大方量混凝土搅拌运输车副车架的力学性能研究

大方量混凝土搅拌车副车架的力学性能研究摘要：以往提升搅拌车车架系统性能的手段较为单一，且对结构优化后的性能缺乏有效评估方法。本文以某型号大方量混凝土搅拌车为研究对象，针对其副车架易开裂的问题，采用ANSYS软件分析了副车架结构优化前后的力学性能，并开展疲劳强度仿真分析，探究了副车架开裂的核心原因，从疲劳强度角度全面、科学地验证了优化方案的合理性与有效性。关键词：搅拌车；车架系统；ANSYS；结构优化；疲劳强度引言近年来，大方量混凝土搅拌车因生产效率高、运输成本低的优势得到广泛应用，相关结构与性能的研究也愈发深入[1～4]。混凝土搅拌车的外形与结构已趋于成熟，一般不会进行整体全新设计，但为提升其承载能力与使用寿命，局部结构优化仍不可或缺[5,6]。目前国内搅拌车的结构优化多依赖工程师的经验设计，优化后的使用效果因缺乏用户反馈，难以有效验证方案的合理性。基于此，本文针对某型号大方量混凝土搅拌车副车架易开裂的现象，提出结合有限元静力学分析与疲劳强度分析的方法，对副车架力学性能进行综合评估。以车架系统三维实体模型为基础建立有限元模型，通过有限元分析完成副车架静强度校核，并依据计算结果开展疲劳强度校核；同时分析总结车架系统的结构优化方法，研究某优化方案下副车架的力学性能，以此验证该优化方法的合理性与科学性。1大方量混凝土搅拌车车架系统静力学分析大方量混凝土搅拌车车架系统如图1所示。以往学者利用有限元软件分析车架系统力学性能时，受计算资源限制，常对模型做近似简化，仅保留大梁、副车架、前支撑、后支撑及拉筋等核心部分，将水箱、减速机、搅拌桶及混凝土拌合物的质量以当量载荷形式施加，这种简化方式易产生累积误差。本文在分析中，将水箱、减速机、搅拌桶及混凝土拌合物全部纳入模型，确保载荷施加的准确性。以图1所示的三维实体模型为基础，采用三维实体单元完成网格划分，得到整体有限元模型与副车架有限元模型，分别如图2、图3所示。采用ANSYS软件对车架系统进行静力学分析，选取满载弯曲、满载上坡（15°）、满载下坡（15°）、满载弯扭、满载转弯、满载制动六种典型工况开展计算，相关工况说明如下：满载弯扭工况包含两种极限情况：一侧前轮抬起120mm工况、一侧前轮悬空工况；满载转弯工况的向心加速度设定为2m/s²；满载制动工况的减速度经计算与安全校核确定：混凝土搅拌车最高行驶速度≤50km/h（即13.89m/s），常规安全刹车距离S=100m，经公式计算得常规减速度a₁=0.96m/s²，考虑紧急制动的安全性，取最大减速度aₘₐₓ=2m/s²。各工况计算方法相近，本文仅展示满载弯曲工况下的副车架米塞斯应力云图（图4）。由图4可见，副车架的高应力区域集中在拉筋连接板前后端与副车架的连接处，其余位置米塞斯应力值较低，这与实际使用中该部位易开裂的现象高度吻合。后续分析重点关注拉筋连接板前端（a位置）、后端（b位置）的米塞斯应力水平（图5），图6、图7为该两处位置的局部米塞斯应力云图。将六种典型工况下副车架米塞斯应力的计算结果汇总，如表1所示。由表1可知，副车架的最大米塞斯应力始终出现在拉筋连接板前端与副车架的连接处（a位置），拉筋连接板后端与副车架的连接处（b位置）也长期处于高应力状态，这两个部位是实际工作中最易发生损坏的区域。表1混凝土搅拌车副车架米塞斯应力结果统计表各最大应力受力点满载弯曲工况满载爬坡工况满载下坡工况第一种满载弯扭工况第二种满载弯扭工况满载转弯工况满载制动工况副车架最大米塞斯应力/MPaa位置最大米塞斯应力/MPab位置最大米塞斯应力/MPa269.95269.95239.96245.10245.10223.11280.52280.52228.40211.84211.84195.62306.87306.87255.70264.29264.29251.58285.27285.27232.15本研究中副车架的制作材料为Q345钢，其材料性能指标为：最小屈服强度345MPa，最小抗拉强度510MPa，最大抗拉强度660MPa。结合表1数据可知，所有典型工况下，副车架的最大米塞斯应力均小于材料的屈服极限，说明副车架的损坏并非由静强度不足导致。考虑到搅拌车行驶过程中存在上下颠簸，且经过不平路面时会受到交变应力作用，判定副车架的开裂断裂主要由疲劳破坏引起。2大方量混凝土搅拌车车架系统结构优化及其有限元分析针对副车架易疲劳断裂的问题，需对车架系统进行结构优化，以提升其承载能力与使用寿命[7～9]。车架系统可视为典型的梁结构（图8），主要承受混凝土物料等重力载荷（F1、F2）引起的弯曲变形，基于此，从以下三方面提出结构优化思路：[图8车架系统示意图]2.1结构优化思路改善梁的受力状况：通过调整板簧支撑位置或搅拌桶安装位置，优化车架梁体的整体受力，降低局部应力集中；增加车架系统的弯曲刚度：副车架拉筋连接板前后端的高应力主要由弯曲变形引发，提升该部位的弯曲刚度可有效减小弯曲应力，是最快捷、效果最显著的优化方法；优化拉筋结构与布置方式：拉筋连接板前后端除受弯曲变形影响外，还承受拉筋的拉力作用，通过改变拉筋的结构形式、布置角度，可降低该部位的拉应力。