劉 超，吳 娜，王素鳳，楊志安

(1.唐山學(xué)院 a.交通與車輛工程系，b.河北省智能裝備數(shù)字化設(shè)計(jì)及過程仿真重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河北 唐山 063000； 2.唐山亞特專用汽車有限公司，河北 唐山 063000)

0 引言

橋殼作為汽車傳動(dòng)系的重要承載件，其疲勞強(qiáng)度直接影響著車輛的行駛性能[1]，因此，對(duì)汽車橋殼的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行檢測尤為重要。目前檢驗(yàn)汽車橋殼疲勞強(qiáng)度的方法主要有實(shí)驗(yàn)室臺(tái)架試驗(yàn)、實(shí)車道路試驗(yàn)、虛擬疲勞試驗(yàn)三種。實(shí)驗(yàn)室臺(tái)架試驗(yàn)具有試驗(yàn)周期短、成本低等優(yōu)點(diǎn)[2]，成為汽車橋殼研發(fā)過程中的重要檢驗(yàn)手段。

比如，單新平等[3]在對(duì)橋殼疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測的研究中，應(yīng)用垂向雙激勵(lì)橋殼臺(tái)架對(duì)橋殼進(jìn)行了試驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集。孔振海等[4]采用縱向雙激勵(lì)橋殼臺(tái)架對(duì)某商用車驅(qū)動(dòng)橋殼進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)，進(jìn)而驗(yàn)證了模擬分析的可靠性。張志遠(yuǎn)等[5]通過垂向橋殼臺(tái)架試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方法，對(duì)比了沖焊橋殼和鑄鋼橋殼的耐久性能指標(biāo)，表明鑄鋼橋殼的疲勞耐久性能強(qiáng)于沖焊橋殼的疲勞耐久性能，采用鑄鋼橋殼的重型牽引車可有效提高結(jié)構(gòu)的可靠性。

目前國內(nèi)橋殼的實(shí)驗(yàn)室臺(tái)架試驗(yàn)多采用單向加載方式，該方式雖然能夠模擬汽車橋殼在某一方向力作用下的疲勞強(qiáng)度，但這種單向加載的作用方式與橋殼實(shí)際受力情況不相符，以致試驗(yàn)結(jié)果與實(shí)際情況存在一定差異[6-9]。汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)的雙向加載方式相比單向加載方式，能夠在垂向和縱向兩個(gè)方向上施加載荷，可以更真實(shí)地反映橋殼在汽車運(yùn)動(dòng)過程中的受力情況。對(duì)于雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)，雖有學(xué)者對(duì)其液控系統(tǒng)方面進(jìn)行了一定的研究[10-11]，但對(duì)其主體框架設(shè)計(jì)及性能研究的報(bào)道還不多見。因此，本文設(shè)計(jì)了一款雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)，并對(duì)其關(guān)鍵零部件進(jìn)行仿真分析。

首先根據(jù)橋殼在汽車行駛不同工況下的受力情況，確定雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)的整體結(jié)構(gòu)；然后應(yīng)用有限元分析軟件對(duì)其關(guān)鍵零部件進(jìn)行靜力分析和模態(tài)分析，進(jìn)而驗(yàn)證雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)結(jié)構(gòu)的可靠性，以期為雙向加載式橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)的進(jìn)一步優(yōu)化升級(jí)提供技術(shù)支持。

1 雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)的受力分析和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

本設(shè)計(jì)以某載重13 t貨車橋殼為研究對(duì)象，分析橋殼在汽車滿載工況下的受力情況，確定雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)的主體框架結(jié)構(gòu)。

1.1 汽車不同工況下橋殼的受力分析

1.1.1 滿載靜止工況

當(dāng)汽車裝滿貨物靜止停放時(shí)，在垂直方向上橋殼支撐整車質(zhì)量，受力點(diǎn)在鋼板彈簧座位置，橋殼左右兩處的鋼板彈簧座分別接收來自鋼板彈簧的作用力，為G/2，如圖1所示。

圖1 汽車滿載靜止工況下橋殼受力簡圖

1.1.2 沖擊載荷工況

汽車在顛簸路面上行駛時(shí)，不考慮縱向力和側(cè)向力，在垂直方向上橋殼受靜止載荷和沖擊載荷作用。參考相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[12]，對(duì)于此工況下的這兩個(gè)載荷，本設(shè)計(jì)分別取汽車滿載靜止時(shí)相應(yīng)載荷的2.5倍。

1.1.3 最大牽引力工況

最大牽引力工況是指汽車滿載掛一擋行駛在平整路面上。不考慮沖擊載荷及側(cè)向力，此時(shí)橋殼受到垂向和縱向兩個(gè)方向的作用力，以及由于垂向力和驅(qū)動(dòng)力引起的垂向彎矩、水平彎矩和轉(zhuǎn)矩。受力情況如圖2所示。

圖2 汽車最大牽引力工況下橋殼受力簡圖

作用在橋殼左右鋼板彈簧座處的垂向力GK/2為：

GK/2=m2×G/2=82 810 N。

(1)

