第７期箱体结构动强度的流固耦合有限元分析
由表１可以看出，在网格单元较少时，增加网格
单元数量可以使计算精度明显提高，而计算时问不
会有大的增加。当网格单元数量增加到一定程度
后，再继续增加网格单元数量时精度提高甚微，而计
算时间却大幅度增加，此时应考虑网格单元的计算
经济性。所以在权衡两个因数综合考虑下，本文中
流固耦合箱体的有限元网格单位尺寸取为３０ｍｍ，
如图１所示。
图ｌ流固耦台有限兀模型
Ｆｉｇ．１Ｆｌｕｉｄ—ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌ
同时根据箱体的实际安装情况，在箱体有限元模型的左右输出端支座和前端面上的支撑点，进行六自曲度固定约束。箱体模态阻尼比根据经验取０．０６．
３箱体激励载荷的确定
变速器箱体所受的动态载荷非常复杂，按照激励的来源主要分为两部分：
１）外部激励：主要有发动机扭振激励，通过传动轴系传递到变速箱箱体，车体振动（来自发动机振动、路面激励等）通过变速箱的固定支撑点传递到箱体；
２）内部激励：主要有齿轮的时变刚度特性、转轴的动不平衡、内部油液的搅动等引起的振动激励。
这些振动激励力经轴承座或者支撑点传递到箱体，激起变速箱箱体的振动。其中，在正常工况下箱体的内部激励较外部激励小。箱体受到的主要激励来源于外部激励。而外部激励中的路面激励的表现形式较为复杂，为了简化计算，探讨变速箱箱体动强度的数值计算方法，本文取发动机扭振激励作为箱体激励源【４］。如图２所示为变速箱４档时，发动机转速为ｌ２００ｒ／ｍｉｎ时，箱体前端面输入端轴承座所受的激励力谱。由图２可以看出，激励力的能量主要集中在低频段，频域内峰值分布在发动机转速各个谐次上。在箱体有限元模型的各个轴承座处加入各自所受的激励力谱的动载荷。
图２前端面输入端轴承座处所受动载荷的激励力谱Ｆｉｇ２Ｅｘｃｉｔｉｎｇｆｏｒｃｅｓｓｐｅｃｔｒａｏｆｔｈｅｉｎｐｕｔｂｅ吕ｄｎｇ
ｂｌｏｃｋｏｎｆｒｏｎｔｈｏｕＳｉｎｇｓｕｒｆａｃｅ
箱体所受的静态载荷主要有两种：１）来自发动机的平均扭矩，最终通过轴承座，以静态力的形式作用在箱体上；２）箱体自身的重力，以及箱体内传动部件和油液的重力。
本文计算强度时，取发动机在１００％功率下产生的平均扭矩进行计算；同时，重力加速度取值为９．８ｍ／ｓ２．
４仿真计算及结果分析
在有限元求解时，先用Ｌａｎｃｚｏｓ法进行模态分析，然后进行强迫响应分析，计算箱体的强迫响应结果。
由于变速器工作时，其内部的油面高度会有所变化，所以本文首先计算了不同油面高度时，箱体各阶模态的变化。当内部油液的油面距离箱体最底面高度分别为２００ｍｍ、２３０ｎｕｎ、２６０ｍｍ时，箱体的各阶模态值如表２所示。
表２不同油面高度的箱体模态频率比较
Ｔａｂ．２ＭｏｄａｌｆＩ删ｕｅｎｃｉｅｓｏｆｈｏｕｓｉｎｇａｔ
ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ０ｉＩｌｅｖｅｌｓＨｚ
表２列出了不同油面高度时，箱体的前五阶模
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兵工学报第２８卷
态频率值。从中可以发现随着油面高度增加，箱体的模态频率下降。造成这种现象是由于油液具有一定的粘性，在箱体振动时，油液会对箱壁产生一定的黏附作用，从而增加了箱体的附加质量，使得模态频率有所下降。
然后，进行强迫响应计算。取箱体振幅和应力作为箱体振动强度的评价指标。一图３为箱体在２１０Ｈｚ激励下的强迫振动振幅云图，此频率接近箱体的一阶频率，箱体在此频率下的振幅和应力较大。
由于箱体为铸铝材料ｚＬｌ０４，该材料较易发生塑性屈服，并且其所受的载荷较为稳定，适用第四强度理论（形状改变比能准则）来进行强度判断［５｜。
