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        指揮車全鋁合金廂體骨架優(yōu)化設(shè)計

        2010-11-09 08:18:02文孝霞杜子學康中文孫澤波
        關(guān)鍵詞:廂體車架骨架

        文孝霞,杜子學,康中文,孫澤波

        (1.重慶交通大學機電與汽車工程學院,重慶400074;2.重慶金冠汽車制造股份有限公司,重慶400041)

        某汽車公司新開發(fā)一種專用指揮車,為降低專用車重量,指揮車車廂骨架均采用鋁合金骨架(圖1),縱橫骨架梁之間通過鋼制連接塊及鋼制L型連接板通過螺栓連接,這樣的連接方式,大大提高了指揮車車廂骨架組裝效率。與傳統(tǒng)的鋼材相比,鋁合金材料具有密度小、質(zhì)量輕及彈性模量小的特性,筆者從鋁合金車廂三維模型建立著手,針對所開發(fā)車型的2種配重方案,對鋁合金車廂骨架進行了必要的強度分析。分析結(jié)果顯示,鋁合金車廂骨架結(jié)構(gòu)強度達到要求,結(jié)構(gòu)剛度不足,提出相應(yīng)改進措施后,使鋁合金車廂剛度可滿足規(guī)定要求。

        圖1 鋁合金廂體骨架Fig.1 Frame of aluminum alloy case

        1 鋁合金骨架幾何模型

        根據(jù)公司提供的設(shè)計方案,該指揮車的鋁合金車廂骨架全長7 000 mm,寬2 450 mm,高2 735 mm(圖2)。車廂骨架均采用鋁合金材料,在廂體底部設(shè)計2個槽型輔梁。縱橫骨架之間通過鋼制連接塊及L型連接板,采用螺栓連接(圖3)。為增強廂體骨架強度,梁斷面采用異形斷面(圖4、圖5)。根據(jù)設(shè)計要求在CATIA軟件中建立了該指揮車的CAD參數(shù)化模型。

        圖2 鋁合金廂體骨架模型Fig.2 Model diagram of aluminum alloy case

        圖3 鋁合金廂體骨架縱橫梁連接Fig.3 Diagrm of vertical and horizontal beam of aluminum frame

        圖4 50×50截面Fig.4 50 ×50 section

        圖5 50×110截面Fig.5 50 ×110 section

        2 有限元模型建立

        車廂的強度及剛度分析采用著名的CAE軟件hyperworks分析,由于車廂骨架縱橫梁的長度為7 000 mm,而斷面寬度和高度為50 mm,長度與寬度與高度尺寸之比值遠小于1/15,是典型的空間梁結(jié)構(gòu),因此車廂骨架梁用梁單元模擬[1]。

        1)由于縱橫梁在空間傳遞各種力及力矩,采用可以在6個自由度方向傳遞力與力矩的空間梁單元建模,該單元具有12個自由度。單元長取50 mm。

        2)該指揮車有2種配重方案。在第1種配重方案中,鋁合金骨架前部布置有電視墻,后部布置有隔墻,由于電視墻、隔墻高度與車廂骨架頂部無間隙相抵靠,與鋁合金骨架相比,電視墻與隔墻內(nèi)部是鋼架,可以將電視墻與隔墻近似看成剛體,與電視墻與隔墻相接觸的骨架區(qū)域不存在相對位移,用剛性單元模擬電視墻與隔墻。第2種配重方案無電視墻及延伸至頂棚的隔墻,不需用剛性單元模擬。

        3)縱橫梁之間的連接用bolt單元模擬[2]。

        4)在hyperworks中,建立50 mm×50 mm和50 mm×110 mm兩種截面,其中50 mm×50 mm截面在局部坐標系下的慣性矩為:IY=13 081.8,IZ=11 872,IYZ=1 808.65,50 mm ×110 mm 截面在當?shù)刈鴺讼迪碌膽T性矩為:IY=332 437,IZ=63 349.8,IYZ=90 994.6。

        5)在骨架底板縱橫梁交叉點,底部與側(cè)向立柱間都有鋼制三角支撐連接(圖6),由于鋼制三角支撐傳遞力、力矩過程中,存在變形,用板單元模擬[3]。

        圖6 鋼制三角支撐連接Fig.6 Diagram of connection supported by steel triangular

        2.1 約束處理

        根據(jù)設(shè)計要求,鋁合金廂體副梁與車輛主車架之間通過6個騎馬卡螺栓剛性連接,為限制廂體副梁與主車架之間的縱向位移,在第2、第3組騎馬卡螺栓前部采用定位板進行定位(圖7)。根據(jù)CAD模型中廂體骨架結(jié)構(gòu)與車架的固定方式,約束了6個騎馬卡螺栓所覆蓋區(qū)域節(jié)點的垂向z、側(cè)向y2個平動自由度及繞軸的3個轉(zhuǎn)動自由度,釋放縱向自由度[2-3]。對連接板所在位置處槽型梁節(jié)點進行縱向x及垂向z兩個平動自由度及3個轉(zhuǎn)動自由度的約束。在騎馬卡螺栓及定位板以外副梁下邊緣區(qū)域節(jié)點約束垂向z方向自由度。

