重型自卸车车架早期断裂原因的研究

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　　一、前言

　　自卸车的使用环境复杂，常常用于矿山、工地、港口等场所。多在道路不平、超载严重的恶劣条件下使用。某汽车公司的重型自卸车在产品的开发、试验和用户的使用过程中均发现有车架结构的早期断裂问题，主要位于主车架宽度变化的地方。为此，利用有限元分析方法对该车架进行了有限元分析，与实验结果进行了对比，找出了车架早期断裂的原因，并提出改进方案。

　　二、有限元分析模型的建立

　　（一）模型的建立

　　该重型自卸车车架为边梁式，采用多层结构，各层间用铆接或螺栓联接，其结构如图1所示。这种形式的结构与具有连续横截面的车架不同，其力的传递是不连续的。建立有限元分析模型时，应根据实际结构进行适当的简化处理。车架有限元分析模型一般分为梁单元和壳单元模型。梁单元模型是将车架结构简化为一组由梁单元组成的框架结构，以梁单元的截面特性来反映车架的实际结构特性。

　　此法无法详细分析车架应力集中问题，不能体现车架纵、横梁连接方式。壳单元模型则将是利用壳单元对车架进行离散处理，克服了梁单元模型的缺点，精度高。因此，为了提高分析计算精度，分析模型采用以壳单元为基本单元的有限元分析模型。

　　该车架长7.5m，宽0.93m，有2根纵梁，6根横梁和1根外包梁。考虑到车架几何模型的复杂性，先在UG软件里面建立好车架的面模型，导入到Hy2permesh软件进行网格划分等前置处理，然后提交到Nastran解算。车架各层之间通过铆钉联接，可以用Hypermesh2 connectors中的ACM单元来模拟铆钉联接。前悬弹簧的模型为在每边纵梁上采用2个bush单元，每个bush单元通过多个MPC单元与车架连接；后悬弹簧的模型为在每边纵梁上采用1个bush单元与车架后轴连接。整个车架被离散为228254个壳单元，1480个ACM单元，8876个MPC单元，材料为16MnL，杨氏模量为2×105MPa，泊松比为0.3。

　　离散后的有限元模型如图2所示。

　　图2 车架的部分有限元模型

　　（二）边界条件的确定

　　由于车架在正常工作时是由车轮通过板簧和悬架支撑的，故边界条件简化为约束前后悬弹簧单元接地处的所有自由度，让车架形成一简支梁结构。

　　（三）载荷加载和计算工况

　　1．载荷的简化及加载

　　将作用在车架上的外载荷简化为等效载荷加到车架的相应部位，车身的质量及车架上的各总成简化成均布载荷作用在车架的相应部位上。根据实际受力情况，在安放驾驶室的地方加上7t的均布力，在剩余处加上33t的均布力。如图3所示。

　　图3 载荷示意图

　　2．计算工况

　　根据车辆电测的有关标准和车辆实际运行时的受力情况，车架的静力分析要考虑弯曲工况和弯曲扭转工况。弯曲工况加载时车辆的4个车轮在同一水平面；弯扭工况是将车辆的右前轮抬起或左后轮抬起一定距离时的受力工况。求解后的应力分布如图4、图5所示。

　　图4 变宽度处弯曲工况的应力分布图

　　图5 变宽度处弯扭工况的应力分布图

　　3．模态的计算

　　对车架作自由模态分析可求出车架的固有频率和振型，以便对车架的动态特性和刚度作进一步研究。用Lanczos法提取自由振动时的前9阶固有频率，各阶频率如表1所示。

　　表1 车架的1～9阶固有频率及振型

　　4．车架静应力电测实验

　　对车架进行了应变电测实验。应变片的布置是根据该车架使用过程中发生早期断裂的实际部位及有限元分析中应力较大的地方来确定的，应变片布置的主要位置见图6，图中83、85、86、88、89、90、92处为应变片的贴片位置。车架变形时，纵梁翼缘边沿处是单向应力状态，方向沿着纵梁的轴线方向，因此单片应变片应可满足测试要求。

　　图6 部分应变片的布置位置

　　三、计算与实验结果分析

　　（一）计算与实验结果分析

　　计算、实验结果表明两种工况下，整个车架的应力没有超过许用的安全应力。应力最大的地方为第三横梁与纵梁折弯的连接处，即在图6中应变片88、89、90、92的位置。测点处有限元分析及实验测试结果见表2。由表2可以看出，这4处的应力值相对较大。实验结果、有限元分析结果和实际使用过程中早期断裂的地方吻合，说明所建的有限元分析模型基本正确。

　　由表2还可以看出，车架在弯扭联合工况下，测点88、89、90、92处的应力值最大为14811MPa。而车架的材料为16MnL，许用应力为211～238MPa，远大于测点处的最大应力，静应力不足以引起车架断裂，断裂的发生应该是汽车在行驶过程中产生的动态交变应力造成的。

　　表2 有限元计算值与实验测试值比较

　　通过对计算结果和实测值的分析，认为造成测点88、89、90、92附近应力集中的原因主要有：车架结构为前宽后窄，而副车架前端正好位于附近，使车架前、后端的扭转刚度不同，且差异较大。第三横梁正好在纵梁的折弯处连接，在提高车架的抗扭刚度的同时，也会在车架产生较大扭转变形时阻碍扭转变形沿纵梁的传递，使该处出现较高的应力，最终引发结构的断裂。

　　（二）改进

　　从以上的静力计算结果和分析出发，对该车架结构进行了改进：将车架变宽度区域的长度延长1m以上；同时将第三横梁位置稍微后移，使之不正处在纵梁折弯处。图7为改进后的弯扭工况，从图中可以看出第三横梁处应力降低很多，同时纵梁折弯处的应力分布变均匀。改进后，实际使用结果表明该车架再未发生早期断裂的问题。