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1、 . 畢業(yè)設計（論文） 設計說明書 題 目20噸輪式挖掘機 后橋橋殼設計與分析 專 業(yè) 機械設計制造與其自動化 49 / 60 前　言 2010年，我國挖掘機行業(yè)延續(xù)了2009年的發(fā)展態(tài)勢，在政府加大基建投資、推進城鎮(zhèn)化建設等多種政策疊加效應的作用拉動下，實際累計銷售總量超過16.5萬臺，比2009年增長74.5%。2011年上半年，中國境25家主要挖掘機制造商銷售挖掘機12.8萬臺，比2010年同期增長31.98%，。受國家推動的大規(guī)?；ㄓ媱澓头康禺a(chǎn)行業(yè)投資

2、景氣的影響，中國挖掘機市場將會有進一步的增長。未來挖掘機行業(yè)前景看好，中西部地區(qū)和東北地區(qū)隨著經(jīng)濟建設的加快和施工項目的增多，對挖掘機的需求量也將逐年增大。但行業(yè)中產(chǎn)銷量80%為日、、美等外資所占。有據(jù)統(tǒng)計，在西方發(fā)達國家輪挖需求量約占挖掘機需求總量的12％，有的甚至達到70—80％，應用十分廣泛。而我國的輪挖僅為3％左右，故從世界圍輪挖我國的應用有待挖掘。[16 ] 輪式挖掘機是鏟土運輸機械中的機種之一，輪式挖掘機是輪胎行走、周期作業(yè)、建筑型的挖掘機。其以行走速度快、能遠距離自行轉(zhuǎn)場與可快速更換多種作業(yè)裝置的機動、靈活、高效的特點，在機場、港口、油田、礦藏、城鄉(xiāng)建設、農(nóng)田水利、快速搶修等

3、物料挖掘、搬移方面得到充分利用。近年來，隨著我國經(jīng)濟建設步伐的加快，工程機械特別是輪式挖掘機產(chǎn)品在產(chǎn)量、品種和技術水平上有了一定的發(fā)展。從輪式挖掘機長期需求市場分析，估計近幾年會有一定的增長，而且主要品種仍會以中、小噸位產(chǎn)品為主。目前，我國生產(chǎn)輪式挖掘機的企業(yè)約在10家左右，其中有3家合資公司，如中美合資詹陽機械工業(yè)，不久前他們開發(fā)生產(chǎn)的高速行駛輪式挖掘機填補了國空白。其最新開發(fā)的高速行駛輪式挖掘機每小時行駛速度達54 km，實輪式挖掘機行駛速度的重大突破。 驅(qū)動橋的振動特性不但直接影響著其本身的強度，而且也對整車的舒適性和平順性有著至關重要的影響。因此，對驅(qū)動橋進行模態(tài)分析，掌握和

4、改善其振動特性，是設計中的重要方面。另外，模態(tài)分析也是進一步的諧響應分析、瞬態(tài)動力學分析的前提。[8、11] 目　錄 摘 要---------------------------------------------------------------------- Abstract------------------------------------------------------------------- 第1章 緒論 1.1 國外、國研究概況--------------------------------------------------1 1.2 國外車橋

5、的現(xiàn)狀與市場需求預測--------------------------------------1 1.3 模態(tài)分析------------------------------------------------------------3 1.4 設計的重點與難點----------------------------------------------------4 第2章 橋殼的基本參數(shù)確定 2.1 后橋的結構特點與工作原理--------------------------------------------6 2.2 運動參數(shù)和動力參數(shù)的計算---------------

6、-----------------------------7 2.2.1半軸的型式------------------------------------------------------7 2.2.2半軸的設計與計算------------------------------------------------8 第3章 具體設計計算 3.1 橋殼的靜彎曲應力計算-----------------------------------------------11 3.2 橋殼在不平路面沖擊載荷作用下的橋殼計算-----------------------------12 3.3

7、 挖掘機以最大牽引力行駛時的橋殼計算---------------------------------12 3.4 挖掘機緊急制動時的橋殼強度計算-------------------------------------15 3.5 挖掘機受最大側向力時的橋殼強度計算---------------------------------18 第4章 進行整體的力學分析 4.1 基于por/e初步建模分析---------------------------------------------24 4.2 基于pro/e的mchan

8、icica模塊對改進后三維模型分析--------------------25 4.2.1 挖掘機靜止垂直載荷工況-----------------------------------------26 4.2.2 挖掘機在不平路面沖擊載荷作用下的工況---------------------------28 4.2.3 挖掘機在最大牽引力行駛時的工況---------------------------------30 4.2.4 挖掘機緊急制動時的工況-----------------------------------------32 4.2.5 挖掘機受最大

9、側向力時的工況-------------------------------------34 第5章 優(yōu)化設計-----------------------------------------------------------37 第6章 結論---------------------------------------------------------------46 致 ----------------------------------------------------------------------47 參考文獻----------------------------

10、---------------------------------------49 摘要 挖掘機驅(qū)動橋是傳動系統(tǒng)中的一個重要的部件，其結構形式、性能好壞直接影響到整車的行駛和動力性能。驅(qū)動橋殼承受載荷大，而傳統(tǒng)力學計算方法又存在無法獲得驅(qū)動橋總體應力分布的缺陷。本論文采用傳統(tǒng)力學計算方法、三維實體建模方法、有限元方法，強度分析方法等對驅(qū)動橋做了詳細的研究工作。 采用三維CAD 軟件 proe 建立了汽車驅(qū)動橋橋殼的三維幾何模型，然后結合后轎有限元模型和材料屬

11、性利用 mchanicica 軟件進行滿載最大垂直載荷、最大制動力、最大牽引力和最大側向力四種典型工況下的強度分析，以驗證驅(qū)動橋殼在極限工況下的結構變形、應力分布規(guī)律，結果表明設計符合要求。通過線性靜態(tài)分析獲得了4種工況下橋殼的變形與應力分布情況，并依據(jù)仿真分析結果提出了結構改進方案，改進后的橋殼質(zhì)量有所降低、性能有所提升并且具有良好的抗振性。壽命達到國家標準要求，為驅(qū)動橋的強度評價與疲勞壽命估算提供了相關數(shù)據(jù)。 關鍵詞：挖掘機，后驅(qū)動橋，后橋橋殼，有限元分析 ABSTRACT The drive axle is a vital important component

