外文文献翻译(后附原文)——一种踏板摩托车车架

C1 附件C ：译文

一种踏板摩托车车架结构

[54]发明名称

一种摩托车车架

[57]摘要

本发明公开一种摩托车车架，其中包括车头立管（32）、一对前管（41），上连接管（42）和下连接管（43）。其中，前管（41）两端都连接到车头立管（32）上，每一个前管（41）都有向下延伸部分（411）和弯曲部分（410）。容置空间（44）是由上下连接管（42,43）和一对前管的向下延伸部分（411）和弯曲部分（410）形成。 一对后管（51）两端分别连接到上管（41）的底部水平部分（412），加强单元（6）由一对加强杆（61）组成，且分别位于前管（41）和后管（51）交汇位置。

C2 技术领域

[0001] 本发明涉及到一种摩托车车架，且本发明摩托车具有更大的容置空间。 背景技术

[0002] 请参阅图1、图2所示，图2是台湾专利公布号1274695所揭示的踏板型摩托车，图1是摩托车车架侧视图，其车架包括主管单元（11）、一对侧梁（12）和连接杆（13）。其中，主管单元（11）包括车头立管（111）和车头立管支撑管（112），其中，车头立管（111）下方向后延伸至车头立管支撑管（112）上部，（113）。车头立管支撑管（112）上部（113）向下向后延伸至其下部（114）。

C3 [0003] 侧梁（12）分别位于车头立管支撑管（112）的左边和右边，每个侧梁（12）都有一个前段弯曲部分（121），前段弯曲部分（121）向后延伸至水平部分（122），水平部分（122）向后上方延伸至后段部分（123），前段部分（121）顶端和离其末端很远的车头立管支撑管（112）上半部分（113）外壳成为一个整体。

[0004] 连接杆（13） 连接至车头立管支撑管（112）下部（114）末端，并在侧梁（12）的水平段（122）间横向延伸连接侧梁（12）。 连接杆（13）和侧梁（12）间形成的容置空间（14）是油箱位置 (图中未示出).

[0005] 为提高车架强度，每个侧梁（12）都由弯曲单件分别形成前段（121）、水平段（122）和后段（123）。使车架呈光滑弯曲的曲线，该侧梁（12）弯曲部分的曲率半径不能太小。但是，曲率半径越大，弯曲部分的大小也相应增大。因此，摩托车外壳内部的弯曲部分所占用的空间增大，从而限制了用于安装摩托车部件的空间，如油箱，发动机等。因为侧梁（12）弯曲部分占据摩托车壳体内大部分空间，所以要减小油箱尺寸，因此，油箱容量就会下降。此外，由于车头立管支撑管（112）下部（114）向下延伸到摩托车2的搁脚板区域，其干扰了侧梁（12）之间的空间 ，使得侧梁间的容置空间（14）变的有限。

[0006] 图3是台湾专利公布号1274695的专利公开的另一款摩托车车架3，车架包括车头立管支撑管（8），它从车头立管(A)延伸到连接杆（C ），连接管（C

）两

端连接着侧梁（E）。和传统的摩托车车架1相比，车架3中由连接杆（C）和侧梁（E）形成的容置空间（F）更大。然而，由于连接杆（C）两端连接是侧梁（E）弯曲部分，所以容置空间（F）仍然受限。从另一方面来讲，因为车头立管支撑管（8）长度较长且只用作车架前段支撑结构，所以，所述摩托车车架3在驱动操作期间容易发生振动。

