基于FEM的重型汽車提升橋殼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的分析

于東娜，魏建飛，邱陽(yáng)，劉學(xué)杰

(1.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010;2.包頭北奔重汽車橋有限公司，內(nèi)蒙古 包頭014030)

0 引言

隨著現(xiàn)代重型汽車行業(yè)領(lǐng)域高速發(fā)展，對(duì)其作業(yè)能力的要求越來(lái)越高，傳統(tǒng)的橋殼設(shè)計(jì)計(jì)算方法就無(wú)法滿足現(xiàn)代實(shí)際情況.任衛(wèi)群等［1］較系統(tǒng)地探討了通過(guò)計(jì)算機(jī)模擬仿真技術(shù)可以有效地預(yù)測(cè)橋殼易疲勞受損部位的應(yīng)力與變形.唐述斌等［2］較早地對(duì)后橋殼輕量化進(jìn)行了有限元分析，明確了對(duì)橋殼的研究方向.朱帥等［3］應(yīng)用ANSYS分析軟件對(duì)前橋強(qiáng)度進(jìn)行了詳細(xì)的仿真分析.而到目前為止，有關(guān)對(duì)重型汽車提升橋的強(qiáng)度、剛度的校核以及疲勞性測(cè)試等理論與實(shí)驗(yàn)的研究是整個(gè)重型汽車行業(yè)迫切需要解決的問(wèn)題.

本文考察在整車滿載或超載下落時(shí)提升橋的強(qiáng)度和剛度.此時(shí)提升橋的受力形式與非斷開(kāi)式前橋的受力形式相似，橋殼在不同工況下的受力較復(fù)雜，主要承受的力分別為越過(guò)不平路面時(shí)承受最大垂向力、緊急制動(dòng)時(shí)承受的最大制動(dòng)力和側(cè)滑極限時(shí)承受的最大側(cè)向力，這三種典型受力形式易造成提升橋殼結(jié)構(gòu)破壞［4］.合理地設(shè)計(jì)提升橋殼，使其有效地配合整車，提高整車的通過(guò)性和平順性.因此車橋的強(qiáng)度和剛度以及疲勞可靠性是重型汽車設(shè)計(jì)及制造所必須考慮的重要問(wèn)題［5］，而采用有限元分析技術(shù)則是一種行之有效的方法.

1 有限元建模與仿真分析

本文在ANSYS分析軟件里直接創(chuàng)建計(jì)算模型，保證與實(shí)際幾何模型尺寸一致的同時(shí)，可以忽略不影響分析結(jié)果的板簧座、制動(dòng)盤等實(shí)體，使建模工作適當(dāng)簡(jiǎn)化.為方便簡(jiǎn)化計(jì)算，在進(jìn)行有限元分析時(shí)做下面兩點(diǎn)假設(shè):①板殼與板殼之間，半軸套筒與提升橋殼之間均是一體的，不是裝配的，即不考慮焊接、接觸分析;②提升橋殼結(jié)構(gòu)材料為一種均質(zhì)同性材料.

基于該提升橋殼結(jié)構(gòu)靜態(tài)特性分析的特點(diǎn)，選取SOLID95號(hào)三維實(shí)體單元.本文中研究的提升橋殼材料為均質(zhì)的40MnB，其彈性模量為E=2.09e5MPa，泊松比μ =0.28，質(zhì)量密度ρ=7.93 kg/mm3，屈服極限σs=785MPa，強(qiáng)度極限σb=980MPa，彎曲強(qiáng)度σc=490 MPa.由于該材料為塑性材料，則以屈服強(qiáng)度為基準(zhǔn)作為極限應(yīng)力.本文中取強(qiáng)度安全系數(shù) n=1.5，那么許用應(yīng)力值［σ］ =σs/n=523 MPa.

