含缺陷車輛轉(zhuǎn)向橋前梁部件極限承載規(guī)律研究

龔小康，李翔宇，田占東

（國防科技大學(xué) 理學(xué)院，長沙 410073）

輪式輕裝甲車輛在戰(zhàn)場上常遇到多種武器的打擊，特別是輕武器和破片戰(zhàn)斗部。這些武器對車輛目標(biāo)的毀傷元主要是高速破片[1]。高速運(yùn)動的破片在撞擊到車輛時，會對車輛部件進(jìn)行侵徹作用，從而造成部件一定程度的破壞。當(dāng)車輛轉(zhuǎn)向橋前梁部件受到高速運(yùn)動的破片侵徹作用時，破片會在轉(zhuǎn)向橋前梁產(chǎn)生一定深度和直徑的孔洞缺陷。該缺陷的存在會使轉(zhuǎn)向橋前梁的極限承載能力降低，甚至使前梁在車輛運(yùn)動過程中斷裂，從而影響車輛的運(yùn)動性能。因此，前梁受到破片侵徹后，確定其結(jié)構(gòu)破壞情況和極限承載能力的變化規(guī)律非常重要。

國內(nèi)外有很多學(xué)者針對不同工作環(huán)境下轉(zhuǎn)向橋前梁的斷裂失效和相關(guān)性能進(jìn)行了研究。鄭鋼[2]分析了轉(zhuǎn)向橋前梁在動載工況、制動工況、側(cè)滑工況的受力情況，并建立了工字形前梁的三維實(shí)體模型。宗志斌等[3]建立了汽車轉(zhuǎn)向橋前梁的有限元模型，進(jìn)行了垂向載荷下的靜力分析，得到了前梁上的應(yīng)力分布。尹秉升等[4]建立了以實(shí)體單元組成的轉(zhuǎn)向橋體的有限元模型，并進(jìn)行了叉車在不同工況載荷下轉(zhuǎn)向橋體的靜態(tài)分析，得到了應(yīng)力分布圖和變形圖。章文譽(yù)等[5]根據(jù)某叉車轉(zhuǎn)向橋斷裂的反饋進(jìn)行了分析，建立了轉(zhuǎn)向橋限位塊沖擊工況的力學(xué)模型。聶四軍等[6]在對轉(zhuǎn)向橋機(jī)構(gòu)進(jìn)行運(yùn)動學(xué)和靜力學(xué)分析的基礎(chǔ)上，建立了相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型。易足希[7]建立了銑刨機(jī)轉(zhuǎn)向橋傳動總成三維幾何模型，聯(lián)合UG、ANSYS 和ADAMS建立了剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)虛擬樣機(jī)模型，并仿真得到了各零部件上的動力學(xué)特性。于河山等[8]基于虛擬樣機(jī)技術(shù)，利用ADAMS 對叉車轉(zhuǎn)向橋進(jìn)行了多體動力學(xué)仿真分析，獲得了轉(zhuǎn)向橋橋體所受載荷隨時間的變化規(guī)律。王東華[9]仿真分析了轉(zhuǎn)向橋殼結(jié)構(gòu)的有限元模型在無約束及載荷條件狀態(tài)下的固有頻率，并且得到了其固有頻率下對應(yīng)的結(jié)構(gòu)振型圖。黃李麗等[10]運(yùn)用ANSYS 軟件對叉車轉(zhuǎn)向橋體進(jìn)行了模態(tài)分析與譜分析，得到了轉(zhuǎn)向橋體的固有頻率及其在隨機(jī)振動下的響應(yīng)曲線。沈曉雯等[11]采用 FORTRAN 語言與ANSYSAPDL 等語言相結(jié)合，開發(fā)了叉車轉(zhuǎn)向橋零部件的三維有限元分析系統(tǒng)ZXQFEM1。喻超[12]建立了四軸車輛的線性2DOF 數(shù)學(xué)模型，并基于四輪轉(zhuǎn)向經(jīng)典控制方法，對車輛的響應(yīng)特性進(jìn)行了分析。黃康等[13]在自行研制的液壓激振試驗(yàn)臺上進(jìn)行了試驗(yàn)，提出疲勞破壞是汽車轉(zhuǎn)向橋?qū)嶋H工作中主要存在的一個問題。李戈操等[14]針對某型鑄造轉(zhuǎn)向橋的斷裂性故障，應(yīng)用了仿真應(yīng)力分析和應(yīng)變試驗(yàn)分析，結(jié)果表明，轉(zhuǎn)向橋局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中所致的過大應(yīng)力是該轉(zhuǎn)向橋斷裂的主要原因。張敏等[15]應(yīng)用ANSYS Workbench軟件的Fatigue Tool 工具，對前梁進(jìn)行了有限元分析，確定了前梁易發(fā)生疲勞失效的危險區(qū)域。吳小峰等[16]應(yīng)用應(yīng)變試驗(yàn)和OptiStruct 應(yīng)力分析，確定了某型鑄造轉(zhuǎn)向橋的斷裂性故障是因轉(zhuǎn)向橋局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中所致的過大應(yīng)力造成的。Topac 等[17]對失效的消防車輛轉(zhuǎn)向橋進(jìn)行了有限元分析，得到轉(zhuǎn)向橋失效原因是橋體上存在臨界應(yīng)力集中區(qū)域，同時還基于DOERSM 方法，考慮了外力加載類型和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，優(yōu)化了轉(zhuǎn)向橋模型。Figueiredo 等[18]對斷裂的重型叉車轉(zhuǎn)向橋進(jìn)行了力學(xué)性能測試和縮比實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明，其結(jié)構(gòu)失效的主要原因是存在裂紋。Shah 等[19]研究表明，變幅載荷導(dǎo)致的疲勞損傷是車輛許多部件的主要失效模式，并采用Palmgren-Miner 線性損傷法對變幅載荷作用下轉(zhuǎn)向橋的疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測。

