水平表
查詢L9(34）正交試驗表來安排三因素三水平的試驗方案，如表2所示。表中含有9組不同的小通道結構參數尺寸組合，分別建立9種不同的冷板三維模型并進行熱仿真分析，得出的冷板表面最高溫度如表2最后一列所示。
表2 試驗方案和結果
由表2數據可以發現，肋片間距L的三水平各自所對應的平均數K1、K2、K3并不相等，說明L因素能影響冷板的試驗結果。根據K2<K3<K1，可以判斷L2是L因素的優水平。同樣，D2、Q3分別是D、Q的優水平。R是各列因素的極差。根據RQ>RD>RL，可以判定進口流量最能影響冷板的散熱性能，而肋片間距影響最小。
結合以上試驗結果分析，最終冷板流道尺寸定為：主流道寬為8 mm，高為4 mm，肋片間距為3 mm，厚度為2.5 mm，長度為110 mm，進口流量為3 L/min。重新建立冷板三維模型，進行仿真數值計算，結果如圖6所示，優化后的冷板表面溫度有所降低。
5 結論
利用ICEPAK仿真軟件，模擬分析了小通道冷板和普通S型流道冷板的散熱情況和壓降損失。同時又分別研究了小通道肋片間距、厚度及進口流量對冷板表面溫度、流道壓降的影響，結論如下：
圖6 優化后的冷板溫度云圖
1）在流道橫截面積相等的條件下，小通道冷板表面最高溫度降低了10%，其散熱性能明顯優于普通S型流道冷板。
展開 “正交試驗設計+數值模擬”求極值/優化解
正交試驗設計是一種多因素試驗方法，我們可以采用這一方法進行數值試驗，計算圖1轉角為0.1rad時構件的力（無量處理為Ω
0.1
=V
0.1
/V
y）
；并評估使得這個力最大時構件幾何參數以及最大力的數值。
選擇板厚
t
w
，高度h
w
，構件長度e，翼板寬度b
f
，腹板厚度tf作為重點研究的指標。選取正交表L16 (4^5)，其中“5”代表有5個參數，“4”代表每個參數取四個參數水平，“16”代表按照正交表只需要進行16次計算分析，就能得到近似極值的參數組合。(如果每個參數取4各水平for循環一下，那就是4×4×4×4×4=1024次，16 vs. 1024 ，呵呵~）
例如本例可以通過有限元分析得到16個正交組合參數情況下的構件極限力，如表1所示。
表1 Parameters and FE analysis results of orthogonal test
值得注意是，每個因素（t
w
，h
w
，e，b
f
，
t
f
）在表1中均出現了4次。例如t
w
=8mm（level-1）在的列中出現了4次，h
w=
500mm (level-2)在hw所在列中出現了4次。如果我們定義T
level1
是這level-1對應四次仿真結果的和，那么可以計算這四次的平均結果為m
level1
=(
Tlevel1
)/4。
展開 某曲軸多楔輪旋壓成形工藝研究
圖4 第2 道次等效應力分布圖
正交試驗設計與結果分析
根據正交試驗的基本步驟，先確定試驗目的及試驗指標，再確定試驗因素和水平來完成正交試驗的設計。在多楔輪旋壓成形過程中，工件與旋輪接觸面積較大時，旋輪在進給過程中會承受較大的徑向載荷，過大的載荷會增加旋輪的磨損以及設備的耗能，同時在第2 道次旋平過程中，在旋輪的徑向進給下完成對法蘭的初步聚料，對后續法蘭完整成形有重要影響，因此本次正交試驗選擇最大徑向載荷以及法蘭填充程度為試驗指標。
