外文翻譯--翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng) 中文版【優(yōu)秀】

1、<p>　　本科生畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文）</p><p><b>　　翻譯資料</b></p><p>　　中文題目： 翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)</p><p>　　英文題目：Dynamic Response of a Rollover</p><p>　　Protective Structure</p>

2、<p><b>　　學(xué)生姓名： </b></p><p><b>　　學(xué) 號(hào)： </b></p><p><b>　　班 級(jí)： </b></p><p>　　專(zhuān) 業(yè)：機(jī)械工程及自動(dòng)化</p><p><b>　　指導(dǎo)教師： &

3、lt;/b></p><p>　　翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)</p><p>　　摘要：翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)(ROPS)是固定在重型車(chē)輛上的安全裝置，在意外翻車(chē)時(shí)可以對(duì)操作者進(jìn)行保護(hù)。目前， ROPS設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)需要全面破壞性測(cè)試，這種測(cè)試昂貴，費(fèi)時(shí)，而且不適合小公司。由于對(duì)ROPS立柱的屈服和能量吸收能力缺乏了解，還無(wú)法采用更經(jīng)濟(jì)的分析方法。為了解決這個(gè)問(wèn)題,我們采用有實(shí)驗(yàn)支持的分析技術(shù)，對(duì)ROP

4、S的行為進(jìn)行一個(gè)綜合性的研究。本文對(duì)已校準(zhǔn)的推土機(jī)ROPS的模型進(jìn)行了動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析。結(jié)果表明（1）ROPS的立柱對(duì)能量吸收能力有很大的影響；（2）能量中的動(dòng)態(tài)放大系數(shù)可以高達(dá)25%；（3）硬度較大的ROPS導(dǎo)致的峰值減速可能會(huì)對(duì)操作者不利；（4）分析技術(shù)也許可以用來(lái)評(píng)估ROPS的性能。</p><p><b>　　引 言</b></p><p>　　在農(nóng)業(yè)、采礦和建筑

5、業(yè)中使用的重型車(chē)輛容易翻車(chē)，因?yàn)樗鼈冎匦母?，并且一般工作在坡地和非平坦地形。通常在駕駛室上有一個(gè)具有兩個(gè)或四個(gè)立柱的抗力矩空間構(gòu)架，在翻車(chē)時(shí)提供保護(hù)。這個(gè)安全裝置被稱(chēng)為翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)（ROPS），它的作用是在翻車(chē)時(shí)，吸收翻車(chē)時(shí)的一部分動(dòng)能（KE），并且為操作者提供一個(gè)可生存空間。翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和分析是復(fù)雜的，并且需要足夠的彈性和剛度雙重標(biāo)準(zhǔn)來(lái)保證在操作者周?chē)３忠粋€(gè)生存空間。</p><p>　　澳大利亞目前使

6、用的土方機(jī)械保護(hù)裝置的評(píng)估技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)AS2294-1997是簡(jiǎn)化的，并且對(duì)翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)施加側(cè)向，垂直方向和縱向靜載荷時(shí)導(dǎo)致為徹底的破壞性試驗(yàn)。這個(gè)標(biāo)準(zhǔn)是基于與機(jī)械類(lèi)型和整機(jī)質(zhì)量有關(guān)的經(jīng)驗(yàn)公式而獲得的一定力和能量吸收標(biāo)準(zhǔn)。我們還使用了撓度約束來(lái)為操作者提供一個(gè)生存空間，即所謂的撓曲極限量（DLV）。這些簡(jiǎn)化的條件為設(shè)計(jì)提供了設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，此設(shè)計(jì)準(zhǔn)則將大大提高操作者在偶然翻車(chē)時(shí)存活的機(jī)會(huì)。這種鑒定方式是耗時(shí)并且及其昂貴，因?yàn)榱湍芰繕?biāo)準(zhǔn)的建立會(huì)涉

7、及到大載荷，并且這些載荷可能會(huì)需要使用專(zhuān)業(yè)的試驗(yàn)設(shè)備。</p><p>　　在澳大利亞和國(guó)際上，還不允許采用更經(jīng)濟(jì)的分析模型技術(shù)對(duì)土方機(jī)械的翻車(chē)保護(hù)裝做鑒定。其原因是缺乏對(duì)ROPS立柱變形區(qū)域的性能和能量吸收能力的認(rèn)識(shí)和研究。初步研究已經(jīng)表明使用分析技術(shù)來(lái)模擬ROPS的非線(xiàn)性特性是非常有前景的。這些分析方法是非常簡(jiǎn)單化的，并且涉及到使用彈塑性梁?jiǎn)卧獊?lái)對(duì)受到側(cè)向靜載荷的ROPS的性能進(jìn)行仿真模擬。最近幾年，有限元技