        圖7 鋁合金廂體與車架連接模型Fig.7 Diagram of aluminum envelope and the frame connection model

        2.2 載荷處理

        由于是正在開發(fā)中的車型,負載的大小、形狀、質(zhì)量及安裝位置都是預(yù)估數(shù)據(jù),根據(jù)公司提供的初步配重方案中各負載物體的大小、形狀、質(zhì)量及安裝位置等信息,作出2種配重方案(圖8)。由于計算工況分靜彎及制動2種工況,以下分別對靜彎及制動工況的載荷處理進行闡述。

        圖8 鋁合金廂體負載Fig.8 Aluminum envelope load map

        表1 質(zhì)量分布Tab.1 Weight distribution

        2.2.1 靜彎工況載荷處理

        在靜彎工況下,將各負載質(zhì)量轉(zhuǎn)換成力,均布在負載所處位置的節(jié)點區(qū)域[4-5]??紤]到指揮車行駛道路條件與載貨車相似,因此考慮行車動載荷,取動載系數(shù)為2,將車廂骨架蒙皮以分布力均布到各接觸面。

        2.2.2 制動工況載荷處理

        汽車在緊急制動時,各負載重心會發(fā)生轉(zhuǎn)移,支撐在廂體骨架上的物體前后端法向反力值將發(fā)生變化,以某一負載支撐在縱橫梁上為例(圖9)。如負載的質(zhì)心不位于縱橫梁的骨架中心時,可以根據(jù)負載確切的布置位置,在CAD軟件中量取該負載在縱橫梁的覆蓋位置的幾何尺寸即可得到質(zhì)心相對于la和lb的位置。

        圖9 負載受力Fig.9 Diagram of load

        將分布力簡化為集中力如圖10。

        圖10 負載受力Fig.10 Diagram of load

        根據(jù)圖11,分別對A及C點求矩,在垂直方向求合力,可得車廂骨架作用在負載上的法向反力計算式為:

        式中:G為負載重量;m為負載質(zhì)量,γ為制動強度;hg為負載質(zhì)心高度;F1、F2、F3、F4為縱橫梁對負載的法向反力;la及l(fā)b為負載的長和寬。

        根據(jù)公式(1)及各配重的質(zhì)量及形狀參數(shù)可初步計算各重物在汽車制動時,前后支點處的法向反力,其中汽車制動強度取為0.4,將計算得到的法向反力均布到梁前后支點的覆蓋節(jié)點上。

        2.3 材料特性

        根據(jù)汽車公司選材,其材料特性如表2,建立完整的模型如圖11,單元數(shù)目總計15 023個。

        表2 材料特性數(shù)據(jù)Tab.2 Material property data

        圖11 原結(jié)構(gòu)有限模型Fig.11 Finite model of original structure diagram

        3 結(jié)果分析

        3.1 靜彎工況計算結(jié)果分析

        經(jīng)分析,原結(jié)構(gòu)計算結(jié)果數(shù)據(jù)如表3。

        表3 原結(jié)構(gòu)靜彎工況計算結(jié)果數(shù)據(jù)Tab.3 Data of the original structure under static bending condition

        圖12 原結(jié)構(gòu)垂向變形Fig.12 Vertical deformation of the original structure

        靜彎工況計算結(jié)果顯示(圖12),第1種配重方案最大垂向位移為-30.87 mm,發(fā)生在車廂骨架頂棚前部空調(diào)安裝位置,最大側(cè)向位移為-7.95 mm,發(fā)生在車廂骨架左側(cè)圍第3根橫梁處,最大應(yīng)力為121.06 MPa,發(fā)生在底架中部立柱處,應(yīng)力 121.06 MPa,小于許用245 MPa,強度滿足要求。

        3.2 制動工況計算結(jié)果分析

        以同樣的方法作了制動工況下的廂體強度分析,計算結(jié)果如表4。

        表4 原結(jié)構(gòu)制動工況計算結(jié)果數(shù)據(jù)Tab.4 Data of the original structure under braking condition

        制動工況計算結(jié)果顯示,最大位移比靜彎工況略大,仍發(fā)生在車廂頂部空調(diào)安裝位置。最大應(yīng)力為125.2 MPa,發(fā)生在底架中部立柱處,小于許用245 MPa,強度滿足要求。