1.1 模型建立

在實(shí)體建模時(shí)，采用自下而上方法來(lái)建模，即先建立關(guān)鍵點(diǎn)，連接關(guān)鍵點(diǎn)生成線，連接線生成面，最后生成體的順序［6］.應(yīng)用ANSYS分析軟件來(lái)直接創(chuàng)建三維實(shí)體具體步驟如下:

(1)在ANSYS默認(rèn)的當(dāng)前笛卡爾XY平面坐標(biāo)系下，創(chuàng)建提升橋殼方形殼處的一個(gè)平面，四個(gè)頂角處做倒角處理;

(2)在該方環(huán)形平面中心點(diǎn)處沿Z軸創(chuàng)建一條中央軸線，采用面沿中央軸線來(lái)擠出方形殼體;

(3)在該橋殼的方形殼體右側(cè)即Z軸的負(fù)方向，創(chuàng)建使方形殼體過(guò)渡到圓形殼體處的等厚壁收口殼體;

(4)按照實(shí)際模型尺寸來(lái)構(gòu)建半軸套筒，采用映射方法使得在橋殼的方形殼體左側(cè)即Z軸的正方自動(dòng)生成等厚壁收口殼體與半軸套筒;

(5)刪除在創(chuàng)建過(guò)程中的輔助或多于的點(diǎn)、線、面，最后進(jìn)行布爾操作，該提升橋殼體三維實(shí)體模型創(chuàng)建完成.

在提升橋兩側(cè)上板簧座和下板簧座所在位置處設(shè)置獨(dú)立的計(jì)算面積區(qū)域，載荷與約束就直接施加此處，既有利于模型的簡(jiǎn)化，提高計(jì)算速度;又可以方便觀察載荷計(jì)算后應(yīng)力分布情況.完成的提升橋殼三維實(shí)體模型如圖1所示.

圖1 提升橋殼三維實(shí)體模型

1.2 網(wǎng)格劃分

該提升橋殼是由方形殼體與實(shí)心圓軸體相結(jié)合的，即存在過(guò)渡梯形區(qū)域，采用自由網(wǎng)格劃分會(huì)減輕在前處理過(guò)程中的工作量，效率提高.針對(duì)三種典型工況下分析提升橋殼的靜態(tài)強(qiáng)度特性，則模型的網(wǎng)格尺寸及其他單元特性必須遵循一致性原則.由于在最大制動(dòng)力工況下，需要對(duì)空氣彈簧座外側(cè)與制動(dòng)盤所在位置的半軸套筒之間的殼體施加轉(zhuǎn)矩［7］，為了確保計(jì)算的精確性，我們采用節(jié)點(diǎn)耦合的辦法，這就需要在所要施加轉(zhuǎn)矩位置正中央創(chuàng)建2個(gè)節(jié)點(diǎn)，在該節(jié)點(diǎn)上創(chuàng)建2個(gè)MASS質(zhì)量單元，設(shè)置實(shí)常數(shù)并應(yīng)用CERIG命令來(lái)建立剛性區(qū)域使其節(jié)點(diǎn)耦合.其它兩種工況則直接采用原始網(wǎng)格單元模型，智能網(wǎng)格尺寸控制在5較為適宜，得到168 821個(gè)單元，283 125個(gè)節(jié)點(diǎn).生成的原始提升橋殼有限元模型如圖2所示.

圖2 提升橋殼有限元模型

1.3 仿真分析

提升橋殼在三種典型工況下進(jìn)行的靜態(tài)特性分析所需要的參數(shù)為:提升橋殼自重m1為400 kg;提升橋滿載載荷m2為7 500 kg;提升橋車輪輪距B1為2.372 m;兩空氣彈簧座中心間距離 B2為1.2 m;車輪滾動(dòng)半徑 rr為0.545 m;動(dòng)載系數(shù) kv為2.5;整車制動(dòng)時(shí)質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)m'為0.8;道路附著系數(shù) φ 為0.68;側(cè)滑系數(shù) φ'為1.0.