2.2具体优化方案本文选取增加弯曲刚度的优化思路，在实际生产中采用大梁与副车架之间增设补强板的方式，提高车架系统的整体弯曲刚度，优化方案示意图与具体优化结构分别如图9、图10所示。优化后的结构在原结构基础上，于大梁和副车架的连接部位增设一块补强板，从结构上强化局部抗弯曲变形能力。[图9优化方案示意图][图10大方量混凝土搅拌车优化结构]2.3优化结构的有限元分析由于副车架的断裂为疲劳断裂，且七种工况中两种满载弯扭工况的交变应力现象最显著，因此选取满载弯曲工况（基本工况）、第一种满载弯扭工况、第二种满载弯扭工况三种工况，对优化后的车架结构进行有限元分析，验证优化效果。图11～图13为满载弯曲工况下，优化后副车架及拉筋连接板前后端的米塞斯应力分布云图。将优化结构（改良结构）与原结构的米塞斯应力计算结果对比，如表2所示。[图11副车架（改良结构）米塞斯应力云图][图12拉筋连接板前端处（改良结构）米塞斯应力云图][图13拉筋连接板后端处（改良结构）米塞斯应力云图]表2改良结构与原结构有限元分析结果对比工况状态应力受力处改良结构最大米塞斯应力/MPa原结构最大米塞斯应力/MPa降幅值/MPa降幅百分比(%)满载弯曲工况拉筋连接板前端252.51269.9517.446.46拉筋连接板后端237.88239.962.080.86第一种满载弯扭工况拉筋连接板前端209.20211.842.641.25拉筋连接板后端199.98195.62-4.36-2.23第二种满载弯扭工况拉筋连接板前端284.44306.8722.437.31拉筋连接板后端245.15255.7010.554.13由表2分析可得优化结构的静力学性能变化：满载弯曲工况下，拉筋连接板前后端的最大米塞斯应力均较原结构下降，前端降幅更明显；第一种满载弯扭工况（一侧前轮抬起120mm）下，拉筋连接板前端应力略有下降，后端应力小幅上升，整体与原结构相差不大；第二种满载弯扭工况（一侧前轮悬空）下，拉筋连接板前后端应力均显著下降，优化效果突出。整体来看，优化后的车架结构静力学性能较原结构提升有限，因此需进一步对其抗疲劳性能进行分析，验证优化方案的实际效果。3原结构与优化结构的抗疲劳性能分析对比结合前文分析，拉筋连接板前后端与副车架的连接处为最易破坏区域，将前端最大米塞斯应力点命名为a点，后端最大米塞斯应力点命名为b点，以此为核心研究对象开展抗疲劳性能分析。3.1交变应力参数确定疲劳断裂由循环交变载荷引起，结合表2数据，选取**第二种满载弯扭工况（一侧前轮悬空）**下a、b点的米塞斯应力为交变应力最大值σₘₐₓ，**第一种满载弯扭工况（一侧前轮抬起120mm）**下的米塞斯应力为交变应力最小值σₘᵢₙ，建立非对称循环载荷模型（偏安全设计方法）。基于σₘₐₓ与σₘᵢₙ，计算得到循环交变应力的关键参数：平均应力：σₘ=0.5(σₘₐₓ+σₘᵢₙ)应力幅：σₐ=0.5(σₘₐₓ-σₘᵢₙ)应力比：r=σₘᵢₙ/σₘₐₓ以拉筋连接板前端a点为例，计算得改良结构与原结构的交变应力参数：改良结构：σₘ=246.82MPa，σₐ=37.62MPa，r=0.7355原结构：σₘ=259.36MPa，r=0.69033.2应力比与抗疲劳能力的关系根据相关文献，同种材料的应力比r越大，对应的持久极限越高，抵抗疲劳破坏的能力越强。经计算，改良结构与原结构的应力比增幅为：(r₍改良₎-r₍原始₎)×100%≈6.548%，说明优化后拉筋连接板前端的抗疲劳破坏能力较原结构有所提升。3.3疲劳强度校核对于非对称循环载荷下的构件，采用公式（2）校核其工作安全系数nσ，要求nσ≥规定安全系数n，以此判断疲劳强度是否满足要求。式中各参数取值依据Q345钢的材料性能与构件实际情况确定：对称循环应力下的持久极限σ₋₁：由σ₋₁(10⁷)=0.45σᵦ计算，取σᵦ=600MPa，得σ₋₁=270MPa；有效应力集中系数Kσ=2；尺寸因数εσ=0.75；构件表面质量因数β=0.75；钢的材料系数ψσ=0.2；规定安全系数n=1.4。经校核计算可得：原结构的工作安全系数未达到规定标准，疲劳强度不满足使用要求；改良结构的工作安全系数符合规定，疲劳强度满足使用要求。进一步计算安全系数增幅：(nσ₍改良₎-nσ₍原始₎)/nσ₍原始₎×100%≈20.64%，说明优化结构的抗疲劳性能较原结构有显著提升。拉筋连接板后端b点的疲劳强度校核方法与前端一致，校核结果同样表明改良结构的疲劳强度满足使用要求，抗疲劳性能较原结构大幅提升。4结论本文以大方量混凝土搅拌车车架系统为研究对象，通过建立三维实体模型与有限元模型，结合ANSYS软件开展静力学与疲劳强度分析，得出以下核心结论：副车架的高应力区域集中在拉筋连接板前后端与副车架的连接处，与实际使用中的开裂位置高度吻合；所有典型工况下，副车架的最大米塞斯应力均小于Q345钢的屈服极限，说明副车架的断裂并非由静强度不足导致，核心原因为交变应力引发的疲劳断裂（