馬志國，劉朝中，李 敏

（黃河科技學院，河南 鄭州 450063）

1 引言

貨箱作為自卸車上體積最大部件，是運輸貨物直接承載體，更是自卸車重要組成部分之一，其強度、剛度和耐磨性必須符合實際工作要求，降低貨箱重量可有效提高整車燃油經(jīng)濟性。盡管結(jié)構(gòu)比較簡單，但無論在實際用途還是視覺效果方面貨箱都是自卸車主體框架不可或缺支撐部分[1]。伴隨著車身朝輕量化發(fā)展，貨箱輕量化具有重要意義。

針對貨箱研究：文獻[2]對比考慮貨箱影響有限元模型基礎上，就貨箱存在對車架強度貢獻進行研究；文獻[3]基于有限單元法研究貨箱在裝箱時受到巨石沖擊影響；文獻[4]模擬自卸車貨箱在各種工況下整體應力分布，著重考察貨箱底板強度；文獻[5]針對不同部位采用不同單元網(wǎng)格得到與實際情況更為符合貨箱強度分析。

以某重型自卸車貨箱為研究對象，綜合運用材料力學、土力工程學原理及計算機仿真分析手段，對貨箱結(jié)構(gòu)進行有限元分析。在保證結(jié)構(gòu)強度基礎上，通過采用降低主板厚度、優(yōu)化側(cè)板和護板總成以及高強度鋼板等代設計方法，對貨箱進行輕量化設計。繼而使用高強度鋼板替代傳統(tǒng)鋼板，對輕量化后貨箱進行經(jīng)濟性分析，并對不同材料設計貨箱使用壽命進行對比。

2 貨箱載荷簡化及加載方法

按照國際標準自卸車貨箱裝載情況可描述為平裝、1/2堆裝或者1/3堆裝[6]，真實描述礦石重力分布較為繁瑣，為簡化礦石載荷的描述，以載荷最大的貨箱1/2堆時為計算模型，如圖1（a）所示。簡化礦石載荷描述，礦石分布呈階梯狀，如圖1（b）所示。

圖1 貨箱裝載Fig.1 Container Loading

假設礦石分布呈階梯狀，將其分為 P1、P2、P3、P4。其中，P1、P2、P3、P4對底板均有垂直載荷；P1、P2、P3對前板有垂直載荷 FQ1、FQ2、FQ3；P1、P2對兩側(cè)板有膨脹載荷 FC1、FC2。

2.1 貨箱前擋板垂直載荷密度

前擋板垂直載荷分布，如圖2所示。按靜力與力矩作用效果等效原理，等效為梯度分布形式，計算出載荷密度[7]。

圖2 貨箱前擋板垂直載荷分析圖Fig.2 Analysis of Container Front Baffle Vertical Load

計算出 P31=0.78P3，P32=0.13P3，P33=0.05P3。

2.2 貨箱底板垂直載荷密度

假設底板垂直載荷密度P1≈P2；而P2、P3、P4依次相差為60%左右，按載荷和載荷力矩等效，則：

其中，由P3=0.6 P4，P2=0.36 P4，計算得到貨箱底板垂直載荷。

2.3 貨箱側(cè)板載荷密度

側(cè)板受壓，如圖3所示。將其簡化為階梯型分布。

圖3 貨箱側(cè)板載荷密度分析圖Fig.3 Side Boxes of Load Density Analysis Chart

采用朗肯土壓力公式計算側(cè)板壓力分布，主動土壓力強度：

式中：Kα=tan2（45-0.5）—主動土壓力系數(shù)；ρ—礦石密度；φ=45°—安息角（礦石在堆放時能夠保持自然穩(wěn)定狀態(tài)的最大角度）。按靜力與力矩等效原則，即可得出側(cè)板壓力。

3 貨箱強度分析

3.1 工況選取

在對貨箱進行有限元分析之前，需要對貨箱工況進行選擇，主要選取如下：

（1）貨箱滿載靜態(tài)或水平路面勻速行駛（理想狀態(tài)）；（2）貨箱滿載水平顛簸行駛；（3）貨箱滿載緊急剎車停止；（4）滿載下坡（坡度為10°）顛簸行駛時緊急剎車停止；（5）貨箱滿載顛簸路面舉升初始時；（6）貨箱滿載顛簸路面舉升中間時；（7）礦石沖擊貨箱底板后部；（8）礦石沖擊貨箱底板前部；（9）礦石沖擊貨箱護板總成—FOPS裝置驗證[8]。