12、to excavator, because its structure constituent and property have much direct effect on kinematics and dynamic performance of excavator. The drive axle bears large load, while the traditional mechanics technologies unable to obtain the defect of stress that distributed the overall the transaxle.In t

13、his paper, detail description is given for the structure constitute and working characteristic of drive axle, and traditional mechanics calculation technologies,three-dimensional entity's modeling method, finite element method, etc, are adopted. The finite element analysis research background of s

14、trength and modal on automobile driving axle housing structural was introduced. The three dimensional geometry model of automobile driving axle housing was established by using the three dimensional CAD software proe，Then in combination with Finite Element(FE)models，Using mchanicica software, intens

15、ity analysis is made under four typical working conditions, full vertical load, maximumbraking force, maximumtraction force and maximumlateral force, to verify the structural deformation and the stress distribution lawof the drive axle housing under extreme working conditions and the result shows th

16、at the design can meet the requirements.The deformation and stress of the axle housing under four working conditions were obtained by linear static analysis. Moreover, some program about structural improvement based on analysis results were proposed. Comparing with former axle housing, the new one w

17、as lighter and has better properties，its fatigue life meeting national standard and hasthe good vibration-proof.The related data can be provided for the driving axle intensity appraisal and the fatigue life estimate. Keywords: excavator, driving axle after, rear axle shell bridge, and the finite

18、element analysis 第一章 緒論 1.1國外、國研究概況 1）輪式工程機械通常采用全橋驅(qū)動，因為輪式機械經(jīng)常在荒野土路甚至無路的場地行駛或作業(yè)，為了使全部重量都用作附著，從而獲得更大的牽引力。 2)驅(qū)動橋的速比大，多采用輪邊減速，因為即使主傳動器采用兩級減速也不能達到這樣的傳動比，而且如果增大主傳動器速比，必然造成橋殼尺寸或半軸直徑的加大，使機械得離地間歇減小，通過性降低，設置輪邊減速器就可以減小主傳動裝置、差速器齒輪的半軸上傳遞的扭矩。[3、15] 主傳動器采用螺旋錐齒輪，較直齒和零度圓弧錐齒輪可減少齒數(shù)，從而減少橋重量和尺寸，另外由

19、于它屬于斜齒傳動，因而同時嚙合工作的齒數(shù)可較多，齒輪的強度大，工作均勻且噪聲小。 國外工程機械的驅(qū)動橋已普遍采用限滑差速器（No-spin牙嵌式或多片摩擦盤式）、濕式行車制動器等先進技，限滑差速器大大提高了主機的牽引性能，同時減少了輪胎的磨損。而濕式行車制動器則提高了主機的安全性能，簡化了維修工作。[1、2] 1.2 國外車橋的現(xiàn)狀與市場需求預測 無論從重要程度來講，還是從價格來看，車橋都是商用車上僅次于發(fā)動機和車身（駕駛室）的三大核心總成之一。過去，國商用車整車企業(yè)的發(fā)展戰(zhàn)略是車身必須自制，發(fā)動機立足或爭取自制，而車橋則一般采用社會資源。然而，隨著近年商用車市場，特別是

20、中、重型卡車市場競爭的加劇，為了在核心總成上不受制于人，國一汽、東風和中國重汽等主要商用車企業(yè)要么投巨資、重兵布局發(fā)展自己的車橋業(yè)務；要么積極主動與有關大型車橋生產(chǎn)企業(yè)建立長期戰(zhàn)略聯(lián)盟，以確保自己穩(wěn)定的零部件供應。 表1 2010年度商用車車橋七強企業(yè)產(chǎn)量和銷售收入 排名 企業(yè)名稱 輕型橋（萬根） 中重型橋（萬根） 銷售收入（億元） 企業(yè)員工數(shù)（人） 人均銷售收入（萬元） 1 東風德納車橋 5.1 36.6 33.78 6800 49.7 2 一汽解放汽車車橋分公司 28 26 2900 89.7 3 中國重汽橋箱 23.8 37

21、.1 3100 119.7 4 漢德車橋 20.9 31 2800 110.7 5 安凱福田曙光車橋 14.6 12.68 610 207.8 6 一汽汽車改裝廠 12.5 11 1500 73.3 7 青特眾力車橋 12.3 13 2300 56.5 目前面臨的主要挑戰(zhàn)：（1）外資公司的威脅，隨著普利適優(yōu)迪車橋、美國車橋國際控股等在中國的紛紛落戶，在我國車橋行業(yè)，外資公司由合資到獨資的逐漸滲入也在加快進程；（2）研發(fā)投入不夠，國的車橋企業(yè)對研發(fā)的投入普遍較少，其主要原因有以下三點：第一，由于對知識產(chǎn)權的保護力度不夠，使得車

22、橋行業(yè)抄襲成風。第二，封閉的集團車橋市場使得企業(yè)缺乏研發(fā)投入的動力。只有市場競爭才是推動企業(yè)前進的唯一因素，而商用車整車企業(yè)對于車橋資源的封閉自守，使得車橋企業(yè)缺乏憂患意識、目光短淺，因此不愿意在研發(fā)上給予投入。第三，大多數(shù)車橋企業(yè)缺乏技術積淀和研發(fā)人才的儲備，沒有能力投入研發(fā)；（3）生產(chǎn)的工藝水平與制造質(zhì)量普遍不高。由于工藝水平與制造質(zhì)量不高，尤其是細節(jié)重視不夠，從而造成產(chǎn)品水平與國外企業(yè)差距很大。這種差距主要表現(xiàn)為以下幾個特點：1）加工設備多為標準機，工藝流程長，制造控制能力與生產(chǎn)力低；2）檢測與分析技術落后；3）出現(xiàn)“漏油、漏氣”的現(xiàn)象較多；4）齒輪噪音高、早期失效普遍；5）制動器質(zhì)量缺

