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(長安大學(xué) 道路施工技術(shù)與裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710064)

工程機(jī)械有良好的環(huán)境適應(yīng)能力和很高的工程施工效率,被廣泛地應(yīng)用于基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)、國防工程建設(shè)等領(lǐng)域.按行走方式劃分,工程機(jī)械底盤可以分為履帶式底盤和輪胎式底盤兩種類型[1].履帶式底盤相比于輪式底盤有很多優(yōu)點(diǎn),如對(duì)土壤附著力大、轉(zhuǎn)向靈活、接地比壓小、穩(wěn)定性好、通過性好等.但是履帶式底盤突出的缺點(diǎn)就是移動(dòng)速度慢,不適于長距離行走.在實(shí)際工程中,履帶式工程機(jī)械在長距離轉(zhuǎn)場時(shí),往往需借助其他運(yùn)輸裝備.然而在搶險(xiǎn)救災(zāi)和國防工程建設(shè)中,道路狹窄、路況復(fù)雜的施工環(huán)境無法保證運(yùn)輸車輛的通行,而且履帶工程機(jī)械在平板車上的裝卸都費(fèi)時(shí)費(fèi)力,無法滿足搶險(xiǎn)部隊(duì)的快速反應(yīng)要求.為解決這些問題,本研究設(shè)計(jì)了一種新型輪履式復(fù)合底盤,其結(jié)合了履帶底盤和輪式底盤的優(yōu)點(diǎn),既保證了施工能力又提高了轉(zhuǎn)場速度[2].

1 總體設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)要求

(1) 輪履式復(fù)合底盤應(yīng)有較大的驅(qū)動(dòng)力,能實(shí)現(xiàn)輪胎行走和履帶行走兩種行走模式.在兩種行走模式下底盤都應(yīng)具有較大的離地間隙,以提高其通過性能.

(2) 輪履式復(fù)合底盤應(yīng)具有良好的轉(zhuǎn)彎性能,且外形尺寸應(yīng)符合道路運(yùn)輸要求[3].

(3) 承載總質(zhì)量為20 t,輪履行走狀態(tài)切換時(shí)間小于3 min.

(4) 在履帶行走狀態(tài)下,最小離地間隙大于400 mm；在輪胎行走狀態(tài)下,接近角30°,離去角15°.

1.2 初步方案設(shè)計(jì)

目前，國內(nèi)外比較成熟的輪履式復(fù)合底盤方案有輪履更換式、輪履變形式、輪履組合式,這3種輪履式復(fù)合底盤方案各有優(yōu)缺點(diǎn).輪履更換式底盤結(jié)構(gòu)簡單,但切換行走方式時(shí)需拆卸輪胎,一般需要30～45 min才可完成,且需要隨車攜帶可更換履帶輪,增加了能耗.輪履變形式底盤的優(yōu)點(diǎn)在于其極強(qiáng)的地形適應(yīng)能力,但此底盤的結(jié)構(gòu)和材料決定了車輛承重能力有限,此類底盤僅僅適用于小型機(jī)器人,并不適用于工程機(jī)械底盤[4].輪履組合式底盤兼顧了輪胎式底盤與履帶式底盤的優(yōu)勢.其缺點(diǎn)是結(jié)構(gòu)復(fù)雜,制造和維護(hù)成本較高[5].

本次設(shè)計(jì)參考輪履組合式底盤設(shè)計(jì)理念,履帶底盤采取選用市場上現(xiàn)有成熟底盤為基礎(chǔ),對(duì)其進(jìn)行改裝設(shè)計(jì).在改裝后底盤前后各加裝一個(gè)輪式底盤模塊,履帶底盤模塊和輪式底盤模塊通過兩個(gè)銷軸連接塊鉸接.此外,每個(gè)輪胎車架各安裝了兩個(gè)輪履切換擺動(dòng)液壓缸,通過液壓缸的伸縮實(shí)現(xiàn)輪式車架的升起和放下,從而實(shí)現(xiàn)履帶行走和輪胎行走的快速切換[6].初步設(shè)計(jì)的方案如圖1所示.

圖1 輪履復(fù)合底盤初步設(shè)計(jì)圖Fig.1 Preliminary design diagram of the wheel-crawler composite chassis

2 底盤模塊的設(shè)計(jì)計(jì)算

2.1 履帶底盤模塊的設(shè)計(jì)

履帶行走裝置在我國已經(jīng)基本標(biāo)準(zhǔn)化,本次設(shè)計(jì)首先根據(jù)工況和設(shè)計(jì)要求計(jì)算底盤的各項(xiàng)參數(shù),然后選取一款合適的底盤,之后對(duì)其進(jìn)行改裝.根據(jù)計(jì)算得出履帶底盤的主要尺寸參數(shù)如表1所示.