3.2 靜態(tài)工況

工況1至6等效應力分布，如圖4所示。

圖4 靜態(tài)應力分布Fig.4 Results of Static Stress Analysis

由圖可知，工況（1～4）貨箱應力分布不均勻，80%應力小于200MPa。高應力區(qū)域比較集中，出現(xiàn)在貨箱舉升鉸接座附近，最大值約572MPa，超過材料屈服極限，主要由于結(jié)構(gòu)設計及模型簡化兩方面原因。工況（5～6）高應力區(qū)域集中在車架鉸接座附近，卸料工況下此區(qū)域最大應力為253MPa，小于以上工況。對比可知，貨箱整體結(jié)構(gòu)變形最大情況發(fā)生在工況4，發(fā)生在側(cè)板前中段和護板總成；滿載時，側(cè)板承受來自貨物向外壓力，而貨箱放置在車架上時，本身與水平地面成夾角9°，使得貨箱前半部分變形比較大，這與實際情況相符合。

通過對靜態(tài)工況分析發(fā)現(xiàn)，單元部分結(jié)構(gòu)設計不合理，板厚選擇也有較大優(yōu)化空間。側(cè)板厚度過大，幾乎在任何工況下，側(cè)板最大應力值不超過150MPa。說明側(cè)板設計過于安全，可適當減小厚度。

3.3 瞬態(tài)沖擊工況

在ABAQUS對針對貨箱工況（7～9）進行分析，底板總成受質(zhì)量為6000kg圓柱形礦石模擬物瞬態(tài)應力情況，如圖5所示。

圖5 貨箱瞬態(tài)沖擊工況應力應變云圖Fig.5 Had Transient Impact Stress and Strain Condition

工況7最大應力值110MPa；除去建模誤差造成歧點，工況8貨箱底板前部造成最大應力值195MPa，發(fā)生在沖擊物與貨物接觸中心邊緣。對比可知，貨物沖擊區(qū)域發(fā)生屈服，需要依靠此部分抵抗沖擊，因此，底板沖擊中心或縱梁與底板焊接處較為薄弱。工況9是對護板是否達到標準的驗證實驗，通過觀察發(fā)現(xiàn)，貨箱護板在該沖擊情況下最大應力為243MPa，在側(cè)板的屈服極限內(nèi)；同時形變量為65mm，完全符合國際標準ISO3449對護板的要求。

4 貨箱結(jié)構(gòu)優(yōu)化與輕量化設計

4.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

4.1.1 貨箱主體板厚尺寸優(yōu)化

在滿足強度前提下，假設貨箱幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，以貨箱前板、側(cè)板、底板板厚為設計變量，通過板厚變化來優(yōu)化貨箱結(jié)構(gòu)，實現(xiàn)輕量化設計，優(yōu)化范圍及結(jié)果，如表1所示。

表 1主板厚度優(yōu)化（mm）Tab.1 Optimization of Main Board Thickness（mm）

優(yōu)化后貨箱體積降低405149769.36mm3，相應的，其質(zhì)量減少到18939507.01g，降低3160168.21g，下降幅度為14.3%，其輕量化效果十分明顯。

4.1.2 側(cè)板加強筋優(yōu)化

改進后側(cè)板加強筋形狀為“一體式”，傳統(tǒng)形狀和“一體式”尺寸對比，如圖6所示。

圖6 側(cè)板加強筋尺寸改進Fig.6 Side Plate Stiffener Size Improvement

對“一體式”側(cè)板加強筋貨箱幾何模型進行計算，貨箱整體重量為18810872.89g，比降低板厚后減輕了128634.12g。

4.1 .3優(yōu)化后貨箱強度校核

優(yōu)化前后貨箱各工況下局部等效應力最大值對比，如表2所示。質(zhì)量對比，如表3所示。

表2 改進前后貨箱結(jié)構(gòu)最大應力對比（MPa）Tab.2 Maximum Stress Contrast（MPa）

表3 貨箱質(zhì)量的對比Tab.3 Comparison of the Quality of the Container

4.2 輕量化設計

4.2.1 強度等代板厚分析

不同材料強度等代公式[9]：

式中：δ和δs—原設計材料壁厚和屈服應力；δ′和替換材料參數(shù)。

原貨箱主體材料是Q345（16Mn），采用 HG70E、DOMEX700W替換Q345作為貨箱主板材料。各材料屈服極限從小到大分別為345MPa、570 MPa、700 MPa。對原貨箱材料等強度替換可歸納，如表4所示。

表4 高強度鋼板等代設計厚度Tab.4 Design Thickness of High Strength Steel Plate

分別建立以HG70E和DOMEX700W為主要材料貨箱幾何模型，替換后貨箱質(zhì)量對比，如表5所示。各工況下最大應力值，如表6所示。

表5 不同材料貨箱質(zhì)量對比Tab.5 Comparison of Different Material Quality of Container

表6 三種材料貨箱不同工況下最大應力值（MPa）Tab.6 The Container Under Different Conditions the Maximum Stress Value

