鵝頸集裝箱半掛車車架結構有限元分析

伍麗娜 廖穎慧 張凱

中汽研汽車檢驗中心（武漢）有限公司 湖北武漢 430050

1 前言

隨著物流運輸速發展，具有高效、經濟并且運載量大的半掛車運輸方式逐漸成為物流運輸業的業的快首選。半掛車車架作為主要承載件，承受著車內外的各種載荷，其可靠性直接決定半掛車能否正常行駛以及行駛的安全性，是影響整車性能的關鍵部件。雖然車架按等強度設計具有一定的安全系數，但常因軸距較大、路面不平及載荷不合理等原因，致使車架產生疲勞破壞。在半掛車車架設計階段運用有限元方法進行強度、剛度校核，有助于縮短產品開發周期并且降低產品開發成本，同時為產品優化升級提供有效的理論依據。

本文以市場上某款鵝頸式集裝箱半掛車車架為研究對象，利用Hypermesh進行劃分網格，基于實際車載工況對邊界條件、約束以及載荷進行定義，并在OptiStruct中完成求解計算，從而獲得車架在不同工況下的應力和位移變形。

2 車架有限元模型建立

2.1 有限元理論基礎

有限元方法基本求解思想是把計算域劃分為有限且互不重疊的單元，在每個單元內選擇合適節點作為求解函數的插值點，將微分方程中的變量改寫成由各變量或者其導數的節點值，與所選用的插值函數組成的線性表達式，借助于變分原理或加權余量法，將微分方程離散求解。

材料力學理論中第三強度理論認為最大切應力是引起屈服的主要因素，即認為無論什么應力狀態，只要最大切應力τmax達到與材料性質有關的某一極限值，材料就發生屈服。單向拉伸下，當與軸線成45°的斜截面上的時（此時橫截面上的正應力為σs），出現屈服。可見，就是導致屈服的最大切應力的極限值。因為這一極限值與應力狀態無關，任意應力狀態下，只要τmax達到就引起材料的屈服，于是得到屈服準則為：

第四強度理論認為畸變能密度是引起屈服的主要因素。即認為無論什么應力狀態，只要畸變能密度vd達到與材料性質有關的某一極限，材料就發生屈服。單向拉伸下，屈服應力為σs， 相應的畸變能密度為于是得到屈服準則為：

半掛車車架一般采用碳鋼或鋁材料，根據材料力學理論，碳鋼、銅、鋁等塑性材料通常以屈服的形式失效，因此本文依據式(1)和式(2)作為屈服判斷準則進行有限元計算分析。

2.2 車架模型建立

半掛車車架結構主要由縱梁、加強橫梁、鎖銷梁等組成，其中縱梁為鵝頸式結構，截面為工字形，由板料拼焊而成，總體采用等變形截面，截面尺寸如圖1所示，集裝箱鎖銷連接橫梁采用整體貫穿式，與縱梁連接處滿焊，截面如圖2(a)所示，加強橫梁截面采用槽形，橫梁連接處滿焊，如圖2(b)所示。在SolidWorks中根據半掛車車架結構建立3D實體模型，根據圣維南原理，模型的局部微小變化和改動，并不會影響到模型總的計算分析結果，為了簡化后續的網格劃分，減少計算量，提高計算效率，在不影響車架力學特性的情況下，對實體模型進行了簡化[3-4]。

a. 忽略了非承載部分。半掛車車架部分主要承載位置為縱梁、橫梁以及鎖銷連接橫梁，對于承載比較小甚至不屬于承載位置的部件可以省略；

b. 略去部分小孔。車架上存在諸多安裝孔、過線孔等結構，其均是為了滿足功能要求設置，在后期網格處理時會影響分析結果，因此對其進行省略；

c. 部分距離應力比較遠的圓弧過渡簡化為直角，部分倒角、圓角不予以考慮，以便較少網格劃分和有限元計算的時間；

d. 根據計算模型的準確性原則，略去車架的附屬結構，如側后防護、水箱、工具箱等。

對車架進行上述簡化后，所建立的車架三維實體模型如圖3所示。

圖1 掛車縱梁尺寸圖

圖2 掛車橫梁尺寸圖

圖3 半掛車實體模型

2.3 車架材料特性

該半掛車車架縱梁、鎖銷連接橫梁部分采用的材料是Q700，橫梁采用的材料為Q345，兩種材料的力學性能如表1所示。

表1 材料特性表

2.4 網格劃分

將車架三維模型導入Hypermesh中抽取中面和幾何清理，然后使用板殼單元劃分網格，得到有限元分析模型，如圖4所示。整體網格由三角形單元、四邊形單元和剛性單元rbe2、rbe3組成，總單元數量433144個，整體網格質量較好，其中三角形單元占比小于1%。