23、陷較多。 國重型車橋產(chǎn)品現(xiàn)狀與發(fā)展的趨勢（1）結構趨勢：單級減速；（2）技術趨勢：輕量化、低噪聲；總之，重型車橋總成的整體性能正在向更舒適、更安全方向發(fā)展。比如ABS防抱死裝置、集中潤滑和中央充放氣系統(tǒng)、空氣懸掛、自動間隙調(diào)整臂以與膜片式制動氣室等都開始應用在車橋總成上。 1.3 模態(tài)分析 驅(qū)動橋的振動特性不但直接影響著其本身的強度，而且也對整車的舒適性和平順性有著至關重要的影響。因此，對驅(qū)動橋進行模態(tài)分析，掌握和改善其振動特性，是設計中的重要方面。另外，模態(tài)分析也是進一步的諧響應分析、瞬態(tài)動力學分析的前提。實驗模態(tài)分析技術對剛投入使用的驅(qū)動橋進行模態(tài)分析，得到了所研究驅(qū)動橋

24、的前幾階固有頻率和模態(tài)振型，并由此進一步指出了使用中可能出現(xiàn)的問題。它可以定義為對結構動態(tài)特性的解析分析（有限元分析）和實驗分析（實驗模態(tài)分析），其結構動態(tài)特性用模態(tài)參數(shù)來表征。在數(shù)學上，模態(tài)參數(shù)是力學系統(tǒng)運動微分方程的特征值和特征向量；而在實驗方面，則是測得的系統(tǒng)的極點（固有頻率和阻尼）和振型（模態(tài)向量）。 橋殼的設計通過模態(tài)分析方法找到了某挖掘機驅(qū)動橋的破壞原因。該驅(qū)動橋殼在使用中部區(qū)域常出現(xiàn)裂紋，靜強度計算表明該橋殼靜應力分布合理，破壞區(qū)的靜應力很小。模態(tài)分析中橋殼的前幾階頻率在路面譜頻率圍，在路面譜的激勵下很容易引起垂直方向的共振。進一步的強迫振動分析表明，中部某些部位應力超過了材料

25、的強度極限，動態(tài)特性不好，動強度不足是破壞的根本原因。這不但說明模態(tài)分析在驅(qū)動橋的研究和設計中有著具體的應用，而且還是必要的。因為傳統(tǒng)的設計和分析方法不足以解決挖掘機關鍵部件的動態(tài)承載強度問題。對于車輛與發(fā)動機中的許多重要零部件的強度、剛度計算問題，傳統(tǒng)的方法通常都要對復雜的幾何形狀、受力狀況和約束狀態(tài)等進行較大的簡化，并只能應用一些較為簡單的力學公式對簡化后的結構進行粗略估算，一般計算結果與世紀情況都有一定的差別。為安全可靠起見，常常要選擇過大的安全系數(shù)，結果使結構尺寸和體積重量偏大；同時，由于計算粗略，也可能出現(xiàn)某些薄弱環(huán)節(jié)或結構局部的強度或剛度不能滿要求的現(xiàn)象。按照國外的樣車、樣機進行測

26、繪仿制，或在測試、使用中發(fā)現(xiàn)問題后再對設計方案加以改進，都不能算是真正的解決問題的途徑。由于有限元工程分析旨在確定由作用于集體結構上的外部載荷所引起的應力和應變，從而判斷集體結構承受各種嚴重載荷時滿足規(guī)定強度、剛度要求的能力，因此它除用于靜強度校核外，還能作為耐久性分析、損傷容限分析、設計階段研制試驗項目選擇、關鍵部位的確定、材料選擇，以與作為強度驗證試驗中選擇載荷情況等的依據(jù)。同時，它也是全機或部件傳力分析的重要手段。[8、11] 1.4 設計的重點與難點 對40Cr材料存在的問題： 沖壓焊接式橋殼在使用中多次出現(xiàn)了橋殼焊接處脫焊開裂問題，疲勞性能差，超載易變

27、形，主減速器齒輪正常嚙合受影響，噪聲大，降低了驅(qū)動橋總成的使用壽命。 鑄造中可能由于成分控制不良，導致橋殼斷裂；生產(chǎn)過程質(zhì)量失控，使得鑄件材料組織不良，特別是Cr、Mn超差(高)嚴重．產(chǎn)品鑄后的熱處理不當，無法有效地改善鑄件的組織和機械性能．導致產(chǎn)品材料的機械性能指標中重要的韌性和機械性能．導致產(chǎn)品材料的機械性能指標中重要的韌性使得產(chǎn)品材料的韌性不足，破斷抗力減弱。凹凸不平的砂石路面，橋殼在嚴重超載的情況下，承受超負荷的沖擊力而突然斷裂；橋殼局部結構單薄，橋殼斷裂位置存在著明顯的應力集中，結構過渡不夠平滑。 由于一些材料的焊接性能不良，加之Cr、Mn的含量超高，更降低了材料

28、的焊接性能，增加了鑄件的成分偏析和熱裂、縮孔傾向，也使支架與橋殼的外圓側面的焊接和焊接后仍按原工藝的加工已不能滿足產(chǎn)品的要求，使得在焊接區(qū)域的母材一側所形成的淬火馬氏體組織不能充分焊接區(qū)域的母材一側所形成的淬火馬氏體組織不能充分大幅減弱，機械性能進一步惡化．在應力的作用下在此區(qū)域產(chǎn)生了裂紋源，而破斷抗力過低，致使產(chǎn)品(橋殼)在此發(fā)生脆斷失效[4、8] 制造改進：從橋殼的制造工藝、車橋的減速形式、車輪的制動方式等方面入手，更改橋殼部尺寸，在不改變橋殼外部輪廓尺寸的前提下，增加橋殼部斷裂部位的壁厚以提高其結構強度； 在不影響整車布置的條件下，對橋殼外部輪廓尺寸進行修改，盡量使橋

29、殼整個長度方向上過渡較為圓滑，保證應力分布趨于合理。同時，對材質(zhì)和工藝進行了相應的調(diào)整; 鑄造過程中的爐前分析對成分要嚴格控制，鑄后材料成分特別是Cr，Mn含量不合格的不得流轉(zhuǎn)，需回爐重新鑄造加工;鑄件熱處理正火的冷卻必須均勻，正火后增加高溫回火處理。 支架與橋殼的外圓側面焊接前必須對橋殼焊接部 位進行預熱處理，焊接后與時回火，以消除因焊接對橋殼材料的組織和應力的影響。橋殼應該結構簡單、制造方便，以利于降低成本。其結構還應保證主減速器的拆裝、調(diào)整、維修和保養(yǎng)方便。[7、9] 第二章 橋殼的基本參數(shù)確定 2.1后橋的結構特點與工作原理 橋殼大致可分為可分

