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某下掛式導軌結構中，為保證滑塊滑行精度，確保滑塊在矩形導軌中滑行時無扭轉、偏航等現象，在滑塊設計時采用導向滑塊結構。導向滑塊周圈倒圓角；精加工表面進行倒斜角處理；滑塊中間做凹槽，配合導軌設計，保證滑塊的導向功能；凹槽尺寸增大有利于滑塊導向，但是凹槽尺寸直接影響滑塊自身結構的強度，因此，必須對改進后導向滑塊的強度進行有限元分析。
由于在簡化結構基礎上進行近似解析計算，校核發現結果偏差較大，無法獲得較真實的受力分析變形。本文采用CAE軟件建立精確導向滑塊有限元模型，施加邊界條件后用獲得導向滑塊的仿真分析結果。
在模型I的基礎上加寬、加深凹槽尺寸，建立模型II，模型II的凹槽尺寸和UG模型見圖，將模型II的UG模型導入ANSYS ICEMCFD，在ICEM中為模型II劃分網格，將模型I和II導入CAE前、后處理軟件Patran。由于上述模型針對同一結構不同尺寸的類比仿真，模型材料、邊界條件和單元數均設置相同。模型單元均為六面體單元，總單元數不少于62000個，并針對模型進行網格無關性分析。
導向滑塊在導軌中勻速運動時，受靜載作用，對導向滑塊底部節點創建六自由度的邊界條件約束，模擬導向滑塊受橫向2g，軸向2.5g和法向3g過載時的變形情況和最大應力，其中g=100N。
選取2個模型中一側面單元加載，面積為0.000042m2，施加476kPa壓強(等同于導向滑塊受橫向受力200N)，模型I和II橫向過載2g時變形、選取2個模型中導向滑塊正面單元加載，面積為0．00256m2，施加976kPa壓強(等同于導向滑塊受軸向受力250N)，模型I和II軸向過載2.5g時變形、應力見圖。
選取2個模型中導向滑塊與導軌相接觸的單元加載，面積為0.00021m2，施加1428kPa壓強(等同于導向滑塊受法向受力300N)，模型I和II法向過載2.5g時變形、應力見圖。
為驗證瞬態響應對凹槽增大后導向滑塊的影響，對滑塊受瞬態響應的情況進行仿真。由于滑塊在受到瞬態過載時軸向不受約束，只針對橫向和法向的瞬態過載進行分析，根據實際工況下的測量數據獲得橫向和法向過載因數。分別仿真計算模型I和II在工作過程中受橫向、法向瞬態過載時的變形情況和最大應力，仿真計算時對模型I和II的底部節點創建六自由度約束。
根據實際工況數據獲得工作載荷，導向滑塊的受力在0.000314s內由0增加到2140N。具體仿真時將過載換算為壓強，選取模型中導向滑塊一側面單元加載，面積為0.000042m2。對比模型I和II變形情況結果，見圖；對比模型I和II應力變化情況結果，見圖，加載輸入見表。
根據實際工況數據獲得工作載荷，導向滑塊的受力在0.000314s內由0增加到2140N。具體仿真時將過載換算為壓強，選取模型中導向滑塊與導軌相接觸的單元對應的上側單元加載壓強，選取導向滑塊與導軌相接觸的單元加載壓強，面積均為0.00021m2，加載輸入見表。對比模型I和II變形情況結果見圖；對比模型I和II變形情況結果見圖。
考慮到導向滑塊受法向過載時應力最大，按超額定負載狀態考核凹槽加深后的導向滑塊，即對其施加10倍的法向過載．在仿真中，選取模型中后吊耳與導軌相接觸的單元進行加載，面積為0.00021m2，施加12857kPa壓強(等同于后吊耳受法向受力3000N)。模型II法向過載10×2.5g時變形和應力見圖。
考慮到導向滑塊在與導軌接觸時理論上會出現線接觸狀態，以上文中的過載值考核線接觸時導向滑塊的強度情況，即對其施加10倍的法向過載于單邊棱上。在仿真中，選取模型中導向滑塊與一側棱邊上的節點加載3000N的力。模型II單邊線接觸受載10×2.5g時變形和應力見圖。
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