[0007] 因此，本发明的一个目的是提供一种具有相对大的容置空间的摩托车车架，可以减轻现有技术的上述缺点。

实用新型内容

[0008] 根据本发明，摩托车车架应该要适中，以便可以被有搁脚板的摩托车外壳覆盖其全部，包括主管部分，前管部分和后管部分。

[0009] 主管部分包括车头立管、车头立管支撑管，车头立管支撑管的顶端部分连接车头立管，其向下延伸到底端部分。

[0010] 侧梁前端部分包括一对隔开的前支撑管，他们都连接至车头立管支撑管，每一个前支撑管包含一个向下延伸部分、底端部分和弯曲部分，前者从车头立管支撑管向下延伸的，底端部分延伸到摩托车外壳的搁脚板，弯曲部分则位于下延部分和底端部分之间。侧梁前端包括上连接管和下连接管，它置于前支撑管下延部分之间，同时还连接车头立管支撑管底端，下连接管置于前支撑管底端部分之间，侧梁前端部分还包括由上下连接管和前支撑管弯曲部分和下延部分围成的容置空间。

[0011] 侧梁后端包括一对后支撑管，其分别连接到底端部分。每一个后支撑管都有向上延伸部分和一个延伸部分，上延部分是从前支撑管底端部分向上延伸的，而上延部分上方向后延伸形成延伸部分。

附图说明

本发明的其他特点和优点在以下参照附图优选实施方案的详细介绍中可以明显看出，其中，

图1 是台湾专利公布号1274695揭示的传统摩托车车架的侧视图。

图2 是图1车架的描述性视图。

图3是台湾专利公布号1274695;揭示的另一摩托车车架的描述性视图。

图4是根据目前发明，摩托车车架的首个优选实施的描述性视图。

图5是首个优选实施方案的侧视图。

图6是放大的局部剖视图，展示了首个最佳实施方案的车头立管支撑管。

C4

C5 图7是根据本发明，摩托车车架的第二个最佳实施方案的透视图。

图8是根据本发明，摩托车车架的第三个最佳实施方案的透视图。

具体实施方式

[0013] 在详细介绍本发明之前，应当指出的是，在整个公开附图内容中，类似的元件用相同的标记（数字或字母）表示。

[0014] 根据图4、图5、图6 ，本发明首个摩托车车架优选实施方案正好被摩托车外壳92覆盖，还有搁脚板部921，其中还包括主管部分3 、前侧框架单元4 、后侧框架单元5， 以及加强单元6。

[0015] 主管单元3包括车头立管31、车头立管支撑管32，车头立管支撑管32包括顶端321和底端322，顶端部分连接到车头立管31，顶端321向下延伸到底端322。在这个优选实施方案中，车头立管支撑管32横截面呈矩形，并且是由前左管和前右管323、324在中间连接在一起形成。前左管和前右管（323， 324）的中间分别具有一个焊接面（320），焊接面是平面，并分别面向左、右两个方向。[0016] 侧梁前端4包括一对隔开的前支撑管41连接到头车头立管支撑管32，更优选的实施方案是，侧梁前端4的前支撑管41 焊接到车头立管支撑管上。并且，每个前支撑管41都有下延部分411和底端部分412，且在下延部分411和底端部分412之间是弯曲部分410，其中，下延部分411是从车头立管支撑管32向下延伸的，底端部分412 正好适合延伸到摩托车外壳92的搁脚板部921 上。在此优选实施方案中，前支撑管41下延部分411末端分别焊接到前左管323和右管324中间部分的横截面320上。此外，侧梁前端部分4还包括上连接管42和下连接管43，其中，上连接管42连接到前支撑管41的下延部分411和车头立管支撑管32的底端部分322，下连接管43位于前置支撑41的底端部分412之间，并且上下连接管42、43和前支撑管41的下延部分411和弯曲部分410形成容置空间[0017] 更为优选的实施方案是，每个前支撑管41的底端部分412是线性水平的，并且具有搁脚板区域4121和向后部分4122，搁脚板部分4121连接到所述弯曲部分410，且其中 4121向后延伸形成向后部分4122.。下连接管43位于前支撑管41的脚踏部分4121，在此优选实施方案中，上连接管42位于前支撑管41底端部分412的脚踏本分4121和弯曲部分410上方，而且高于摩托车外壳92的脚踏部分921，下连接管43位于脚踏部分4121之间，且低于摩托车外壳92的脚踏部分921，且在侧梁向后部分之前5。因为上连接管42高于弯曲部分410和摩托车外壳92的脚踏部分921，头管支撑管32没有延伸到前支撑管41的脚踏部分4121，所以相对于图1所示的此上连接管缩短了。