30、式、整體式和組合式三種形式。 可分式橋殼：結構簡單，制造工藝性好，主減速器支承剛度好。但拆裝、調(diào)整、維修很不方便，橋殼的強度和剛度受結構的限制，曾用于輕型挖掘機上，現(xiàn)已較少使用。 整體式橋殼：具有強度和剛度較大，主減速器拆裝、調(diào)整方便等優(yōu)點。 圖2-1[1] 圖2-2[1] 組合式橋殼：從動齒輪軸承的支承剛度較好，主減速器的裝配、調(diào)整比可分式橋殼 方便。然而要求有較高的加工精度。常用于轎車、輕型貨車中。[1、2] 驅(qū)動橋處于動力傳動系的末端。將萬向傳動裝置輸入的動力經(jīng)降速增扭后，改變傳動方向，然后分配給左右驅(qū)動輪，且允許左右驅(qū)動輪以不同轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)。增大由

31、傳動軸或變速器傳來的轉(zhuǎn)矩，并將動力合理地分配給左、右驅(qū)動輪；承受作用于路面和車架或車身之間的垂直力、縱向力和橫向力。如圖2-2。 20噸挖掘機基本參數(shù)： 滿載時后橋負荷 發(fā)動機型號 額定功率(kw/rpm) 最高行駛速度 駕駛頂部離地高度 20噸 五十鈴ISUZU AI-4HK1X 122/2000 27.5km/h 3230mm 發(fā)動機罩離地高度 橋殼設計的安全系數(shù) 長×寬×高 鏟斗容量m3 鏟斗挖掘力kN 2620mm 4 9455x2530x3240 0.91 m3 151kN 軸距mm 輪距mm 最小離地間隙mm 尾部長度mm

32、 2800 1900 345 2785 輪子規(guī)格 層級 輪輞型式 充氣外緣 尺寸 最大 負荷 kg 使用氣壓 kpa 花紋分類代號 標準 輪輞 許用 輪輞 斷面寬 外直徑 13.00-24TG 12 8.00TG 10.00VA 330mm 1280 5600 450 E-2/L-2 表2-1 20噸挖掘機基本參數(shù) 2.2 運動參數(shù)和動力參數(shù)的計算 2.2.1 半軸的型式 普通非斷開式驅(qū)動橋的半軸，根據(jù)其外端的支承型式或受力狀況的不同而分為半浮式、3/4浮式和全浮式三種。 半浮式半軸以靠近外端的軸頸直接支承在置于橋

33、殼外端孔中的軸承上，而端部則以具有錐面的軸頸與鍵與車輪輪轂相固定，或以突緣直接與車輪輪盤與制動鼓相聯(lián)接)。因此，半浮式半軸除傳遞轉(zhuǎn)矩外，還要承受車輪傳來的彎矩。由此可見，半浮式半軸承受的載荷復雜，但它具有結構簡單、質(zhì)量小、尺寸緊湊、造價低廉等優(yōu)點。用于質(zhì)量較小、使用條件較好、承載負荷也不大的轎車和輕型載貨汽車。 3/4浮式半軸的結構特點是半軸外端僅有一個軸承并裝在驅(qū)動橋殼半軸套管的部，直接支承著車輪輪轂，而半軸則以其端部與輪轂相固定。由于一個軸承的支承剛度較差，因此這種半軸除承受全部轉(zhuǎn)矩外，彎矩得由半軸與半軸套管共同承受，即3/4浮式半軸還得承受部分彎矩，后者的比例大小依軸承的結構型

34、式與其支承剛度、半軸的剛度等因素決定。側向力引起的彎矩使軸承有歪斜的趨勢，這將急劇降低軸承的壽命?？捎糜谵I車和輕型載貨汽車，但未得到推廣。 全浮式半軸的外端與輪轂相聯(lián)，而輪轂又由一對軸承支承于橋殼的半軸套管上。多采用一對圓錐滾子軸承支承輪轂，且兩軸承的圓錐滾子小端應相向安裝并有一定的預緊，調(diào)好后由鎖緊螺母予以鎖緊，很少采用球軸承的結構方案。由于車輪所承受的垂向力、縱向力和側向力以與由它們引起的彎矩都經(jīng)過輪轂、輪轂軸承傳給橋殼，故全浮式半軸在理論上只承受轉(zhuǎn)矩而不承受彎矩。但在實際工作中由于加工和裝配精度的影響與橋殼與軸承支承剛度的不足等原因，仍可能使全浮式半軸在實際使用條件下承受一定的彎矩，彎

35、曲應力約為5～70MPa。具有全浮式半軸的驅(qū)動橋的外端結構較復雜，需采用形狀復雜且質(zhì)量與尺寸都較大的輪轂，制造成本較高，故轎車與其他小型汽車不采用這種結構。但由于其工作可靠，故廣泛用于輕型以上的各類汽車上。本課題選擇全浮式半軸。[1、2、9] 2.2.1半軸的設計與計算[1、2] 發(fā)動機的功率出來傳給液力變矩器，液力變矩器在將動力傳給主離合器，之后傳給變速箱，最后到達驅(qū)動橋的主動錐齒輪軸。 由已知參數(shù)，求得發(fā)動機轉(zhuǎn)矩 （2-1） 由最高車速為27.5km/h=458.3m/min，則根據(jù)車輪直徑1280mm知每轉(zhuǎn)行走4m，車輪最高轉(zhuǎn)速為 最低

36、傳動比 （2-2） 全浮式半軸的設計計算 本課題采用帶有凸緣的全浮式半軸，其詳細的計算校核如下，全浮式半軸計算載荷的確定，全浮式半軸只承受轉(zhuǎn)矩，其計算轉(zhuǎn)矩按下式進行： T=ξTemaxig1i0 （2-3） 式中：ξ——差速器的轉(zhuǎn)矩分配系數(shù)，對圓錐行星齒輪差速器可取＝0.6； ig1——變速器1擋傳動比；取i=7.6 i0——主減速比。 已知：Temax＝582Nm；ig1＝7.6；i0＝4；=0.6 計