根据箱体有限元计算结果可知，加筋前箱体的第四强度理论应力的最大值为７１．５４ＭＰａ．材料ＺＬｌ０４的屈服强度盯。为２２５ＭＰａ，取安全系数为２，则许用应力［盯］为１１２．５ＭＰａ．从有限元分析的结果可以看出其应力的最大值比许用应力小，说明变速器箱体有一定的强度储备。所以可以认为该变速器箱体的强度满足使用要求，安全可靠。
由于箱体为传动轴系的支撑部件，其变形将直接影响传动轴系的传动效率和精度。因此对于箱体工作时的变形应尽量减小。由图３可以看出箱体前端面的振动变形最为明显。
图３箱体表面位移云图
Ｆｉｇ．３Ｓｕｒｆａｃｅｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆｈｏｕｓｉｎｇ
通过对箱体结构进行分析可得，箱体前端和前支撑的刚度相对较弱。对箱体前端面进行加筋强化，在箱体的前端输入处额外增加７个筋板，并且将原前端面内部的８个筋板，由８ｍｍ厚增加到１２ｍｍ厚。同时对于前支撑点也进行加筋强化，如图４所示。
然后重新对其进行有限元计算。图５所示为箱体加筋强化后的振动响应计算结果。通过对图３和图５的对比可以看出在加筋前后，都是箱体的前端表面的振动幅值较大，但是对箱体前端进行加筋强化处理后，箱体的最大振幅由加筋前的１．３５×１０－３ｍ降低为加筋后的４．９９×１０～ｍ．说明经过加筋处理后，能有效抑制箱体的振动幅值和变形。
图４箱体结构加筋强化示意图
Ｆｉｇ．４Ｒｅｉｎｆｏｒｃｉｎｇｒｉｂｓｏｆｔｈｅｈｏｕｓｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅ
图５加筋处理箱体表面位移云图
Ｆｉｇ．５Ｓｕｒｆａｃｅｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆｈｏｕｓｉｎｇｗｉｔｈｒｉｂｓ
同时，在图６中列出了箱体加筋前后前支撑点的应力频谱图。由图６可以看出箱体加筋后，其前支撑所受的最大应力明显降低。而且加筋后箱体的第四强度理论应力的最大值为４８．６８Ⅷａ，因此可以认为加筋处理后的箱体具有更大的强度安全系数。
表３列出了箱体加筋前后，箱体质量和箱体的最大变形和箱体最大应力的变化情况。由此可见，采用此种有针对性加筋强化方式，在箱体质量增加
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图６箱体加筋前后前支撑的应力频谱图
Ｆｉｇ．６Ｓｔｒｅｓｓｓｐｅｃｔｒａｏｆｔｈｅｈｏｕｓｉｎｇｗｉｔｈａｎｄ
ｗｉｔｈｏｕｔｒｉｂｓｏｎｆｒｏｎｔ
ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ
箱体结构动强度的流固耦合有限元分析
作者：项昌乐， 焦开河， 王文平， 刘辉， XIANG Chang-le， JIAO Kai-he， WANG Wen-ping ， LIU Hui
作者单位：项昌乐,王文平,刘辉,XIANG Chang-le,WANG Wen-ping,LIU Hui(北京理工大学,车辆传动国家重点实验室,北京,100081)， 焦开河,JIAO Kai-he(北京理工大学,车辆传动国家重点实验
室,北京,100081;中国兵器工业集团公司,北京,100089)
刊名：
兵工学报
英文刊名：ACTA ARMAMENTARII
年，卷(期)：2007,28(7)
参考文献(5条)
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5.诺顿 M P工程噪声和振动分析基础 1993
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