一種管片運輸車雙層車架的計算方法

張建恒 婁瑞娟 卞亞峰

鄭州新大方重工科技有限公司 河南鄭州 450064

1 前言

隨著國內地鐵、引水隧道、穿江隧道的項目越來越多，用于隧道盾構施工運輸作業的管片運輸車需求量也大幅增加，各種類型、各種結構形式的管片運輸車不斷涌現。管片運輸車雙層車架能夠充分合理分配每根車橋的最大允許負荷，減少車橋數量，提供更好的經濟性；路面不平時，前、后副車架通過鉸軸相對主車架擺動，增大附著力，獲得更好的驅動效果。但其設計結構復雜，自重較大，需要的安裝空間較單層車架大。現以某型號管片運輸車為例，介紹雙層車架的特點，并詳細描述雙層車架的計算方法。

2 雙層車架的計算

2.1 管片運輸車的基本參數

某型號管片運輸車有6根車橋，如圖1所示。車長16 m，車寬2.6 m，整車高度1.85 m，中部凹平面高度1.6 m，自重27 t，載重75 t，滿載質量為102 t，適應縱坡6%，橫坡2%，第一、二、五、六根車橋為轉向橋，第三、四根車橋為驅動橋，車架采用雙層車架，即上層為主車架、下層為前副車架和后副車架，主車架與前副車架、后副車架之間通過鉸軸連接。第一、二、三根車橋與前副車架連接；第四、五、六根車橋與后副車架連接。

第三、四根車橋（驅動橋）之間的傳動軸采用花鍵連接，能夠軸向移動從而確保兩根驅動橋能夠擺動一定角度來適應路面的坡度。

為了后續的優化設計，選用3種計算方法進行計算，再通過樣車進行產品空載、重載試驗驗證，最后將試驗結果與三種計算方法進行比對。

2.2 建模依據

主車架與前、后副車架通過前、后鉸軸連接。前、后副車架下部均連接3根車橋，前、后副車架計算時均可將車橋支承簡化為一個鉸支和2個支桿，其上部均安裝一組鉸座用以承受來自于主車架的載荷，計算時作為載荷的精確位置。

主車架計算時將鉸座固定，對主車架加載荷，即2個駕駛室自重及6根管片支座所受載荷。

圖1 某型管片運輸車

計算車架應力應變需要使用結構分析軟件，本例分別采用結構力學求解器SM Solver、有限元分析軟件ANSYS Workbench和三維設計軟件SolidWorks進行建模計算分析，對計算結果進行比對，并在樣車制造完成后通過試驗驗證設計參數的合理性，為以后的產品優化積累寶貴經驗。

2.3 計算結果

因前副車架（左邊、無發動機一端）與后副車架（右邊、有發動機一端）結構簡單，受力點（鉸軸）靠近副車架中部，撓度變化小，因此只用一種方法（結構力學求解器SM Solver）計算。重點計算主車架的受力情況，主車架受力復雜，撓度變形大（駕駛室固定在主車架下部），影響汽車爬坡度。車架材料采用Q345C，材料許用應力[σ]= 244 MPa。每個鉸軸受力37.5 t，前、后副車架截面參數如圖2所示，主車架截面參數如圖3所示。

圖2 前、后副車架截面幾何參數

圖3 主車架截面幾何參數

2.3.1 前副車架計算結果

采用結構力學求解器SM Solver計算前副車架，建立力學模型見圖4，其中1、2、3、4、5、6為結點，（1）、（2）、（3）、（4）、（5）為結點單元，剛性連接為一體，2、3、5為車橋支點，4為鉸軸點，加載37.5 t載荷。

圖4 前副車架力學模型

求得，σ前副車架=85.8 MPa，許用應力[σ]=244 MPa。σ前副車架＜[σ]，前副車架的實際應力值遠低于許用應力值，滿足設計要求。前副車架鉸軸點4加載37.5 t載荷時位移計算結果見表1。

表1 前副車架鉸軸4加載37.5 t載荷時位移計算結果

由表1可以看出前，副車架最大變形量為1.2 mm，位于鉸座位置處。

2.3.2 后副車架計算結果

采用結構力學求解器SM Solver計算后副車架，建立力學模型見圖5，其中1、2、3、4、5、6為結點，（1）、（2）、（3）、（4）、（5）為結點單元，剛性連接為一體，2、3、5為車橋支點，4為鉸軸點，加載37.5 t載荷。

