箱型車架貫通連接結構設計分析及優化

張良

中機科（北京）車輛檢測工程研究院有限公司 北京 102100

1 前言

隨著我國經濟的飛速發展，長臂架泵車需求越來越大，而目前泵車底盤基本以進口為主，特別是五軸、六軸泵車專用底盤。因此，為了順應發展需求，筆者自主開發了五軸泵車底盤，以打破國外企業對底盤的壟斷地位。

混凝土泵車是將混凝土泵的泵送機構和用于布料的液壓卷折式布料臂架及支撐機構集成在汽車底盤上，集行駛、泵送、布料功能于一體的高效混凝土輸送設備[1]。本文以五軸泵車為研究對象，重點考察固定轉塔與車架連接區域箱型車架的局部強度和剛度。在該區域使用貫通結構連接縱梁和內腹板以提高車架的可靠性：分別采用 “O”型貫通連接結構和“口”型貫通連接結構，通過有限元計算分析車架在行駛工況下的強度與剛度，為箱型焊接車架的貫通連接方式提供設計參考。

2 箱型車架結構概述

車架是底盤重要組成部分，起著承載整車的作用。五橋泵車專用底盤車架采用箱型結構形式，如圖1a所示，車架由縱梁、橫梁、內腹板、上、下翼面等組成。

其中，縱梁、內腹板與上、下翼面通過焊接連接；上、下翼面與橫梁鉚接；縱梁與內腹板由貫通結構連接用以提高車架的強度與剛度，如圖1b所示，也有益于提升車架的屈曲穩定性。

3 有限元模型及其參數

3.1 整車有限元模型

利用Pro/E設計軟件建立包括底盤裝配模型及上裝各個部件裝配模型，以IGES中性文件格式輸出，利用HyperMesh提供的IGES接口讀入上述中性文件。將幾何模型進行適當的簡化，在hypermesh中對幾何模型進行拓撲處理[2]。車架使用邊長為20 mm的殼單元進行網格劃分，三角形單元控制在3%之內，過渡面不少于四層單元；車架螺栓連接處用蜘蛛網狀剛體加梁單元進行模擬；對于臂架、轉塔等上裝采取較大單元尺寸；裝配好的五軸泵車模型單元數為931 580個，節點數為716 790個，如圖2所示, 模型主要由臂架、轉塔、底盤、泵送系統等組成。

圖2 五軸泵車有限元模型

3.2 材料參數設置

整車涉及的材料較多，此處僅列出車架材料參數，車架的材料為某高強度鋼，其相關參數如表1所示。

表1 車架材料及其相關參數

4 車架強度有限元分析

車架結構分析主要考察強度與剛度，車架結構的優劣直接關系到整車的安全性、平順性及穩定性。本節重點考慮泵車在行駛狀態下車架的強度，為車架結構的設計提供理論指導。

4.1 強度分析理論

彈性體在外力作用下發生變形，載荷在相應位移上作功，彈性體因變形而貯存能量即所謂應變能[3]。外力作用下的微體，其形狀與體積一般均發生變化，與之對應，應變能又可分為畸變能與體積改變能。單位體積內的畸變能即所謂畸變能密度，其一般表達式為：

畸變能理論認為：引起材料屈服的主要因素是畸變能，而且，不論材料處于何種應力狀態，只要畸變能密度vd達到材料單向拉伸屈服時的畸變能密度vds，材料即發生屈服。按此理論，材料的屈服條件為：

材料單向拉伸屈服時的主應力為σ1=σs，σ2﹣σ3=0，于是由式(1)得相應的畸變能密度為：

將式(1)與式(3)帶入式(2)，得材料的屈服條件為：

由此得相應的強度條件為：

試驗表明，對于塑性材料，畸變能理論更符合試驗結果，這種強度理論在工程中得到廣泛應用。

4.2 “O”型貫通連接結構車架強度分析

對于此種“O”型貫通結構，采用不同圓形管尺寸和分布位置對車架進行分析計算，分別為方案一及方案二：方案二相對方案一“O”型圓形管直徑尺寸增大，同時位置由連接架正下方移到連接架右下方，如圖3所示。

根據強度校核理論，車架應力滿足σr4≤[σ]，其中[σ]為許用應力，材料許用應力標準規范規定該種高強度結構鋼許用應力為450 MPa。根據泵車實際行駛工況并參考泵車結構分析有關文獻[4]，這里僅分析急轉彎工況、垂直動載工況及前橋、中后橋對角抬高工況。

4.2.1 急轉彎工況

急轉彎工況主要考慮泵車滿載拐彎時，在橫向（垂直于縱梁方向）施加一個0.4g側向加速度來模擬此種工況?？v梁與內腹板之間采取“O”型貫通連接結構后，車架應力分布如圖4所示，方案一最大應力為731 MPa，方案二最大應力為610 MPa，均高于其許用應力450 MPa，不滿足強度要求。