由于提升橋殼自重遠(yuǎn)小于滿載載荷，所以計(jì)算橋殼受力分析不考慮自重的影響，只需為最大制動(dòng)力工況下有限元模型中的MASS21質(zhì)量單元設(shè)置實(shí)常數(shù)MASS.

1.3.1 提升橋殼的受力分析

(1)工況一:越過(guò)不平路面時(shí)橋殼承受的最大垂向力

整車在滿載越過(guò)不平路面時(shí)，只受到唯一垂向沖擊載荷的作用下，最大垂向力取滿載載荷時(shí)的2.5倍.此時(shí)提升橋殼相當(dāng)于一個(gè)簡(jiǎn)支梁，橋殼通過(guò)半軸套筒軸承支撐在輪轂上，半軸套筒的支撐點(diǎn)位于車輪的中心線上［2］，即車輪輪距處.最大垂向力計(jì)算公式為

式中，YLmax、YRmax為施加在左、右空氣彈簧座上的最大垂向力;G為提升橋殼滿載載荷;G=7500 kg×9.81 N/kg=73 575 N;kv為動(dòng)載荷系數(shù)，kv=2.5.

代入數(shù)值計(jì)算得出:YLmax=YRmax=9168.75 N.

(2)工況二:緊急制動(dòng)時(shí)橋殼承受最大制動(dòng)力

整車在滿載高速行駛并緊急制動(dòng)時(shí)，左、右提升橋車輪除受到地面作用到車輪的垂向反力外，還受到地面對(duì)提升橋車輪的制動(dòng)力［8］.提升橋殼在該工況下受力的組合公式為

式中，YL、YR為地面對(duì)提升橋左、右車輪的垂向反力;XL、XR為地面對(duì)提升橋左、右車輪的最大制動(dòng)力;G為提升橋殼滿載載荷，與式(1)同值;φ為提升橋車輪與路面的附著系數(shù)，φ=0.68;m'為整車制動(dòng)時(shí)的質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)，m'=0.8.

代入數(shù)值計(jì)算得出:YL=YR=29430 N;XL=XR=20 012.4 N.

由于提升橋殼在該工況下的特殊性，需要施加由最大制動(dòng)力產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩，其轉(zhuǎn)矩計(jì)算公式為:

式中，XL、XR為地面對(duì)提升橋左、右車輪的最大制動(dòng)力;MZ為由最大制動(dòng)力產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩;rr為車輪滾動(dòng)半徑.

代入數(shù)值計(jì)算得出:MZ=10 906.76 N·m.

(3)工況三:側(cè)滑時(shí)橋殼承受最大側(cè)向力

整車在滿載高速行駛急速轉(zhuǎn)彎發(fā)生側(cè)滑時(shí)，整車處于側(cè)翻的臨界狀態(tài)，與側(cè)滑方向相反的車輪的垂向反力和側(cè)向力等于零，側(cè)滑方向的車輪的垂直反力和側(cè)向力達(dá)到最大值，即提升橋的全部荷重由側(cè)滑方向一側(cè)的提升橋車輪承擔(dān)［9］，此時(shí)不存在縱向力.提升橋殼在該工況下受力的組合公式為

式中，YL'、YR'為整車向左、右側(cè)側(cè)滑時(shí)，地面對(duì)提升橋側(cè)滑一側(cè)車輪的最大垂向反力;ZL、ZR為整車向左、右側(cè)側(cè)滑時(shí)，提升橋殼承受的最大側(cè)向力;G為提升橋殼滿載載荷，與式(1)同值;φ'為整車發(fā)生側(cè)滑時(shí)，車輪輪胎與地面間的附著系數(shù)，φ'=1.0.

代入數(shù)值計(jì)算得出:YL'=YR'=73 575 N;ZL=ZR=73 575 N.