[0018] 后侧梁单元5包括一对后支撑管51，其分别连接到所述底端部分，每个后支撑管51包括上延部分511和延伸部分512，上延部分511是从前支撑管41相应底端部分412向上延伸的，延伸部分512是从上延部分511开始继续向上向后方延伸形成的。在此优选实施中，每个后支撑管51的上延部分511连接到相应的前支撑管41的后端4122和脚踏部分4121的结合处。

[0019] 所述加强部分6包括：一对加强件61，通过焊接过程，把每个加强件61设置在的相应后支撑管51中的上延部分511的后方并和后支撑管51相应上延部分511和相应前支撑管41后部4122相互连接。加强件61不仅可以将加强摩托车

C6

车架的刚性，而且还能够支持发动机（未示出），也就是说，发动机可以悬在加强件部件61 上。

[0020] 图7是本发明中第二个优选实施方案，加强单元6包括一对吊板62，用来吊挂摩托车引擎。每个吊板62是通过后支撑管51的上延部分511和延伸部分512的结合处连接至相应的后支撑管51。与之类似的，吊板62不仅能加强摩托车车架的刚性，而且还能够支持发动机(未示出)。

译文原文出处：

[1]Ko,Shih-Chih.Motocycle frame[P].TW:13192193.4,14.5.2014.

C7

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外文文献及其翻译电子政务信息

外文文献及其翻译电子政务信息 1.政府信息化的含义？ 政府信息化是指：政府有效利用现代信息和通信技术，通过不同的信息服务设施，对政府的业务流程、组织结构、人员素质等诸方面进行优化、改造的过程。 2.广义和狭义的电子政务的定义？ 广义的电子政务是指：运用信息技术和通信技术实现党委、人大、政协、政府、司法机关、军队系统和企事业单位的行政管理活动。（电子党务、电子人大、电子政协） 狭义的电子政务是指：政府在其管理和服务职能中运用现代信息和通信技术，实现政府组织结构和工作流程的重组优化，超越时间、空间和部门分隔的制约，全方位的向社会提供优质规范、透明的服务，是政府管理手段的变革。 3.电子政务的组成部分？ ①：政府部门内部办公职能的电子化和网络化； ②：政府职能部门之间通过计算机网络实现有权限的实时互通的信息共享； ③：政府部门通过网络与公众和企业间开展双向的信息交流与策； 4．理解电子政务的发展动力？ ①：信息技术的快速发展； ②：政府自身改革与发展的需要； ③：信息化、民主化的社会需求的推动； 5.电子政务的应用模式？

模式有：1.政府对公务员的电子政务（G2E）； 2.政府间的电子政务（G2G）； 3.政府对企业的电子政务（G2B）； 4.政府对公众的电子政务（G2C）； 6.电子政务的功能？ ①：提高工作效率，降低办公成本； ②：加快部门整合，堵塞监管漏洞； ③：提高服务水平，便于公众的监督； ④：带动社会信息化发展； 7.我国电子政务发展存在的主要问题？ ①：政府公务员与社会公众对电子政务的认识不足； ②：电子政务发展缺乏整体规划和统一性标准； ③：电子政务管理体制改革远未到位； ④：电子政务整体应用水平还较低； ⑤：政府公务员的素质有待提高； ⑥：电子政务立法滞后； ⑦：对电子政务安全问题缺乏正确认识； 8.政府创新的含义和内容？ 含义：是指各级政府为适应公共管理与行政环境的需要，与时俱进的转变观念与职能，探索新的行政方法与途径，形成新的组织结