目前對于轉(zhuǎn)向橋的研究多在于材料失效和相關(guān)力學(xué)性能等方面，而對于其結(jié)構(gòu)受損對承載能力的影響規(guī)律的研究鮮有報道。為了研究轉(zhuǎn)向橋前梁結(jié)構(gòu)上缺陷對轉(zhuǎn)向橋極限承載能力的影響規(guī)律，本文將基于LS-DYNA 軟件對高速破片侵徹轉(zhuǎn)向橋前梁的過程進(jìn)行數(shù)值模擬，通過在前梁上不同位置預(yù)制一定尺寸缺陷的方法，研究缺陷對轉(zhuǎn)向橋前梁極限承載能力的影響規(guī)律。

1 破片侵徹轉(zhuǎn)向橋前梁數(shù)值模擬

1.1 轉(zhuǎn)向橋前梁結(jié)構(gòu)

車輛車橋通過懸架與車架（或承載式車身）相連接，其兩端安裝車輪。車橋的作用是承受車輛的載荷，維持車輛在道路上的正常行駛。后驅(qū)車輛前方車橋常采用轉(zhuǎn)向橋，轉(zhuǎn)向橋可分為斷開式轉(zhuǎn)向橋和非斷開式轉(zhuǎn)向橋。某類型輕裝甲車輛一般采用非斷開式轉(zhuǎn)向橋，整體結(jié)構(gòu)組成如圖1 所示[20]。

圖1 轉(zhuǎn)向橋結(jié)構(gòu)組成Fig.1 Composition of steering axle structure

轉(zhuǎn)向橋前梁常采用工字形結(jié)構(gòu)，其在車輛靜止或勻速運(yùn)動時，主要承受車輪與鋼板彈簧底座對其的垂直力與彎矩。此時轉(zhuǎn)向橋前梁所受垂直力和彎矩的分布如圖2 所示。其中，F(xiàn)a1和Fa2為車輪對前梁的支撐力，F(xiàn)b1和Fb2為彈簧底座對前梁的壓力，M1和M2是前梁上與彈簧底座接觸處的彎矩。從彎矩分布圖可以看出，2 個彈簧底座之間的彎矩保持不變，車輪支撐點(diǎn)到彈簧之間彎矩線性增加。

圖2 前梁受垂直力與彎矩分布Fig.2 Vertical force and bending moment distribution diagram of front beam: a) front beam subjected to vertical force;b)bending moment distribution on front beam

選定某一裝甲車輛為研究對象，其部分性能參數(shù)見表1[21]。車輛最大總質(zhì)量為13 000 kg，其中前軸負(fù)荷為6 500 kg。該車輛靜止或勻速行駛時，前梁上承受垂直方向力的大小約為6.37×104N。該裝甲車輛轉(zhuǎn)向橋前梁采用40Cr 鋼，前梁簡化后的結(jié)構(gòu)尺寸如圖3 所示。

圖3 某型號車輛轉(zhuǎn)向橋前梁結(jié)構(gòu)尺寸（單位：mm）Fig.3 Structural dimensions of front beam of a vehicle steering axle(unit: mm): a) front view;b) I-section diagram

表1 某型號裝甲車輛部分性能參數(shù)Tab.1 Some performance parameters of a certain type of armored vehicle

1.2 計算模型及參數(shù)

破片為直徑 8 mm 的球形鎢合金鋼，采用Lagrange 八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元類型，網(wǎng)格尺寸為2 mm，劃分為875 個單元，網(wǎng)格模型如圖4 所示，材料參數(shù)見表2[22]。