1.3.2 邊界條件及加載方式的確定

本文載荷計(jì)算方式是按照集中力的形式，由ANSYS分析軟件顯示所要加載位置上的所有節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)，進(jìn)而計(jì)算出相關(guān)節(jié)點(diǎn)的平均受力，直接施加到節(jié)點(diǎn)上.由于SOLID95號(hào)單元存在X、Y、Z三個(gè)方向的自由度，即各工況下提升橋殼的加載方式和約束條件分別如表1和表2所示.

表1 各工況下提升橋殼的加載方式

表2 各工況下提升橋殼的約束方式

2 仿真計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 工況一:越過(guò)不平路面時(shí)橋殼承受的最大垂向力

整車的提升橋滿載載荷為73 575 N，越過(guò)不平路面時(shí)的載荷按照2.5倍滿載荷加載到橋殼上，橋殼只承受最大垂向力，提升橋殼的應(yīng)力和變形如圖3所示.

從圖3(a)中可以看出應(yīng)力主要出現(xiàn)在提升橋殼兩側(cè)板簧座所在位置的內(nèi)側(cè)凹曲面處，而最大應(yīng)力出現(xiàn)在處輪轂所在位置上的半軸套筒第二臺(tái)階過(guò)渡處.其最大應(yīng)力值為 453 MPa，小于40MnB材料的許用應(yīng)力523 MPa.從圖3(b)中可以看出提升橋殼最大變形量發(fā)生在橋殼中央凹曲面處，其最大變形量為14.743mm，則每米輪距變形量為14.743mm/2.372 m=6.215mm/m.目前國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)［10］是針對(duì)驅(qū)動(dòng)車橋承受滿載軸荷情況，橋殼的最大變形量不得超過(guò)1.5mm/m，承受2.5倍滿載軸荷時(shí)，橋殼不能出現(xiàn)斷裂和塑性形變.對(duì)提升橋殼變形量尚無(wú)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)要求.

圖3 工況一下提升橋橋殼的應(yīng)力和變形圖

針對(duì)圖3所顯示的數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行綜合分析，造成橋殼應(yīng)力值與變形值均較大的原因是，在此工況中忽略了由于該車橋在實(shí)際應(yīng)用中存在下板簧座，下板簧座處安裝有鋼板彈簧，兩側(cè)鋼板彈簧通過(guò)前、后支架固定安裝在車架上，構(gòu)成懸架系統(tǒng)，也就是說(shuō)，在提升橋殼兩側(cè)下板簧座處會(huì)有向上的作用力，該力會(huì)抵消一部分的最大垂向力.那么最終的實(shí)際應(yīng)力和變形會(huì)更小.

2.2 工況二:緊急制動(dòng)時(shí)橋殼承受最大制動(dòng)力

整車在滿載的狀態(tài)下緊急制動(dòng)時(shí)，提升橋殼主要承受垂向力和最大制動(dòng)力.其應(yīng)力與變形如圖4所示.

圖4 工況二下提升橋橋殼的應(yīng)力和變形圖

從圖4(a)中可以看出最大應(yīng)力出現(xiàn)在提升橋的制動(dòng)盤所在半軸套筒位置處，其最大值為166 MPa，小于40MnB材料的許用剪切強(qiáng)度490 MPa.該工況下，橋殼在兩側(cè)板簧座位置外側(cè)部分承受由制動(dòng)力引起的力矩，由于制動(dòng)力矩只對(duì)板簧座到橋頭的制動(dòng)盤內(nèi)軸承之間的這一段橋殼產(chǎn)生強(qiáng)度效應(yīng).因此，橋殼在制動(dòng)作用下，最大應(yīng)力發(fā)生在提升橋的制動(dòng)盤所在半軸套筒位置附近.從圖4(b)中可以看出提升橋殼最大變形量發(fā)生在橋殼半軸套筒的兩端，其最大變形量為0.623mm，相應(yīng)的每米輪距變形量為0.263mm/m，滿足國(guó)家標(biāo)準(zhǔn).