式中，m2為汽車在加速行駛時(shí)的質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)，貨車的質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)取值范圍為1.1～1.3[13]，本設(shè)計(jì)取1.3。

作用在兩鋼板彈簧座之間的垂向彎矩M1為：

M1=GK/2×(A-B)/2=34 366.15 N·m。

(2)

式中，A為車輪的輪距，本設(shè)計(jì)取1.84 m；B為鋼板彈簧中心距，本設(shè)計(jì)取1.01 m。

橋殼縱向受力即為牽引汽車加速行駛的動(dòng)力F，作用位置垂直于橋殼鋼板彈簧座平面：

(3)

式中，Temax為發(fā)動(dòng)機(jī)最大扭矩，取2 080 N·m；ig為變速箱一擋傳動(dòng)比，取12.1；i0為驅(qū)動(dòng)橋的主減速比，取4.44；ηT為傳動(dòng)系傳動(dòng)效率，取0.8；rr為驅(qū)動(dòng)車輪滾動(dòng)半徑，輪胎型號(hào)為12R22.5，對(duì)應(yīng)的輪胎半徑為0.541 m。

垂直于鋼板彈簧座平面的作用力為：

FL=FR=F/2=82 622 N。

(4)

式中，F(xiàn)L和FR分別為左側(cè)和右側(cè)垂直于鋼板彈簧座平面的作用力。

作用在兩鋼板彈簧座之間的水平彎矩M2為：

M2=F/2×(A-B)/2=34 288.13 N·m。

(5)

驅(qū)動(dòng)橋傳遞驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩，等效為作用在橋殼鋼板彈簧座平面上的力矩T：

(6)

1.1.4 最大制動(dòng)力工況

當(dāng)汽車滿載正常行駛，遇到突發(fā)情況需要緊急制動(dòng)時(shí)，不考慮橋殼受到的側(cè)向力，此時(shí)橋殼受到垂向、縱向的作用力如圖3所示。

圖3 汽車最大制動(dòng)力工況下橋殼受力簡圖

(7)

(8)

橋殼受到的縱向力為F′，作用在橋殼左右鋼板彈簧位置的作用力為：

(9)

式中，φ為汽車行駛時(shí)的地面附著系數(shù)，本設(shè)計(jì)取0.8。

(10)

車輪處受到的縱向力，等效為作用在橋殼兩端鋼板彈簧上的切向力矩T′：

(11)

1.2 雙向加載式汽車疲勞試驗(yàn)機(jī)的整體結(jié)構(gòu)

根據(jù)不同工況下汽車運(yùn)行時(shí)橋殼的受力情況，設(shè)計(jì)雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)，整體結(jié)構(gòu)的三維模型如圖4所示。

1-龍門架立柱；2-橫梁；3-上梁；4-垂向作動(dòng)器；5-縱向作動(dòng)器；6-縱向立柱；7-橋殼夾具；8-汽車橋殼；9-T型槽基座

橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)由龍門架模塊、作動(dòng)器模塊、作動(dòng)器固定模塊、橋殼支撐裝夾模塊、T型槽基座模塊和作動(dòng)器位置調(diào)整模塊六部分組成。龍門架模塊作為橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)的主體模塊，由上梁、龍門架立柱和橫梁組成，上梁焊接在龍門架立柱上，橫梁通過螺栓組固定在龍門架立柱上，龍門架立柱通過螺栓組固定在地面上。作動(dòng)器模塊作為橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)作用力的加載模塊，由垂向作動(dòng)器和縱向作動(dòng)器組成。垂向作動(dòng)器固定在龍門架橫梁上，縱向作動(dòng)器固定在縱向立柱上，縱向立柱通過螺栓組固定在T型槽基座上。橋殼支撐裝夾模塊由立柱支撐部分和橋殼裝夾部分組成，支撐部分通過螺栓組固定在T型槽基座上，裝夾部分通過螺栓組固定在立柱支撐部分上。T型槽基座是橋殼疲勞測試的平臺(tái)，用于固定縱向作動(dòng)器固定模塊、橋殼支撐裝夾模塊。作動(dòng)器位置調(diào)整模塊是指在龍門架立柱和縱向立柱上設(shè)置的螺栓孔，該模塊的作用是調(diào)節(jié)橫梁和作動(dòng)器的相對(duì)位置，完成對(duì)不同尺寸橋殼的疲勞測試。

基于上述汽車不同工況下橋殼的受力分析結(jié)果，按照垂向作動(dòng)器提供325 kN(2.5倍的汽車重力)垂向載荷以及縱向作動(dòng)器提供400 kN(2.5倍的最大牽引力)的縱向載荷，設(shè)計(jì)疲勞試驗(yàn)機(jī)框架，其各部分材料均選用H型鋼材料。橫梁截面尺寸為H 550×300×11×18(mm)，長度為2 878 mm；龍門架立柱截面尺寸為H 502×465×15×25(mm)，高度為3 030 mm；縱向立柱截面為H 440×300×11×18(mm)，高度為1 200 mm。