表1 機(jī)體主要線性尺寸Tab.1 The main linear dimensions of organism mm

根據(jù)機(jī)體主要線性尺寸,最終選擇寧波科爾邁工程機(jī)械有限公司的KST20000(20 t)鋼制履帶底盤作為本次設(shè)計(jì)履帶模塊的改裝底盤[7].在本次設(shè)計(jì)中,回轉(zhuǎn)平臺(tái)是底盤和上車連接的重要部件,對(duì)其進(jìn)行一定的改裝,如圖2所示.

圖2 改裝后的履帶底盤模塊Fig.2 Modified crawler chassis module

2.2 輪式底盤模塊的設(shè)計(jì)

輪式底盤的車架前端為一個(gè)“T”型橫梁,后端是兩根縱梁,兩者焊接在一起.在兩根縱梁的中間有一根加固橫梁.由于輪式底盤車架與車橋、懸架、輪履切換油缸以及履帶底盤都是通過鉸接銷軸連接,所以車架上裝有8對(duì)鉸接銷軸的側(cè)支承,分別對(duì)應(yīng)各自的結(jié)構(gòu).

工程機(jī)械底盤工作環(huán)境一般都較為惡劣,在起伏較大的地形工作時(shí),若選用車架剛性連接,則可能會(huì)出現(xiàn)輪子懸空的情況,從而導(dǎo)致整車的牽引力降低,甚至無法通行.另外,當(dāng)車身出現(xiàn)不均勻承載時(shí),車架剛性連接還會(huì)引起車架的扭曲和擺跳.因此，選用斷開式轉(zhuǎn)向驅(qū)動(dòng)橋和獨(dú)立懸架[8].

為了盡可能提高行駛性能,減少擺跳的發(fā)生,增加整車的穩(wěn)定性,前橋設(shè)計(jì)成擺動(dòng)橋,即增設(shè)一個(gè)擺動(dòng)平衡裝置.車架和前橋主梁通過銷軸鉸接,然后在銷軸鉸接點(diǎn)的左右兩邊安裝兩個(gè)浮動(dòng)液壓缸,浮動(dòng)液壓缸的一端和上方車架鉸接,活塞桿端和擺動(dòng)橋的主梁通過耳環(huán)鉸接.行駛中,左右兩個(gè)浮動(dòng)液壓油缸通過液壓阻尼產(chǎn)生作用,能夠吸收車體在崎嶇道路上行駛時(shí)產(chǎn)生的擺跳,使前擺動(dòng)橋能夠在垂直平面上擺動(dòng),保證了車胎與路面的良好接觸進(jìn)而提高了行駛性能,輪式底盤模塊如圖3所示.

圖3 輪胎底盤模塊示意圖Fig.3 The schematic diagram of tire chassis module

若按照助力轉(zhuǎn)向設(shè)計(jì)必然會(huì)存在轉(zhuǎn)向驅(qū)動(dòng)萬向節(jié),軸向設(shè)計(jì)尺寸會(huì)進(jìn)一步壓縮,機(jī)構(gòu)復(fù)雜性也會(huì)提升.轉(zhuǎn)向梯形前置影響車輛的安全性和通過性,后置會(huì)與履帶相沖突[9].雖然輪式偏轉(zhuǎn)車輪轉(zhuǎn)向的設(shè)計(jì)思路比較成熟,轉(zhuǎn)向性能也比較好,但本次設(shè)計(jì)由于結(jié)構(gòu)的限制,不再考慮偏轉(zhuǎn)車輪轉(zhuǎn)向,而選擇使用輪式差速轉(zhuǎn)向.

3 輪式底盤模塊車架的有限元分析

在保證準(zhǔn)確性、不失真的前提下作如下假設(shè):① 車架材料視為均質(zhì),無制造偏差,忽略了結(jié)構(gòu)的一些不重要特征,如圓角、倒角特征等;② 假設(shè)焊接處的材料特性與相鄰結(jié)構(gòu)的材料特性是一樣的,忽略焊縫對(duì)分析結(jié)果的影響;③ 其材料選為Q550D高強(qiáng)度鋼,其力學(xué)性能如表2所示本次輪式車架的受力分析針對(duì)的是輪履復(fù)合式底盤在輪式行走狀態(tài)下輪式車架的受力情況.由于底盤結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,這里將對(duì)前車架的一條縱梁進(jìn)行討論.輪式車架在該工況下,受力情況很復(fù)雜,為了簡化計(jì)算,將輪式車架受到車橋和懸架的支撐力簡化為一個(gè)固定支撐,這樣形成了一個(gè)懸臂梁結(jié)構(gòu)[10].因車架主要是垂直方向受力,可以忽略輪履切換油缸對(duì)輪式車架的拉力在水平方向上的分力.根據(jù)平移定理,將輪履切換油缸對(duì)輪式車架的拉力在垂直方向上的分力與履帶底盤車架對(duì)輪式車架的力,合成為一個(gè)力矩M和一個(gè)合力P,如圖4所示.

