110t寬體自卸車車架強度分析

馬錫勇，焦生杰，索雪峰，徐信芯，何 淼

（長安大學 工程機械學院，陜西 西安 710064）

0 引 言

寬體自卸車是公路施工、礦山開采、建筑施工等野外作業的運輸車輛，其工作條件十分惡劣。車架作為寬體自卸車的承載基體，不但承受著駕駛室、貨箱、貨物以及自卸車中各類動力總成的質量，還要承受寬體自卸車在正常行駛、裝載與卸載過程中所產生的各種力和力矩，車架的可靠性不僅關系到自卸車可否正常工作，而且還會影響自卸車的行駛安全［1－2］。因此，在寬體自卸車設計中有必要對車架進行深入的結構分析。

國內外許多學者使用有限元法對車架進行了強度分析。Ao．kazuo等詳細介紹了使用有限元靜態強度分析的仿真計算結果引導實際車架的設計過程。Krawczukn等初次使用全板殼單元建立了某貨車車架的有限元模型，并在此基礎上進行了較為全面的動靜態分析。Kim H S詳細分析了車架在極限靜態載荷下的失效表現形式［3］。馮康院士發表了名為“基于變分原理的差分格式”的學術論文，提出了對于二階橢圓型方程各類邊值問題的系統性的離散化方法，并將它用于解決復雜的大型工程結構問題。伊輝俊提出用殼單元離散車架及MPC單元模擬連接部分傳力的方法［4］。黃貴東在對汽車車架建模中使用梁單元和用殼單元離散的節點單元，組成薄壁桿系，使得在計算時能得到節點細部應力分布特征和梁截面設計所需的截面內力［5］。郝慶生通過對車架進行靜態加載試驗測試和礦區動態測試，得出車架在不同工況的應力分布以及礦車在礦區路面行駛的應力變化情況［6］。雖然前人在車架的有限元分析方面已做了大量的工作，但由于國內寬體自卸車噸位大都在100t以下，缺少對載重量在100t以上的大型非公路寬體自卸車的研究。因此本文針對某110t寬體自卸車車架，通過使用有限元分析軟件建立車架有限元模型，對典型工況下的車架進行應力分析，以此了解車架的力學性能，然后通過礦區應變電測試驗驗證模型的準確性，為之后進一步對車架結構進行優化設計提供依據。

1 車架有限元模型的建立

1．1 建立幾何模型

本文采用Pro／Engineer三維建模軟件建立該110t寬體自卸車車車架的幾何模型。該車架為邊梁式車架，結構左右對稱，主要由保險杠、左右前縱梁、龍門梁、左右后縱梁、前圓柱梁、中圓柱梁、后圓柱梁組成。各個圓柱梁貫穿焊接在左右縱梁的外側。建立的幾何模型要能反映車架上每個危險區域對車架應力分布的影響，所以原車架結構的細節在建模時應盡可能地保留。但是，為了降低所建立的有限元模型節點與網格的數量，縮短計算機的計算時間，提高設計效率，應在不改變車架力學性能的前提下對非危險區域的細節進行適當簡化：略去不必要的圓角；以倒斜角取代倒圓角；略去工藝結構；略去對車架應力分布影響不大的部位的小孔和尺寸較小的細節結構［7－10］。簡化后的車架幾何模型如圖1所示。

圖1 某110t礦用自卸車車架幾何模型

1．2 選擇單元類型與網格劃分

本文采用有限元分析軟件HyperWorks對該110t寬體自卸車車架模型進行有限元網格劃分。該寬體自卸車車架主要由鋼板焊接而成，其幾何模型多由板件組成，因此選用shell181單元模擬厚度相對于長度與寬度很小的板件，并通過設置單元截面屬性來定義板厚。其余實體部件采用solid45單元模擬；采用rigid單元模擬車架的軸連接部位［11－12］。

