大跨度舉高消防車底架支腿接觸非線性計算及試驗驗證

摘要：針對傳統大跨度舉高消防車的底架支腿之間接觸區域應力較難準確評估的問題，基于接觸非線性計算方法對某款大跨度舉高消防車底架支腿的接觸區域強度進行有限元分析，通過對典型位置的仿真結果與實車測試結果進行對比，驗證了接觸非線性計算的準確性，為底架支腿的輕量化設計提供了新思路，可廣泛應用于大跨度舉高消防車優化設計中。

關鍵詞：大跨度舉高消防車；底架支腿；接觸非線性計算；有限元分析

中圖分類號：U467 收稿日期：2023-01-21

DOI：10.19999/j.cnki.1004-0226.2024.04.013

1 前言

在大跨度舉高消防車滅火救援時，底架支腿作為主要的承載部件，承受整車重力、上裝臂架的傾翻力矩及噴水反力矩[1-2]。因而，底架支腿受力的準確計算，對大跨度舉高消防車的整車安全性和穩定性尤為重要。

然而，傳統的底架支腿設計計算方法難以準確計算大跨度舉高消防車多工況、多角度、多姿態，底架與活動支腿之間接觸區域的接觸應力。目前，較為通用的方法是建立底架與支腿的Shell181單元殼體有限元模型，在底架與活動支腿之間添加CERIG單元進行剛性連接來計算接觸區域應力，從而忽視了該處滑塊對支腿上下蓋板的接觸擠壓作用，如圖1所示。

基于此，以某型大跨度舉高消防車為例，選取典型工況對底架支腿結構進行接觸非線性計算，并通過實車結構試驗驗證模型的準確性。

2 底架支腿有限元模型

本文利用ANSYS軟件多種單元類型的特點，對SOLIDWORKS中底架支腿三維模型進行中面提取和幾何處理，應用HyperMesh軟件對底架支腿進行網格劃分，添加有限元信息，建立底架支腿焊接裝配體有限元模型。

如圖2所示，支腿和底架是由鋼板焊接而成的裝配結構，采用Shell181殼單元來模擬；對于二級活動支腿垂直油缸、后擺腿擺動油缸采用Link180桿單元來模擬；對于軸與軸承之間力的傳遞，采用Beam188梁單元來模擬；一級活動支腿和二級活動支腿搭接處、底架與一級支腿搭接處采用Solid185實體單元來模擬，如圖3a所示。

受力的質量點采用Mass21單元來模擬。對于底架支腿結構中一些非承載結構，如水路、副車架、副梁、底盤大梁附屬結構，其質量不能直接忽略，在ANSYS中簡化實體為質量點加載在相應重心位置。

底架與后擺腿之間簡化連接方法如圖3b所示，只在軸與軸套接觸位置添加Beam188單元模擬受彎受剪。該簡化連接方法能高效模擬軸對軸套的作用，保證模型中底架與后擺腿之間力傳遞的正確性。

為了更好地模擬底架支腿間傳力，有限元模型中對底架支腿搭接位置采用面面接觸分析。面面接觸算法是通過目標面和接觸面構成接觸對來模擬面面接觸力學行為，而且支持有大滑動和摩擦的大變形。計算一致剛度陣，可用不對稱剛度陣選項；提供為工程目的需要的更精確的接觸結果，如法向壓力和摩擦應力。目標面采用TARGET 170模擬，接觸面采用CONTA173模擬。

如圖4所示，接觸對1、2、5、6為二級伸縮支腿與一級伸縮支腿之間的接觸位置；接觸對3、4、7、8為一級伸縮支腿與底架之間的接觸位置；接觸對9為回轉支撐面與回轉中心上裝質量點之間的接觸位置；接觸對10為底架與副梁之間的接觸位置。

所建立的最終模型如圖2所示，網格單元數為34.3萬，節點數為33.8萬；控制四邊形單元長寬比≤5.0，翹曲度≤16°，偏斜度≤60°，內角范圍為40°～135°[3]；控制三角形單元長寬比≤5.0，偏斜度≤60°，內角范圍為20°～120°。

3 邊界條件

3.1 力邊界條件

大跨度舉高消防車底架支腿結構滅火救援工作中所受的載荷，主要有上裝臂架回轉部分所產生的垂直載荷和彎矩、噴水反力和反力矩、風載荷和風載荷的作用力矩等，選取的載荷組合為臂架結構自重加水自重后乘以1.1，噴水反力載荷系數1.25[4-5]。

大跨度舉高消防車工作時，底架支腿結構承受上裝回轉部分的垂直載荷和傾翻力矩，現將其分別通過節點耦合的方式加載到回轉支撐法蘭面中心，如圖5所示。下車載荷通過配重心的方式加載到底盤大梁上。

3.2 位移邊界條件

消防車工作時，前后支腿展開著地后將整車支撐起來，輪胎離地。由于上裝傾翻力矩的作用，底架支腿結構出現一定的扭轉變形，以至于前后支腿在左右、前后方向發生滑動[6]。故在設置支腿垂直油缸的約束時，應當考慮釋放底架支腿前后、左右運動的自由度。底架支腿的位移邊界條件如圖6所示。

4 工況分析

消防車滅火救援作業時，臂架有多種展開形式，當一臂變幅角度最低，其余臂節水平全伸時，上裝對下車的傾翻力矩最大，為底架支腿結構受彎最危險工況；水箱、泡沫箱空箱，器材室無器材，駕駛室無乘員載員，為底架支腿受扭最危險工況。

