應(yīng)用結(jié)構(gòu)輕量化自卸式汽車貨箱優(yōu)化設(shè)計(jì)

馬志國(guó)，劉朝中，李 敏

（黃河科技學(xué)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(yùn)輸貨物直接承載體，更是自卸車重要組成部分之一，其強(qiáng)度、剛度和耐磨性必須符合實(shí)際工作要求，降低貨箱重量可有效提高整車燃油經(jīng)濟(jì)性。盡管結(jié)構(gòu)比較簡(jiǎn)單，但無(wú)論在實(shí)際用途還是視覺(jué)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(duì)貨箱研究：文獻(xiàn)[2]對(duì)比考慮貨箱影響有限元模型基礎(chǔ)上，就貨箱存在對(duì)車架強(qiáng)度貢獻(xiàn)進(jìn)行研究；文獻(xiàn)[3]基于有限單元法研究貨箱在裝箱時(shí)受到巨石沖擊影響；文獻(xiàn)[4]模擬自卸車貨箱在各種工況下整體應(yīng)力分布，著重考察貨箱底板強(qiáng)度；文獻(xiàn)[5]針對(duì)不同部位采用不同單元網(wǎng)格得到與實(shí)際情況更為符合貨箱強(qiáng)度分析。

以某重型自卸車貨箱為研究對(duì)象，綜合運(yùn)用材料力學(xué)、土力工程學(xué)原理及計(jì)算機(jī)仿真分析手段，對(duì)貨箱結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析。在保證結(jié)構(gòu)強(qiáng)度基礎(chǔ)上，通過(guò)采用降低主板厚度、優(yōu)化側(cè)板和護(hù)板總成以及高強(qiáng)度鋼板等代設(shè)計(jì)方法，對(duì)貨箱進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)。繼而使用高強(qiáng)度鋼板替代傳統(tǒng)鋼板，對(duì)輕量化后貨箱進(jìn)行經(jīng)濟(jì)性分析，并對(duì)不同材料設(shè)計(jì)貨箱使用壽命進(jìn)行對(duì)比。

2 貨箱載荷簡(jiǎn)化及加載方法

按照國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)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(shí)描述礦石重力分布較為繁瑣，為簡(jiǎn)化礦石載荷的描述，以載荷最大的貨箱1/2堆時(shí)為計(jì)算模型，如圖1（a）所示。簡(jiǎn)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(shè)礦石分布呈階梯狀，將其分為 P1、P2、P3、P4。其中，P1、P2、P3、P4對(duì)底板均有垂直載荷；P1、P2、P3對(duì)前板有垂直載荷 FQ1、FQ2、FQ3；P1、P2對(duì)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(jì)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(jì)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(shè)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(jì)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(jiǎn)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(jì)算側(cè)板壓力分布，主動(dòng)土壓力強(qiáng)度：

式中：Kα=tan2（45-0.5）—主動(dòng)土壓力系數(shù)；ρ—礦石密度；φ=45°—安息角（礦石在堆放時(shí)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(qiáng)度分析

3.1 工況選取

在對(duì)貨箱進(jìn)行有限元分析之前，需要對(duì)貨箱工況進(jìn)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(shí)緊急剎車停止；（5）貨箱滿載顛簸路面舉升初始時(shí)；（6）貨箱滿載顛簸路面舉升中間時(shí)；（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(hù)板總成—FOPS裝置驗(yàn)證[8]。

3.2 靜態(tài)工況

工況1至6等效應(yīng)力分布，如圖4所示。

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

由圖可知，工況（1～4）貨箱應(yīng)力分布不均勻，80%應(yīng)力小于200MPa。高應(yīng)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(guò)材料屈服極限，主要由于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及模型簡(jiǎn)化兩方面原因。工況（5～6）高應(yīng)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(yīng)力為253MPa，小于以上工況。對(duì)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(hù)板總成；滿載時(shí)，側(cè)板承受來(lái)自貨物向外壓力，而貨箱放置在車架上時(shí)，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(shí)際情況相符合。

通過(guò)對(duì)靜態(tài)工況分析發(fā)現(xiàn)，單元部分結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理，板厚選擇也有較大優(yōu)化空間。側(cè)板厚度過(guò)大，幾乎在任何工況下，側(cè)板最大應(yīng)力值不超過(guò)150MPa。說(shuō)明側(cè)板設(shè)計(jì)過(guò)于安全，可適當(dāng)減小厚度。

3.3 瞬態(tài)沖擊工況

在ABAQUS對(duì)針對(duì)貨箱工況（7～9）進(jìn)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(yīng)力情況，如圖5所示。

圖5 貨箱瞬態(tài)沖擊工況應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍DFig.5 Had Transient Impact Stress and Strain Condition

工況7最大應(yīng)力值110MPa；除去建模誤差造成歧點(diǎn)，工況8貨箱底板前部造成最大應(yīng)力值195MPa，發(fā)生在沖擊物與貨物接觸中心邊緣。對(duì)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(duì)護(hù)板是否達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)的驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，通過(guò)觀察發(fā)現(xiàn)，貨箱護(hù)板在該沖擊情況下最大應(yīng)力為243MPa，在側(cè)板的屈服極限內(nèi)；同時(shí)形變量為65mm，完全符合國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)ISO3449對(duì)護(hù)板的要求。

4 貨箱結(jié)構(gòu)優(yōu)化與輕量化設(shè)計(jì)