在曲軸多楔輪旋壓成形過程中，影響多楔輪旋壓成形質量的因素有很多，例如芯模轉速影響工件表面質量，若芯模轉速過大可能導致設備振動劇烈而影響成形質量。旋輪進給速度影響工件等效應力分布及成形完整度，合理的旋輪進給速度能改善工件等效應力分布同時保證法蘭充填程度。此外，摩擦系數也對金屬流動和法蘭充填程度有著重要影響。
根據以上分析，結合旋壓技術手冊并基于實際生產經驗，選擇芯模轉速、旋輪進給速度和摩擦系數為多楔輪旋壓成形中的主要研究參數，其中，旋輪進給速度為2 ～6mm/s，芯模轉速為200 ～400r/min，摩擦系數為0.05 ～0.2。以第2 道次旋壓成形過程中旋輪徑向進給速度、摩擦系數、芯模轉速為自變量，以最大徑向載荷和法蘭填充程度為目標函數，制定3因素3 水平正交試驗表。
根據正交試驗方案對第2 道次旋壓成形進行9 次有限元模擬，獲得正交試驗因素和試驗指標——最大徑向載荷以及法蘭填充程度的結果見表2。
表2 正交試驗結果表
采用極差法來進行正交試驗分析，由于本次正交試驗有兩個試驗指標：最大徑向載荷和法蘭填充程度，因此屬于多指標正交試驗極差分析，其分析結果如表3 所示。
展開 基于Moldex3D可降解國際象棋的注塑仿真模擬
圖1 0 翹曲結果分析 、
3 基于Moldex3D的正交試驗
3.1 正交試驗設計
正交試驗是一種多因素多水平的試驗設計方法，所選的數據具備分散均勻、整齊可比的特點，對于科學研究來說正交試驗是高效而經濟的設計方法[14,15,16]。基于初始分析結果，發現棋子的表面存在較嚴重的凹痕和翹曲變形，影響制品的外觀質量。為了得到表面質量良好的制品，根據凹痕和翹曲的影響因素，調整保壓時間、最大保壓壓力百分數和冷卻時間，設計一個三因素三水平的正交試驗，具體列于表1。因為初始分析時設定的最大保壓壓力百分數為49.3%，也就是保壓壓力為83.81 MPa，壓力值過小，導致凹痕位移較嚴重，所以正交試驗中將最大保壓壓力百分數提高到69.9%～77%左右，避免實驗范圍過大。
表1 正交試驗因素與水平
3.2 凹痕位移和翹曲總位移極差分析
對于體積小的產品來說，表面凹痕位移大于0.06 mm是比較明顯的缺陷，嚴重影響制品性能。表2為正交試驗的結果，發現增大保壓時間和最大保壓壓力百分數后，凹痕位移顯著下降，最小達到0.043 mm，說明優化效果顯著。表3為凹痕位移極差分析。由表3知，三個因子的極差R大小順序分別為R (B)>R (A)>R (C)，這說明B (最大保壓壓力百分數)對凹痕位移的影響最大，C (冷卻時間)的影響最小，最優組合為A3B3C1，即當保壓時間30 s、最大保壓壓力百分數為77%、冷卻時間為10 s時，產品的凹痕位移最小。
表2 凹痕位移和翹曲總位移正交試驗結果
表3 凹痕位移極差分析
表4為翹曲總位移極差分析。正交試驗結果顯示，最佳組合為A3B2C3或A3B3C3。由表4可知，3個因子的極差R大小順序分別為R (A)>R (C)>R(B)，說明因子A對翹曲總位移的影響最大，B對翹曲總位移的影響最小。
展開 
推進劑貯箱金屬膜片的變形模擬與參數分析
而基于正交試驗設計原理，能夠通過少數次數值模擬來分析金屬膜片各參數的小范圍波動對貯箱性能指標(貯箱推進劑排空率和膜片偏心程度)的影響程度。
3.1 金屬膜片的正交試驗方案設計
根據因素和水平劃分分析，宜采用7因素2水平正交表設計試驗，水平值選取參數值±1%的波動，所選取的參數以及由此形成的L8(27)正交試驗表見表1。
3.2 正交試驗結果分析
