某型铰接式履带车辆扭杆悬挂有限元分析

SURVEYING专题论述某型铰接式履带车辆扭杆悬挂有限元分析任红霞，成凯，申龙（吉林大学机械科学与工程学院，吉林长春 130025）［摘要］针对某型铰接式履带车扭杆悬挂减重问题，对悬挂装置的平衡肘和限位块部件进行结构优化设计。

基于扭杆悬挂实体建模建立了有限元模型，利用Hypermesh进行网格划分、ANSYS加载计算对扭杆悬挂进行有限元分析。

鉴于悬挂系统在典型危险工况下应力裕度较大，材料性能未得到充分发挥，且悬挂系统自重也较大，提出焊接的优化结构形式。

最后，优化前后对比分析。

结果表明：优化后的扭杆悬挂虽然最大应力有所增加，但仍然满足强度和刚度要求，悬挂装置总质量降低了19.3%。

此优化方法为后续铰接式履带车的扭杆悬挂装置及其他同类设备减重设计提供了参考和思路。

［关键词］铰接式履带车；扭杆悬挂；有限元分析；优化［中图分类号］U463.33 ［文献标识码］B ［文章编号］1001-554X（2019）03-0054-06 The finite element analysis of torsion bar suspension systemfor articulated tracked carrierREN Hong-xia，CHENG Kai，SHEN Long铰接式履带车因其具有较大的承载能力、良好的通过性和较强的机动性能等特点被广泛应用于军事、农业、林业等工程领域，为国防安全建设及国民经济建设发挥着重要作用［1-2］，有“全地形履带车”美誉之称［3］。

而扭杆悬挂装置作为缓冲复杂路面条件对车体振动，保证车辆舒适性和较高的行驶速度的重要因素，在车辆高速行驶时发挥着至关重要的作用。

然而，在传统的扭杆悬挂的设计中，为了能够满足悬挂的强度和刚度，过度地增大和增强了悬挂各组件的尺寸大小，造成了材料的浪费，增大了悬挂装置的质量，影响了整机的性能。

因此，悬挂装置的强度和刚度分析以及对悬挂装置的主要几个组件进行优化设计，对提高车辆的高性能、和节约整机制造成本具有重要的实际意义。

本文建立了简化的扭杆悬挂有限元模型，采用有限元分析方法对扭杆悬挂部分组件进行优化设计。

1 扭杆悬挂有限元分析1.1 研究对象扭杆悬挂装置是指将车体和负重轮连接起来的所有部件的总称。

某型铰接式履带车扭杆悬挂装置布置方案属于2轴不同心布置的单扭杆式悬挂装置，一套悬挂装置的左右部件完全相同，两侧悬挂装置通过2个支架连接在一起，该悬挂装置由平衡肘、套筒、扭杆和限位块等组成，支架与车体焊接，其中支架小孔为花键孔，大孔光孔；扭杆一端与支架通过花键连接，一端与套筒内孔花键连接；套筒一端与平衡肘焊接，一端通过轴承与支架连接；平衡肘底端通过轴承与负重轮连接。

平衡肘和限位块均采用一体锻造，负重轮为可充气轮胎。

由于连接支架焊接在车体上，保持固定不动，来自地面的支持力由履带传给负重轮，进而传到平衡肘底端，因此平衡肘会绕着扭杆轴线转动，又因为扭杆另一端与连接支架焊接固定不动，扭杆就会扭曲，从而吸收能量，达到减震效果。

同时整个车体质量通过连接支架最后传递到负重轮上。

本文扭杆悬挂实体模型由pro/E创建，如图1、图2所示，由于悬挂装置左右对称布置，所以仅取单独一侧悬挂进行有限元分析。

DOI:10.14189/ki.cm1981.2019.03.005［收稿日期］2018-09-10［通讯地址］任红霞，吉林省长春市南关区人民大街5988号吉林大学南岭校区2019/03总第517期扭杆支架限位块负重轮平衡肘图1 悬挂装置简图套筒轴承图2 悬挂装置连接简图1.2 网格划分和单元属性设置有限元前处理采用Hypermesh 进行网格划分，模型主要简化为实体、梁单元、接触单元和弹簧单元。