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(qiáng)度前提下，假設(shè)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(shè)計(jì)變量，通過(guò)板厚變化來(lái)優(yōu)化貨箱結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)輕量化設(shè)計(jì)，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(yīng)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(qiáng)筋優(yōu)化

改進(jìn)后側(cè)板加強(qiáng)筋形狀為“一體式”，傳統(tǒng)形狀和“一體式”尺寸對(duì)比，如圖6所示。

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

對(duì)“一體式”側(cè)板加強(qiáng)筋貨箱幾何模型進(jìn)行計(jì)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(qiáng)度校核

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

表2 改進(jìn)前后貨箱結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力對(duì)比（MPa）Tab.2 Maximum Stress Contrast（MPa）

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

4.2 輕量化設(shè)計(jì)

4.2.1 強(qiáng)度等代板厚分析

不同材料強(qiáng)度等代公式[9]：

式中：δ和δs—原設(shè)計(jì)材料壁厚和屈服應(yīng)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(duì)原貨箱材料等強(qiáng)度替換可歸納，如表4所示。

表4 高強(qiáng)度鋼板等代設(shè)計(jì)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(duì)比，如表5所示。各工況下最大應(yīng)力值，如表6所示。

表5 不同材料貨箱質(zhì)量對(duì)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(yīng)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(yīng)力出現(xiàn)在工況4，最大應(yīng)力543MPa，小于材料屈服極限570MPa；DOMEX700W替換后，最大應(yīng)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(duì)比

式中：λ—試件可以承受的總周期數(shù)；

Ni—試樣在各級(jí)應(yīng)力水平下的理論壽命；

ni—各級(jí)應(yīng)力水平下的實(shí)際循環(huán)數(shù)；

n—不同應(yīng)力水平數(shù)。

以Q345為主體材料的貨箱，材料抗壓強(qiáng)度極限Rm=600MPa，危險(xiǎn)局部Kσ=1.8。根據(jù)分析，工況5工作應(yīng)力σa=250MPa，應(yīng)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(diǎn)N0時(shí)材料疲勞極限：

N=N0時(shí)，σ-1N=0.9Rm=540MPa；

N=103時(shí)，σ-1N=σ-1=0.44Rm=264MPa；

估算103和106時(shí)材料疲勞極限：

N=103時(shí)，σ-1DN=σ-1N=0.44Rm=540MPa；

N=106時(shí)，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(shí)，結(jié)構(gòu)S/N曲線表達(dá)為：

根據(jù)材料力學(xué)，預(yù)測(cè)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(jì)算，可以使用364天。

同理可預(yù)測(cè)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(qiáng)度鋼板制作貨箱，可大幅提高貨箱使用壽命。

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

采用直角平面應(yīng)變片測(cè)試貨箱應(yīng)變，應(yīng)變片結(jié)構(gòu)如圖7（a）所示，試驗(yàn)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(yīng)變片進(jìn)行測(cè)量。選用BSF120-1.0CA-T2平面直角應(yīng)變片、BeeTech無(wú)線傳感器發(fā)射節(jié)點(diǎn)、BeeData數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)。應(yīng)變片直接粘貼在測(cè)量部位外側(cè)，傳感器節(jié)點(diǎn)讀取測(cè)量數(shù)據(jù)，數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)對(duì)獲得的數(shù)據(jù)進(jìn)行相關(guān)處理等到應(yīng)力變化曲線。

圖7 試驗(yàn)設(shè)備Fig.7 Test Equipment

結(jié)合改進(jìn)力學(xué)分析及試驗(yàn)測(cè)試，將改進(jìn)前后的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，來(lái)判斷改進(jìn)結(jié)構(gòu)的效果，動(dòng)態(tài)應(yīng)力水平試驗(yàn)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(duì)比，如表7、表8所示。

圖8 試驗(yàn)測(cè)試圖譜Fig.8 Test results

表7 靜力學(xué)工況比較Tab.7 Comparison of Static Working Conditions

表8 改進(jìn)前后不同工況對(duì)比Tab.8 Comparison of Different Working Conditions Before and After

由圖7和表7、表8對(duì)比分析可知，結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后不同工況進(jìn)行對(duì)比，可以得出以下結(jié)論：經(jīng)過(guò)結(jié)構(gòu)改進(jìn)，車架整體強(qiáng)度較之前有了很大的提高。模型在改進(jìn)前，在尖角及焊縫處出現(xiàn)較高的應(yīng)力集中和塑性變形情況，經(jīng)過(guò)改進(jìn)應(yīng)力降低了約50%，材料沒(méi)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(diǎn)，分析在9種工況下強(qiáng)度，對(duì)貨箱進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化及輕量化設(shè)計(jì)，通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)果可知：（1）貨箱9種典型工況分析對(duì)比可知，在滿載下坡（坡度為10°）顛簸行駛時(shí)緊急剎車停止工況下應(yīng)力出現(xiàn)最大值；（2）通過(guò)更改加強(qiáng)筋形狀及橫截面形狀對(duì)側(cè)板總成進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)；利用減少加強(qiáng)筋數(shù)目、改變加強(qiáng)筋位置對(duì)護(hù)板總成進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，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(duì)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(zhǎng)；試驗(yàn)分析表明結(jié)構(gòu)優(yōu)化和輕量化設(shè)計(jì)是可靠有效的。