基于载荷谱的矿用自卸车驱动桥壳失效分析外文翻译资料

基于载荷谱的矿用自卸车驱动桥壳失效分析

Yimin Shao ^a, Jing Liu ^a ,Chris K. Mechefske ^b

a 重庆大学机械传动国家重点实验室

b 加拿大皇后大学机械和材料工程系

信息：

文章历史：

2010年9月8日收到，

2010年12月26日修订本，

2010年12月29日接受，

2011年1月12日在线提供

关键词：矿用自卸车驱动桥壳失效分析载荷谱

摘要：

矿用自卸车的关键部件之一是驱动桥壳。此组件在正常使用期间发生故障是不可接受的。近年来，这些机械在正常工作过程中出现了早期疲劳断裂问题。然而，由于实际路面条件(如坡度和粗糙度)与简化边界条件的差异，基于台架试验或纯计算机模拟的驱动桥壳疲劳失效寿命难以准确计算。为了提高分析结果的可靠性，本文提出了一种基于实际路面条件动态应变测量与有限元分析相结合的分析方法。通过应变测量得到了驱动轴壳的动应变和应力值，并对卡车在正常矿井路面上行驶时的动态应变和应力进行了测量。采用雨流计数法对动态应力进行了分析，确定了计算周期的振幅和平均值。利用Morrow模型考虑了应力均值的影响。根据损伤累积的线性Palmgren-Miner假设，利用材料的典型疲劳特性，计算了材料的疲劳失效寿命。对测量结果的分析表明，轴承座的动应力远大于预期。为了找出影响驱动桥壳体动应力的因素，采用有限元法分析了路面坡度、不均匀荷载和偏心率。分析结果表明，本文所提出的分析方法是分析汽车轴承座失效原因的有价值的工具。

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1.导言

驱动桥壳是车辆的主要承重部件。因此，路面粗糙度引起的动力力会产生动应力，这些力会导致车辆使用寿命期间的疲劳破坏[1]。虽然驱动桥壳的设计通常具有较高的安全裕度(安全系数)，以不超过材料的疲劳强度，但大量的高幅循环载荷和局部应力集中使裂纹扩展，即使疲劳强度超过平均载荷值。

大量的研究工作已经发表在分析和预测轴颈疲劳失效[1-7]。Bradley和Bradley[2]在三种典型的使用条件下，运用断裂力学和试验方法分析了一辆起重机卡车后桥壳的失效情况。他们发现，用宏观断口图检查，故障是因为疲劳。它们结合理论断裂力学和实验数据计算裂纹扩展寿命和尺寸。[3]用扫描电子显微镜分析了重型卡车车轴焊接钢铸件的失效情况。结果表明，铸坯热影响区产生了珠下裂纹。这些裂纹随后通过疲劳机制扩展，导致铸件脱离轴壳。Topac等人[1]利用有限元分析和台架试验对后桥壳体样机进行疲劳失效预测。在此基础上，提出了一些设计改进方案。吴等人[4]开发了基于大直径滚轮的多功能室内驱动桥路面仿真系统。该方法利用滚轮表面上的一系列凸出块来模拟路面产生的冲击振动。静等人[5，6]基于有限元分析和试验，预测了车轴壳在随机载荷作用下的疲劳寿命。而台架试验和有限元分析均为静态分析。在完成动力分析的同时，利用SIMPACK进行了多体仿真，得到了加载条件。南等人[7]提出了一种新的获得减重谱的方法，用于对驱动桥壳进行加速疲劳台架试验。采用有限元法进行静强度分析，完成疲劳寿命预测、应变历史采集和时间相关损伤分析。通过有限元仿真，得到了轴承座加速疲劳台架试验的减载谱。

对驱动桥壳疲劳失效的研究大多局限于台架试验[4-7]、静强度分析[5-7]、扫描电镜图像分析[3]或基于模拟的动态分析[1，5，6]。虽然有些调查考虑了典型服务条件的影响[2]，但这些并不是典型的、正常的服务条件。因此，有必要考虑到实际的使用条件，对驱动桥壳进行疲劳失效分析。

本文从实际矿山路面情况出发，结合有限元分析，提出了一种基于动态应变测量的矿用自卸车驱动桥壳失效分析方法。通过断口分析确定了破坏类型。在实际矿井路面剖面试验的基础上，根据损伤累积的线性Palmgren-Miner假设，根据实测的动应力，预测了这种情况下的驱动桥壳体的疲劳寿命。利用材料的正常疲劳特性。用有限元法分析了壳体失效的原因。