圖4 車架有限元分析模型

2.5 連接處理

車架各部件之間的連接方式均采用焊接型式，其中焊接又分為滿焊、斷續焊接以及點焊等，有限元模型中連接方式正確與否將直接影響計算精度。目前，在有限元模型中模擬焊接最常用的方式是剛性連接和焊接單元連接。本文采用焊接單元處理焊接關系，依據實際焊接情況進行模擬焊接，模擬縫焊連接如圖5所示。

圖5 模擬焊接

2.6 懸架模擬

針對車輛鋼板彈簧懸架簡化模型的研究表明，等效弧形薄板模型可以有效模擬無副簧的鋼板彈簧懸架，而有副簧的模型則可采用等效弧形薄板模型+副簧約束方程的模型[1]。根據半掛車模型實際承載，設定鋼板彈簧的總剛度為1400 N/mm。等效弧形薄板一個重要的幾何參數就是弧形薄板的厚度，以簡支梁的形式在弧形薄板兩端施加位移約束，在最大弧高處的一組節點均勻施加一組方向指向Y軸負方向，大小為1400 N的合力，如圖6所示。采用二分法進行迭代，當最大弧高處的變形量大于1 mm時，增加板厚；反之，減小板厚，直至滿足式（3）[2]。

式中，δ為薄板的最大變形量；ε為誤差，工程上一般采取5%。

圖6 等效鋼板彈簧有限元模型

2.7 載荷及約束

集裝箱半掛車在運輸過程中存在多種工況，不同工況下車架受到的載荷也不相同。車輛結構的靜力學分析一般研究彎曲、緊急制動、轉彎這三種典型工況[5]，這幾種工況的邊界條件和載荷有所差異。

2.7.1 彎曲工況載荷

彎曲工況是指車輛在靜止或者勻速行駛狀態下，車架所受載荷主要來源于貨物及集裝箱的壓力和自身的重力。半掛車額定載重34 t，2個20ft集裝箱貨自重共計5 t，車架縱梁與橫梁施加的集中力均勻分布在梁的表面，其大小為39000×9.8=382200 N，同時施加豎直向下的重力加速度9.8 m/s2。如圖7所示，藍色區域為所加載載荷。

圖7 載荷分布圖

2.7.2 制動工況載荷

緊急制動工況主要針對車輛發生緊急制動的情況，此時半掛車將受到縱向慣性載荷的作用。貨物及集裝箱對與車架鎖銷連接處產生的沖擊載荷較大。車架所受載荷包括制動慣性力以及與彎曲工況相同載荷。GB 7258-2017《機動車運行技術條件》規定半掛車滿載時緊急制動減速度不小于5 m/s2，本文取緊急制動加速度5 m/s2進行分析計算。

緊急制動時所產生的慣性力施加于集裝箱與車架連接處，其大小為39000×5=195000 N；貨物和集裝箱對車架縱梁與橫梁施加的集中力均勻分布在梁的表面，其大小為39000×9.8=382200 N；同時，施加豎直向下的重力加速度9.8 m/s2，以及對車架施加緊急制動加速度5 m/s2。載荷分布圖如圖8所示，其中藍色區域為貨物及集裝箱對梁所產生的集中載荷，綠色區域為緊急制動時貨物及集裝箱對連接處所產生的慣性載荷。

圖8 彎曲工況車架載荷分布圖

2.7.3 轉彎工況載荷

轉彎工況是車輛行駛時的一個常見工況，本文模擬滿載時左轉彎工況，半掛車受到垂直方向的載荷之外，還承受因離心力產生的橫向慣性載荷作用。考慮半掛車整車長度比較長，轉彎時速度較慢，在此選取慣性加速度為0.4 g。轉彎工況下所產生的慣性力施加于集裝箱與車架連接處，其大小為39000×4=156000 N；貨物及集裝箱對車架縱梁與橫梁施加382200 N的集中力，并施加豎直向下的重力加速度9.8 m/s2，同時對車架施加慣性加速度3 m/s2，載荷分布如圖9所示，其中藍色區域為貨物及集裝箱對梁所產生的集中載荷，綠色區域為轉彎時貨物及集裝箱對連接處所產生的慣性載荷。