圖4 破片有限元模型Fig.4 FEM of fragment

表2 破片材料參數(shù)Tab.2 Parameters of fragment material

考慮沖擊過程中前梁損傷區(qū)域在破片撞擊點(diǎn)附近，為提高計算效率，將前梁網(wǎng)格局部加密，加密部分網(wǎng)格尺寸為2 mm，其他部分網(wǎng)格尺寸為6 mm，采用Lagrange 八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元類型，前梁網(wǎng)格模型如圖5 所示。前梁整體采用隨動硬化模型，材料參數(shù)見表3[23]。對前梁左右兩端節(jié)點(diǎn)施加邊界條件，限制X、Y方向位移。通過侵蝕單面接觸實(shí)現(xiàn)破片與轉(zhuǎn)向橋前梁侵徹接觸定義。設(shè)定破片初始速度為1 400 m/s，沿X方向垂直入射。破片侵徹命中點(diǎn)設(shè)為前梁中間和上方位置。

圖5 前梁有限元模型Fig.5 Front beam model diagram

表3 前梁和鋼板彈簧底座材料參數(shù)Tab.3 Material parameters of front beam and leaf spring base

1.3 計算結(jié)果與分析

破片以一定初始速度從前方撞擊轉(zhuǎn)向橋前梁的中部和上端，兩區(qū)域厚度分別為15、64 mm。破片撞擊不同區(qū)域初始速度見表4。各工況破片的速度衰減曲線如圖6 所示，可以看出，破片侵徹過程中速度衰減近似線性。由圖6a 可以看出，破片以1 400 m/s 的初始速度撞擊前梁中部區(qū)域時，侵徹過程中剩余速度降低為0 m/s，表示破片以1 400 m/s 的初始速度不能擊穿前梁中部區(qū)域；破片以1 500 m/s 的初始速度撞擊前梁中部區(qū)域時，侵徹過程結(jié)束后，剩余速度為49 m/s，表示破片以1 500 m/s 的初始速度可以擊穿前梁中部區(qū)域。由此可知，破片擊穿前梁中部區(qū)域的臨界初始速度位于 1 400～1 500 m/s，破片以大于1 500 m/s 的初始速度撞擊前梁中部區(qū)域時，可將前梁擊穿。由圖6b 可知，破片以1 800～2 600 m/s 的初始速度撞擊前梁上端區(qū)域時，侵徹過程中剩余速度均降低為0 m/s，表示當(dāng)破片初始速度低于2 600 m/s 時，不能擊穿前梁上端區(qū)域。

圖6 破片速度衰減曲線Fig.6 Fragmentvelocity decay curve: a) the fragment hits the midsection of the front beam;b) the fragment hits the upper area of the front beam

表4 破片初始速度Tab.4 Initial velocity of fragment

破片以1 500 m/s 的速度撞擊前梁中部區(qū)域的過程如圖7 所示。圖7a 是破片剛剛接觸前梁時刻，可以看出，破片高速撞擊前梁，在前梁內(nèi)部形成沖擊波，并逐步向四周傳播。圖7d 是破片離開前梁時刻，此時可以得到破片侵徹前梁彈道軌跡，如圖8 所示。破片侵徹前梁過程中，破片在前梁部件命中處穿透前梁，形成通孔，孔徑為10～11 mm。因此，可通過在前梁不同位置處預(yù)制一定直徑的孔洞缺陷，來模擬前梁的不同位置遭受破片打擊結(jié)果。

圖7 破片撞擊過程Fig.7 Fragment impact process

圖8 破片侵徹彈道Fig.8 Fragment penetration trajectory

2 含缺陷前梁極限承載模擬分析

2.1 計算模型與參數(shù)

基于圖5 的計算模型，為了研究破片從正面擊穿前梁不同區(qū)域后，前梁極限承載能力的變化規(guī)律。在前梁不同位置預(yù)制圓形通孔作為初始缺陷，建立含缺陷的前梁有限元模型。模型整體采用Lagrange 八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元類型，前梁上網(wǎng)格尺寸為5 mm。鋼板彈簧底座尺寸為80 mm×80 mm×50 mm，其整體也采用Lagrange 八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元類型，鋼板彈簧底座上網(wǎng)格尺寸為5 mm。將鋼板彈簧底座與轉(zhuǎn)向橋前梁進(jìn)行共節(jié)點(diǎn)，建立的有限元網(wǎng)格模型如圖9 所示。

圖9 鋼板彈簧底座與轉(zhuǎn)向橋前梁網(wǎng)格模型Fig.9 Leaf spring base and steering axle-beam mesh model