有限元網格劃分的好壞直接關系到計算與分析的準確度，是進行有限元分析的關鍵。良好的網格是提高仿真可信度的前提，粗糙的網格劃分將得到不準確甚至錯誤的結果。所以在使用HyperMesh模塊對車架幾何模型進行有限元網格劃分時應注意：保證所有相鄰的板殼單元的頂點重合；使每個單元盡可能形狀規則，所劃分的每個板殼單元的翹曲量、扭曲度與縱橫比應控制在合理的范圍內；有限元模型上個別區域的板殼單元可退化為三角形單元；為了提高仿真計算的精度，在進行有限元網格劃分時根據礦用自卸車車架的結構特點以及載荷分布特點，對于車架上會發生應力集中或應力會發生突然變化的部位，劃分的網格密度應大于其他部位，并使網格密度變化由細到粗逐漸過渡，避免網格尺寸上的突變［13］。有限元網格劃分完成后整個寬體車車架模型被劃分為238 293個節點、224 676個板殼單元、13 421個實體單元。

1．3 定義材料屬性

該110t寬體自卸車車架左右縱梁材料采用的是具有良好焊接性能與高韌性、高強度、低碳的T700鋼板，各個橫梁采用的是低合金碳素結構Q345鋼，在HyperMesh模塊中賦予車架材料屬性，材料力學性能如表1所示［14］。

表1 車架材料力學性能

1．4 懸架系統建模

為了獲得該110t寬體自卸車車架在實際工作過程中較為真實準確的應力分布與變形量分布情況，要考慮到該寬體車懸掛系統在不同工況時的狀態。該寬體自卸車采用的是油氣懸架系統，該系統由6個油氣懸掛缸組成，它們以油液傳遞壓力，用氮氣作為彈性介質，2個前懸掛缸為油氣混合式油氣彈簧，2個中懸掛缸和2個后懸掛缸為單側連通式油氣彈簧。由于油氣懸架具有非線性的剛度和阻尼特性，所以在有限元建模時很難做到完全真實的模擬。但是，在進行寬體車車架靜態強度分析時，計算的是固定不變的載荷或在行駛時某一瞬間的動載荷作用下的結構響應，不考慮慣性、阻尼以及載荷時間的變化，因此可根據懸架位移所對應的剛度值進行模擬［15－16］。

對于本車懸架系統，在HyperMesh模塊中采用Spring單元進行模擬支撐并在單元屬性中設置相應的剛度值；對于油氣懸架與車架龍門梁的連接處節點，采用rbe3單元進行耦合，以保證力的有效傳遞。

2 約束及加載

2．1 邊界條件處理

施加邊界條件是為了準確地約束自卸車車架的剛體自由度，并模擬車架在實際工作時的狀態，在對該車架施加邊界條件時應注意：為了消除車架結構的剛性運動，在施加邊界條件時應保證車架結構有足夠的約束；應避免對車架結構進行過約束，以防在仿真計算時生成實際中并不存在的力和力矩，影響仿真結果的準確性。

由于該寬體自卸車在正常行駛時是由車輪通過懸架系統支撐著車架，因此在施加邊界條件時，對每個彈簧單元下端節點的自由度進行約束，讓寬體車車架形成簡支梁結構。

2．2 載荷的處理

對于車架上負載質量較大部件（貨物與貨廂、液壓油箱、駕駛室以及動力總成）的重心位置采用一維質量單元Mass進行模擬，自卸車主要部件質量如表2所示；用柔性連接rbe3單元模擬車架各個承載件與車架的連接，rbe3單元可以將主節點上的力和力矩分散傳遞到連接部位的連接點上［17］；車架自身的質量通過在HyperMesh中設置豎直向下的重力加速度載荷進行模擬。該110t寬體自卸車車架的有限元模型如圖2所示。

表2 110t自卸車主要裝配件質量

3 計算結果與分析

圖2 110t礦用車車架有限元模型

該110t寬體自卸車車架在實際工作過程中的受力與變形情況是十分復雜的，在眾多工況中，滿載彎曲工況與滿載扭轉工況對車架強度、剛度的影響最為顯著，其他各個工況對車架強度、剛度以及使用壽命的影響相對較小［18］。因此，本文主要考慮該110t寬體自卸車在滿載彎曲、滿載扭轉工況下車架的應力分布與變形情況。