圖5 后副車架力學模型

求得，σ后副車架=122.5 MPa，許用應力[σ]=244 MPa，σ后副車架＜[σ],后副車架的實際應力值遠低于許用應力值，滿足設計要求。后副

由表2可以看出，后副車架最大變形量為2.8 mm，位于鉸座位置處。

表2 后副車架鉸軸4加載37.5 t載荷時位移計算結果

2.3.3 主車架計算結果

2.3.3.1 采用結構力學求解器SM Solver計算主車架

建立力學模型如圖6所示，其中1、2、3…16、17、18為結點，（1）、（2）、（3）…（15）、（16）、（17）為結點單元，剛性連接為一體， 8、11為鉸軸支點，2、17為駕駛室自重各加1 t載荷，3、7為單層管片自重各加7.5 t載荷，9、10、12、13為雙層管片自重各加15 t載荷。

圖6 主車架力學模型

計算結果如下：σ主車架=144.5 MPa，[σ]=244 MPa，σ主車架＜[σ]，主車架的實際應力值遠低于許用應力值，滿足設計要求。主車架加載后的位移計算示意如圖7所示，主車架加載75 t載荷時的位移計算結果見表3。

圖7 主車架撓度示意圖

由表3可以看出最大變形量為51.6 mm（右端，含發動機的一端），另一端為38.3 mm（左端，無發動機的一端）。

2.3.3.2 采用ANSYS Workbench計算主車架

建立簡化模型，保證網格化能夠通過，前端的鉸座遠程約束，僅能繞Z軸旋轉，其他5個自由度被約束。后端的鉸座遠程約束，X方向能夠軸向移動，能夠繞Z向旋轉，其他4個自由度被約束。計算結果如圖8、9所示。

由圖中可知，最大應力為645.5 MPa，為局部應力集中造成。后端最大變形量為52.2 mm，前端最大變形量為38.4 mm。

2.3.3.3 采用Solidworks計算主車架

對鉸座固定約束，對主車架相對位置施加相應載荷。計算結果如圖10、11所示。

表3 主車架加載75t 載荷時位移計算結果

圖8 ANSYS Workbench擾度截圖

圖9 ANSYS Workbench應力截圖

圖10 Solidworks計算的撓度截圖

圖11 Solidworks計算的應力截圖

由圖中可知，最大應力為359.9 MPa，為局部應力集中造成。后端最大變形量為55.2 mm，前端最大變形量為37.3 mm。

3 樣車試驗結果

樣車制造完畢后進行試驗，試驗結果如下：

a.空載情況下前端最高點距離地面為1880 mm，后端最高點距離地面為1875 mm；

b.重載情況下前端最高點距離地面為1775 mm，后端最高點距離地面為1755 mm;

c.重載情況下貼在主車架鉸軸附近的應變片檢測出來的最大應力值為155.4 MPa。

第一、二、五、六根轉向橋的鋼板板簧擾度為60 mm，空載情況下的變形量減去重載情況下的變形量再減去鋼板彈簧的擾度，之后再減去副車架的擾度，最終結果如下:

主車架左端（無發動機端）擾度為1880-1775-60-1.2=43.8 mm主車架右端（有發動機端）擾度為1875-1755-60-2.8 = 57.2 mm。

4 分析

將以上四種方式得到的結果進行匯總并分析。

表4 四種方式結果匯總

經過樣車試驗驗證，無論是采用結構力學求解器SM Solver、有限元分析軟件ANSYS Workbench還是三維設計軟件SolidWorks，其位移量（擾度）與實際產品的試驗數值相差都不大，都能滿足設計需要。

由于軟件自身的特點，相互之間的計算結果會有一些偏差。至于樣車的數值會偏大些，由以下原因造成：

a.設計時焊縫按照一級焊縫計算，實際操作時不可能全部都達標；b. 鋼材板厚，實際購買回來的鋼板板厚與圖紙要求的板厚存在負偏差；c. 鉸軸孔與鉸軸安裝時存在一點間隙；d. 主車架、副車架裝配及加載時沒有消除塑性變形；e.計算時沒有考慮空載輪胎的變形量。

對于使用ANSYS Workbench和SolidWorks計算的最大應力值應該合理采納，局部應力集中的部分進行忽略即可，不然選取的截面參數會變得更大，浪費材料。

因此建立模型時，可先用結構力學求解器SM Solver計算截面參數，再用ANSYS Workbench或者SolidWorks等三維分析軟件建立三維模型進行驗證分析，這樣計算的數值接近時證明模型簡化及受力加載、自由度約束等是合理的，方能采納。否則證明模型有問題需要查找問題的原因，把設計隱患消除在建立模型階段，不至于對后續的細化設計，產品制造帶來損失。