2.驱动桥壳的故障描述

矿用自卸车作为矿用自卸车的主要承载部件，其驱动桥壳承载着由矿山道路引起的动力。这些动力作用会导致车轴壳在使用寿命中发生疲劳破坏。在实践中，如图1所示，驱动轴壳体中的断裂位置起源于班卓过渡区R1或R2。图2显示了断口的检验。图2显示了在班卓过渡区底部的圆角处开始的初始裂纹。断裂区域有滩痕，有一个渐进的裂缝，已经扩展到大约一半的横截面。这些观察表明，疲劳失效可以被认为是一个高循环，低应力类型[9]。因此，通常出现在具有起始点的疲劳断裂中的断口、带有滩痕的低速区和高速断裂区[8]是常见的断口。

3.载荷谱的测量及其结果

3.1.实验设计

用矿用自卸车进行应变测量。这辆满载卡车的总重量是62吨。数据采集系统包括应变计和Dewetron数据采集器。在测量点1和测量点2处，用安装在轴壳底部的应变仪测量应变，如图3所示，用横向测量法测量应变。如图4所示，本试验采用了实际的矿用路面。实验过程分为两部分。在这两部分中，在同一条矿路上测量了矿用自卸车的全部使用条件，包括卸货、装车、满载和卸货。采样频率为2000 Hz。卡车的速度约为5公里/小时。

图1.驱动桥壳(Mm)的几何形状

图2.R1部分中驱动桥壳的断口(图1)

图3.应变测量位置

图4.实用矿山路面路线

3.2实验结果

用多通道数字应变仪记录轴承座的应变情况，如图5所示。用动态应变值和虎克定律求得轴壳的动态应变。动应力如图6所示，这就是轴承座的载荷谱。

图6a示出测试过程可分为四个阶段。第一阶段为空载期，从138.9 s开始，持续1500 s，最大应力为138.9 MPa。第二阶段为加载阶段，从1500 s开始，持续300 s，最大应力为122.7 MPa。第三阶段为满载期，从1800 s开始，持续1260 s，最大应力为393.7 MPa。第四段为卸荷期，从3060 s开始，持续540 s，最大应力为162.7 MPa。

图6B还示出了测试过程可分为四个阶段。第一阶段是空载周期，从0开始，持续到1800 s，最大应力为162.7 MPa。第二阶段是加载周期，从1800 s开始，持续420 s，最大应力为232.8 MPa。第三阶段是满载期，从2220 s开始，持续1140 s，最大应力为375.5 MPa。第四段为卸荷期，从3360 s开始，持续640s，最大应力为183.8 MPa。

4.疲劳寿命预测

基于损伤累积的线性Palmgren-Miner假设和轴承座材料的疲劳特性，根据实际矿山路面条件下的动应力计算了壳体的疲劳失效寿命。

图5.在实际矿面上运行的测量用应变数据输出：(A)外壳上测量点1的应变数据，和(B)外壳上测量点2的应变数据。

图6.使用虎克定律转换应变计数据后的应力数据：(A)来自壳体上测量点1的应力数据，和(B)来自壳体上测量点2的应力数据。

4.1雨流计数

采用雨流计数法[11]对实际矿山路面条件下应变测量计算的动态应力进行了分析，可用于确定计算Cy-cles值的振幅和平均值。从测量轴壳的应力历史中确定的雨流矩阵如图7所示。

4.2疲劳寿命预测

利用Miner理论，定义了每个循环或半循环损伤迪的特殊值[11]。

其中Ni在一个循环中等于1，在一个半循环中等于0.5，Ni是根据单一轴向疲劳特性计算的材料失效的循环数，k是从历史上使用循环a计数算法确定的循环数和半循环数。当考虑平均值时，疲劳失效寿命可以用第二次应力-寿命特征[11，12]来计算。

所以

图7.壳体应力数据的雨流矩阵：(A)壳体上第1点数据的雨流矩阵；(B)壳体上第2点数据的雨流矩阵。

其中是用雨流算法从壳体应力历史上确定的循环振幅，是用雨流算法从壳体应力历史上确定的周期均值，是疲劳强度系数，b是疲劳强度指数。根据Palmgen-Miner假说，总损失可以表示为不同的个别循环所造成的所有特定损害的总和。

其中k是使用循环计数算法根据应力历史确定的循环数。然后计算出壳体的预期疲劳寿命，T可以由累积损伤、D引起的每个不同的循环时间间隔的应力历史。

假定壳体的疲劳性能由应力-寿命关系和材料常数来描述[11]。根据车轴壳体的材料性能，其疲劳强度系数为450 MPa，疲劳强度指数为0.14。根据第二代应力-寿命特性和疲劳损伤累积假设，计算了壳体的疲劳寿命。根据疲劳预测结果，点1的疲劳寿命为95天，点2的疲劳寿命为135天。这两种疲劳寿命均低于矿用自卸车轴壳的预期疲劳寿命。疲劳预测结果与实际失效时间吻合较好。

