含缺陷車輛轉向橋前梁部件極限承載規律研究

龔小康，李翔宇，田占東

（國防科技大學 理學院，長沙 410073）

輪式輕裝甲車輛在戰場上常遇到多種武器的打擊，特別是輕武器和破片戰斗部。這些武器對車輛目標的毀傷元主要是高速破片[1]。高速運動的破片在撞擊到車輛時，會對車輛部件進行侵徹作用，從而造成部件一定程度的破壞。當車輛轉向橋前梁部件受到高速運動的破片侵徹作用時，破片會在轉向橋前梁產生一定深度和直徑的孔洞缺陷。該缺陷的存在會使轉向橋前梁的極限承載能力降低，甚至使前梁在車輛運動過程中斷裂，從而影響車輛的運動性能。因此，前梁受到破片侵徹后，確定其結構破壞情況和極限承載能力的變化規律非常重要。

國內外有很多學者針對不同工作環境下轉向橋前梁的斷裂失效和相關性能進行了研究。鄭鋼[2]分析了轉向橋前梁在動載工況、制動工況、側滑工況的受力情況，并建立了工字形前梁的三維實體模型。宗志斌等[3]建立了汽車轉向橋前梁的有限元模型，進行了垂向載荷下的靜力分析，得到了前梁上的應力分布。尹秉升等[4]建立了以實體單元組成的轉向橋體的有限元模型，并進行了叉車在不同工況載荷下轉向橋體的靜態分析，得到了應力分布圖和變形圖。章文譽等[5]根據某叉車轉向橋斷裂的反饋進行了分析，建立了轉向橋限位塊沖擊工況的力學模型。聶四軍等[6]在對轉向橋機構進行運動學和靜力學分析的基礎上，建立了相應的數學模型。易足希[7]建立了銑刨機轉向橋傳動總成三維幾何模型，聯合UG、ANSYS 和ADAMS建立了剛柔耦合動力學虛擬樣機模型，并仿真得到了各零部件上的動力學特性。于河山等[8]基于虛擬樣機技術，利用ADAMS 對叉車轉向橋進行了多體動力學仿真分析，獲得了轉向橋橋體所受載荷隨時間的變化規律。王東華[9]仿真分析了轉向橋殼結構的有限元模型在無約束及載荷條件狀態下的固有頻率，并且得到了其固有頻率下對應的結構振型圖。黃李麗等[10]運用ANSYS 軟件對叉車轉向橋體進行了模態分析與譜分析，得到了轉向橋體的固有頻率及其在隨機振動下的響應曲線。沈曉雯等[11]采用 FORTRAN 語言與ANSYSAPDL 等語言相結合，開發了叉車轉向橋零部件的三維有限元分析系統ZXQFEM1。喻超[12]建立了四軸車輛的線性2DOF 數學模型，并基于四輪轉向經典控制方法，對車輛的響應特性進行了分析。黃康等[13]在自行研制的液壓激振試驗臺上進行了試驗，提出疲勞破壞是汽車轉向橋實際工作中主要存在的一個問題。李戈操等[14]針對某型鑄造轉向橋的斷裂性故障，應用了仿真應力分析和應變試驗分析，結果表明，轉向橋局部結構應力集中所致的過大應力是該轉向橋斷裂的主要原因。張敏等[15]應用ANSYS Workbench軟件的Fatigue Tool 工具，對前梁進行了有限元分析，確定了前梁易發生疲勞失效的危險區域。吳小峰等[16]應用應變試驗和OptiStruct 應力分析，確定了某型鑄造轉向橋的斷裂性故障是因轉向橋局部結構應力集中所致的過大應力造成的。Topac 等[17]對失效的消防車輛轉向橋進行了有限元分析，得到轉向橋失效原因是橋體上存在臨界應力集中區域，同時還基于DOERSM 方法，考慮了外力加載類型和結構穩定性，優化了轉向橋模型。Figueiredo 等[18]對斷裂的重型叉車轉向橋進行了力學性能測試和縮比實驗，結果表明，其結構失效的主要原因是存在裂紋。Shah 等[19]研究表明，變幅載荷導致的疲勞損傷是車輛許多部件的主要失效模式，并采用Palmgren-Miner 線性損傷法對變幅載荷作用下轉向橋的疲勞壽命進行了預測。

目前對于轉向橋的研究多在于材料失效和相關力學性能等方面，而對于其結構受損對承載能力的影響規律的研究鮮有報道。為了研究轉向橋前梁結構上缺陷對轉向橋極限承載能力的影響規律，本文將基于LS-DYNA 軟件對高速破片侵徹轉向橋前梁的過程進行數值模擬，通過在前梁上不同位置預制一定尺寸缺陷的方法，研究缺陷對轉向橋前梁極限承載能力的影響規律。