37、算結果：T=0.6×582×7.6×4 =16587 在設計時，全浮式半軸桿部直徑的初步選取可按下式進行： （2-4） 式中d——半軸桿部直徑，mm； T——半軸的計算轉(zhuǎn)矩，Nrn； []——半軸扭轉(zhuǎn)許用應力，MPa。 給定一個安全系數(shù) k=1.5,，設計取64mm 半軸直徑 車輪中線至鋼板彈簧座中心距離 兩鋼板彈簧座中心間的距離 最高速時傳動比 主減速比 一檔減速比 64mm 250mm 1400mm 17.4 4 7.6 表2-2 計算尺寸 第三章 具體設計計算 選定橋殼的結構型式以后，應對其進行

38、受力分析。選擇其斷面尺寸，進行強度計算。 挖掘機驅(qū)動橋的橋殼是挖掘機上的主要承載構件之一，其形狀復雜，而挖掘機的行駛條件如路狀況、氣候條件與車輛的運動狀態(tài)等又是千變?nèi)f化的，因此要精確地計算挖掘機行駛時作用于橋殼各處應力的大小是很困難的。過去我國主要是靠對橋殼樣品進行臺架試驗和整車行駛試驗來考核其強度與剛度，有時還采用在橋殼上貼應變片的電測方法，使挖掘機在選定的典型路段上滿載行駛，以測定橋殼的應力。這些方法都是在有橋殼樣品的情況下才能采用，而且都需要付出相當大的人力、物力和時間。日本五十鈴公司曾采用略去橋殼后蓋，將橋殼中部安裝主減速器處的凸包簡化成規(guī)則的環(huán)形的簡化方法，用彈性力學進行應力和變形

39、計算。彈性力學計算方法本身雖精確，但由于對橋殼的幾何形狀作了較多的簡化，使計算結果受到很大限制。有限單元法是一種現(xiàn)代化的結構計算方法，在一定前提條件下，它可以計算各種機械零件的幾乎所有幾何部位的應力和應變。[12]在國外，20世紀70年代前后，這種方法就逐漸為挖掘機零件的強度分析所采用，對挖掘機驅(qū)動橋殼的強度分析也不例外，國、外都曾用它分析過挖掘機驅(qū)動橋殼的強度。在通常的情況下，在設計橋殼時多采用常規(guī)設計方法，這時將橋殼看成簡支梁并校核某特定斷面的最大應力值。例如，日本有的公司對驅(qū)動橋殼的設計要在2. 5倍滿載時軸負荷的作用下，各斷面(彈份座處、橋殼與半軸套管焊接處、輪毅軸承根部圈角處)的應力

40、不應超過屈服極限。我國通常推薦:計算時將橋殼復雜的受力狀況簡化成三種典型的計算工況，它與前述半軸強度計算的三種載荷工況一樣，即當車輪承受最大的鉛垂力(當汽軍滿彝若}手禾平路面，受沖擊載荷)時;當車輪承受最大切向力(當挖掘機滿載并以最大牽引力行駛和緊急制動)時;以與當車輪承受最大側向力(當挖掘機滿載側滑)時。只要在這三種載荷計算工況下橋殼的強度得到保證，就認為該橋殼在挖掘機各種行駛條件下是可靠的。 在進行上述三種載荷工況下橋殼的受力分析前，還應先分析一下挖掘機滿載靜止于水平路面時橋殼最簡單的受力情況，即進行橋殼的靜彎曲應力計算。 橋殼的設計是一個參數(shù)探索的過程，對于一款橋殼的設計首先是參考一

41、款目前已經(jīng)成熟的橋殼參數(shù)，并根據(jù)設計目標進行參數(shù)修正，將參數(shù)修正后的結果進行理論和有限元分析，查看是否滿足要求，如不滿足，就繼續(xù)修正參數(shù)，直到最終達到設計要求，對于本次設計的目標，參考了某公司20噸輪式挖掘機驅(qū)動橋的參數(shù)，并根據(jù)實際需要進行了多次參數(shù)修正和分析，最終得到設計模型。[3、5、8] 3.1 橋殼的靜彎曲應力計算[1] 橋殼猶如一空心橫梁，兩端經(jīng)輪轂軸承支承于車輪上，在平板座處橋殼承受挖掘機的簧上質(zhì)量，而沿左右輪胎中心線，地面給輪胎以反力/2（雙胎時則沿雙胎之中心），橋殼則承受此力與車輪重力之差值，即，計算簡圖如圖3-1所示。 圖3-1橋殼靜彎曲應力計算簡圖

42、橋殼按靜載荷計算時，在其兩座之間的彎矩M為 (3一l) 式中：——挖掘機滿載靜止與水平路面時驅(qū)動橋給地面的載荷，N； ——車輪（包括輪轂、制動器等）的重力，N； ——驅(qū)動車輪輪距，m; ——驅(qū)動橋殼上兩座中心距離，m. 由彎矩圖可見，橋殼的危險斷面通常在座附近。通常由于遠小于/2，且設計時不易準確預計，當無數(shù)據(jù)時可以忽略不計。而靜彎曲應力則為 (3一2) 式中：——見彎矩公式； ——危險斷面處橋殼的垂向彎曲截面系數(shù)。 見表3—1。 表3-1 截面系數(shù) 斷面形狀 垂向與水平彎曲截面系數(shù) 扭轉(zhuǎn)截面系數(shù) 圓

43、 關于橋殼在鋼板彈簧座附近的危鹼斷面的形狀主要由橋殼的結構型式和制造工藝來定。比如對于鑄造整體式橋殼，由于采用了鑄造工藝，所以可將彈簧蜜附近的斷面設置成垂向抗彎強度較好的矩形管狀斷面(計算時還應考慮里邊壓進的半軸套管)；鋼板沖壓體式橋殼，在彈簧座附近多為圓管斷面，但當橋殼與半軸套管之間的聯(lián)接采用對焊工藝時，橋殼危臉斷面的形狀就可設計成矩形管狀，二從橋殼的使用強度來看，矩形管高度方向為長邊的比圓口形管狀的要好。 3.2 在不平路面沖擊載荷作用下的橋殼強度計算[1] 當挖掘機在不平路面上高速行駛時，橋殼除了承受靜力狀態(tài)下那部分荷載以外，還承受附加的沖擊載荷。在這兩種載荷總的作用下，橋