（1）实体单元Solid185。

该单元用于构造三维固体结构。

在该模型中，套筒、扭力轴、内外轴承、限位块和平衡肘均采用Solid185单元模拟。

（2）梁单元Beam188。

该模型所使用的梁单元Beam188建立在用于施加作用力的实体单元表面上，目的是为了消除应力集中，更好的模拟真实情况。

因此本模型所使用的梁单元不对其附质量属性。

（3）接触单元。

悬挂装置与车体的连接形式为一端通过花键与扭杆连接，另一端通过轴承与悬挂装置中的套筒形成轴承连接，因此在轴承连接处需要对两部件进行相应接触对设定。

本文有限元模型的“目标”面和“接触”面主要使用的接触单元有CONTA173和TARGE170。

（4）弹簧单元。

限位器在车身上固定，当负重轮受到地面不平度影响发生起伏变化时，平衡肘和负重轮一起绕扭杆轴线旋转，当旋转至最大垂直位移为163mm（此值是通过车体水平放置时的结构尺寸计算得到的）时连在平衡肘上的限位块与车身的限位器接触，由于限位器的强度足够大，平衡肘被卡紧不再绕扭杆轴线旋转，起到保护车体稳定运行的目的。

对此结构采用弹簧单元COMBIN39可以有效的说明，定义它的位移曲线如图3所示。

弹簧单元上端是固定不动的，当垂直位移不到133mm ，限位块与限位器没有接触，弹簧力为零。

当垂直位移为133mm 时，刚好接触，认为弹簧力仅为0.1N 。

随着垂直位移增加，限位器被压缩，弹簧力逐渐增加。

当垂直位移超过163mm 时，弹簧力足够大可以限制平衡肘的向上旋转，取为2.5×104N ，此力足够大，可以防止平衡肘的旋转，所以可以用弹簧单元来模拟限位器的工作原理。

图3 弹簧位移曲线该模型计算只针对平衡肘进行校核，扭杆悬挂装置组装模型对扭杆强度不做校核，另有单独计算。

采用网格划分软件对几何模型进行几何修补、拓扑连接处理、网格划分和单元信息添加等，最后形成如图4所示的有限元模型。

节点总数是44544个，单元总数是85918个，其中实体单元85909个，弹簧单元1个，梁单元8个。

外轴承和套筒接触内轴承和套筒接触图4 扭杆悬挂装置有限元模型SURVEYING专题论述1.3 模型信息和边界条件扭杆悬挂装置部分材料和力学性能如表1所示，各构件材料的弹性模量均是2×105MPa ，泊松比为0.3。

表1部件材料性能表部件材料类型屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 许用应力/MPa 平衡肘45CrNi 785980553限位块35号钢315530236.8扭杆45CrNiMoVA 132********套筒20CrNi4A10801176715.5其中许用应力值计算公式［4］（1）式中 n 为与载荷组合类别相应的安全系数，这里取1.33。

（1）约束：在对平衡肘结构进行有限元分析时，扭杆右端约束3个方向的平动和转动，内外轴承外圈分别都约束3个方向的平动和转动，表示轴承对扭杆的支撑作用。

弹簧上面和车体上伸出的圆筒板连接处施加全部约束，弹簧下面实体块和弹簧连接处用辅助beam188梁单元局部加强。

（2）计算工况：就扭杆悬挂结构特点和受力形式而言，在履带车辆行驶过程中，其载荷是变化复杂的，通过对车辆原地转向、爬坡、越障、过沟等典型危险工况分析，取任意工况下的负重轮受力最大的工况作为加载载荷，此工况下，平衡肘和扭杆在同一水平平面内。

负重轮承载力F 总为F 总=nF max （2）式中 n 为载荷系数，取2.5；F max 为单个负重轮在任意工况下的最大受力，F max =18260.7N ；计算求得F 总为45651.7N。