1 破片侵徹轉向橋前梁數值模擬

1.1 轉向橋前梁結構

車輛車橋通過懸架與車架（或承載式車身）相連接，其兩端安裝車輪。車橋的作用是承受車輛的載荷，維持車輛在道路上的正常行駛。后驅車輛前方車橋常采用轉向橋，轉向橋可分為斷開式轉向橋和非斷開式轉向橋。某類型輕裝甲車輛一般采用非斷開式轉向橋，整體結構組成如圖1 所示[20]。

圖1 轉向橋結構組成Fig.1 Composition of steering axle structure

轉向橋前梁常采用工字形結構，其在車輛靜止或勻速運動時，主要承受車輪與鋼板彈簧底座對其的垂直力與彎矩。此時轉向橋前梁所受垂直力和彎矩的分布如圖2 所示。其中，Fa1和Fa2為車輪對前梁的支撐力，Fb1和Fb2為彈簧底座對前梁的壓力，M1和M2是前梁上與彈簧底座接觸處的彎矩。從彎矩分布圖可以看出，2 個彈簧底座之間的彎矩保持不變，車輪支撐點到彈簧之間彎矩線性增加。

圖2 前梁受垂直力與彎矩分布Fig.2 Vertical force and bending moment distribution diagram of front beam: a) front beam subjected to vertical force;b)bending moment distribution on front beam

選定某一裝甲車輛為研究對象，其部分性能參數見表1[21]。車輛最大總質量為13 000 kg，其中前軸負荷為6 500 kg。該車輛靜止或勻速行駛時，前梁上承受垂直方向力的大小約為6.37×104N。該裝甲車輛轉向橋前梁采用40Cr 鋼，前梁簡化后的結構尺寸如圖3 所示。

圖3 某型號車輛轉向橋前梁結構尺寸（單位：mm）Fig.3 Structural dimensions of front beam of a vehicle steering axle(unit: mm): a) front view;b) I-section diagram

表1 某型號裝甲車輛部分性能參數Tab.1 Some performance parameters of a certain type of armored vehicle

1.2 計算模型及參數

破片為直徑 8 mm 的球形鎢合金鋼，采用Lagrange 八節點實體單元類型，網格尺寸為2 mm，劃分為875 個單元，網格模型如圖4 所示，材料參數見表2[22]。

圖4 破片有限元模型Fig.4 FEM of fragment

表2 破片材料參數Tab.2 Parameters of fragment material

考慮沖擊過程中前梁損傷區域在破片撞擊點附近，為提高計算效率，將前梁網格局部加密，加密部分網格尺寸為2 mm，其他部分網格尺寸為6 mm，采用Lagrange 八節點實體單元類型，前梁網格模型如圖5 所示。前梁整體采用隨動硬化模型，材料參數見表3[23]。對前梁左右兩端節點施加邊界條件，限制X、Y方向位移。通過侵蝕單面接觸實現破片與轉向橋前梁侵徹接觸定義。設定破片初始速度為1 400 m/s，沿X方向垂直入射。破片侵徹命中點設為前梁中間和上方位置。

圖5 前梁有限元模型Fig.5 Front beam model diagram

表3 前梁和鋼板彈簧底座材料參數Tab.3 Material parameters of front beam and leaf spring base

1.3 計算結果與分析

破片以一定初始速度從前方撞擊轉向橋前梁的中部和上端，兩區域厚度分別為15、64 mm。破片撞擊不同區域初始速度見表4。各工況破片的速度衰減曲線如圖6 所示，可以看出，破片侵徹過程中速度衰減近似線性。由圖6a 可以看出，破片以1 400 m/s 的初始速度撞擊前梁中部區域時，侵徹過程中剩余速度降低為0 m/s，表示破片以1 400 m/s 的初始速度不能擊穿前梁中部區域；破片以1 500 m/s 的初始速度撞擊前梁中部區域時，侵徹過程結束后，剩余速度為49 m/s，表示破片以1 500 m/s 的初始速度可以擊穿前梁中部區域。由此可知，破片擊穿前梁中部區域的臨界初始速度位于 1 400～1 500 m/s，破片以大于1 500 m/s 的初始速度撞擊前梁中部區域時，可將前梁擊穿。由圖6b 可知，破片以1 800～2 600 m/s 的初始速度撞擊前梁上端區域時，侵徹過程中剩余速度均降低為0 m/s，表示當破片初始速度低于2 600 m/s 時，不能擊穿前梁上端區域。

圖6 破片速度衰減曲線Fig.6 Fragmentvelocity decay curve: a) the fragment hits the midsection of the front beam;b) the fragment hits the upper area of the front beam

表4 破片初始速度Tab.4 Initial velocity of fragment

破片以1 500 m/s 的速度撞擊前梁中部區域的過程如圖7 所示。圖7a 是破片剛剛接觸前梁時刻，可以看出，破片高速撞擊前梁，在前梁內部形成沖擊波，并逐步向四周傳播。圖7d 是破片離開前梁時刻，此時可以得到破片侵徹前梁彈道軌跡，如圖8 所示。破片侵徹前梁過程中，破片在前梁部件命中處穿透前梁，形成通孔，孔徑為10～11 mm。因此，可通過在前梁不同位置處預制一定直徑的孔洞缺陷，來模擬前梁的不同位置遭受破片打擊結果。

