某鋁合金廂式貨箱有限元分析及優化設計

王懷謙，焦學健，劉建磊，李一鳴，苗艷冰

（255049 山東省 淄博市 山東理工大學 交通與車輛工程學院）

0 引言

在物流運輸行業中，廂式運輸車具有運輸貨物安全性好、運輸效率高等優點[1]。隨著我國經濟的崛起，物流行業近些年一直保持了快速增長，現階段我國已經具備了發展廂式運輸的環境條件，具有良好運輸優勢的廂式貨車在行業內的需求量逐漸增大[2]。傳統廂式運輸車貨箱多采用鋼材制成，導致貨箱質量占整車質量的比重較大，增大了油耗和排放，降低了貨物運輸效率，因此研發質量較輕且能滿足運輸要求的新型材質貨箱具有重要意義[3]。

鋁合金作為性能優秀的輕量化材料常被用來替換汽車中原有的鋼制部件[4]。有研究顯示，在不降低零部件性能的前提下，采用鋁合金材料加工而成的零件可以實現30%以上的減重[5]。本文研究的廂式貨箱除門鎖及少部分零件之外其余結構都采用鋁合金材質，為驗證其性能是否滿足要求，參照某企業標準，利用HyperMesh 軟件對該貨箱進行有限元分析，校核貨箱底板和箱板的強度、剛度，發現其結構的不合理之處并對其進行改進。

1 貨箱結構及有限元模型的建立

1.1 貨箱結構形式

該廂式貨箱主要由前圍、側圍、門板、框架、底板總成等幾部分組成，其整體幾何尺寸長×寬×高為4 200 mm×2 300 mm×2 300 mm。貨箱的立柱、底板等大量等截面零部件都采用鋁合金擠壓成型工藝加工而成，各零部件間通過焊接、鉚接、螺栓連接和鉸接4 種連接關系裝配到一起，貨箱的三維模型如圖1 所示。箱板作為占貨箱整體質量比重最大的部件其結構形式直接關系到貨箱的性能優劣[6]，該貨箱的箱板由多塊鋁合金型材板拼接而成，其截面形狀和拼接方式如圖2 所示。

圖1 貨箱三維模型Fig.1 3D model of container

圖2 箱板截面形狀及拼接方式Fig.2 Section shape and splicing mode of box plate

1.2 有限元模型的建立

將貨箱三維模型導入HyperMesh 軟件中，刪除雨檐、擋泥板連接架等對貨箱性能影響較小的零部件。為了提高網格劃分質量，保證分析的可行性，刪除尺寸小于3 mm 的翻邊、倒角、圓孔等幾何特征[7]。抽取薄板零件的中面，并用殼單元進行離散，單元類型包括Quad4 和Tria3 兩種。為保證求解精度，其中Tria3 單元不超過總數的5%。對于無法抽取中面的零部件，采用實體單元進行離散。各零件間的焊接、螺栓連接和鉚接部位統一用RBE2 單元進行剛性連接，用beam 單元作為旋轉軸，放開其轉動方向的自由度來模擬鉸接。建立的貨箱有限元模型總共包含5 100 450 個單元。

該貨箱除門鎖、加強墊板等少部分零件使用Q345 材料外，其余零部件均使用鋁合金材料，所涉及到的鋁合金材料牌號包括5083-O、6061-T6、6082-T6，材料的各項性能參數如表1 所示。

表1 材料各項性能參數Tab.1 Performance parameters of material

在貨箱的實際使用中，一般通過U 型螺栓連接貨箱縱梁與車架縱梁，為了模擬貨箱實際的工作環境，添加2 根縱梁與貨箱縱梁裝配至一起，因為新增縱梁設置遠大于貨箱縱梁的彈性模量，故忽略工作過程中車架縱梁變形對貨箱的影響。在U 型螺栓連接的部位設置接觸類型為Tie 的綁定接觸，其余部位設置摩擦系數為0.6 的摩擦接觸，最終建立的有限元模型如圖3 所示。

