特種方艙及承載平臺結構有限元分析(1例)

文_呂路 章琦 王新

特種方艙及承載平臺結構有限元分析(1例)

文_呂路 章琦 王新

由于方艙結構的特殊性，在初始設計階段對它進行試制和實驗費用較高。為了研究某特種重載方艙的靜力學特性，運用ANSYS有限元分析軟件建立了方艙及其承載平臺的整體結構等效有限元模型，并對艙體及其承載平臺結構在特定工況下進行靜力學模擬計算，得出其應力和應變狀態(tài)。結果表明，該重載及其承載平臺方艙最大應力值小于許用應力，且最大變形也完全符合要求，為同類方艙設計提供參考。

由于特種方艙結構比較復雜，而且此類方艙在使用過程中所處的環(huán)境要求也比較復雜，因此在研制階段很難計算方艙的受力狀態(tài)，而這一點在方艙結構設計階段顯得至關重要。該特種方艙額定載荷非常大，且艙體四周及斜頂板上布置了大量通風門窗，同時艙體的設計剛強度必須滿足吊裝及運輸?shù)囊?。因此針對此種特種重載方艙，利用有限元建模分析，通過分析得出設計結構的合理性及可靠性就顯得尤為重要。

1 方艙及承載平臺結構設計

1.1 方艙基本要求

方艙和車輛改造是為車載特種設備提供安裝和運輸平臺，方艙通過方艙旋鎖固定于承載平臺上，承載平臺與越野車輛為剛性連接固定，方艙既是車載特種設備的保護體也是其運輸承載體(見圖1)。該方艙外形尺寸為8 058 mm×2 438 mm×2 080 mm(見圖2)，方艙艙體質量≤4 000 kg，方艙的額定裝載質量為10 500 kg，承載平臺自質量≤1 600 kg。為了滿足冷卻通風要求，方艙四周及斜頂板上設置了多扇門窗。

1.2 方艙骨架結構設計

艙體為削角異形大板方艙，艙體骨架分為前壁骨架、后壁骨架、左壁骨架、右壁骨架、頂壁骨架和底架等幾大片(見圖3)，除頂壁骨架采用60 mm×4 mm和40 mm×4 mm方鋼管組焊成片，底壁骨架采用120 mm×60 mm×6 mm、80 mm×60 mm×6 mm的矩形鋼管和60 mm×4 mm方鋼管組焊成片外，其他骨架均采用80 mm×60 mm×6 mm的矩形鋼管和60 mm×4 mm的方鋼管組焊成片。拼艙時，將6只骨架按尺寸搭接好后，在其搭接處用彎角焊接牢固，再用內、外角鋁在艙內外縫隙處帶膠鉚接。底架為整艙的主要預埋件集中區(qū)同時又是承載與吊裝時的主要受力單元，因此將底壁設計為110 mm厚，且在方艙長度方向設置4根通長的縱梁。在方艙底面還布置有2組承重滑橇，滑撬與方艙底框做成一體，一方面減小方艙與底面的接觸面積，另一方面也是對方艙底壁的進一步加強。底架是車載特種設備安裝緊固件最集中的區(qū)域，所有預埋件都通過小梁或彎角件與主要受力的縱梁或橫梁相連以保證設備安裝后的承載能力。

1.3 承載平臺結構設計

承載平臺是方艙與汽車底盤間的過渡載體，既要承載來自方艙的的重量，也需考慮其與底盤接口的匹配性。裝載平臺由平臺底架與花紋鋁板等組成。平臺底架由鋼板折彎成各種構件后組焊而成(見圖4)。裝載平臺上平面為方艙安裝固定面，裝載平臺尾部為艙內特種設備水管絞盤安裝空間，運輸平臺下部為汽車擋泥板、土木工具箱、活動車梯等安裝空間。

表1 方艙骨架采用矩形鋼管和方形鋼管的材料屬性

表2 承載平臺骨架采用槽鋼和方形鋼管材料屬性

2 方艙及承載平臺結構有限元分析

在進行方艙設計時，必須考慮其具有足夠的強度和剛度，同時在滿足方艙裝載要求下，盡可能降低成本，減輕自質量，設計出高性能的方艙。此外，由于方艙結構的特殊性，在設計和研制過程中樣機試驗難以進行，且費用較高。通過有限元分析軟件進行模擬和仿真能優(yōu)化設計結構，降低成本和縮短研發(fā)周期。

2.1 方艙及承載平臺結構有限元模型的建立

方艙及承載平臺的幾何模型是從實際方艙及承載平臺結構中抽象得來的，并不是完全按照方艙及承載平臺的實際形狀，而是根據(jù)其結構的某些特征對其結構進行必要的變化、簡化和處理，以提高有限元分析結果的準確性和可靠性。本文分析的方艙及承載平臺模型也是對實際形狀進行一定處理簡化后所得出的。

建立方艙有限元模型時，進行了如下假設。

(1)不考慮方艙骨架焊接處材料特性的變化，焊接處的材料特性與相鄰結構件的材料性能相同；

(2)鋼骨架為線彈性材料；

(3)各結構接觸面之間具有足夠的粘接強度，各接觸處不會發(fā)生脫粘；

(4)方艙骨架及承載平臺的變形為小變形；

(5)為降低計算分析的復雜度，未考慮防滑鋪板對承載平臺整體結構的影響，因此分析是偏于保守的。

本文僅分析方艙骨架及承載平臺骨架的靜力學特性，因此采用殼單元和梁單元來建立有限元模型，承載平臺模型的建立方法同理。

2.2 方艙有限元模型的分析計算

本例分析主要考慮艙體骨架在受重力以及各設備載荷下的靜力學特性，因此分析模式為Static。

艙體各個大板之間通過焊接、鉚接和螺栓連接等方法形成一體，因此在有限元模型中，處理各個大板之間的結合面是很重要的環(huán)節(jié)。在艙體框架模型中利用Workbench自帶的接觸識別對各型材之間的接觸面進行定義，接觸類型為Bonded。Bonded法即綁定各零部件接合面焊接處節(jié)點自由度，法向不分離，切向不允許滑移，耦合接觸節(jié)點的自由度。

