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(duì)車輪底部摩擦力和車身對(duì)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(duì)新、老前橋結(jié)構(gòu)做靜強(qiáng)度對(duì)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(jiǎn)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(duì)實(shí)際的三維圖進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化。本文采用插秧機(jī)研究所提供的物理模型，對(duì)前橋的簡(jiǎn)化進(jìn)行了面拓?fù)?，刪除非重點(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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)老前橋較差。

表3 新老前橋整體位移對(duì)比

3.2 各零部件應(yīng)力靜力學(xué)分析結(jié)果對(duì)比

對(duì)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(duì)比

對(duì)于脆性材料，宜用最大拉應(yīng)力來評(píng)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(cè)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(duì)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(duì)于塑性材料，宜用第三強(qiáng)度理論來評(píng)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(duì)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(yǔ)

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。