張艷林

(中國有色(沈陽)泵業(yè)有限公司，遼寧 沈陽 110144)

0 前言

傳統(tǒng)的隔膜泵下箱體強度裕度設(shè)計流程是：參照以往小噸位下箱體結(jié)構(gòu)特征，加大相關(guān)設(shè)計尺寸，通過強度校核計算和整機滿載運行試驗檢驗下箱體強度，傳統(tǒng)設(shè)計方法設(shè)計周期長，有時通過簡單的增大幾何尺寸不僅提高強度效果不明顯，還會造成材料浪費，較為有效的方法是通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化以較小的成本獲得合理的結(jié)構(gòu)，使之滿足強度使用要求。有限元分析是結(jié)構(gòu)強度分析及優(yōu)化設(shè)計成本相對較低、實現(xiàn)較為簡便的方法[1-2]。

傳統(tǒng)的下箱體強度有限元模擬是將下箱體作為一個整體進行分析，即不考慮軸承座與軸承壓蓋裝配關(guān)系和螺栓連接等不連續(xù)性對下箱體應(yīng)力計算結(jié)果的影響，這種方法雖然實現(xiàn)相對簡便，但結(jié)構(gòu)與實際有一定偏差，下箱體應(yīng)力計算結(jié)果準(zhǔn)確性無法保證，本文對下箱體進行強度有限元分析，考慮了下箱體軸承壓蓋和軸承座之間螺栓預(yù)緊和接觸非線性狀態(tài)，及軸承游隙等非線性因素，使下箱體仿真分析更接近于實際工況，獲得較為準(zhǔn)確的應(yīng)力計算結(jié)果，為下箱體結(jié)構(gòu)強度設(shè)計提供有效數(shù)據(jù)。主要研究內(nèi)容包括：(1)通過非線性有限元強度分析預(yù)測新結(jié)構(gòu)大噸位下箱體強度風(fēng)險位置；(2)研究下箱體四個軸承游隙對下箱體風(fēng)險位置處應(yīng)力的影響；(3)對下箱體最大應(yīng)力焊縫附近位置進行局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化，以期降低該處應(yīng)力水平，提高該處強度。

由于ADINA軟件[3]在結(jié)構(gòu)非線性分析的計算精度和計算效率方面具有較強的優(yōu)勢，深得同行專家的認(rèn)可。因此本文采用ADINA軟件進行分析。

1 下箱體裝配體分析

1.1 幾何模型

本文以某大型氧化鋁溶出隔膜泵項目中下箱體為研究對象，分析下箱體強度，為了考慮軸承游隙對下箱體強度影響，考慮曲軸與下箱體裝配問題，建立下箱體和曲軸裝配模型，如圖1所示。

圖1 曲軸和下箱體裝配模型

1.2 有限元模型

將曲軸和下箱體裝配體模型導(dǎo)入ADINA中，對曲軸和下箱體分別采用四節(jié)點四面體單元進行網(wǎng)格劃分，接觸面的網(wǎng)格應(yīng)當(dāng)劃分的相對規(guī)則，保證接觸非線性計算收斂性及計算結(jié)果合理性。曲軸材料為高強度合金鋼、下箱體材料為Q345B板材，下箱體板材的彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3，材料屈服極限為315 MPa[4]。建立的有限元模型如圖2所示。

圖2 下箱體有限元分析模型

曲軸和下箱體裝配體有限元分析的約束和載荷如下：下箱體除軸承壓蓋外結(jié)構(gòu)做成一個實體，軸承座與軸承壓蓋分開并在軸承座和軸承壓蓋之間建立面面接觸，軸承座與軸承壓蓋連接螺柱采用beam單元模擬，并施加相應(yīng)的螺柱預(yù)緊力，下箱體軸承座與曲軸之間建立面面接觸，軸承座1和軸承座4與曲軸之間接觸間隙為0.2 mm，軸承座2和軸承座3與曲軸之間接觸間隙為0.4 mm，接觸摩擦系數(shù)為0.15，在曲軸上施加工況活塞力，施加205T活塞力，載荷按照余弦分布力方式施加，在下箱體底面地角螺栓處施加Y、Z方向約束，前板靠近液力端與腔體聯(lián)接面施加X方向約束，邊界條件如圖2所示。