2 關(guān)鍵零部件靜力分析

2.1 仿真模型建立

雙向加載式汽車橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)主要框架所用材料均為Q390C鋼，其材料屬性如表1所示。

表1 Q390C鋼材料屬性

將在設(shè)計(jì)軟件CATIA中建立的疲勞試驗(yàn)機(jī)框架各部分的模型導(dǎo)入有限元分析軟件ABAQUS。假設(shè)焊接為理想焊接，焊接部分的強(qiáng)度與其他部分強(qiáng)度一致，選用四面體二次單元C3D10對(duì)框架各部分進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格大小設(shè)置為8 mm。按照疲勞試驗(yàn)機(jī)框架各部分與作動(dòng)器的連接狀態(tài)施加約束及載荷后，其關(guān)鍵零部件的仿真模型如圖5所示。

圖5 關(guān)鍵零部件的仿真模型

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 橫梁

圖6為橫梁仿真結(jié)果。橫梁中間位置的應(yīng)力最大，如圖6(a)所示，最大應(yīng)力為230 MPa，小于材料的屈服應(yīng)力，故橫梁設(shè)計(jì)滿足剛度要求。橫梁在載荷作用位置位移最大，如圖6(b)所示，最大位移為2.021 mm，設(shè)計(jì)滿足剛度要求。

圖6 橫梁仿真結(jié)果

2.2.2 龍門架立柱

圖7為龍門架立柱仿真結(jié)果。如圖7(a)所示，最大應(yīng)力在載荷作用的中心位置，應(yīng)力大小為41.5 MPa，小于材料的屈服應(yīng)力。最大位移為0.93 mm，發(fā)生在應(yīng)力最大位置，如圖7(b)所示，最大位移在允許的變形范圍內(nèi)，符合設(shè)計(jì)要求。

圖7 龍門架立柱仿真結(jié)果

2.2.3 縱向立柱

圖8為縱向立柱仿真結(jié)果。根據(jù)應(yīng)力云圖8(a)可知，最大應(yīng)力為201 MPa，小于材料的屈服應(yīng)力。根據(jù)位移云圖8(b)可知，立柱最大的位移發(fā)生在載荷作用位置的邊緣處，最大位移為0.9 mm，在允許的變形范圍內(nèi)。

圖8 縱向立柱仿真結(jié)果

3 模態(tài)分析

將上述三維模型導(dǎo)入ABAQUS，并進(jìn)行簡化處理，忽略三維模型中較小的倒角和圓孔，并假定焊接位置為理想焊接，焊接部分的強(qiáng)度與橫梁其他部分強(qiáng)度相等。

3.1 龍門架

模態(tài)分析為線性攝動(dòng)，特征值求解器為蘭索斯法(Lanczons)。模態(tài)分析考慮的外部激勵(lì)為不平整路面對(duì)汽車橋殼的激勵(lì)，振動(dòng)頻率為20 Hz。經(jīng)模態(tài)分析得到龍門架的各階模態(tài)振型圖(放大50倍)，如圖9所示。

圖9 龍門架的前6階模態(tài)振型圖

龍門架各階模態(tài)的頻率和位移如表2所示。各階模態(tài)的頻率均避開了來自路面的激勵(lì)頻率20 Hz，不會(huì)發(fā)生共振，說明龍門架具有較好的振動(dòng)性，符合使用要求。

表2 龍門架各階模態(tài)的頻率和位移

3.2 縱向立柱

模態(tài)分析振動(dòng)頻率設(shè)置為20 Hz。經(jīng)模態(tài)分析得到縱向立柱各階模態(tài)振型圖(放大50倍)，如圖10所示。

圖10 縱向立柱的前6階模態(tài)振型圖

縱向立柱各階模態(tài)的頻率和位移如表3所示。由表3可知，縱向立柱前6階模態(tài)頻率之間存在一定的差值，頻率呈增長趨勢(shì)。1階、2階頻率接近，4階、5階頻率接近，兩組模態(tài)頻率差值接近。1階、4階模態(tài)振型相似，都是Y方向擺動(dòng)和彎曲，2階、5階、6階模態(tài)振型相似，變形沿Z方向扭轉(zhuǎn)?？v向作動(dòng)器固定在縱向立柱上，縱向作動(dòng)器的工作頻率小于縱向立柱1階頻率，且兩者差值較大，不會(huì)發(fā)生共振。

表3 縱向立柱前6階模態(tài)的頻率和位移

4 結(jié)論

(1)通過分析橋殼在汽車幾種典型工況下的受力情況，設(shè)計(jì)出雙向加載式橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)的整體結(jié)構(gòu)，并確定了其所用金屬的材料和尺寸。

(2)通過靜力分析可知，雙向加載式橋殼疲勞試驗(yàn)機(jī)各個(gè)部件的設(shè)計(jì)符合剛度和強(qiáng)度要求；通過模態(tài)分析可知，各個(gè)部件的固有頻率與作動(dòng)器的工作頻率差值很大，不會(huì)發(fā)生共振。