44、殼所產(chǎn)生的彎曲應力為 MPa （3一3) 式中：——動載荷系數(shù)，對轎車、客車取1.75，對載荷挖掘機去2.5，對越野挖掘機取3.0； ——橋殼在靜載荷下的彎曲應力，MPa。 3.3 挖掘機以最大牽引力行駛時的橋殼強度計算[1] 為了使計算簡化，不考慮側向力，僅按挖掘機作直線行駛的情況進行計算，另從安全系數(shù)方向考慮。下圖為挖掘機以最大牽引力行駛時的受力簡圖。設地面對后驅(qū)動橋左、右車輪的垂向反作用力、相等，則 (3一4） 式中：——挖掘機滿載靜止于水平地面時給地面的總載荷； —

45、—挖掘機質(zhì)心高度。 圖3-2 而作用在左、右驅(qū)動車輪上的轉(zhuǎn)矩引起的地面對左、右驅(qū)動車輪的最大切向反作用力共為 (3—5) 式中：——發(fā)動機最大轉(zhuǎn)矩，N·M； --變速器擋傳動比； ——驅(qū)動橋的主減速比； ——傳動系的傳動效率； ——驅(qū)動車輪的滾動半徑，m 如果忽略，整理上式以后得，并將式(3-5)代人式(3-4)，經(jīng)整理后得 (3一6) 式中：———地面對一個后驅(qū)動車輪的垂向反作用力，N； ———挖掘機滿載靜止于水平地面時驅(qū)動橋給地面的載荷，N; ———挖掘機質(zhì)心高度，m; ———挖掘機軸距，

46、m; ———挖掘機加速行駛時的質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)。 由上式可知對后驅(qū)動橋： (3—7） 在設計中，當上式的某些參數(shù)未給定而無法計算出值時，的值可在下述圍選?。粚I車后驅(qū)動橋取=1.2~1.4;對載貨挖掘機后橋驅(qū)動橋取=1.1~1.3。 此時后驅(qū)動橋殼的左右鋼板彈簧座之間的垂向彎矩為 （3—8） 式中:，，B，s——見式（3—1）下的說明。 由于驅(qū)動車輪所承受的地面對其作用的最大切向反作用力，使驅(qū)動橋殼也承受著水平方向的彎矩，對于裝用普通圓錐齒輪差速器的驅(qū)動橋，由于其左右驅(qū)動車輪的驅(qū)動轉(zhuǎn)矩相等，故有

47、 （3—9） 當所裝用的差速器使左、右驅(qū)動車輪的轉(zhuǎn)矩不等時，應取驅(qū)動轉(zhuǎn)矩較大的那個車輪所引起的地面切向反作用力代替上式中的 /2值。 橋殼還承受因驅(qū)動橋傳遞驅(qū)動轉(zhuǎn)矩而引起的反作用力矩，這時在兩鋼板彈簧座間橋殼承受的轉(zhuǎn)矩T為 (3—10） 式中：———發(fā)動機最大轉(zhuǎn)矩，N·M； ———傳動系的最低擋傳動比； ——傳動系的傳動效率； 當橋殼在鋼板彈簧座附近的危險斷面為圓管截面時，在該斷面處的合成彎矩為 （3—11） 該危險斷面處的合成應力為 （3—12） 式中：W

48、———危險斷面處的彎曲截面系數(shù)，見表3—2。 當橋殼在鋼板彈簧座附近的危險斷面為矩形管裝斷面時，則在該斷面處的彎曲應力和扭轉(zhuǎn)應力分別為 （3-13） 式中：，——分別為橋殼在兩鋼板彈簧座之間的垂向彎矩和水平彎矩； ，，——分別為橋殼在危險斷面處的垂向彎曲截面系數(shù)、水品彎曲截面系數(shù)和扭轉(zhuǎn)截面系數(shù)。見表3—2。 橋殼的許用彎曲應力為300~500MPa,許用扭轉(zhuǎn)應力為150~400MPa,可煅鑄鐵橋殼取最小值，鋼板沖壓焊接橋殼取大值。 下圖給出了挖掘機以最大牽引力行駛時后驅(qū)動橋橋殼的受力分析簡圖。 圖3-11給出了挖掘機以最大牽引力行駛時后驅(qū)動橋橋殼的

49、受力分析簡圖 圖3-3 驅(qū)動橋橋殼的受力分析簡圖 3.4 挖掘機緊急制動時的橋殼強度計算[1] 這時不考慮側向力。下圖為挖掘機在緊急制動時的受力簡圖 圖3—4 挖掘機在緊急制動時的受力簡圖 設地面對后驅(qū)動橋左右車輪的垂向反作用力、相等，則 （3-14） 式中：———挖掘機滿載靜止于水平地面時給地面的總載荷，N； ———挖掘機質(zhì)心高度，m; ———重力加速度，m/； ———制動減速度，m/。 因，故制動減速度a為 代入上式得 （3—15） 式中：———驅(qū)動車輪與路面的附著系數(shù)，計算時取=0.75~0.8；

50、 ———后驅(qū)動橋計算用的挖掘機緊急制動時的質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)。 由上式可知，對后驅(qū)動橋而言，為 （3—16） 在設計時，當、等參數(shù)未給定時，的值可在下述圍選取:對載貨挖掘機后驅(qū)動橋取=0.75~0.95。此時取0.8 在計算轎車等的前驅(qū)動橋時，不難求出此時用的挖掘機緊急制動時的質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)應為 （3—17） 下圖為挖掘機緊急制動時后驅(qū)動橋殼的受力分析簡圖。此時作用在左、右驅(qū)動車輪上除有垂向反力/2,尚有切向反力，即地面對驅(qū)動車輪的制動力/2 。因此可求得緊急制動時橋殼