1.3 計算結(jié)果

通過計算得到下箱體關(guān)心位置的應(yīng)力結(jié)果及變形結(jié)果，下箱體的應(yīng)力云圖和變形云圖，如圖3～圖6所示。

將下箱體關(guān)心位置的應(yīng)力結(jié)果列入表1中。

圖3 第三軸承座與筋板連接處最大應(yīng)力

圖4 中間支撐板Φ60圓孔應(yīng)力

圖5 第三軸承座R130圓角應(yīng)力

圖6 下箱體整體變形云圖

表1 下箱體關(guān)心位置應(yīng)力結(jié)果

2 軸承游隙對下箱體強度影響

隔膜泵有四個軸承座用于支撐曲軸，軸承座與曲軸之間安裝軸承，軸承游隙是軸承固有屬性，不同軸承游隙可能對下箱體關(guān)心位置應(yīng)力產(chǎn)生影響，在第1節(jié)中，一、四支撐軸承游隙為0.2 mm，二、三支撐軸承游隙為0.4 mm(工況2)；本節(jié)又分析了一、四支撐軸承游隙為0 mm，二、三支撐軸承游隙為0.2 mm(工況1)；一、四支撐軸承游隙為0.2 mm，二、三支撐軸承游隙為0.6 mm(工況3)，分析模型及其他邊界條件保持不變，對下箱體四個軸承座軸承游隙大小對下箱體危險位置的應(yīng)力影響進行研究，為下箱體軸承選型及結(jié)構(gòu)設(shè)計提供指導(dǎo)。由于篇幅限制，這里對三種工況應(yīng)力和位移云圖結(jié)果不予列出，只將三種工況應(yīng)力結(jié)果統(tǒng)計如表2所示。

表2 軸承游隙對下箱體強度影響

3 下箱體局部結(jié)構(gòu)修改對下箱體強度的影響

圖7 原結(jié)構(gòu)與圓孔結(jié)構(gòu)對比圖

隔膜泵下箱體最大應(yīng)力位置通常在第三軸承座與上板連接處焊接位置，隨著隔膜泵動力端負載不斷增大，該處焊縫越容易發(fā)生由于強度不足導(dǎo)致的開裂事故，本節(jié)利用有限元分析手段，對下箱體最大應(yīng)力焊縫附近位置進行局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化，以期降低該處應(yīng)力水平，提高該處強度，結(jié)構(gòu)改進方法包括：(1)在最大應(yīng)力附近位置加工圓孔；(2)直角焊接改為圓角焊接；(3)修改上板與支撐座連接面積；(4)修改上板與支撐座連接角度。以下各小節(jié)分別列出了四種結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的應(yīng)力計算結(jié)果。

3.1 圓孔結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析結(jié)果(結(jié)構(gòu)1)

在下箱體原模型基礎(chǔ)上，在第三軸承座與上板連接位置附近，上板中加工Φ100 mm通孔，原結(jié)構(gòu)和加工孔結(jié)構(gòu)對比圖如圖7所示。

將圓孔結(jié)構(gòu)下箱體有限元模型導(dǎo)入ADINA軟件進行強度分析，獲得了下箱體應(yīng)力計算結(jié)果，應(yīng)力云圖及變形云圖如圖8所示。

圖8 下箱體應(yīng)力云圖及變形云圖

3.2 直角焊接改為倒R30 mm圓角(結(jié)構(gòu)2)

下箱體最大應(yīng)力位置在第三軸承座與上板連接焊縫處，軸承座與上板連接位置是直角連接，如圖9所示，將直角連接改為倒R30 mm圓角連接，以期緩解該處應(yīng)力集中，降低該處應(yīng)力，結(jié)構(gòu)修改前后模型對比示意圖如圖9所示。

將R30 mm過渡圓角結(jié)構(gòu)下箱體有限元模型導(dǎo)入ADINA軟件進行強度分析，獲得了下箱體應(yīng)力計算結(jié)果，應(yīng)力云圖及變形云圖如圖10所示。

圖9 原結(jié)構(gòu)和倒R30 mm圓角結(jié)構(gòu)

圖10 下箱體應(yīng)力云圖及變形云圖

3.3 調(diào)整上板與支撐座連接角度(結(jié)構(gòu)3)

下箱體原結(jié)構(gòu)上板是一塊水平板，上板與軸承座直接焊接相連，修改上板與軸承座連接角度，使上板平面通過軸承座圓心，以期降低連接部分應(yīng)力，調(diào)整前后模型對比如圖11所示。

將斜板連接結(jié)構(gòu)下箱體有限元模型導(dǎo)入ADINA軟件進行強度分析，獲得了下箱體應(yīng)力計算結(jié)果，應(yīng)力云圖及變形云圖如圖12所示。

圖11 原模型與斜板連接模型

3.4 減少上板與軸承座連接面積(結(jié)構(gòu)4)