由表可知，使用HG70E替換后貨箱最大等效應力出現(xiàn)在工況4，最大應力543MPa，小于材料屈服極限570MPa；DOMEX700W替換后，最大應力645MPa，小于材料的屈服極限700MPa。兩種材料替換成功。

4.2.2 疲勞壽命對比

式中：λ—試件可以承受的總周期數(shù)；

Ni—試樣在各級應力水平下的理論壽命；

ni—各級應力水平下的實際循環(huán)數(shù)；

n—不同應力水平數(shù)。

以Q345為主體材料的貨箱，材料抗壓強度極限Rm=600MPa，危險局部Kσ=1.8。根據(jù)分析，工況5工作應力σa=250MPa，應力比r=0；貨箱主體結(jié)構(gòu)板件表面為粗車，取β=0.85；安全系數(shù)［n］=1.2。估算103和結(jié)構(gòu)S/N曲線拐點N0時材料疲勞極限：

N=N0時，σ-1N=0.9Rm=540MPa；

N=103時，σ-1N=σ-1=0.44Rm=264MPa；

估算103和106時材料疲勞極限：

N=103時，σ-1DN=σ-1N=0.44Rm=540MPa；

N=106時，σ-1DN=σ-1/KσD=110MPa；

從103到106零件S/N曲線：

不考慮分散系數(shù)時，結(jié)構(gòu)S/N曲線表達為：

根據(jù)材料力學，預測試件壽命為[10]：

貨箱S/N曲線方程為：

貨箱壽命估算為：

σ=［n］σa=300MPa

將300MPa代入不考慮分散系數(shù)S/N式（5）中，得到貨箱的疲勞壽命N1=1.82×104，按照每天使用50次計算，可以使用364天。

同理可預測出使用HG70E、DOMEX 700W為主體材料貨箱疲勞壽命為：N2=2.68×104，可以使用 536 天；N3=4.82×104，可以使用964天。由此可見，DOMEX700W鋼板為主體材料的貨箱的壽命為原材料貨箱壽命的將近3倍，使用高強度鋼板制作貨箱，可大幅提高貨箱使用壽命。

5 試驗驗證

采用直角平面應變片測試貨箱應變，應變片結(jié)構(gòu)如圖7（a）所示，試驗用車如7（b）所示。根據(jù)以上分析，在車架鉸接座附近、沖擊物與貨物接觸中心邊緣、縱梁與底板焊接處等部位粘貼應變片進行測量。選用BSF120-1.0CA-T2平面直角應變片、BeeTech無線傳感器發(fā)射節(jié)點、BeeData數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)。應變片直接粘貼在測量部位外側(cè)，傳感器節(jié)點讀取測量數(shù)據(jù)，數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)對獲得的數(shù)據(jù)進行相關處理等到應力變化曲線。

圖7 試驗設備Fig.7 Test Equipment

結(jié)合改進力學分析及試驗測試，將改進前后的數(shù)據(jù)進行比較，來判斷改進結(jié)構(gòu)的效果，動態(tài)應力水平試驗分析圖譜，如圖8所示。靜態(tài)、裝載、卸貨等工況的數(shù)據(jù)對比，如表7、表8所示。

圖8 試驗測試圖譜Fig.8 Test results

表7 靜力學工況比較Tab.7 Comparison of Static Working Conditions

表8 改進前后不同工況對比Tab.8 Comparison of Different Working Conditions Before and After

由圖7和表7、表8對比分析可知，結(jié)構(gòu)改進前后不同工況進行對比，可以得出以下結(jié)論：經(jīng)過結(jié)構(gòu)改進，車架整體強度較之前有了很大的提高。模型在改進前，在尖角及焊縫處出現(xiàn)較高的應力集中和塑性變形情況，經(jīng)過改進應力降低了約50%，材料沒有出現(xiàn)任何的塑性變形。

6 結(jié)論

根據(jù)自卸車貨箱結(jié)構(gòu)特點，分析在9種工況下強度，對貨箱進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化及輕量化設計，通過試驗進行驗證。結(jié)果可知：（1）貨箱9種典型工況分析對比可知，在滿載下坡（坡度為10°）顛簸行駛時緊急剎車停止工況下應力出現(xiàn)最大值；（2）通過更改加強筋形狀及橫截面形狀對側(cè)板總成進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計；利用減少加強筋數(shù)目、改變加強筋位置對護板總成進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計，降低貨箱質(zhì)量至 18648kg，降幅為 15.6%；（3）使用 HG70E、DOMEX700W 替代傳統(tǒng)Q235E，分別使貨箱質(zhì)量下降了19.2%、22.6%；（4）對各種材料貨箱疲勞壽命分析可知，使用DOMEX700W貨箱，疲勞壽命最長；試驗分析表明結(jié)構(gòu)優(yōu)化和輕量化設計是可靠有效的。