劉艷艷 閻軍朝

CAE是用計(jì)算機(jī)輔助求解復(fù)雜工程和產(chǎn)品結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、剛度、屈曲穩(wěn)定性、動(dòng)力響應(yīng)、熱傳導(dǎo)、三維多體接觸、彈塑性等力學(xué)性能的分析計(jì)算以及結(jié)構(gòu)性能的優(yōu)化設(shè)計(jì)等問題的一種近似數(shù)值分析方法。借助CAE作用，可以增加設(shè)計(jì)功能，確保產(chǎn)品設(shè)計(jì)的合理性，優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，降低材料消耗，減少設(shè)計(jì)成本。插秧機(jī)前橋在工作過程中主要承受地面對車輪底部摩擦力和車身對車輪的下壓力。本文用有限元分析軟件HyperMesh進(jìn)行網(wǎng)格前處理，用ANSYS軟件進(jìn)行計(jì)算及后處理，建立相同載荷作用下新、老前橋的有限元分析計(jì)算模型，針對新、老前橋結(jié)構(gòu)做靜強(qiáng)度對比計(jì)算，通過新、老前橋改進(jìn)前后受力狀態(tài)分析，判斷前橋改進(jìn)前、后的結(jié)構(gòu)優(yōu)劣，從而達(dá)到優(yōu)化的目的。

1 插秧機(jī)新老前橋的設(shè)計(jì)參數(shù)

表1為插秧機(jī)老前橋設(shè)計(jì)參數(shù)，表2為插秧機(jī)新前橋設(shè)計(jì)參數(shù)。

2 分析過程及建模

2.1 幾何簡化及網(wǎng)格劃分

為提高網(wǎng)格質(zhì)量，保證分析精度，減少分析時(shí)間，在有限元分析中一般都需要對實(shí)際的三維圖進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮喕?。本文采用插秧機(jī)研究所提供的物理模型，對前橋的簡化進(jìn)行了面拓?fù)洌瑒h除非重點(diǎn)部位的小圓角和小倒角等。用HyperMesh劃分前橋的網(wǎng)格，單元類型選擇以四面體為主。在應(yīng)力集中及接觸面位置細(xì)化網(wǎng)格，以保證分析精度。

表1 插秧機(jī)老前橋設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 插秧機(jī)新前橋設(shè)計(jì)參數(shù)

2.2 載荷和邊界條件

對于本文所分析的插秧機(jī)，需要考慮的載荷和邊界條件有：

輪胎作用到殼體上的支撐力（垂直于輪胎面向上）：

地面?zhèn)鬟f給輪胎的驅(qū)動(dòng)力（沿輪胎切線方向指向插秧機(jī)前進(jìn)方向）：

殼體右端面固定。由于殼體右端面與主機(jī)部分采用螺栓連接，主機(jī)部分剛性較大，可假設(shè)此端面在受力瞬間作為固定端。

2.3 建立有限元模型

在HyperMesh中按前面所述設(shè)定載荷和邊界條件建立有限元模型。圖1～圖4分別為新老前橋三維模型和CAE分析數(shù)值模型。

圖1 老前橋三維模型

圖2 新前橋三維模型

圖3 老前橋CAE分析數(shù)值模型

圖4 新前橋CAE分析數(shù)值模型

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 整體應(yīng)力及應(yīng)變靜力學(xué)分析結(jié)果對比

圖5～圖8分別為新、老前橋整體應(yīng)力和位移云圖。

圖5 老前橋整體等效應(yīng)力云圖

表3為新老前橋整體位移對比。從表3可知，老前橋整體位移位δold= 1.16 mm，新前橋的整體位移δnew= 4.25 mm，新前橋最大位移增加百分率為：

圖6 新前橋整體等效應(yīng)力云圖

圖7 老前橋整體位移云圖

圖8 新前橋整體位移云圖

與老前橋相比，新前橋最大位移增大2.66倍，新前橋整體位移較大，剛度相對老前橋較差。

表3 新老前橋整體位移對比

3.2 各零部件應(yīng)力靜力學(xué)分析結(jié)果對比

對前橋殼體（QT600-3）、連接輪胎殼體（QT450-10）、連接軸套（20CrMnTi）等處進(jìn)行靜力學(xué)分析。

3.2.1 前橋殼體（QT600-3）應(yīng)力靜力學(xué)分析結(jié)果對比

對于脆性材料，宜用最大拉應(yīng)力來評價(jià)其強(qiáng)度。圖9～圖14為結(jié)構(gòu)在靜態(tài)載荷作用下的Von_Mises應(yīng)力云圖。從云圖中可得到前橋殼體上拉壓應(yīng)力數(shù)值，數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 新老前橋殼體最大主應(yīng)力