3．1 滿載彎曲工況

滿載彎曲工況模擬的是寬體自卸車勻速行駛在水平路面上的情況，此時車架承受的主要是彎曲載荷，車架發生彎曲變形，動載系數取1．5。彎曲工況下，在車架各個承載件重心位置施加豎直向下的集中力，各個集中力大小等于該承載件的重力，車架自身的質量通過設置豎直向下大小為g的重力加速度確定。

車架在滿載彎曲工況下的應力云圖與變形云圖如圖3、4所示。從應力云圖與變形云圖可以看出，車架的最大應力發生在靠近中圓柱梁的縱梁附近，應力數值為184MPa，安全系數為3．8。車架最大變形為4．3mm，出現在前圓柱梁附近。該車架在滿載彎曲工況下應力分布均勻，應力值遠小于車架材料的許用應力。

圖3 滿載彎曲工況下車架應力云圖

3．2 滿載扭轉工況

滿載扭轉工況模擬的是寬體自卸車滿載情況下在凹凸不平的道路上低速行駛的情況，此時車架同時承受彎曲載荷和扭轉載荷，車架發生彎曲扭轉變形，動載系數取1．5。本文在進行有限元分析時，按照左前輪懸空對該寬體車滿載扭轉工況進行模擬，在施加邊界條件時釋放前懸架系統的左側油氣缸對應的彈簧下端節點的位移約束，同時對車架施加豎直向下大小為g的重力加速度。

圖4 滿載彎曲工況下車架變形云圖

車架在滿載扭轉工況下的應力云圖與變形云圖如圖5、6所示。從圖中可以看出，車架有2個最大應力位置：一處在前懸掛缸與車架連接處，應力值為293MPa，安全系數為2．4；一處在中圓柱梁與縱梁的連接處，應力值為302MPa，安全系數為2．3。車架最大變形為52mm，發生在龍門梁左部。

圖5 滿載扭轉工況車架應力云圖

圖6 滿載扭轉工況車架變形云圖

4 礦區道路條件下的動態試驗

該110t寬體自卸車的工作環境十分復雜，僅僅用有限元法對車架進行仿真分析還不能滿足車架的設計要求。為了確保該車架工作的可靠性，并驗證所建立有限元模型的準確性、合理性，本文選用數據采集分析儀、應變片、銅線、膠帶等工具，在礦區道路條件下對滿載的110t礦用自卸車進行不同工況下的車架應力、應變分布電測試驗。在進行應力測量時，應變片測試位置應選擇在：車架主要的受力區或曾出現過裂紋的部位；有限元仿真計算結果中應力較大的部位；具有代表性并能提高應力測試效率、便于后續計算與分析的部位；在礦區進行測試時較為安全與方便并便于貼片、布線的部位。本文采用的應變測試方法為半橋法，應變片粘貼方向根據車架在工作時不同測點受到的主應力方向決定，應變片測點的布置如圖7所示。

圖7 電阻應變片測點的布置

有限元仿真計算中的滿載彎曲工況和滿載扭轉工況分別與礦區試驗中的在路況較好的水平路面勻速行駛和在凹凸路面勻速行駛工況相對應。在進行礦區試驗時，分別記錄當該110t寬體自卸車以15km·h－1的車速在路面條件較好的卸料場行駛和在路面條件較差的凹凸路面行駛時各測點應力的最大值。然后，將礦區試驗中實測數值與有限元仿真中的計算數值進行對比，結果如表3、4所示。

表3 礦車滿載勻速行駛在水平路面的實測數值與計算數值對比

由對比結果可以看出，該110t寬體自卸車車架在滿載彎曲工況和滿載扭轉工況下的有限元計算值與試驗值之間的相對誤差都在15%以內。寬體自卸車在礦區的實際行駛情況比較復雜，而且在建立有限元模型時進行了適當簡化，因此這樣的誤差范圍可以說明車架有限元模型所得的計算結果是基本可信的，從而驗證了本文建立的車架有限元模型的正確性，為后續的車架優化設計提供了理論依據。