        對于剛度,可將車廂頂棚電視墻及隔墻之間近似簡化為簡支梁,剛度采用抗彎剛度EI評價[6-8]:

        式中:EI為簡支梁彎曲剛度;F為集中力載荷;a為支點到施加集中力載荷點的距離;x為支點到測點的距離;L為兩支點間距;fzmax為測點撓度。

        支點位置是電視墻與隔墻,兩者間距L為3 750 mm,支點到施加集中力載荷點的距離a=1 874.2 mm,支點到測試點的距離x=1 874.2 mm,根據(jù)公式(2),車身的彎曲剛度EI=2 512.132 2 N·m2。制動工況下計算彎曲剛度為EI=2 283.76 N·m2。汽車公司要求廂體抗彎剛度值不低于為7 536.41 N·m2,最大撓度絕對值不超過14 mm,顯然車廂剛度不符合設(shè)計要求。第2種配重方案撓度更大,擬放棄第2種配重方案,該計算結(jié)果與金冠公司做的試驗結(jié)果是相吻合。

        4 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

        為減小第1種配重方案下的垂向撓度,使剛度符合設(shè)計要求,提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。由于廂體骨架的最大撓度出現(xiàn)在安裝空調(diào)位置,電視墻與隔墻之間的梁段可局部簡化為簡支梁,簡支梁最大撓度出現(xiàn)在跨度中點。其計算式為:

        式中:EI為簡支梁彎曲剛度;P為集中力載荷;b為右端支點到集中力載荷點距離;L為兩支點的間距。

        4.1 設(shè)計變量確定

        以右端支點到載荷P作用點間距b,以及支撐空調(diào)的橫梁截面尺寸長度a,高度h及材料彈性模量E為設(shè)計變量,即:x=[b,a,h,E]。

        4.2 約束條件確定

        載荷P點位置受實際使用條件約束,如:前部空調(diào)過分前移或者后移,將影響車內(nèi)空調(diào)冷風在車廂內(nèi)的分布,影響乘客舒適性。因此,取其約束條件為大于1 500 mm,小于3 500 mm,斷面尺寸受加工條件約束,應(yīng)小于110 mm,梁最大應(yīng)力應(yīng)小于材料允許應(yīng)力 250 MPa[9-10]。

        4.3 目標函數(shù)的確定

        由于車廂骨架的剛度不滿足要求,以最大撓度為目標函數(shù),梁橫截面尺寸帶入目標函數(shù)中,得目標函數(shù)為:

        確立好優(yōu)化設(shè)計模型后,選擇遺傳算法為優(yōu)化方法,進行優(yōu)化計算。優(yōu)化結(jié)果數(shù)據(jù)如表5。

        表5 優(yōu)化前后數(shù)據(jù)對比Tab.5 Comparison of the data before and after optimization

        1)從優(yōu)化結(jié)果看,斷面高度的優(yōu)化結(jié)果是108.6 mm并要求豎向放置,但直接將頂棚支撐空調(diào)的大斷面梁豎向放置,車廂頂部將凸起,影響外部美觀,若向內(nèi)凸起,車廂內(nèi)管線無法通過,因此采用將改進的大斷面梁橫向放置,并在支撐梁的下端加設(shè)1根豎向放置的50 mm×110 mm矩形截面鋼制空心管梁。

        2)按照優(yōu)化方案改進原結(jié)構(gòu)設(shè)計,前部空調(diào)安裝位距離右端點位置調(diào)整至優(yōu)化值3 206 mm,支撐空調(diào)的梁改用50 mm×110 mm的大斷面,并在支撐梁下端增設(shè)1根鋼制矩形截面空心管梁后,計算結(jié)果顯示最大垂向撓度降為-11.91 mm,降幅達到63.8%,符合設(shè)計要求。

        5 結(jié) 論

        1)采用CAE分析軟件針對所開發(fā)指揮車車廂骨架強度做了詳盡分析,計算結(jié)果表明:強度符合要求,但剛度不符合要求,這與金冠公司試驗結(jié)果相吻合,因此所建立模型是正確的。

        2)運用優(yōu)化理論思想,選擇遺傳算法作為優(yōu)化算法,對空調(diào)安裝位置、橫梁截面寬度和高度及橫梁的材料參數(shù)進行優(yōu)化計算,根據(jù)優(yōu)化結(jié)果再結(jié)合工程實際調(diào)整具體結(jié)構(gòu)形式,重新用模型計算,計算結(jié)果顯示最大垂向撓度降為 -11.91 mm,降幅達到61.3%,符合設(shè)計要求。

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