英文翻译与英文原文.陈--

翻译文献：INVESTIGATION ON DYNAMIC PERFORMANCE OF SLIDE UNIT IN MODULAR MACHINE TOOL （对组合机床滑台动态性能的调查报告） 文献作者：Peter Dransfield, 出处：Peter Dransfield, Hydraulic Control System-Design and Analysis of TheirDynamics, Springer-Verlag, 1981 翻译页数：p139—144 英文译文： 对组合机床滑台动态性能的调查报告 【摘要】这一张纸处理调查利用有束缚力的曲线图和状态空间分析法对组合机床滑台的滑动影响和运动平稳性问题进行分析与研究，从而建立了滑台的液压驱动系统一自调背压调速系统的动态数学模型。通过计算机数字仿真系统，分析了滑台产生滑动影响和运动不平稳的原因及主要影响因素。从那些中可以得出那样的结论，如果能合理地设计液压缸和自调背压调压阀的结构尺寸. 本文中所使用的符号如下： s1-流源，即调速阀出口流量； S el—滑台滑动摩擦力 R一滑台等效粘性摩擦系数： I1—滑台与油缸的质量 12—自调背压阀阀心质量 C1、c2—油缸无杆腔及有杆腔的液容； C2—自调背压阀弹簧柔度； R1, R2自调背压阀阻尼孔液阻， R9—自调背压阀阀口液阻 S e2—自调背压阀弹簧的初始预紧力； I4, I5—管路的等效液感 C5、C6—管路的等效液容： R5, R7-管路的等效液阻； V3, V4—油缸无杆腔及有杆腔内容积； P3, P4—油缸无杆腔及有杆腔的压力 F—滑台承受负载， V—滑台运动速度。本文采用功率键合图和状态空间分折法建立系统的运动数学模型，滑台的动态特性可以能得到显著改善。