8、術(shù)中在計(jì)算能力和高級(jí)單元類(lèi)型的使用兩個(gè)方面已經(jīng)取得了大量的進(jìn)步，通過(guò)此技術(shù)可以準(zhǔn)確地模擬和預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)的非線(xiàn)性響應(yīng)特性，特別是立柱的變形區(qū)。使用分析和實(shí)驗(yàn)技術(shù)對(duì)ROPS的性能進(jìn)行研究的成員中有Clark等人（2006a，b）、Kim和Reid（2001）、Tomas等人（1997）、Swan（1988）和Huckler等人（1985）。</p><p>　　在昆士蘭科技大學(xué)正在進(jìn)行一項(xiàng)綜合性項(xiàng)目，使用有實(shí)驗(yàn)支持的計(jì)算

9、機(jī)仿真去研究ROPS的性能，其目的是：（1）增加我們對(duì)ROPS性能的理解，（2）提高能量吸收和安全性，（3）產(chǎn)生用來(lái)促進(jìn)設(shè)計(jì)和評(píng)估的分析技術(shù)的科研信息，這種技術(shù)也許會(huì)減少全面破壞性試驗(yàn)的必要性（Clark,2006a）。</p><p>　　這篇文章使用已校準(zhǔn)的有限元模型討論了K275推土機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。這個(gè)特殊ROPS的實(shí)驗(yàn)測(cè)試和計(jì)算模型的校準(zhǔn)發(fā)表在了其它地方(Clark,2006a,b)。動(dòng)態(tài)沖擊載荷是當(dāng)車(chē)輛在

10、堅(jiān)硬的斜坡上發(fā)生側(cè)翻時(shí)所具有的特點(diǎn)。在估計(jì)ROPS側(cè)翻時(shí)的動(dòng)力沖擊參數(shù)時(shí)使用了沃森（1967）發(fā)表的基于角動(dòng)量守恒法的簡(jiǎn)化方法。在傾斜度為15°、30°和45°的堅(jiān)硬的斜坡上，我們使用顯示的有限元中代碼LS-Dyna v970來(lái)對(duì)不可避免的動(dòng)態(tài)沖擊模型進(jìn)行翻車(chē)沖擊操作。我們已經(jīng)研究了ROPS的剛度、沖擊速度、持續(xù)時(shí)間和翻滾斜坡的角度等控制變量對(duì)ROPS的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的影響。把結(jié)果與以往的靜態(tài)分析結(jié)果進(jìn)行了比

11、較來(lái)證實(shí)合適的動(dòng)態(tài)放大系數(shù)的作用和現(xiàn)行規(guī)定標(biāo)準(zhǔn)的適當(dāng)性。</p><p>　　1.1動(dòng)態(tài)有限元分析</p><p>　　使用有限元分析所做的翻車(chē)模擬很少受到研究者的關(guān)注。Chou等人（1998）強(qiáng)調(diào)過(guò)使用有限元做翻車(chē)分析的最大困難在于需要大量的仿真時(shí)間去準(zhǔn)確地捕獲事件。與此相似的是，Klose(1969)也強(qiáng)調(diào)翻滾過(guò)程很難被模擬，因?yàn)樗婕暗胶芏嘤绊懛瓭L車(chē)輛性能參數(shù)間的復(fù)雜的相互作用。在公

12、開(kāi)文獻(xiàn)中，承受動(dòng)載荷的翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)的有限元模型一直只限于由Tomas和Harris等人所進(jìn)行的研究。Harris對(duì)拖拉機(jī)的后翻滾進(jìn)行了研究，而Tomas使用MADYMO程序研究了土方機(jī)械在側(cè)翻時(shí)ROPS剛度與乘員約束系統(tǒng)的作用。雖然這幾位作者所使用的模型技術(shù)有助于評(píng)估在模擬的動(dòng)力沖擊載荷下ROPS的性能，但是并沒(méi)有把所提到的現(xiàn)行ROPS標(biāo)準(zhǔn)中采用靜載荷程序的合適性和可能發(fā)生在此載荷下的可接受的動(dòng)態(tài)放大系數(shù)進(jìn)行對(duì)比?？紤]到這些，沃森(19

13、67)提出了用來(lái)作為動(dòng)力沖擊研究基礎(chǔ)的簡(jiǎn)化程序，來(lái)研究在這種載荷條件下控制ROPS響應(yīng)特征的臨界參數(shù)的影響。</p><p>　　K275推土機(jī)的ROPS</p><p>　　K275推土機(jī)通常應(yīng)用在建筑業(yè)和采礦業(yè)中，是一種重約50噸、用來(lái)掘土的大型履帶式推土機(jī)。如圖1所示，通過(guò)兩個(gè)立柱的碾桿型ROPS為駕駛者提供翻車(chē)保護(hù)。</p><p>　　這個(gè)ROPS主要是由