老前橋最大主應(yīng)力δoldmax= 247.9 MPa，新前橋最大主應(yīng)力δnewmax= 267.9 MPa，新前橋最大主應(yīng)力增加百分率為：

由于新前橋輪胎中心比老前橋增加35 mm，故新前橋最大應(yīng)力比老前橋增加了8%。

根據(jù)前橋殼體材料可知，QT600-3材料的屈服強(qiáng)度為σ0.2= 600 MPa，抗拉強(qiáng)度為σb= 370 MPa，則新殼體靜強(qiáng)度安全系數(shù)為：

監(jiān)測麻醉前（T0）、手術(shù)開始即刻（T1）、手術(shù) 15 min(T2)、30 min(T3)、40 min(T4)、50 min(T5)、60 min(T6)的末梢血血糖值及撓動(dòng)脈血?dú)庋c值，嚴(yán)密觀察患者有無水中毒臨床癥狀出現(xiàn)。

3.2.2 連接輪胎殼體（QT450-10）應(yīng)力靜力學(xué)分析結(jié)果對比

圖9 老前橋殼體等效應(yīng)力云圖

圖10 新前橋殼體等效應(yīng)力云圖

圖11 老前橋殼體端面過渡處等效應(yīng)力云圖

圖12 新前橋殼體端面過渡處等效應(yīng)力云圖

圖13 老前橋殼體下端過渡處等效應(yīng)力云圖

圖14 新前橋殼體下端過渡處等效應(yīng)力云圖

對于塑性材料，宜用第三強(qiáng)度理論來評價(jià)其強(qiáng)度，圖15～圖18為結(jié)構(gòu)在靜態(tài)載荷作用下的Von_Mises應(yīng)力云圖。從云圖中可得到前橋連接輪胎殼體上等效應(yīng)力數(shù)值，數(shù)據(jù)如表5所示。

表5 新老前橋連接輪胎殼體最大Von_Mises應(yīng)力

從表5可知，老前橋最大Von_Mises應(yīng)力δoldmax= 33 MPa，新前橋最大Von_Mises應(yīng)力δnewmax= 200 MPa，新前橋最大Von_Mises應(yīng)力增加百分率為：

由于新前橋與老前橋?qū)τ谳S套的連接方式發(fā)生改變，使新前橋軸套連接位置發(fā)生較大的應(yīng)力集中，應(yīng)力值增加5.06倍。

圖15 老前橋連接輪胎殼體等效應(yīng)力云圖

圖16 新前橋連接輪胎殼體等效應(yīng)力云圖

圖17 老前橋連接輪胎殼體與軸套連接處局部等效應(yīng)力云圖

圖18 新前橋連接輪胎殼體與軸套連接處局部等效應(yīng)力云圖

根據(jù)前橋殼體材料可知，QT450-10材料的屈服強(qiáng)度為σs= 450 MPa，抗拉強(qiáng)度為σb= 310 MPa，則新殼體靜強(qiáng)度安全系數(shù)為：

3.2.3 連接軸套（20CrMnTi）應(yīng)力靜力學(xué)分析結(jié)果對比

表6 新老前橋連接軸套上最大Von_Mises應(yīng)力

從表6可知，老前橋最大Von_Mises應(yīng)力δoldmax= 52 MPa，新前橋最大Von_Mises應(yīng)力δnewmax= 324 MPa，新前橋最大Von_Mises應(yīng)力增加百分率為：

圖19 老前橋連接軸套等效應(yīng)力云圖

圖20 新前橋連接軸套等效應(yīng)力云圖

由于新前橋與軸套的連接方式發(fā)生改變，使新前橋軸套在連接位置發(fā)生較大的應(yīng)力集中，應(yīng)力值增加5.23倍。

根據(jù)前橋軸套材料可知，20鋼材料的屈服強(qiáng)度為σs= 850 MPa，抗拉強(qiáng)度為σb= 1100 MPa，則新軸套靜強(qiáng)度安全系數(shù)為：

4 結(jié)語

通過CAE分析可知，新前橋結(jié)構(gòu)與老前橋結(jié)構(gòu)相比整體位移增加266%，在與軸套連接處應(yīng)力值也增加523%。新、老前橋在軸套連接處的結(jié)構(gòu)發(fā)生了較大的變化，新前橋的位移與應(yīng)力變大。從CAE分析可知，在軸套連接處采用老結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方式會(huì)減小此處應(yīng)力值。