通過非線性有限元軟件MSC.MARC計算所得到的各指標數據結果見表2。
值得說明的是，由于未在外部貯箱殼體處對膜片進行位移約束，所以貯箱的排出量和推進劑排空率要比實際情況大一些，也就出現了表中試驗號為2、5、7、8的試驗結果中，貯箱推進劑排空率略大于1的情況。但試驗數據對參數的極差分析和方差分析所具有的參考意義不會受到較大影響。
4 正交試驗結果分析
4.1 因子水平的極差分析
把表2中各參數在不同水平下試驗結果之和的最大值和最小值相減，就得到了因子水平的極差。極差大小反映了參數對貯箱指標影響的大小。為考慮各參數對指標結果影響的正負相關性，得到改進后的極差圖見圖4。
通過因子的極差分析得出，厚度、公切線錐角和外載對推進劑排空率的影響尤為顯著，貯箱排空率隨著外載和公切線錐角的增大而增大，隨著厚度的增大而減小。
預彎邊半徑、公切線錐角、圓弧段半徑對膜片頂點橫向位移的影響尤為顯著，膜片頂點橫向位移隨著公切線錐角和公切線長的增大而增大，隨著預彎邊半徑、圓弧段半徑、彈性模量和外載的增大而減小。
展開 基于ABAQUS的鎢鉬合金銑削加工參數優化仿真及驗證
圖4 銑削模擬結果
3仿真正交試驗
3.1 試驗設計
本試驗主要研究在銑削鎢鉬合金過程中切削速度vc、背吃刀量ap和每齒進給量fz對切削力、切削溫度的影響，因此設置三因素四水平正交表（見表5），即以vc、ap和fz為自變量。令切削寬度ae＝1mm，最小切削力F 和最低切削溫度T 為響應量[6]。根據正交試驗表選擇原則，采用L16正交表，試驗安排及結果見表6。
表5 正交因素與水平
表6 正交試驗結果
3.2 有限元模擬結果分析
針對正交試驗結果采用極差R 法分析，極差是指各水平指標對應的最大值與最小值之差。極差分析法簡稱R 法，是分析正交試驗結果最常用的方法，此法包含計算和判斷兩模塊，可以求出試驗因素的主次、優水平和因素最優組合[7]。R 法的原理是通過計算各列數值的極差進行對比，極差越大，就證明該因素對結果的影響程度越大，則為主因素，再通過直觀分析法對結果進行分析。以最小切削力F為指標，試驗結果分析見表7，表中K1、K2、K3和K4分別為各影響因素每個水平下試驗結果的和，k1、k2、k3和k4分別為對應的平均值。
表7 指標F 試驗結果分析 （單位：N）
從表7可得出結論：背吃刀量和每齒進給量對切削力影響較大，影響主次為B＞C＞A，故指標F優選方案為B1C2A2，即切削速度vc為60m/s，每齒進給量fz為0.16mm/z，背吃刀量ap為2mm。以最低切削溫度T為指標，試驗結果分析見表8。
展開 基于ABAQUS的鎢鉬合金銑削加工參數優化仿真及驗證
圖4 銑削模擬結果
仿真正交試驗
3
3.1 試驗設計
本試驗主要研究在銑削鎢鉬合金過程中切削速度vc、背吃刀量ap和每齒進給量fz對切削力、切削溫度的影響，因此設置三因素四水平正交表（見表5），即以vc、ap和fz為自變量。令切削寬度ae＝1mm，最小切削力F 和最低切削溫度T 為響應量[6]。根據正交試驗表選擇原則，采用L16正交表，試驗安排及結果見表6。
表5 正交因素與水平
表6 正交試驗結果
3.2 有限元模擬結果分析
針對正交試驗結果采用極差R 法分析，極差是指各水平指標對應的最大值與最小值之差。極差分析法簡稱R 法，是分析正交試驗結果最常用的方法，此法包含計算和判斷兩模塊，可以求出試驗因素的主次、優水平和因素最優組合[7]