為了更全面地對比底架支腿結構的接觸區域的應力及變形情況，使臂架做360°回轉，對底架支腿進行接觸非線性計算，并依據支反力最大或抬腿量最大的原則[4]，選擇0°、46°、90°、126°、180°、235°、270°、315°等共 8個典型工況，上裝臂架在正后方時為0°。

在ANSYS軟件中計算的應力值均為Von Mises Stress應力值，遵循第四強度理論[7-9]。

許用應力值計算公式如下[10]：

式中，[σ]為許用應力值，304 MPa；n為安全系數，取2；[σs]為屈服強度，690 MPa；[σb]為抗拉強度，750 MPa。

端面承壓許用應力值計算公式如下：

式中，[σcd]為許用應力值，426 MPa。

5 結果分析

5.1 模型正確性驗證

利用ANSYS軟件進行底架支腿接觸非線性計算，提取8個工況支腿反力與穩定性軟件計算結果進行對比。為了更清晰地對比支反力數據的差異，繪制對比曲線，如圖7所示。

由圖7可知，接觸非線性計算的支腿反力與整車穩定性軟件計算的支腿反力隨回轉角度變化趨勢是一致的。接觸非線性計算的支腿合反力與整車計算表的整車總載荷之間的誤差不應超過1 t；接觸非線性計算的單支腿反力與穩定性計算軟件計算的單支腿反力之間誤差不應超過2 t；接觸非線性計算支腿反力最大時回轉角度與穩定性計算軟件計算的回轉角度的誤差不應超過10°；接觸非線性計算三點支撐時回轉角度與穩定性計算軟件計算的回轉角度的誤差不應超過10°；可以驗證底架支腿結構的接觸非線性計算有限元模型是有效的。

5.2 應力計算結果對比

采用傳統有限元計算方法計算的右前支腿與底架之間接觸區域應力如圖8所示。右前二級支腿與右前一級支腿之間接觸區域最大應力為1 459 MPa，右前一級支腿與底架之間接觸區域最大應力為1 023 MPa，計算值遠大于端面承壓許用應力，與實測值相差較大。

采用接觸非線性計算方法計算的右前支腿與底架之間接觸區域應力如圖9所示。右前二級支腿與右前一級支腿之間接觸區域最大應力為543 MPa，右前一級支腿與底架之間接觸區域最大應力為345 MPa，計算值與實測值相差較小。

6 底架局部結構優化

基于5.2節的應力計算結果對比，還可以得到右前支腿和底架整體應力較傳統計算方法要小，存在一定的材料冗余。以底架為例，底架原方案局部加強結構如圖 10a所示，底架局部加強結構是由三塊鋼板焊接而成的箱型結構，兩塊立板橫穿底架兩側側板，在橫穿位置還焊有貼板，焊接加工工藝復雜。其應力如圖11所示，加強區域應力普遍較低，不超過137 MPa。

借鑒國外先進汽車起重機底板加強結構，對底架原方案局部加強結構進行優化布局。優化后底架局部加強結構如圖10b所示，優化后底架局部加強結構由多塊間隔相同的加強板焊接而成。單個加強板兩端寬，中間窄，之間呈圓弧過渡。優化后加強結構不用橫穿底架側板，優化了力的傳遞，同時減輕了底架重量。其應力如圖12所示，加強區域應力最大應力345 MPa，小于端面承壓許用應力426 MPa，滿足強度要求。

7 試驗驗證

7.1 整車穩定性試驗

將大跨距舉高消防車按支腿最大跨距、臂架最大工作幅度展開，臂架末端用鐵鏈吊1.25倍額定載荷的重物。臂架每回轉10°，記錄下回轉角度、支腿反力、離地間隙。試驗過程如圖13所示。

將記錄的回轉角度與支腿反力繪制成曲線圖（見圖14）。從圖14可以看出，支腿反力的試驗值與計算值的相對誤差在9%以內，計算值與試驗值吻合程度很高。

7.2 底架支腿結構應力試驗

根據接觸非線性計算結果，在底架龍門板的開口處貼應變片（見圖15）。為了消除溫度對應力試驗的影響，采用半橋應力測試方法，按要求將測試應變片與其匹配的溫度補償片接入應變測試儀的測試通道中，在確保線路連通后，進行應力試驗（見圖16）。

將記錄試驗測試應力值與有限元分析值繪制成曲線圖（見圖17）。從圖17可以看出，80%的關鍵測點測試數據正常，關鍵測點試驗應力值與計算應力值相對誤差在15%以內，計算結果與試驗結果吻合程度較高。

綜上可知，底架支腿結構接觸非線性計算模型的簡化合理，邊界條件及力的傳遞正確，接觸非線性計算結果可靠。底架支腿局部優化后結構滿足剛度、強度、穩定性要求。

8 結語

a.底架支腿接觸非線性計算接觸區域強度較傳統有限元計算方法更接近真實值。

b.底架支腿接觸非線性計算結果表明，現有底架支腿局部加強結構存在材料冗余的現象。

c.底架支腿接觸非線性計算結果，可用于指導底架支腿結構優化設計。

參考文獻：

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作者簡介：

禹源，男，1987年生，工程師，研究方向為消防車輛設計開發。