51、在兩鋼板彈簧座之間的垂向彎矩與水平方向的彎矩分別為 （3—18） （3—19） 式中：———挖掘機制動時的質(zhì)量轉(zhuǎn)移系數(shù)，計算后驅(qū)動橋殼時取 橋殼在兩鋼板彈簧座的外側部分處同時還承受制動力所引起的轉(zhuǎn)矩T，對后驅(qū)動橋: 圖3—5挖掘機緊急制動時后驅(qū)動橋橋殼的受力分析簡圖 橋殼在兩鋼板彈簧座的外側部分處同時還承受制動力所引起的轉(zhuǎn)矩T，對后驅(qū)動橋： (3-20) 式中：———驅(qū)動車輪的滾動半徑，m; ———驅(qū)動車輪與路面間的附著系數(shù)，計算時取=0.8 當橋殼在鋼板彈簧座附近的危險斷面為圓管截面時，在該斷面處的合成彎矩為

52、 （3—21） 該危險斷面處的合成應力為 （3-22） 3.5 挖掘機受最大側向力時的橋殼強度計算[1] 當挖掘機滿載、高速急轉(zhuǎn)彎時，則會產(chǎn)生一個作用于挖掘機質(zhì)心處的相當大的離心力。挖掘機也會由于其他原因而承受側向力。當挖掘機所承受的側向力達到地面給r輪胎的側向反作用力的最大值即側向附著力時，挖掘機處于側滑的臨界狀態(tài)，側向力一旦超過側向附著力，挖掘機則側滑。因此挖掘機驅(qū)動橋的側滑條件為 (3—23) 式中：———驅(qū)動橋所受的側向力，N； 、———地面給左、右驅(qū)動車輪的

53、側向反作用力N； ———挖掘機滿載靜止于水平路面時驅(qū)動橋給地面的載荷，N ———輪胎與地面間的側向附著系數(shù)，計算時取=1.1 由于挖掘機產(chǎn)生純粹的側滑，因此計算時可以認為地面給輪胎的切向反作用力(例如驅(qū)動力或制動力)為零。 下圖為挖掘機向右側滑時的受力簡圖，根據(jù)該圖可求出驅(qū)動橋側滑時左、右驅(qū)動車輪的支承反力為 （3—24） 式中：———挖掘機滿載時的質(zhì)心高度，m; ———驅(qū)動車輪的輪距,m。 由上式可知，當/B時，=0, =，即在這種情況下，驅(qū)動橋的全部荷重側滑方向一側的驅(qū)動車輪承擔，這種極端情況對驅(qū)動橋的強度極為不利，因此設計時應避免這種情況

54、產(chǎn)生，為此應盡量降低挖掘機的質(zhì)心高度。 圖3—6 挖掘機向右側滑時的受力簡圖 下圖為挖掘機向右側滑時驅(qū)動橋上面的車廂受力平衡圖。由該圖可以求出挖掘機側滑時鋼板彈簧對橋殼的垂向作用力與水平作用力、與水平作用力、。 鋼板彈簧對驅(qū)動橋殼的垂向作用力、為 圖3-7 （3—25） 式中：———挖掘機滿載時車廂通過鋼板彈簧作用在驅(qū)動橋上的垂向總載荷，N； ———板簧座上表面離地面的高度，m; S———兩板簧座中心間的距離,m 。 當驅(qū)動橋采用全浮式半軸時，在橋殼兩端的半軸套管上，各裝有一對輪毅軸承，即輪毅的軸承和外軸承。這些軸承通常都采用圓

55、錐滾子式。它們布置在車輪垂向反作用力的作用線兩側。通常軸承比外軸承離車輪中心線(即的作用線)更近些。側滑時，、外輪毅軸承對輪毅的徑向支承力、，如下圖所示，可根據(jù)一個車輪的受力平衡求出。 圖3-8 對于與側滑方向一樣一側(即轉(zhuǎn)彎時的外側)車輪，上圖的右側車輪來說，輪毅、外軸承的徑向支承力為 （3—26） （3—27） 對于與側滑方向相反一側(即轉(zhuǎn)彎時的側)的車輪，例如對上圖的左側車輪來說，輪毅、外軸承的徑向支承力為

56、 （3—28） （3—29） 上式中：———車輪滾動半徑，m; a,b, ,,———見上圖，其中地面給左、右驅(qū)動車輪的側向反作用力、可由下式獲得： N N （3—30） 將由式求得的、、、值代入式，即可求出軸承對輪毅的徑向支承力，這樣也就求出了輪毅軸承對半軸套管的徑向支承反力(與上述、力大小相等方向相反)。根據(jù)這些力與橋殼在鋼板彈簧座處的垂向力、，可繪出橋殼在挖掘機側滑時的垂向受力彎矩圖，下圖所示。 圖3-9

57、挖掘機向右側滑時驅(qū)動橋橋殼所受的垂向力與垂向彎矩 如前所述，當時，由上式可知，即與側滑方向相反一側或側車輪的支承反力等于零，此時彎矩圖如圖3-9(b)所示。 由式(3-22)一式(3-25)可知，挖掘機側滑時所引起的輪毅軸承的徑向力、、、與輪毅、外軸承支承中心間的距離（a + b）有關，且此中心距愈大，則由側滑所引起的軸承徑向力愈小。另外，如果（a + b）值足夠大也會增大車輪的支承剛度。否則，如果將兩軸承之間的距離縮小到使兩軸承相碰時，則車輪的支承剛度會變差，而接近于3/4浮式半軸時的情況。當然（a + b）的值過大也會引起輪毅的寬度與質(zhì)量加大而造成布置上的困難。在載貨挖掘機的設計中，常

58、取，而地面給車輪的垂向支承反力的作用線一般在、外軸承之間，并靠近軸承，因為常常將輪毅軸承選得比外軸承大些，所示軸承的承載能力較大，但也有的將、外軸承選成一樣。一輪毅軸承受力最大的情況發(fā)生在挖掘機側滑時，所以輪軸(即半軸套管)也是在挖掘機滿載側滑時承受最大的彎矩與應力。 由圖3-9可知，輪軸即半軸套管的危險斷面位于輪毅軸承的端A-A處 (圖3-8)，該處的垂向彎矩為 (3—31) 式中：———輪毅軸承支承中心至該軸承端支承面間的距離。 如果忽略不計，并將上式經(jīng)整理后得 (3—32) 式