圖7 破片撞擊過程Fig.7 Fragment impact process

圖8 破片侵徹彈道Fig.8 Fragment penetration trajectory

2 含缺陷前梁極限承載模擬分析

2.1 計算模型與參數

基于圖5 的計算模型，為了研究破片從正面擊穿前梁不同區域后，前梁極限承載能力的變化規律。在前梁不同位置預制圓形通孔作為初始缺陷，建立含缺陷的前梁有限元模型。模型整體采用Lagrange 八節點實體單元類型，前梁上網格尺寸為5 mm。鋼板彈簧底座尺寸為80 mm×80 mm×50 mm，其整體也采用Lagrange 八節點實體單元類型，鋼板彈簧底座上網格尺寸為5 mm。將鋼板彈簧底座與轉向橋前梁進行共節點，建立的有限元網格模型如圖9 所示。

圖9 鋼板彈簧底座與轉向橋前梁網格模型Fig.9 Leaf spring base and steering axle-beam mesh model

前梁整體采用隨動硬化模型，材料參數見表3。對前梁左右兩端下側角落部分節點施加邊界條件，限制其在X、Y軸的軸向位移。鋼板彈簧底座設定為剛體，材料參數見表3[24]。對鋼板彈簧底座整體施加邊界運動條件，使其以1 mm/s 的速度勻速向Y軸負方向運動。

2.2 缺陷位置設計

設計預制孔洞缺陷的位置，通過比較缺陷位于不同位置時前梁能承受的垂直方向極限承載力Fmax，可得到前梁極限承載能力的變化情況。將前梁最下方中間處設為系統原點位置，分別在前梁上端、下端、中間處預制圓孔缺陷。圓孔直徑為10 mm，圓孔間水平方向間隔為50 mm，各圓孔缺陷位置如圖10 所示。

圖10 不同圓孔缺陷工況匯總Fig.10 Conditions of different circular hole defects

2.3 缺陷位置對極限承載能力的影響

彈簧底座向下運動時，會使前梁產生向下的變形。前梁抵抗該變形時，會對彈簧底座產生與彈簧底座運動方向相反的作用力。當前梁整體產生塑性變形時，該作用力達到最大值。此時，該最大值為對應工況下前梁垂直方向的極限承載力。定義極限承載下降比F為存在缺陷時極限承載力F1與前梁在正常無缺陷時能承受的最大垂直力Fmax的比值。計算得到前梁在不同位置處存在1 cm 直徑的孔洞缺陷時，其對應的極限承載下降比分布如圖11 所示。

由圖11 可看出，當缺陷位于2 個彈簧底座下方區域時，前梁極限承載能力下降程度最大，約降低為無缺陷時極限承載能力的60%；當缺陷位于前梁其他位置時，極限承載能力約降低為無缺陷時極限承載能力的70%。定義2 個彈簧底座正下方區域為易損區，其他區域為非易損區。觀察前梁斷裂過程，當圓孔缺陷位于非易損區時，前梁斷裂處總是位于易損區；當圓孔缺陷位于易損區時，前梁斷裂處裂紋總會經過圓孔缺陷。

圖11 前梁極限承載下降比分布Fig.11 Distribution diagram of decline ratio of the ultimate bearing capacity of the front beam

2.4 缺陷尺寸對極限承載能力的影響

為了得到前梁在車輛自身重力作用下斷裂的極限圓孔缺陷尺寸，在易損區預制不同直徑圓孔缺陷，并計算對應前梁的極限承載能力。圓孔直徑以5 mm為差值，從5 mm 逐漸擴大至70 mm，共取14 個工況，工況編號對應的圓孔直徑分別為5、10、15、20、25、30、35、40、45、50、55、60、65、70 mm。計算得到前梁極限承載能力結果及相應擬合曲線如圖12 所示。

圖12 易損區存在不同直徑圓孔缺陷時前梁的極限承載能力Fig.12 Ultimate bearing capacity of the front beam when there are circular holes with different diameters in the vulnerable area

從圖12 可以看出，當前梁易損區圓孔缺陷直徑增大時，前梁極限承載能力隨之下降。根據圖中A點坐標，當表1 中車輛轉向橋前梁易損區圓孔缺陷直徑尺寸達到或大于1.8 cm 時，前梁極限承載能力會小于其所需承載車輛重力。此時，前梁會在車輛自身重力作用下而發生塑性屈服。

3 結論

1）對于直徑為1 cm 的圓孔缺陷，當位于非易損區時，前梁達到極限承載時在易損區發生斷裂，其極限承載能力約為無缺陷時的70%；位于易損區時，前梁達到極限承載時裂紋會經過圓孔，其極限承載能力約為無缺陷時的60%。

2）某型號車輛前梁上易損區圓孔缺陷直徑尺寸達到1.8 cm 時，其前梁會在車輛自身重力的作用下發生塑性屈服。