。R 法的原理是通過計算各列數值的極差進行對比，極差越大，就證明該因素對結果的影響程度越大，則為主因素，再通過直觀分析法對結果進行分析。以最小切削力F為指標，試驗結果分析見表7，表中K1、K2、K3和K4分別為各影響因素每個水平下試驗結果的和，k1、k2、k3和k4分別為對應的平均值。
表7 指標F 試驗結果分析 （單位：N）
從表7可得出結論：背吃刀量和每齒進給量對切削力影響較大，影響主次為B＞C＞A，故指標F優選方案為B1C2A2，即切削速度vc為60m/s，每齒進給量fz為0.16mm/z，背吃刀量ap為2mm。以最低切削溫度T為指標，試驗結果分析見表8。
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展開 技術研究｜阻燃產品PP材料缺口沖擊強度測試結果穩定性研究
在注塑過程中，由于在同一個注塑機臺有不同類別種類的產品進行制樣，注塑工藝切換頻繁，所以需要通過正交試驗對注塑工藝進行分析，探究注塑工藝參數對該產品沖擊強度測試結果的影響。
2、分析過程
主要考察五個注塑工藝參數，分別是注塑溫度（A）、注射壓力（B）、保壓壓力（C）、保壓流量（D）和保壓時間（E），采用正交試驗法，每個因素取四個水平，根據正交表L16（45）進行正交實驗設計，見表1。
表1 正交試驗因素水平表
各試驗因素對沖擊強度影響程度：注塑溫度＞保壓時間＞射膠壓力＞保壓壓力＞保壓流量，各試驗因素對應的各水平對沖擊強度影響趨勢見圖1。圖1可知，沖擊強度受注塑溫度（A）影響最大，其均值極差偏差為7.12%，單值極差偏差為20.78%，在注塑溫度為210°C時沖擊強度最優，但注塑溫度為230°C時沖擊強度出現顯著下降，即高溫下阻燃劑的不穩定性對沖擊強度產生較大的影響。其次為保壓時間，保壓時間越長，其沖擊強度越大。
圖1 各因素與沖擊強度的關系圖
3、分析結果
通過試驗可知，某阻燃產品PP沖擊強度受注塑溫度和保壓時間影響較大，要保證測試結果穩定性，注塑溫度和保壓時間控制最為關鍵。
展開 不等截面零件的感應透熱淬火工藝技術
1.試驗零件的材料及方法
（1）材料
刮板材料為40Mn2，其主要化學成分見表1，鍛造后經850℃正火處理。
表1 試驗零件的主要化學成分（質量分數，%）
C
Si
Mn
S
P
0.4
0.28
1.56
0.02
0.02
（2）試驗及檢測設備
感應加熱電源使用KGPS-350可控硅中頻電源，額定功率為350kW。自制仿形感應器、淬火噴淋器和送料機構。感應器和刮板的形狀見圖
1，噴淋器的結構見圖2。當送料機構把刮板運送到感應線圈后開始加熱（圖1），加熱完成后，送料機構再把刮板送到噴淋器淬火（圖2），在噴淋器內的淬火是分段淬火的，噴淋器相對于刮板的端頭和中段的內腔是隔開的，分別由兩個泵控制其流量及噴淋時間。
刮板的斧頭要求有高耐磨性，要求硬度≥HRC40。而中段則要求具有良好韌性和強度，在受到沖擊力的作用下不發生脆性脆斷裂，因此除了刮板加熱功率、加熱時間外，還要研究中段淬火冷卻時間。進行壓彎試驗，測試其撓度能否滿足設計圖紙要求。
根據感應加熱的特點和零件的性能要求，斧頭噴淋冷卻時統一，加熱頻率為2000Hz，主要研究的工藝參數為：輸出功率、加熱時間、噴淋時間（中間段），采用L9(33)正交試驗法進行感應透熱熱處理試驗。用手持式里氏硬度計檢測刮板斧頭硬度，使用萬能試驗機進行抗彎試驗，加載力560kN，要求撓度≤20mm。