2.2.1 方艙有限元模型網(wǎng)格劃分

根據(jù)艙體模型大小以及網(wǎng)格規(guī)模，對模型進行材料屬性設置和有限元網(wǎng)格劃分。劃分時全部采用3D實體單元，得到單元數(shù)目為41萬7 157個，節(jié)點數(shù)目為91萬1 125個。

2.2.2 材料參數(shù)

方艙骨架采用矩形鋼管和方形鋼管焊接而成，材料屬性見表1所示。

2.2.3 靜力學分析

本例分析時分2種工況：吊裝狀態(tài)和落地狀態(tài)，對艙體的剛強度進行校核計算。吊裝狀態(tài)分析時對艙體底板4個角件處的豎直方向位移進行約束；落地狀態(tài)下對艙體滑撬豎直方向位移進行約束。

在Workbench平臺中，對上述模型進行分析計算，吊裝狀態(tài)下對應的位移云圖和應力云圖如圖5、6所示，落地狀態(tài)下對應的位移云圖和應力云圖如圖7、8所示。

吊裝工況下，最大應力(219.87 MPa)出現(xiàn)在角件附近，是個應力奇異點；角件附近局部最大應力約為150 MPa，可在角件與梁的連接處加強焊縫或者布置加強筋增加系統(tǒng)剛強度，最大位移(7.24 mm)出現(xiàn)在底板中部。

落地狀態(tài)下，最大應力(128.62 MPa)出現(xiàn)在后端板絞盤安裝位置附近；最大位移(1.31 mm)出現(xiàn)在頂板中部。

從靜力分析計算結果來看，艙體骨架鋼材最大應力約為150 MPa(材料Q235，屈服極限235 MPa)，參照1.3倍安全系數(shù)，該骨架結構設計完全滿足承載條件下的使用要求；艙體骨架最大靜饒度為7.24 mm，保守估算下滿足設計中地板變形不超過10 mm的要求。

2.3 承載平臺有限元模型的分析計算2.3.1 承載平臺有限元模型網(wǎng)格劃分

對模型進行材料屬性設置和有限元網(wǎng)格劃分。劃分時全部采用3D實體單元。其中模型單元數(shù)33萬7 778個，節(jié)點數(shù)68萬394個。

2.3.2 材料參數(shù)

承載平臺骨架采用槽鋼和方形鋼管焊接而成，材料屬性見表2所示。

2.3.3 靜力學分析

本次分析主要考慮平臺框架在受重力以及整艙壓載下的靜力學特性。因此分析模式為Static。

在平臺框架模型中利用Workbench自帶的接觸識別對各型材之間的接觸面進行定義，接觸類型為Bonded。Bonded法即綁定各零部件接合面焊接處節(jié)點自由度，法向不分離，切向不允許滑移，耦合接觸節(jié)點的自由度。

分析時約束平臺框架底面與載車大梁接觸面豎直方向的位移。載荷按照整艙及設備總質量的1.5倍進行加載，即加載24 t。

承載平臺應力分布云圖和位移分布云圖見圖9、10所示。

由圖9、10得知，最大應力為150.37 MPa，最大位移1 mm。承載平臺材料的屈服強度為235 MPa。因此，整個平臺框架安全系數(shù)為1.56，符合設計要求。

3 方艙吊裝和底板靜撓度試驗

該特種方艙制造完成后，進行了吊裝和底板靜撓度試驗，分別檢驗方艙艙體的強度和剛度性能，試驗見圖11、12。加載試驗中，艙體底板上施加的載荷為實際方艙額定載荷的1.5倍，以模擬起吊時的瞬間過載情形。吊裝15 min后，沒有出現(xiàn)艙門打不開以及密封件或密封部位開裂脫落等現(xiàn)象。試驗證明艙體強度滿足使用要求。

靜撓度試驗測量在吊裝狀態(tài)下方艙底板靜撓度變形，得到的艙體實際最大變形為7 mm。實際測得靜撓度與有限元模擬仿真計算出的靜撓度變形比較接近，可見該有限元計算方法具有一定的準確性。

4 結語

綜上所述，在吊裝狀態(tài)及落地狀態(tài)2種工況下，方艙骨架最大位移均符合方艙的設計要求；方艙骨架的最大應力為150 MPa，小于Q235鋼型材的屈服極限。隨后的靜擾度及吊裝試驗結果也符合方艙設計要求，因此方艙的設計滿足設備使用強度和剛度要求。同時在加載額定載荷1.5倍的工況下，承載平臺的最大應力和最大變形量均符合設計要求，因此承載平臺的結構設計能滿足承載方艙及艙內設備的強度和剛度的要求。

該研究為有限元方法在方艙設計中的強度校核、結構優(yōu)化和改進設計的運用提供了一定的參考。

(注：本文第一與第二作者單位系中國電子科技集團公司第二十八研究所，第三作者單位系中國人民解放軍91202部隊34分隊。)

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