4.4.2.施加一个模拟转速到托架上,经求解器求解,可求出发生冲击时扳轴反作用给冲击块的接触力;如果求出的力高于F,则适当降低模拟转速;如果求出的力值低于F,则适当提高模拟转速;直至求出的力值与F接近;表四是多次模拟的结果。 经试算,当模拟转速等于3700RPM时,冲击块受到扳轴的反作用力与F接近; 为了确保给托架施加模拟转速时,与真实的情况比较接近,还需要定义托架在0.1s的时间内被加载到3700RPM。 4.5.输出与LS-Dyna软件接口的K文件 由于此例只关心碰撞时刻的应力以及瞬间碰撞力,为降低计算规模可设定0.2s作为完整计算时间。在Hypermesh中输出与求解器接口的K文件。 5.有限元的求解和后处理 5.1.将Hypermesh中的K文件导入到LS-Dyna中求解 选择Ls-Dyna作为求解器,在LS-Dyna软件中读入专用的记录了冲击机构单元、边界条件等信息的K文件,根据控制命令进行运算求解生成结果文件 5.2.有限元模型的后处理,查看应力云图、接触力 在Hypermesh中读入求解结果文件d3plot和d3thdt),经后处理查看结果。 图5-1(初始方案:发生冲击时,冲击块的应力云图) 图5-1是发生冲击时,冲击块的应力云图,由图可知初始方案的冲击块应力最大的位置在R1.85、R25.5圆弧处,最大应力558MPa。 图5-2(初始方案:发生冲击时,冲击块的接触力时间历程图) 图5-2是发生冲击时,冲击块的接触力时间历程图,由图可知发生冲击时,冲击块收到扳轴的最大反作用力F=26800N;(就是前面试运算的力值)。 根据初始方案中R冲=9.3mm,可以推算出初始方案中的CAE模拟输出扭距 M=26800*9.3*2/1000=498N.m与在动态扭距测试仪上测试的动态扭距一致。 6.方案优化及对结果的影响 根据初始方案的冲击块应力云图,结合设计经验,优化了冲击块的内腔形状R25.5、R1.85处,形成了方案一,见图(6-1),R0.7增大到R1.2,R1.85增大到2.9,R25.5增大到R26.8;R1.85的中心距从29.5调整到29.8;R25.5的圆心距中心的距离从27.2调整到28.3。 为了增加扭距需要增加冲击块的重量,图(6-2)方案二是在方案一的基础上优化了冲击块的外形轮廓,将冲击块的外圆半径从R24增加到R25,4个圆弧倒角减小到R5,相关外形的角度也做了调整,在Pro/E中测算,方案二中冲击块的重量比初始方案增加11%。 图6-1(方案一:优化内腔形状)6-2(方案二:优化外形轮廓) 重复前面的有限元分析步骤,经Hypermesh前处理,输入同样的转速3700RPM后,通过LS-Dyna求解,再在Hypermesh中后处理,查看结果。 6-3(方案一:冲击块应力云图)6-4(方案二:冲击块应力云图) 从图6-3查看,方案一中冲击块的最大应力是399.8MPa,对比初始方案,冲击块的最大应力值下降了28.3%;从图6-4查看,方案二中冲击块的最大应力值是475MPa,对比方案一最大应力增加了18.8%,但仍然比初始方案的最大应力小14.8%。 6-5(方案一:冲击块接触力时间历程图) 6-6(方案二:冲击块接触力时间历程图) 从图6-5查看,方案一冲击块和扳轴冲击时的最大受力F=26150N,由图6-1发生冲击时冲击机构的几何关系可以算出R冲=10.12mm,推算出方案一的CAE模拟输出扭距M=26150*10.12*2/1000=529.2N.m;对比原始方案,经方案一优化后,气扳机输出扭距增加了6.26%。 从图6-6查看,查出冲击块和扳轴冲击时的最大受力F=30150N;由于内腔没有变化,R冲不变,可推算出方案二的CAE模拟输出扭距是M=30150N*10.12*2/1000=610N.m;比参考样机的输出扭距低5.8%。 7.实验和结果对比 按照方案一和方案二,分别加工符合热处理要求的,材料是20CrMnTi的冲击块各2只;,用同一台参考样机,只是更换不同方案的冲击块,其余零件保持不变,在动态扭距测试仪上测试输出扭距峰值,每个方案的气扳机测试10次;结合前期已经测试过的参考样机和原始方案的气扳机的测试结果,对比如下表五。 (表五) 12345678910平均CAE模拟 输出扭距 参考样机666686647637662642675632615618648 原始方案485542538495472502520478455489498498 方案一518542532578592552512558585572554529 方案二652632612635618675655638615672640610 从实验结果数据分析,实际测得的动态输出扭距与CAE中模拟输出的扭距呈明显相关性,误差5%左右,考虑到实际测试时的气压波动误差,经过有限元优化设计的冲击块方案二能够满足设计要求。 |