圖3 貨箱有限元模型Fig.3 Finite element model of container

2 貨箱性能分析

2.1 約束和載荷的施加

企業提供的貨箱性能評判標準中提出了各工況下貨箱側圍和底板所需承受的載荷大小，并以變形情況和最大應力作為貨箱是否滿足要求的評判依據，具體內容如表2 所示。表中涉及的X、Y、Z代表全局坐標系坐標軸的方向，載荷為負值表示施加的載荷方向為對應坐標軸的反向。

表2 貨箱各工況性能要求Tab.2 Performance requirements of container under various working conditions

在實際工作中，車架的剛度遠大于貨箱剛度，忽略車架變形對分析結果的影響，在有限元模型中新增了兩根遠大于貨箱剛度的縱梁，在這兩根新增縱梁的前后端各取一段節點，約束其X、Y、Z三個方向的平動自由度。

2.2 結果分析

按照企業標準將規定載荷以均布載荷的方式施加至底板上表面各節點及箱板內側面各節點[8]，在OptiStruct 求解器中提交計算，得到底板、箱板在各工況下的變形云圖如圖4 所示。將計算結果與企業標準中的要求進行對比可知，貨箱底板在垂向沖擊工況的變形量為3.68 mm，滿足標準要求；貨箱右側圍、左側圍、前圍和后門在不同工況下的變形量分別為44.36，63.19，98.45，31.51 mm。箱板和門板的變形皆大于企業標準要求，存在剛度不足的現象。

圖4 貨箱底板和箱板各工況變形云圖Fig.4 Deformation cloud diagram of container bottom plate and panel

底板總成和箱板在各工況下的應力分布云圖如圖5 所示。底板總成在垂向沖擊工況時最大應力為319.8 MPa，底板總成所用鋁合金牌號為6061-T6，其屈服極限為240 MPa，垂向沖擊工況最大應力超出材料屈服極限，底板將發生失效。貨箱右側圍、左側圍、前圍和后門在其余各工況下的最大應力分別為198.7，152.8，327.1，442.2 MPa,箱板總成所用鋁合金牌號同為6061-T6，可知在緊急制動工況和急加速工況時前圍箱板和后門將發生失效，其強度不符合要求。

圖5 貨箱底板和箱板各工況應力分布云圖Fig.5 Stress cloud diagram of container bottom and plate

3 貨箱優化設計

3.1 底板總成結構優化設計

通過觀察沖擊工況時底板總成的應力分布狀態，發現應力較大的部位出現在地板型材最前端和最后端的立筋處，并位于最前側和最后側橫梁的正上方，地板型材其余部位以及橫縱梁等零部件上應力值遠小于材料屈服極限。地板型材前端和橫梁、縱梁的裝配關系如圖6（a）所示，應力集中的出現主要是由于地板前端在橫梁之外懸伸距離較長，地板與橫梁接觸部位承受彎矩太大而造成。

底板總成結構的改進方法如下：保持地板型材截面形狀不變并將最前端橫梁位置前移；考慮到地板型材的截面厚度較小且與橫梁的焊接部位容易因為強度不足而失效，所以將最前側橫梁設計成如圖6（b）所示結構形式，將地板型材懸伸出的部位插入新式橫梁的卡槽中來提高結構強度。底板總成最后側橫梁的結構改進方法與前側基本一致，不贅述。

圖6 地板與橫梁裝配關系Fig.6 Assembly relationship between floor and beam

底板總成結構優化后，垂向沖擊工況下的應力分布云圖和變形云圖如圖7 所示，其最大變形量2.787 mm，最大應力125.3 MPa。可以看出，應力分布趨于均勻，應力集中現象消失，改進結構后底板總成的剛度和強度遠大于企業標準要求。