外文翻译原文

204/JOURNAL OF BRIDGE ENGINEERING/AUGUST1999

JOURNAL OF BRIDGE ENGINEERING /AUGUST 1999/205 ends.The stress state in each cylindrical strip was determined from the total potential energy of a nonlinear arch model using the Rayleigh-Ritz method. It was emphasized that the membrane stresses in the com-pression region of the curved models were less than those predicted by linear theory and that there was an accompanying increase in ?ange resultant force.The maximum web bending stress was shown to occur at 0.20h from the compression ?ange for the simple support stiffness condition and 0.24h for the ?xed condition,where h is the height of the analytical panel.It was noted that 0.20h would be the optimum position for longitudinal stiffeners in curved girders,which is the same as for straight girders based on stability requirements.From the ?xed condition cases it was determined that there was no signi?cant change in the membrane stresses (from free to ?xed)but that there was a signi?cant effect on the web bend-ing stresses.Numerical results were generated for the reduc-tion in effective moment required to produce initial yield in the ?anges based on curvature and web slenderness for a panel aspect ratio of 1.0and a web-to-?ange area ratio of 2.0.From the results,a maximum reduction of about 13%was noted for a /R =0.167and about 8%for a /R =0.10(h /t w =150),both of which would correspond to extreme curvature,where a is the length of the analytical panel (modeling the distance be-tween transverse stiffeners)and R is the radius of curvature.To apply the parametric results to developing design criteria for practical curved girders,the de?ections and web bending stresses that would occur for girders with a curvature corre-sponding to the initial imperfection out-of-?atness limit of D /120was used.It was noted that,for a panel with an aspect ratio of 1.0,this would correspond to a curvature of a /R =0.067.The values of moment reduction using this approach were compared with those presented by Basler (Basler and Thurlimann 1961;Vincent 1969).Numerical results based on this limit were generated,and the following web-slenderness requirement was derived: 2 D 36,500a a =1?8.6?34 (1) ? ??? t R R F w ?y where D =unsupported distance between ?anges;and F y =yield stress in psi. An extension of this work was published a year later,when Culver et al.(1973)checked the accuracy of the isolated elas-tically supported cylindrical strips by treating the panel as a unit two-way shell rather than as individual strips.The ?ange/web boundaries were modeled as ?xed,and the boundaries at the transverse stiffeners were modeled as ?xed and simple.Longitudinal stiffeners were modeled with moments of inertias as multiples of the AASHO (Standard 1969)values for straight https://www.wendangku.net/doc/9a3233533.html,ing analytical results obtained for the slenderness required to limit the plate bending stresses in the curved panel to those of a ?at panel with the maximum allowed out-of-?atness (a /R =0.067)and with D /t w =330,the following equa-tion was developed for curved plate girder web slenderness with one longitudinal stiffener: D 46,000a a =1?2.9 ?2.2 (2) ? ? ? t R f R w ?b where the calculated bending stress,f b ,is in psi.It was further concluded that if longitudinal stiffeners are located in both the tension and compression regions,the reduction in D /t w will not be required.For the case of two stiffeners,web bending in both regions is reduced and the web slenderness could be de-signed as a straight girder panel.Eq.(1)is currently used in the ‘‘Load Factor Design’’portion of the Guide Speci?cations ,and (2)is used in the ‘‘Allowable Stress Design’’portion for girders stiffened with one longitudinal stiffener.This work was continued by Mariani et al.(1973),where the optimum trans-verse stiffener rigidity was determined analytically. During almost the same time,Abdel-Sayed (1973)studied the prebuckling and elastic buckling behavior of curved web panels and proposed approximate conservative equations for estimating the critical load under pure normal loading (stress),pure shear,and combined normal and shear loading.The linear theory of shells was used.The panel was simply supported along all four edges with no torsional rigidity of the ?anges provided.The transverse stiffeners were therefore assumed to be rigid in their directions (no strains could be developed along the edges of the panels).The Galerkin method was used to solve the governing differential equations,and minimum eigenvalues of the critical load were calculated and presented for a wide range of loading conditions (bedding,shear,and combined),aspect ratios,and curvatures.For all cases,it was demonstrated that the critical load is higher for curved panels over the comparable ?at panel and increases with an increase in curvature. In 1980,Daniels et al.summarized the Lehigh University ?ve-year experimental research program on the fatigue behav-ior of horizontally curved bridges and concluded that the slen-derness limits suggested by Culver were too severe.Equations for ‘‘Load Factor Design’’and for ‘‘Allowable Stress Design’’were developed (respectively)as D 36,500a =1?4?192(3)? ?t R F w ?y D 23,000a =1?4 ?170 (4) ? ? t R f w ?b The latter equation is currently used in the ‘‘Allowable Stress Design’’portion of the Guide Speci?cations for girders not stiffened longitudinally. Numerous analytical and experimental works on the subject have also been published by Japanese researchers since the end of the CURT project.Mikami and colleagues presented work in Japanese journals (Mikami et al.1980;Mikami and Furunishi 1981)and later in the ASCE Journal of Engineering Mechanics (Mikami and Furunishi 1984)on the nonlinear be-havior of cylindrical web panels under bending and combined bending and shear.They analyzed the cylindrical panels based on Washizu’s (1975)nonlinear theory of shells.The governing nonlinear differential equations were solved numerically by the ?nite-difference method.Simple support boundary condi-tions were assumed along the curved boundaries (top and bot-tom at the ?ange locations)and both simple and ?xed support conditions were used at the straight (vertical)boundaries.The large displacement behavior was demonstrated by Mi-kami and Furunishi for a range of geometric properties.Nu-merical values of the load,de?ection,membrane stress,bend-ing stress,and torsional stress were obtained,but no equations for design use were presented.Signi?cant conclusions include that:(1)the compressive membrane stress in the circumfer-ential direction decreases with an increase in curvature;(2)the panel under combined bending and shear exhibits a lower level of the circumferential membrane stress as compared with the panel under pure bending,and as a result,the bending moment carried by the web panel is reduced;and (3)the plate bending stress under combined bending and shear is larger than that under pure bending.No formulations or recommendations for direct design use were made. Kuranishi and Hiwatashi (1981,1983)used the ?nite-ele-ment method to demonstrate the elastic ?nite displacement be-havior of curved I-girder webs under bending using models with and without ?ange rigidities.Rotation was not allowed (?xed condition)about the vertical axis at the ends of the panel (transverse stiffener locations).Again,the nonlinear distribu-