59、中:、、、B—見式(6—21)下說明； 、a—見式(3-26)下說明。 彎曲應力Mpa為 (3一33) 剪切應力Mpa為 （3—34） 式中：d、D—計算斷面的、外徑。 合成應力MPa為 （3—35） 輪軸(半軸套管)處的應力不應超過490MPae 當輪毅的、外軸承的安裝軸徑有明顯差別時，如圖3-16所示，B-B斷面也可能成為危險斷面，該處的彎矩為

60、 （3—36） 或 （3—37） 同樣需計算出B-B斷面處的彎曲應力和剪切應力。 我國第一挖掘機制造廠等單位，曾對一些挖掘機的后驅(qū)動橋橋殼進行了靜強度和剛妙試驗·試驗時橋殼的受力位置盡量與在實車上時的受力位置一致，即橋殼兩端分別幣`.形塊支承于車輪中線處，而用相等的兩個垂向力作用于左、右板簧座上。試驗時主減速器殼與橋殼后蓋均裝到橋殼上，部分試驗結果如表3-3所示。從該表的試驗數(shù)據(jù)可以看出，橋殼的極限靜強度一般是挖掘機滿載時該橋額定負荷的3. 2~12倍·試驗結果表明鑄造整體式橋殼和鋼

61、板沖壓焊接整體式橋殼的強度和剛度比可分式橋殼的強度和剛度要好;從試驗的橋殼的破壞情況來看，可分式橋殼大都在中間鑄造殼體與鋼管聯(lián)接處開裂鉚釘被剪斷，有的鋼管被拉出。可鍛鑄鐵的整體式橋殼是在半軸套管里端附近橋殼上破裂。由此可見，無縫鋼管的強度比較高相對薄弱的地方是在橋殼中間鑄件應力集中的地方。 設計橋殼時，應充分考慮挖掘機的使用條件，根據(jù)挖掘機的類型與使用條件，合理地選擇橋殼的結構型式、材料與安全系數(shù)。由上述試驗結果可知，橋殼的安全系數(shù)宜選為n=4~10。 關于橋殼材料，鑄造整體式、可分式與組合式橋殼的鑄件多采用可鍛鑄鐵(KT350-10 , KT3 70-12)、球墨鑄鐵(QT400-18

62、)、鑄鋼((ZG45，多用于重型挖掘機的橋殼鑄件);對于鋼板沖壓焊接整體式橋殼，多采用16Mn, 09SiV, 35或40中碳鋼板(化學成分控制為0.37%的碳和不大0.03%的硫)。半軸套管多采用40Cr,40MnB等中碳合金鋼或45中碳鋼的無縫鋼管或鍛件。 第四章 進行整體的力學分析 4.1基于pro/e初步建模分析 基于proe板塊mechanica為減小問題規(guī)模， 在保證計算精度的前提下，對橋殼模型做了如下簡化和假設：①忽略螺紋與各功能孔（潤滑油加注孔、放油孔等），因為其易引起網(wǎng)格畸變且對結構性能

63、影響很?。虎谝灾苯谴骅T造圓角，既有利于簡化建模，也有利于有限元模型建立過程中提取中截面；軸肩處的圓弧不能省略，因為此處可能正是應力集中的地方；比如略去連接座上的螺栓孔、加油口、放油口，設半軸套管和驅(qū)動橋殼是一體的，不是裝配的。 最初草圖模態(tài)分析: 圖4-1 失穩(wěn)分析： 圖4-2 有圖可以看出橋殼中間太薄，并且在彈簧座處有應力集中。需要改進，采用加大主減速器處橋殼厚度和在中段過渡圓弧處增加加強板相結合的方案，對后橋殼做改進設計。 4.2基于pro/e的mchanicica模塊對改進后三維模型分析 4.2.1橋殼三維模型圖： 圖4-3 簡

64、化后圖與幾種受力圖： 圖4-4 圖4-5 圖4-6 對于靜力學分析的最大鉛垂力和最大切向力兩種工況, 約束加在每側車輪中線附近, 模擬兩端簡支支承。最大側向力工況時, 約束加在側翻一側的車輪中線附近,支承為固定支承。上述的約束處理會使安裝輪轂軸承附近的應力與實際情況有差別, 但不會影響橋殼其它部位的應力分布。 4.2.1 挖掘機靜止垂直載荷工況 由《挖掘機驅(qū)動橋臺架試驗方法》QC/T 533——1999 標準可知：驅(qū)動橋殼滿載軸荷時每米輪距最大變形量不超過1.5mm。 橋殼中部曲線的位移曲線（下圖）: 圖4-7 圖4-8

65、表4-1 滿載軸荷（N） 輪距（m） 分析最大變形量（mm） 每米輪距 最大變形量（mm） 是否合格 （≤1.5mm） 200000 1.9 1.3 0.68 是 圖4-9 在車輪處曲線應力圖（如下），曲線上最大應力為160Mpa。 圖4-10 表4-2 名稱 材料 參照標準 屈服極限 （Mpa）≥ 有限元分析應力結果（Mpa） 是否 合格 橋殼 ZG40Cr /T6402-1992 345 195 是 中間部位應力遠小于許用應力，說明中間區(qū)域殼壁厚還可以減薄，以減小重量。 4.2.2

66、挖掘機在不平路面沖擊載荷作用下的工況 由《挖掘機驅(qū)動橋臺架試驗方法》QC/T 533——1999 標準可知：驅(qū)動橋殼滿載軸荷時每米輪距最大變形量不超過1.5mm 圖4-11 圖4-12 表4-3 滿載 軸荷（N） 施加載荷（N） 動載:3.0 輪距（m） 分析最大 變形量/3.0（mm） 每米輪距最大變形量（mm） 是否合格 （≤1.5mm） 200000 600000 1.9 1.73 0.91 合格 圖4-13 圖4-14 表4-4 名稱 材料 參照標準 屈服極限（Mpa）≥ 有限元分析應力結果（Mpa） 是否 合格 橋殼 ZG40Cr 調(diào)質(zhì) /T6402-1992 500 223.9 是 在沖擊荷載作用下, 其最大應力值為224MPa,發(fā)生在鋼板彈簧座附近。大部分部位的應力值在24- 48MPa 之間, 應力集中部位的應力值大約在120MPa 左右。 4.2.3 挖掘機在最大牽引力行駛時的工況 由《挖掘機驅(qū)動橋臺架試驗方法》QC/T