圖7 結構優化后底板總成變形及應力分布云圖Fig.7 Deformation and stress cloud diagram of floor after optimization

3.2 底板總成尺寸優化設計

對貨箱底板總成進行結構改進后，其應力集中現象消失，最大變形量和最大應力值完全滿足企業標準要求，并留有較大的余量，具備進行輕量化設計的條件[9]。在OptiStruct 軟件中，以底板總成各零件的厚度作為設計變量，以底板總成在垂向沖擊工況下的最大變形量不超過5 mm 和最大應力值不超過240 MPa 作為約束條件，以貨箱質量最小作為優化目標，對底板總成進行尺寸優化[10]。經過4次迭代計算，并根據工程需要對優化后的尺寸進行取整，得到各零件的最終厚度值如表3 所示。

表3 尺寸優化前后各零件厚度變化Tab.3 Thickness changes of each part before and after size optimization

經過一輪尺寸優化，貨箱底板總成9 種零件的厚度均得到了不同程度的減小，底板總成的質量也由原有的120 kg 減少為82 kg，質量減輕31.7%，材料冗余現象得到改善。

3.3 貨箱側圍結構優化設計

通過分析各側向工況的仿真結果可知，貨箱前圍、側圍和后門板存在剛度不足的情況；前圍箱板和后門板存在強度不足的情況。

為提高箱板的剛度和強度，在左側圍箱板內側和前圍箱板內側沿豎直方向均勻布置截面尺寸為100 mm×50 mm×2 mm 的U 型加強梁，其中左側圍布置數量為3 根，前圍布置數量為2 根。在后門變形較大的中間部位橫向布置一根截面尺寸為100 mm×25 mm×2 mm 的U 型加強梁；為了消除后門的應力集中問題，在中間鉸鏈與門板的連接部位以及門鎖鋼管與門板的耦合部位各增加一塊邊長為150 mm×100 mm 厚度為5 mm 的矩形鋁合金加強板；在側門左右立柱附近及兩側門鉸鏈內側各增加一根U 型加強梁，截面尺寸與前圍和左側圍增設的加強梁相同，增加的加強梁和加強板所使用的鋁合金牌號都為6061-T6。

4 優化方案分析驗證

根據尺寸優化結果重新調整底板總成各零件的厚度，并在側圍及門板指定位置增設加強梁和加強板，對貨箱重新進行結構強度和剛度分析，驗證貨箱性能是否滿足標準要求。

貨箱底板總成和箱板在各工況下的變形云圖如圖8 所示。貨箱底板總成在垂向沖擊工況的變形量為4.178 mm，滿足標準要求。貨箱右側圍、左側圍、前圍和后門在不同工況下的變形量分別為23.73，27.67，33.93，24.53 mm，箱板和門板的變形皆滿足企業標準要求。

圖8 優化后底板總成和箱板各工況變形云圖Fig.8 Deformation cloud diagram of optimized bottom and plate

優化設計后貨箱底板和箱板在各工況下的應力分布云圖如圖9 所示。貨箱底板在垂向沖擊工況時最大應力為201.5 MPa，小于材料屈服極限值240 MPa，符合企業標準要求。貨箱右側圍、左側圍、前圍和后門在其余各工況下的最大應力分別為181.6，114.2，175.9，218.2 MPa，均小于材料屈服極限，符合企業標準要求。

圖9 優化后底板總成和箱板各工況應力云圖Fig.9 Stress cloud diagram of optimized bottom and plate

5 結語

本文以某鋁合金廂式貨箱作為研究對象，以企業標準為參考依據，利用HyperMesh 對貨箱進行多工況有限元分析，發現了貨箱結構不合理之處，對貨箱底板總成和箱板結構進行優化設計，消除了底板總成的應力集中現象，并使貨箱底板總成質量減輕31.7%，增大了箱板剛度，結構強度得到了一定提升，貨箱各項性能均可滿足企業標準要求。