2.試驗結果
（1） 感應透熱淬火正交試驗和壓彎結果
刮板感應透熱淬火正交試驗因素水平、正交試驗安排及結果如表2所列。
展開 陳海生團隊：跨聲速軸流壓縮機動靜葉彎參數耦合關系
圖3 NASA Stage35數值結果與實驗結果對比
2 正交試驗設計
本文主要研究動靜葉彎參數的耦合關系，而定義彎葉片的主要參數有彎角、彎高，因此選取動葉彎角(
α
1)、動葉彎高(
c
1)、靜葉彎角(
α
2)、靜葉彎高(
c
2)作為試驗因素，每個因素根據文獻和經驗，分別選取7個水平，見表2。根據試驗因素與試驗水平選取L49(7
4)正交表，正交試驗方案見表3，其中直葉片的因素組合為模型25。以NASA Stage35為原型，根據正交試驗表采用AutoBlade進行參數化建模。
表2 正交因素水平表
表3 正交試驗方案
將軸流壓縮機運用在CAES系統中，需要較大的失速裕度(SM)，但也需要兼顧壓比與效率。因此選取失速裕度增量(SMI)、峰值效率增量(EI)、最大壓比增量(PI)作為優化目標。本文將研究4個試驗參數對這3個優化目標的影響大小，在盡可能提高SM的前提下，減少峰值效率與最大壓比的降低。SM、SMI、EI、PI的計算式如式(1)～(4)所示。
展開 
基于HyperWorks的一種懸臂類鋁型材的有限元模擬研究1
圖1 本研究的擠壓模具
2 試驗方案分析
本研究的影響因素有3個(擠壓型材的厚度、擠壓型材的寬度、擠壓模具的厚度)，通過3因素4水平正交試驗方案進行設計和確定，如表1、表2所示。試驗假設鋁型材的厚度為T，鋁型材的寬度為L、懸臂類鋁型材擠壓模具的高度H，如圖2、圖3所示。對3因素4水平的試驗來說，常規的全部試驗是要進行64次試驗，次數相當多。本設計采取正交設計的方法進行試驗，正交試驗設計能均勻地挑選出代表性強的少數試驗方案，由少數的試驗結果推出較優的方案，試驗次數減少且能確保試驗的可靠性，這樣試驗次數降至16次。下面對本次試驗方案進行設計和確定。
表1 因素水平
表2 本研究正交設計L16(43)對應試驗組合
圖2 型材截面
圖3 擠壓模具高度示意
文章來源：現代信息科技
展開 1月6日項目懸賞
然后，需要進行正交試驗設計，設計3因素（退火溫度、保溫時間、冷卻速度），4水平（4組數據），然后進行正交試驗組合設計，列表4×4=16組實驗，得到最終的殘余應力值的模擬結果，然后進行比較，選取最合理的工藝參數。 或者不用正交實驗設計分析處理數據，采用MATLAB遺傳算法（含BP神經網絡）的方法去優化得到一個最優的殘余應力值，所對應的熱處理工藝參數（溫度、時間、速度）。 然后，把上述分析得到的最優模擬參數組合，帶入SIMUFACT進行模擬，得到優化的模擬結果，與冷鐓結束、熱處理原始工藝參數方案的殘余應力值分別做圖、表對比。 接著，做試驗用X射線衍射儀測殘余應力實際值，熱處理前、后、優化后進行對比，并與仿真結果對比。 最后，再做一下金相實驗，觀察金相組織圖，算晶粒度，三組對比。看看熱處理消除殘余應力、細化晶粒組織的效果如何，熱處理優化方案結果如何。 再做一下拉伸試驗、硬度實驗等，測量破壞扭矩、轉動扭矩、剪切強度、保證載荷等力學參數性能達標與否。
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Nastran的復合材料層合板穩定性優化.pdf