表4 礦車滿載勻速行駛在凹凸路面的實測數值與計算數值對比

5 結 語

（1）從某110t寬體自卸車車架的有限元分析結果可以看出，除了前懸掛缸與車架連接處以及中圓柱梁與縱梁連接處附近出現應力集中外，整個自卸車車架的應力大小分布比較均勻而且水平不高，所以不需要對該車架的整體結構做大的改動，只需加強各個懸架與車架連接處以及中圓柱梁與縱梁連接處的強度，避免車架在工作過程中發生塑性變形或疲勞破壞，導致車架在薄弱環節發生斷裂。另外，可考慮適當地提高車架應力較大部位的厚度（如在該處焊接加強板）以提高強度。

（2）礦區動態試驗測試結果與有限元計算結果基本相吻合，說明該110t礦用自卸車車架有限元模型較為準確，進而驗證了本文建模方法的可行性與正確性。

（3）由于該110t礦用自卸車車架的絕大多數部位安全系數較高，之后可進一步對該車架進行尺寸優化和輕量化設計，以節省材料，降低車架制造成本。

［1］ 孫海霞，劉大維，嚴天一，等．公礦自卸車車架結構強度有限元分析［J］．機械設計與制造工程，2007，36（3）：33－36．

［2］ 楊中明．EQ1040型汽車架結構性能研究［D］．武漢：華中科技大學，2005．

［3］ KIM H S．Vehicle Structural Collapse Analysis Usinga Finite Element Limit Method．［J］．International Journal of Vehicle Design，1999，21（4）：436－449．

［4］ 尹輝俊，韋志林，沈光烈．貨車車架的有限元分析［J］．機械設計，2005，22（11）：26－28．

［5］ 黃貴東，沈光烈，黃昶春，等．汽車車架有限元分析模型的改進［J］．機械設計，2007，24（12）：54－56．

［6］ 郝慶升．非公路寬體礦用自卸車車架強度分析與試驗研究［D］．長春：吉林大學，2015．

［7］ 吳 煒，李守成．某特種半掛車車架有限元分析及試驗研究［J］．機械強度，2016（6）：1361－1365．

［8］ 彭國譜，賀 翔，唐華平，等．礦用自卸車車架的有限元分析及優化設計［J］．湖南工業大學學報，2014，28（3）：35－40．

［9］ 王 軍，馬若丁，王繼新，等．礦用自卸車車架強度有限元分析［J］．工程機械，2008，39（11）：29－32．

［10］ 翁 宇．YT3621礦用車車架的有限元分析與改進設計［D］．西安：長安大學，2013．

［11］ 劉 丹．重型載貨汽車車架的有限元分析及優化［D］．合肥：合肥工業大學，2009．

［12］ 尹安東，龔來智，王 歡，等．基于 HyperWorks的電動汽車車架有限元分析［J］．合肥工業大學學報：自然科學版，2014，37（1）：6－9．

［13］ 汪西應，許宏偉，程林章．無砟軌道混凝土澆筑機車架的設計與計算［J］．筑路機械與施工機械化，2010，27（11）：75－77．

［14］ 馬 娜，周新濤，安 民，等．礦用自卸車車架有限元分析及優化［J］．工程機械，2015，46（5）：38－43．

［15］ 陽清泉．SF33900型礦用自卸車車架結構的疲勞壽命分析與優化［D］．長沙：湖南大學，2012．

［16］ 田 興．礦用自卸車油氣懸掛系統性能研究［D］．秦皇島：燕山大學，2014．

［17］ 歷 輝，李萬瓊．貨車車架的等效載荷簡化［J］．汽車工程，1994（5）：310－314．

［18］ 陳正杰，張懷亮，唐春喜，等．礦用220×104N自卸車結構分析與優化研究［J］．機械科學與技術，2009，28（5）：572－576．