表2 Q550D高強(qiáng)度鋼的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of Q550D high strength steel

考慮極端受力情況取M=11 kN·m,P=50 kN,車架在底盤處于輪胎行走模式時(shí)受到多種載荷共同作用,載荷的施加方式要保證車架的受力與實(shí)際情況相符,因此，邊界條件以產(chǎn)生最不利作用的方式施加.在車架“T”型橫梁的低端施加固定約束.

圖4 車架受力示意圖Fig.4 The schematic diagram of frame load

按照懸臂梁結(jié)構(gòu)可計(jì)算出其彎矩最大處位于懸臂梁固定端,最大彎矩為Mmax=71 kN·m,由矩形方管慣性矩計(jì)算方法可得其慣性矩為

(1)

其抗彎界面系數(shù)為

(2)

因此其最大彎曲正應(yīng)力為

(3)

根據(jù)梁在簡單載荷作用下的變形公式,可得由彎矩M引起的變形為

(4)

由合力P引起的變形為

(5)

因此，在圖4載荷所作用下車架最大變形為

(6)

為驗(yàn)證校核結(jié)果,利用有限元軟件Ansys進(jìn)行有限元分析.將三維模型導(dǎo)入Ansys中后對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分,如圖5所示.

圖5 車架網(wǎng)格劃分模型Fig.5 Frame grid partition model

在圖4受力情況下計(jì)算結(jié)果包括Euivalent(Von-Mises)Stress(等效力)云圖(見圖6)和Total Deformation(總變形)云圖(見圖7).輪式車架的整體變形是一個(gè)標(biāo)量:

(7)

式中:ux,uy,uz分別為模型在x,y,z方向的變形量.由圖7可知,箱體外殼處連接板的最大變形量為15.399 mm,最大變形發(fā)生在車架縱梁的尾端.

在Workbench中等效應(yīng)力是按照畸變能理論計(jì)算得出的,這一理論認(rèn)為無論是什么應(yīng)力狀態(tài),只要畸變能密度Vd達(dá)到了材料單向拉伸屈服時(shí)的畸變能密度Vds,材料就發(fā)生屈服,即Vd=Vds.經(jīng)過整理的第4強(qiáng)度理論屈服準(zhǔn)則[11]如下:

(8)

式中:[δ]為許用應(yīng)力;δ1,δ2,δ3為主單元體內(nèi)的3個(gè)主應(yīng)力.

根據(jù)式(8)及大量的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,畸變能屈服準(zhǔn)則能更好地描述鋼、銅、鋁等塑性材料的屈服狀態(tài).夯輪式車架結(jié)構(gòu)模型的等效應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖,可知最大等效應(yīng)力為319.7 MPa,位于“T”型橫梁的豎向梁和橫向梁的連接,該地方有明顯的應(yīng)力集中.

強(qiáng)度校核為

(9)

式中:[σ]為材料的許用應(yīng)力;σs為材料的屈服極限，Q550D的屈服極限為550 MPa;n為安全系數(shù),參考《起重機(jī)設(shè)計(jì)規(guī)范》中對(duì)結(jié)構(gòu)材料許用應(yīng)力的規(guī)定,n取1.5.所以,車架所選材料許用應(yīng)力為366.7 MPa,對(duì)比上述分析結(jié)果可知,即便是在輪式車架承受偏載情況下,輪式車架受力最大處強(qiáng)度也能滿足要求,因而可以認(rèn)為輪式車架整體強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求.

圖6 輪式車架模型等效應(yīng)力云圖Fig.6 The effect force cloud of wheel frame model

圖7 輪式車架模型變形云圖Fig.7 The deformation picture of wheeled frame model

4 結(jié)語

本文討論了一種新型輪履式復(fù)合底盤的設(shè)計(jì)方案,分別對(duì)輪式底盤模塊和履帶底盤模塊進(jìn)行設(shè)計(jì)選型,并對(duì)輪式底盤模塊的車架進(jìn)行了有限元分析.結(jié)果表明,輪式底盤模塊車架的強(qiáng)度滿足要求,變形量在可控范圍之內(nèi).論文對(duì)輪履式復(fù)合底盤的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了相關(guān)理論依據(jù),設(shè)計(jì)方案具有可行性,有一定的工程應(yīng)用價(jià)值.

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