约束加载示意图如图5所示。

内外轴承外圈全约束，约束所有自由度Y施加向上45651.7N的负重轮支撑力扭杆右端全约束，约束所有自由度弹簧上端固定所有自由度图5 扭杆悬挂约束加载示意图2 有限元计算结果分析2.1 位移计算结果从图6可知，平衡肘结构最大合位移值80.9mm ，且与限位器接触的限位块在施力方向即y 方向的位移为58.3mm ，根据之前了解知道，限位块与接触弹簧的初始距离为133mm ，所以从目前的有限元分析结果来看，地面支反力对平衡肘施加45651.7N 的力时，限位块并没有和限位弹簧发生“击穿”（如图7所示）。

图6 全位移云图图7 限位块y 方向位移2.2 应力计算结果图8 全应力云图该工况下，全模型的最大应力发生在扭力轴2019/03总第517期上，且最大压力为397.5MPa ，小于许用应力。

就单个平衡肘转臂应力分析结果来看，最大应力为158.2MPa ，且截面平均应力大部分在90~140MPa 之间，相比于该材料的屈服极限和许用应力，平衡肘转臂远远满足其强度和刚度要求（如图8、图9所示）。

图9 平衡肘大截面应力云图3 扭杆悬挂优化方案3.1 优化方案通过对悬挂装置部分结构进行有限元计算，可以观察到，在所有工况下，各结构仅有几处高应力区，其他大部分区域是低应力区。

从目前结构有限元计算结果来看，目前所使用的，经一体锻造的平衡肘在当下整车使用条件下远远超出了各种力学和使用性能要求，这样结构的锻件，质量大，且制造复杂，无疑占据了车辆行走机构相当大比例的经济指标。

基于现有的分析结果，多方资料查询以及相关项目人员的经验使然，大胆设想，对平衡肘的转臂结构改为4块均为6mm 厚的焊接箱体结构，具体结构如图10所示。

修改前修改后图10 平衡肘结构修改图箱体结构均焊接于平衡肘转轴上，考虑到车辆工作中所受的载荷和冲击振动，所以在箱体结构与转轴焊接时应特别注意，在焊接过程中，要将箱体深入转轴内部一定深度，经过分析，基于一定经验值，暂时将深度定为7mm 厚（如图11所示）。

修改前转臂截面修改后转臂截面箱体壁厚均为6mm 图11 平衡肘转臂截面修改图由于平衡肘结构的改变，平衡肘转臂由椭圆改为矩形截面，相应配套的限位块结构也需要重新设计，根据之前限位块计算结果应力图分析（如图12所示），最大应力大约为90.1MPa ，且最大应力发生在限位块和平衡肘焊接处，该处属于应力比较集中之处，应力很小，总体来说，此结构的限位块远远满足强度和刚度要求。

现基于平衡肘转臂结构和其截面形状的改变，以及限位块的受力情况，借鉴平衡肘结构改进方案，用焊接工艺和加强肋板等方式实现和代替之前采用锻造成型的限位块结构。

修改结构如图13所示。

图12 限位块应力云图修改前修改后板厚6mm 板厚5mm板厚15mm板厚15mm 图13 限位块结构修改图3.2 优化结果（1）位移计算结果。

SURVEYING专题论述从图14可知，平衡肘结构最大合位移值79.9mm ，且与限位器接触的限位块在施力方向即y 方向的位移为56.7mm ，小于限位块与接触弹簧的初始距离为135mm ，所以从目前优化的有限元分析结果来看，地面支反力对平衡肘施加45651.7N 的力时，限位块没有和限位器弹簧发生碰撞（如图15所示）。

图14优化和全位移云图图15 优化后限位块沿y 方向位移（2）应力计算结果。

图16 优化后全应力云图优化后的平衡肘结构经过有限元分析计算，该工况下，全模型的最大应力发生在平衡肘和套筒的焊接处上，且最大压力为392.4MPa ，刚度过渡区域，有应力集中存在。