圖9 轉彎工況車架車架載荷分布圖

2.7.4 約束條件

半掛車在實際行駛過程中，車架與牽引車連接，與懸架系統在吊耳處連接,各種工況下約束條件均一致，根據實際情況對車架進行約束。約束牽引銷X、Y、Z方向的平動自由度和X方向的轉動自由度；懸架系統（圖10所示）：第一排板簧底部約束Y、Z方向的平動自由度，第二、三排板簧底部約束X、Y、Z方向的平動自由度（圖11所示）。

圖10 牽引銷約束形式

圖11 懸架系統約束形式

3 車架計算工況及分析結果

基于上文建立模型，選取半掛車實際使用過程中常見的彎曲工況、緊急制動以及轉彎工況進行模擬計算，分析在滿載下車架結構的強度。

3.1 滿載彎曲工況

施加約束和載荷并運算后，在OptiStruct分析工具中得到變形云圖（圖12）。由變形云圖可以看出，車架的最大變形區域出現在第二橫梁至第三橫梁之間的縱梁上，最大變形量約為16 mm，其原因是由于此處距離前部牽引銷和后部懸架較遠，剛度較小。

圖13為以Q345、Q700材料的屈服強度過濾后得到的應力云圖，由圖可看出，車架板料本身最大應力都未超過345 MPa，局部板件焊接處焊核達到了屈服強度（圖14），表明該處屬于高應力區域。局部應力圖顯示牽引座處以及縱梁階梯連接處是高應力區域，因此設計制造中需重點關注，可適當加強該處的加強筋厚度。

圖12 彎曲工況車架變形云圖

圖13 彎曲工況車架應力云圖

圖14 彎曲工況車架局部應力云圖

3.2 滿載緊急制動工況

施加載荷和約束后，對有限元模型進行求解，車架變形云圖如圖15、16所示。由變形云圖可以看出，車架的最大變形區域出現在第二橫梁至第三橫梁之間的縱梁上，最大變形量約為15.4 mm。橫梁受到集裝箱對其慣性力作用，在X方向發生形變，最大值在連接處，大小約2 mm。

圖15 緊急制動工況車架變形云圖

圖16 緊急制動工況車架X方向（縱梁方向）變形云圖

滿載緊急制動工況下車架應力云圖如圖17，局部應力圖如圖18所示，以Q345、Q700和板簧材料的屈服強度過濾云圖，本模型板簧屈服強度設定為1080 MPa，從圖可以看出，牽引座處由于約束原因引起高應力現象，縱梁階梯連接部位焊焊合部分區域應力超過700 MPa，需要重點關注。

圖17 緊急制動工況車架應力云圖

圖18 緊急制動工況車架局部應力云圖

3.3 滿載轉彎工況

滿載轉彎工況下車架變形云圖如圖19、20所示，由變形云圖可以看出，車架的總最大變形區域出現在右側第二橫梁與第三橫梁上，最大變形量約為28 mm。由于轉彎慣性影響，橫梁在Y方向發生形變，最大值在連接處，大小約20 mm。

圖19 轉彎工況車架變形云圖

圖20 轉彎工況車架Y方向（橫梁方向）變形云圖

滿載轉彎工況下以Q345、Q700和板簧材料的屈服強度過濾獲得車架應力云圖如圖21，局部應力云圖如圖22所示。由應力云圖可以看出，在轉彎工況下，牽引座處由于約束原因，部分焊核等效應力超過700 MPa（黑色），需要關注。縱梁階梯處的極少量的焊核應力超過700 MPa，部分超過345 MPa，需要關注。第一排板簧附近縱梁部分區域應力超過345 MPa，其材料是Q700，強度足夠，板簧應力未超過屈服強度。

4 結語

圖21 轉彎工況車架應力云圖

圖22 轉彎工況車架局部應力云圖

綜上所述，本文所建立半掛車車架結構存在一定的改進空間，在后續產品改進過程中，可以考慮適當增大縱梁階梯連接處加強筋的厚度或者改進相應結構型式來增加此處的強度，避免在長期的使用中造成階梯處發生斷裂現象；此外，為保證車架結構的耐久可靠性，需增加牽引銷處橫梁厚度，以提高其強度；在剛度方面，可以在橫梁之間增加加強筋，從而提高整體車架的結構剛度。