下箱體上板與軸承座連接面包括正面焊接面和側(cè)面焊接面，考慮連接面多大會導(dǎo)致該部位局部剛度過大，造成應(yīng)力集中，將側(cè)面焊接面去掉，觀察下箱體應(yīng)力變化情況，調(diào)整前后模型對比如圖13所示。

將上板與軸承座減少焊接面積結(jié)構(gòu)下箱體有限元模型導(dǎo)入ADINA軟件進行強度分析，獲得了下箱體應(yīng)力計算結(jié)果，應(yīng)力云圖及變形云圖如圖14所示。

圖12 下箱體應(yīng)力云圖及變形云圖

3.5 結(jié)果分析

為了方便對結(jié)果進行對比分析，將原結(jié)構(gòu)和3.1節(jié)～3.4節(jié)下箱體修改結(jié)構(gòu)應(yīng)力計算結(jié)果，列入表3。

圖13 原模型與減少焊接面積模型

圖14 下箱體應(yīng)力云圖及變形云圖

表3 下箱體局部修改結(jié)構(gòu)對下箱體最大應(yīng)力的影響

注：上表中相對變化負值表示降低；正值表示增大。

從表3可以看出，結(jié)構(gòu)1相對原結(jié)構(gòu)應(yīng)力從62.308 MPa降低為46.541 MPa，應(yīng)力降低比例為25%，應(yīng)力降低較為明顯，說明圓孔能有效改善下箱體最大應(yīng)力部位強度；結(jié)構(gòu)2相對原結(jié)構(gòu)應(yīng)力降幅為5.2%，說明上板與軸承座直角連接改為圓角連接結(jié)構(gòu)有利于應(yīng)力降低但效果較??；結(jié)構(gòu)3和結(jié)構(gòu)4相對原結(jié)構(gòu)應(yīng)力有所提升，不利于下箱體強度改善。

4 結(jié)論

通過對大噸位下箱體強度風(fēng)險研究，獲得了下箱體強度危險位置的應(yīng)力和變形結(jié)果，分析所得的結(jié)果，可得到以下結(jié)論：

(1)隨著單臺隔膜泵輸送能力提高，隔膜泵動力端負載也逐漸增大，205噸隔膜泵動力端為全新設(shè)計的大噸位動力端，該動力端是公司目前最大噸位動力端，需要對動力端強度指標(biāo)進行研究和評審。本章采用非線性有限元分析的方法，對205噸隔膜泵下箱體進行強度分析，分析過程中考慮了軸承壓蓋和軸承座之間的接觸、螺栓連接預(yù)緊、軸承游隙等非線性因素，保證分析結(jié)果更符合實際工況，獲得了更為準(zhǔn)確的下箱體危險位置應(yīng)力和變形結(jié)果，為下箱體強度設(shè)計提供理論數(shù)據(jù)；

(2)從表2中應(yīng)力結(jié)果數(shù)據(jù)可以看出，工況1與工況2最大應(yīng)力數(shù)值相差不大，兩種工況有一個共同點，即兩側(cè)軸承游隙與中間軸承游隙之差是相同的0.2 mm，曲軸與軸承座接觸后，曲軸變形基本相同，導(dǎo)致下箱體變形也基本一致，因此，下箱體最大應(yīng)力相差不大；工況2與工況3的區(qū)別是兩側(cè)軸承游隙均為0.2 mm，中間軸承游隙分別為0.4 mm和0.6 mm，工況3曲軸與中間軸承接觸壓力要小于工況2曲軸與中間軸承接觸壓力，因此，相比工況2，工況3下箱體中間支撐變形量小，最大應(yīng)力位置點為第三軸承座與筋板連接處，使最大應(yīng)力有較明顯下降，由105.753 MPa降低為94.204 MPa。

通過分析，在不影響軸承使用性能前提下，適當(dāng)增大下箱體二、三軸承座處軸承游隙，有利于降低下箱體危險位置處的應(yīng)力水平，提高下箱體強度。

(3)對大噸位下箱體最大應(yīng)力焊縫位置附近結(jié)構(gòu)進行了四種局部結(jié)構(gòu)修改，研究了四種結(jié)構(gòu)局部修改對該處焊縫位置應(yīng)力的影響，分析結(jié)果顯示：在焊縫附近適當(dāng)位置開孔有利于降低焊縫處應(yīng)力，對下箱體其他部位應(yīng)力影響不大，有效降低了下箱體焊縫開裂的風(fēng)險；另外該焊縫位置直角過渡改為圓角過渡，也有利于降低焊縫處應(yīng)力，但增加了加工成本。