圖3 不同尺寸和位置“O”型結構

圖4 急轉彎工況車架應力分布圖

4.2.2 垂直動載工況

泵車滿載行駛過程中，可能會承受瞬時沖擊，根據計算得知，最大瞬時垂向沖擊為2.5g，在有限元模型中施加2.5g的加速度模擬垂直動載工況。通過計算得到車架應力分布如圖5所示，方案一最大應力為706 MPa，方案二最大應力為741 MPa，均高于其許用應力450 MPa，不滿足車架強度要求。

圖5 垂直動載工況車架應力分布圖

4.2.3 前橋、中后橋對角抬高工況

此種工況為模擬泵車在扭曲路面行駛時的狀態，對前橋、中后橋對角抬高200 mm，根據計算得出：垂向加速為1.0g，車架應力計算結果如圖6所示，方案一最大應力為385 MPa，方案二最大應力為398 MPa，均低于許用應力450 MPa，滿足車架強度要求。

圖6 前橋、中后橋對角抬高工況車架應力圖

4.3 “口”型貫通連接結構車架強度分析

車架縱梁與內腹板采取“O”型貫通連接結構，并改變“O”型貫通結構的尺寸與位置，車架在急轉彎工況與垂直動載工況下應力均高于其許用應力450 MPa，僅僅在前橋、中后橋對角抬高工況下滿足強度要求，故“O”型貫通連接結構并不合理。根據“O”型貫通連接結構下所計算出的車架應力分布及其特點，對貫通結構進行改進優化，改成“口”型貫通連接結構，如圖7所示，“口”型貫通結構對稱分布在車架兩側，背部通過與車架縱梁螺栓連接，并且孔位與上裝連接板孔位對齊，四周與內腹板焊接。

圖7 “口”型貫穿連接結構

圖8 為縱梁與內腹板采取“口”型貫通連接結構連接，車架在行駛工況下的應力分布圖。從中可以看出，在三種工況下，最大應力為427 MPa，滿足車架強度要求。

4.4 “O”型貫通連接和“口”型貫通連接兩種方式結果對比

表2為“口”型貫通連接結構與“O”型貫通連接結構在行駛工況下的車架最大應力結果，從表中可以看出：“口”型貫通連接結構方案相比“O”型連接結構方案，車架應力大幅度降低，強度滿足要求。

圖8 行駛工況下車架應力分布圖

表2 兩種貫通連接結構下車架應力對比 單位：MPa

5 車架剛度有限元分析

5.1 剛度分析理論

對于工程機械專用底盤車架應具備足夠的強度，而且也必須具有足夠的剛度。設以[δ]表示許用撓度，[θ]表示許用轉角，則梁的剛度條件為

即要求梁的最大撓度與最大轉角分別不超過各自的許用值[5]。

5.2 車架剛度分析

在車架強度分析中，“O”型貫通連接結構車架應力大大超過了其許用應力，而“口”型貫通連接結構能滿足其強度要求，故對“口”型貫通連接結構進行車架剛度計算。實際工作環境下車架縱梁主要承受垂向力作用，故由式(6)校核其剛度，即整車在垂直動載工況下車架的垂向撓度。

在垂直動載工況模擬中，邊界約束均施加在輪胎上，通過計算得到縱梁垂向位移值Z1，該位移值包含了輪胎、板簧等的變形值，在計算車架剛度時需要去除這部分位移。在整車模型中將車架處理成剛體，在同等條件下得到縱梁的垂向位移值Z2，則車架垂向撓度為

根據上式計算得到的撓度值(即車架垂向形變位移)如圖9所示，車架垂向形變位移為-4～13 mm，其中駕駛室前端翹起13 mm，而轉塔末端下方下沉4 mm。根據日本和德國重型卡車試驗標準，五軸底盤車架垂向形變位移絕對值最大不應超過20 mm，故此車架滿足剛度要求。

圖9 車架垂向形變位移

6 結語

本文對五軸泵車進行整車建模，對于箱型車架關重部位采用不同的貫通連接結構，分析車架在行駛工況下的強度與剛度并進行對比，得出以下結論。

a. 車架縱梁與內腹板“O”型貫通連接結構下，車架在急轉彎、垂直動載工況下均不滿足強度要求；“口”型貫通連接結構下，車架在行駛工況下應力均低于材料許用應力，車架最大應力為427 MPa，滿足強度要求；

b. 車架縱梁與內腹板采用“口”型貫通連接，垂直動載工況下最大垂向撓度為13 mm，滿足剛度要求；

c. 通過分析比較兩種連接結構下車架強度與剛度，得出“口”型貫通連接結構更為合理，為泵車專用底盤車架的設計提供了理論參考。