前梁整體采用隨動硬化模型，材料參數(shù)見表3。對前梁左右兩端下側(cè)角落部分節(jié)點(diǎn)施加邊界條件，限制其在X、Y軸的軸向位移。鋼板彈簧底座設(shè)定為剛體，材料參數(shù)見表3[24]。對鋼板彈簧底座整體施加邊界運(yùn)動條件，使其以1 mm/s 的速度勻速向Y軸負(fù)方向運(yùn)動。

2.2 缺陷位置設(shè)計

設(shè)計預(yù)制孔洞缺陷的位置，通過比較缺陷位于不同位置時前梁能承受的垂直方向極限承載力Fmax，可得到前梁極限承載能力的變化情況。將前梁最下方中間處設(shè)為系統(tǒng)原點(diǎn)位置，分別在前梁上端、下端、中間處預(yù)制圓孔缺陷。圓孔直徑為10 mm，圓孔間水平方向間隔為50 mm，各圓孔缺陷位置如圖10 所示。

圖10 不同圓孔缺陷工況匯總Fig.10 Conditions of different circular hole defects

2.3 缺陷位置對極限承載能力的影響

彈簧底座向下運(yùn)動時，會使前梁產(chǎn)生向下的變形。前梁抵抗該變形時，會對彈簧底座產(chǎn)生與彈簧底座運(yùn)動方向相反的作用力。當(dāng)前梁整體產(chǎn)生塑性變形時，該作用力達(dá)到最大值。此時，該最大值為對應(yīng)工況下前梁垂直方向的極限承載力。定義極限承載下降比F為存在缺陷時極限承載力F1與前梁在正常無缺陷時能承受的最大垂直力Fmax的比值。計算得到前梁在不同位置處存在1 cm 直徑的孔洞缺陷時，其對應(yīng)的極限承載下降比分布如圖11 所示。

由圖11 可看出，當(dāng)缺陷位于2 個彈簧底座下方區(qū)域時，前梁極限承載能力下降程度最大，約降低為無缺陷時極限承載能力的60%；當(dāng)缺陷位于前梁其他位置時，極限承載能力約降低為無缺陷時極限承載能力的70%。定義2 個彈簧底座正下方區(qū)域?yàn)橐讚p區(qū)，其他區(qū)域?yàn)榉且讚p區(qū)。觀察前梁斷裂過程，當(dāng)圓孔缺陷位于非易損區(qū)時，前梁斷裂處總是位于易損區(qū)；當(dāng)圓孔缺陷位于易損區(qū)時，前梁斷裂處裂紋總會經(jīng)過圓孔缺陷。

圖11 前梁極限承載下降比分布Fig.11 Distribution diagram of decline ratio of the ultimate bearing capacity of the front beam

2.4 缺陷尺寸對極限承載能力的影響

為了得到前梁在車輛自身重力作用下斷裂的極限圓孔缺陷尺寸，在易損區(qū)預(yù)制不同直徑圓孔缺陷，并計算對應(yīng)前梁的極限承載能力。圓孔直徑以5 mm為差值，從5 mm 逐漸擴(kuò)大至70 mm，共取14 個工況，工況編號對應(yīng)的圓孔直徑分別為5、10、15、20、25、30、35、40、45、50、55、60、65、70 mm。計算得到前梁極限承載能力結(jié)果及相應(yīng)擬合曲線如圖12 所示。

圖12 易損區(qū)存在不同直徑圓孔缺陷時前梁的極限承載能力Fig.12 Ultimate bearing capacity of the front beam when there are circular holes with different diameters in the vulnerable area

從圖12 可以看出，當(dāng)前梁易損區(qū)圓孔缺陷直徑增大時，前梁極限承載能力隨之下降。根據(jù)圖中A點(diǎn)坐標(biāo)，當(dāng)表1 中車輛轉(zhuǎn)向橋前梁易損區(qū)圓孔缺陷直徑尺寸達(dá)到或大于1.8 cm 時，前梁極限承載能力會小于其所需承載車輛重力。此時，前梁會在車輛自身重力作用下而發(fā)生塑性屈服。

3 結(jié)論

1）對于直徑為1 cm 的圓孔缺陷，當(dāng)位于非易損區(qū)時，前梁達(dá)到極限承載時在易損區(qū)發(fā)生斷裂，其極限承載能力約為無缺陷時的70%；位于易損區(qū)時，前梁達(dá)到極限承載時裂紋會經(jīng)過圓孔，其極限承載能力約為無缺陷時的60%。

2）某型號車輛前梁上易損區(qū)圓孔缺陷直徑尺寸達(dá)到1.8 cm 時，其前梁會在車輛自身重力的作用下發(fā)生塑性屈服。