甘蔗深松旋耕联合作业机机架的静力学分析

严晓丽，何冯光，李 明※，葛 畅，董学虎，韦丽娇，黄伟华，牛钊君

（1.中国热带农业科学院农业机械研究所，湛江 524000；2.黑龙江八一农垦大学，大庆 163000）

0 引言

深松旋耕联合作业机结合深松、旋耕两项技术[1]，进行打破犁底层、旋耕碎土等作业。中国热带农业科学院农业机械研究所自主研制的1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机主要由机架、变速箱、深松部件、旋耕刀辊、活动拖板、盖板等组成，可同时完成深松、旋耕、平整等作业工序。深松旋耕联合作业机作业负荷大，导致工作阻力较大。机架是作业过程中阻力的主要承载部件，其强度和刚度影响深松旋耕联合作业机的工作性能和深松旋耕作业质量。良好的机架结构不仅有利于提高机架承载能力和机具作业效率[2-6]，还有利于深松铲和旋耕刀克服土壤的黏附阻力。本研究利用UG三维建模软件建立1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机机架模型，通过NX Nastran 高级仿真求解器，对机架进行静态结构力学分析，求解机架的变形及应力分布情况，并轻量优化机架结构，确定具备良好静态特性的机架结构，为甘蔗深松旋耕联合作业机的优化和改进提供依据。

1 机架结构建模

1.1 机架结构参数三维建模

利用UG软件建立1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机机架的三维模型，其结构及组成如图1所示。机架由三点悬挂架、铲柄保险安装座、前横梁、后横梁、中间纵梁、变速箱支撑板和侧板焊接而成，铲柄保险安装座长度为500 mm，并设有剪切安全螺栓孔，可避免深松铲因过载而损坏，同时防止旋耕刀被过载保护向后摆动的深松铲撞击破坏；纵梁的下端平面与横梁的下端平面对齐焊接，形成同一平面上的平行框架，一方面避免因应力集中而导致局部位置发生剧烈形变和断裂；另一方面，深松和旋耕部件所受的力先传递至框架的下端平面，平行结构能使机架受力平衡，增强机架的强度和刚度。前横梁结构采用120 mm×80 mm×10 mm的槽钢，后横梁结构采用80 mm×80 mm×10 mm的槽钢，纵梁结构采用50 mm×100 mm×10 mm的槽钢，铲柄保险安装座板、变速箱支撑板和侧板均采用12 mm厚的钢板，整个机架的钢材均采用Q235低碳结构钢。

图1 机架结构示意图

1.2 机架结构参数有限元建模

有限元法是利用有限单元体的集合代替原有的连续体[8]。为了得到较准确的有限元模型、缩短有限元分析求解计算时间、确保网格划分质量合理，在保证不影响有限元分析精度的前提条件下，对机架模型中的一些微小特征进行合理的简化[9-10]。对1SG-230型深松旋耕联合作业机机架三维模型做如下理想化：①忽略对机架质量影响不大的工艺孔、装配孔；②将机架上所有圆角、倒角都简化为直角；③不考虑焊接处对机架特性的影响；④视整个机架密度均匀。

对理想化的模型进行网格划分，定义模型材料为Q235B碳素结构钢，弹性模量E= 210 GPa，密度ρ=7 850 kg/m3，泊松比ε=0.3，网格类型采用3D四面体网格，定义单元属性类型为 CTRIA（10），单元大小为 35.5 mm，最终得到单元总数36 859，节点总数76 407。如图2所示。

图2 机架理想化有限元模型示意图

2 机架结构静力学分析

2.1 机架受力分析

机架是1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机主要承载部件，所受载荷不仅包括机架自身质量、变速箱质量、深松部件质量、旋耕刀辊质量、其他附属件质量等静载荷，还包括深松铲松土阻力、旋耕刀辊旋耕阻力、拖板阻力等施加给机架的冲击载荷，而且冲击载荷对机架稳定性有较大的影响。

将机架承受的垂直于机架平面的静载荷进行理想化处理: ①将机架质量视为均布载荷，平均分配至机架各梁；②变速箱质量、深松部件质量、旋耕刀辊质量、拖板质量等按集中载荷作用于支撑位置。计算主要静载荷:

1）机架质量对梁上各节点的作用力为

式中 F0为梁上各节点载荷，N；M0为机架质量，kg；g为重力加速度，m/s2；n为节点总数。

取 M0=414.15 kg，g=9.8 m/s2，n=76 407， 求 得F0=0.05 N

2）变速箱质量对机架的作用力为

式中 F1为变速箱施加给机架的集中载荷，N；M1为变速箱质量，kg。

取M1=160.16 kg，求得F1=1 569.57 N

3）深松部件对机架的作用力为

式中 F2为深松部件施加给机架的集中载荷，N；M2为深松部件质量，kg。

取M2=122.38 kg，求得F2=1 199.32 N

4）旋耕刀辊对机架的作用力为

式中 F3为旋耕刀辊施加给机架的集中载荷，N；M3为深松部件质量，kg。

取M3=152.91 kg，求得F3=1 498.52 N

5）拖板对机架的作用力为

式中 F4为旋耕刀辊施加给机架的集中载荷，N；M4为深松部件质量，kg。

取M4=42.70 kg，求得F4=418.46 N

深松旋耕联合作业机工作阻力较大，主要考虑深松部件和旋耕部件受到作业阻力时对机架的冲击载荷。1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机的深松铲均安装在机架的前横梁上，因此前横梁为深松铲冲击载荷的主要受力部件。根据甘蔗地土壤情况及试验，每个深松铲所受到的阻力按4 000 N计算[11]，深松铲铲柄长800 mm，则每个铲柄受到的深松阻力对机架造成的扭矩为3.2×106N·mm；旋耕刀辊潜土作业阻力按5 000 N计[12]，回转半径220 mm，则旋耕刀辊受到的阻力对机架造成的扭矩为1.1×106N·mm。

2.2 机架弯曲工况分析

机架弯曲工况[10]是指深松旋耕联合作业机静止状态的受力情况。1SG-230型甘蔗地深松旋耕联合作业机静止放置状态下由深松部件和旋耕刀辊支撑，因此将铲柄保险安装座及连接旋耕部件的侧板设置为固定约束，机架质量均匀施加至各梁上，变速箱、深松部件、旋耕刀辊、拖板等集中载荷施加在各支撑位置上。进行求解计算，得到机架弯曲工况下的变形云图如图3a所示，机架的最大变形位置为机具前进方向最右侧铲柄保险安装座的前端，最大位移为0.384 mm。弯曲工况的应力云图如图3b所示，最大应力为96.12 MPa。

2.3 机架扭转工况分析

图3 弯曲工况等效云图

机架的扭转工况主要校核深松旋耕联合作业机在田间作业时，深松部件和旋耕刀辊入土作业时，机架的扭转变形。1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机通过三点悬挂与拖拉机相连， 因此在机架与拖拉机三点悬挂连接处施加固定约束；每个深松铲铲柄安装位置分别施加3.2×106N·m的扭矩和沿Y轴正方向4 000 N的力；变速箱动力输出轴与旋耕刀辊动力输入轴的连接在机架的中部，因此在其机架连接处分别施加1.1×106N·m的扭矩和沿Y轴正方向5 000 N的力。进行求解计算，得到机架扭转工况下的变形云图如图4a所示，机架的最大变形位置为左右两端铲柄保险安装座的前端，最大位移为1.174 mm。扭转工况的应力云图如图4b所示，最大应力为123.78 MPa。

2.4 机架强度校核

取安全系数s=1.3，机架Q235B材料的屈服极限为235 MPa，结合以上机架弯曲工况和扭转工况分析，对机架进行强度校核。弯曲工况图3中机架最大弯曲应力为96.12 MPa，则

式中 δ弯max为最大弯曲应力，MPa；[δ]为许用应力，MPa；δs为材料屈服极限，MPa。

图4 扭转工况等效云图

扭转工况图4中机架最大扭转应力为123.78 MPa，则

式中 δ扭max为最大扭转应力，MPa。

可见，1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机机架满足强度设计要求。

3.5 机架结构优化

弯曲工况和扭转工况机架的最大应力都发生在铲柄保险安装座上，因此把铲柄保险安装座板厚度作为优化设计变量，在强度校核允许的范围内，适当的减小其厚度，以达到1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机机架轻量化设计的目的。根据实际生产情况，将铲柄保险安装座板厚度分别设计为10 mm，8 mm，对优化后的机架重新进行建模、网格划分、静力学分析，得出等效云图分别如图5—6所示。

图5 铲柄保险安装座板厚度为10 mm的等效云图

图6 铲柄保险安装座板厚度为8 mm的等效云图

由图5可知，当铲柄保险安装座板厚度为10 mm时，其弯曲工况的弯曲变形最大位移为0.418 mm，弯曲应力最大值为104.92 MPa；扭转工况的扭转变形最大位移为1.174 mm，扭转应力最大值为178.28 MPa，均在强度校核允许的范围内，满足强度设计要求。

由图6可知，当铲柄保险安装座板厚度为8 mm时，其弯曲工况的弯曲变形最大位移为0.579 mm，弯曲应力最大值为137.14 MPa；扭转工况的扭转变形最大位移为2.081 mm，扭转应力最大值为211.71 MPa，扭转应力超出强度校核允许的范围，不满足强度设计要求。因此，机架结构优化为铲柄保险安装座板厚度优化减小至10 mm，利用UG质量分析模块，得出机架整体质量为386.33 kg，与铲柄保险安装座板厚度为12 mm时质量为414.15 kg相比，整体质量减小6.8%。

4 总结

在分析1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机机架结构特点的基础上，采用UG软件对1SG-230型甘蔗深松旋耕联合作业机机架进行三维建模及有限元建模，进行弯曲工况和扭转工况的静力学分析和强度校核，验证机架满足强度设计要求，并在强度校核允许的范围内，优化铲柄保险安装座板厚度为10 mm，弯曲工况的弯曲变形最大位移为0.418 mm，弯曲应力最大值为104.92 MPa；扭转工况的扭转变形最大位移为1.174 mm，扭转应力最大值为178.28 MPa，整体质量减小6.8%。

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