5.影响房屋应力水平的因素估计

通过对实测结果的分析发现，动应力值远大于预期值。为了找出影响轴壳动应力的因素，建立了轴壳的有限元模型。

5.1有限元模型

如图8所示，为有限元分析准备了壳体的CAD模型。在这里，支架A和B代表每个车轮所提供的支撑。半轴与轴承座之间的装配是一种过盈配合。C和D元素代表弹簧座。

应力分析所用的完整模型如图9所示。该模型由轴壳和半轴组成。利用ANSYS V11.0建立了有限元模型。壳体采用SOLID 185进行网格化，SOLID 185是一个在每个节点具有三个自由度的八节点四分度实体单元，通常用于实体结构的三维建模[10]。采用CONTA 174和TARGE 170单元对半轴与壳体的接触进行了建模。整个有限元模型有281650个单元和68514个节点。

5.2材料

外壳采用铸钢ZG40Gr，半轴采用合金钢ZG40Gr。各部分所用材料的物理性质见表1。

5.3加载条件

根据设计荷载，将37，500 kg双侧对称载荷(F1和F2)应用于有限元模型的弹簧座。固定位移约束适用于车轮提供支撑的区域。DIS-在Y和Z方向的位置以及Y和Z轴的旋转在支撑A和位移时受到限制。

图8.壳体的CAD模型

图9.壳体的有限元模型

图10.有限元分析的边界和加载条件

图11.有限元静强度分析等高线图

在支撑B处，X、Y、Z轴的方向和旋转受到限制。有限元模型的边界条件和加载条件如图10所示。

5.4有限元分析结果

由有限元分析得到的von Mises应力分布如图11所示。根据结果，在壳体下部的班卓过渡区存在H1和H2的拉应力集中区。这与图2所示的壳体实际失效区域相同。计算出H1区的最大von Mises应力为260.38 MPa，为材料屈服点的75.5%，在H2区为267.01 MPa，为材料屈服点的77.4%。这意味着，该外壳满足安全条件的最大负荷在正常情况下，如果它是静态的。然而，应力水平表明，它是足够高，导致疲劳。因此，在设计中，除了强度要求外，还应将疲劳作为一种主要的失效机制加以考虑。

然而，在正常运行条件下，驱动桥壳出现了早期断裂问题。为了找出影响轴承座失效的因素，采用有限元法研究了荷载不均匀、壳体斜率、偏心率等因素对轴承座破坏的影响。这些附加因素如图12所示。

(A)1度斜坡

(B)2度斜率

(C)3度斜率

(D)C-C段2毫米偏心率(图1) (E)C-C段4mm偏心(图1)

图12.考虑附加负荷系数

通过有限元分析得出了轴壳H1和H2区的最大von Mises应力，如表2所示。根据表2的数据，路面斜率和壳体偏心对静应力的影响不大，而不均匀的加载条件对静应力的影响很大。

6.结论

采用动态应变测量方法，结合有限元分析方法，对矿山自卸车轴承座早期断裂问题进行了研究。基于实际矿山路面条件的疲劳寿命预测结果与实际失效时间吻合较好。有限元分析得到的班卓过渡区的应力集中区与实际产生疲劳裂纹的区域相吻合。本文提出的方法可用于机械零件的失效分析。

通过对轴壳失效的研究，可以得出以下结论：

(1)矿车轴承座断裂是由于疲劳引起的。

(2)疲劳裂纹起源于班卓过渡区，即应力集中区。

(3)结果表明，在静载条件下，壳体满足最大载荷的安全条件，而动荷载对壳体的影响较大。基于实际矿山路面情况的壳体疲劳寿命预测具有较好的可靠性。

(4)路面坡度和房屋偏心率对静应力的影响不大。

(5)在设计中，除强度要求外，还应将疲劳问题作为一种主要的失效机制加以考虑。

鸣谢

本研究由国家自然科学基金资助，联系方式为51035008。

参考文献

[1] Topac MM, Guuml;nal H, Kuralay NS. Fatigue failure prediction of a rear axle housing prototype by using finite element analysis. Eng Fail Anal 2009;16(2009):1474–82.

[2] Bradley Steven W, Bradley Walter L. Analysis of failure of axle housing crane truck with fracture mechanics. Eng Fail Anal 1995;2(4):233–46.

[3] Bagger

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