2.3 工況三:側(cè)滑極限時(shí)橋殼承受最大側(cè)向力

此工況下，整車處于側(cè)滑臨界狀態(tài)，只有側(cè)滑一側(cè)車輪承受全部的提升橋載荷以及該側(cè)所承受的最大側(cè)向力.由于整車承受的側(cè)向力達(dá)到地面給車輪的側(cè)向反作用力的最大值即側(cè)向附著力，提升橋這種極限情況對(duì)后置提升橋的強(qiáng)度極為不利.過(guò)大的側(cè)向力就容易造成側(cè)翻的現(xiàn)象，應(yīng)避免發(fā)生.橋殼應(yīng)力與變形如圖5所示.

圖5 工況三下提升橋橋殼的應(yīng)力和變形圖

從圖5(a)中可以看出，車橋的應(yīng)力主要出現(xiàn)在車橋側(cè)滑一側(cè)以及橋殼中央凹曲面處，而另一側(cè)基本沒(méi)有什么變化.在側(cè)滑方向左側(cè)板簧座處存在著較大應(yīng)力，最大應(yīng)力出現(xiàn)在輪轂所在位置上的半軸套筒處，其最大值為199 MPa，小于材40MnB材料的許用應(yīng)力523 MPa.圖5(b)顯示最大變形量為1.063mm，相應(yīng)的每米輪距變形量為0.448mm/m，滿足國(guó)家標(biāo)準(zhǔn).圖5反映出側(cè)滑一側(cè)車輪內(nèi)側(cè)半軸套管與方形殼體過(guò)渡區(qū)的應(yīng)力集中，這主要是由于側(cè)滑一側(cè)車輪輪距處承受垂向反力引起的.

3 結(jié)論

(1)基于有限元分析對(duì)北奔重汽車橋有限公司某型號(hào)提升橋殼在三種典型工況下的載荷進(jìn)行計(jì)算，總結(jié)出載荷、約束施加的處理辦法，最后得出受力和變形結(jié)果如表3所示.

表3 各工況下提升橋殼受力和變形結(jié)果

(2)基于有限元分析對(duì)提升橋殼的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及工作性能得出如下結(jié)論:

①綜合三種工況下的數(shù)據(jù)結(jié)果得知，12mm厚度的橋殼本體是完全符合橋殼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的要求;②根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)理論，提升橋殼中央凹曲面處的落差值較大也是導(dǎo)致工況一下的應(yīng)力值與變形量較大的重要原因之一，要根據(jù)整車配合情況，適當(dāng)?shù)臏p小凹曲面處的落差值;③本文中取強(qiáng)度安全系數(shù)n=1.5，由于目前重型汽車橋設(shè)計(jì)強(qiáng)調(diào)輕量化，所以一般安全系數(shù)取得較小，多接近極限設(shè)計(jì).根據(jù)文獻(xiàn)［11］雖然車橋不至于斷裂，但安全系數(shù)偏小.因而，原材料的選取、制備到制造加工過(guò)程中，必須對(duì)質(zhì)量進(jìn)行嚴(yán)格控制;④根據(jù)較為危險(xiǎn)工況一的數(shù)據(jù)分析，為了確保安全，重卡在執(zhí)行滿載作業(yè)時(shí)，應(yīng)盡量避免在惡劣的不平路面上高速行駛;⑤通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果和相關(guān)文獻(xiàn)數(shù)據(jù)比較，可以確認(rèn)，在靜力載荷工況下，車橋橋殼的最大應(yīng)力通常發(fā)生在空氣彈簧座附近和輪轂內(nèi)軸承圓角處［12］.

(3)本文是在不考慮焊接接觸情況下對(duì)提升橋殼進(jìn)行靜態(tài)特性模擬仿真，所以會(huì)存在一定的誤差.為此，在以后的工作中應(yīng)該對(duì)該橋的焊接接觸以及動(dòng)態(tài)特性作進(jìn)一步的分析研究.

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