14、堅(jiān)硬地固定在車(chē)輛底盤(pán)上的兩個(gè)立柱和一個(gè)橫梁組成的固定式底座框組成。除了ROPS之外，一個(gè)額外的被稱(chēng)為落物保護(hù)結(jié)構(gòu)的頂蓋部分也被納入進(jìn)來(lái)一起保護(hù)操作者避免墜落物的傷害。在這個(gè)研究中，我們省略了FOPS這個(gè)獨(dú)立彈簧結(jié)構(gòu)。K275的ROPS模型的整體幾何尺寸在制造商的貯存場(chǎng)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量確定。我們選擇了適當(dāng)?shù)腞HS/SHS系列尺寸從而使ROPS具有足夠的能量吸收特性，這將使它能夠成功地通過(guò)澳大利亞標(biāo)準(zhǔn)的要求。</p><p&

15、gt;　　圖1 帶ROPS的K275推土機(jī)</p><p>　　2.1 翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)的半尺寸模型</p><p>　　利用斯里瓦斯塔瓦等人（1978）先前進(jìn)行的研究已經(jīng)表明，相似原理建?？梢猿晒Φ貞?yīng)用到ROPS的測(cè)試技術(shù)當(dāng)中，并可以大量地節(jié)約經(jīng)濟(jì)花費(fèi)。根據(jù)這些作者的研究結(jié)果，相似原理被應(yīng)用到了K275推土機(jī)的翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)中，從而降低了制造成本并減輕了施加到ROPS上的測(cè)試載荷量。降低載荷量

16、是非常重要的，因?yàn)檫@種車(chē)輛ROPS的全面測(cè)試是大規(guī)模的，并且需要使用大量的實(shí)驗(yàn)室測(cè)量器材。于是我們?cè)谀Ｐ秃驮椭g選擇了一個(gè)比例因子，它使得在側(cè)向負(fù)荷下只需要1/8的能量吸收，1/4的負(fù)載，1/2的變形。我們?cè)O(shè)計(jì)并制造了一個(gè)長(zhǎng)為1000mm，高900mm，立柱的尺寸為125×75×5mm，橫梁的尺寸為125×125×5mm的K275推土機(jī)的翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)的半尺寸模型，并向它施加了AS2294-199

17、7中所要求的載荷和動(dòng)能。ROPS使用的系列類(lèi)型包含焊透對(duì)接焊縫阻力矩連接的350鋼RHS。對(duì)于K275推土機(jī)ROPS的半尺寸模型，在所要求的側(cè)向、垂直方向和縱向載荷下進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)試（Clark,2006a)?？紤]到這個(gè)模型已建立了相似關(guān)系，我們修改了AS2294.2-1997所制定的載荷值和能量值，記下了每一次加載時(shí)的應(yīng)變和</p><p>　　試驗(yàn)測(cè)量后我們接著在同樣的載荷條件下使用ABAQUBS標(biāo)準(zhǔn)v6.3程

18、序?qū)Π氤叽缒Ｐ妥鲇邢拊治?。我們還使用了來(lái)自相似性研究和MSC Patran程序標(biāo)度律對(duì)有限元模型不可缺少的幾何形狀進(jìn)行建立。</p><p>　　圖2 K275ROPS的側(cè)向載荷的測(cè)試</p><p>　　圖2和圖3分別展示了在側(cè)向載荷下ROPS模型的實(shí)驗(yàn)室測(cè)量和相同ROPS模型的有限元模型。有限元模型立柱頂部右端的長(zhǎng)方形部分（淺陰影）顯示的是加載動(dòng)態(tài)沖擊載荷的剛體部分，這種載荷稍后將在

19、文章中介紹。從試驗(yàn)上和應(yīng)用有限元分析均可以獲得側(cè)向載荷位移曲線(xiàn)，圖4顯示這兩組結(jié)果非常吻合。對(duì)于在ROPS底座上（在臨界區(qū)域）的應(yīng)力隨著施加載荷而變化，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和有限元分析結(jié)果（Clark，2006a）同樣也非常吻合。這個(gè)校準(zhǔn)的ROPS的有限元模型被用來(lái)做側(cè)向沖擊載荷下的動(dòng)態(tài)分析。</p><p>　　圖3 K275ROPS的有限元模型</p><p>　　圖4 來(lái)自試驗(yàn)和有限元分析的側(cè)向

20、載荷的撓度響應(yīng)曲線(xiàn)</p><p>　　K275推土機(jī)動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析參數(shù)的開(kāi)發(fā)</p><p>　　基于角動(dòng)量守恒的Watson(1967)原則被用來(lái)確定翻車(chē)坡度分別為α＝15°、30°和45°的ROPS模型的碰撞參數(shù)。在這個(gè)原則下被簡(jiǎn)化的假設(shè)包括：忽略前進(jìn)速度，使用一個(gè)二維車(chē)輛模型，假設(shè)翻車(chē)前車(chē)的重心在旋轉(zhuǎn)的車(chē)輪的正上方，把車(chē)輛當(dāng)作剛體，可以在重力作用下自由側(cè)

21、翻卻不改變撞擊點(diǎn)的角動(dòng)量。</p><p>　　3.1 K275推土機(jī)動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析參數(shù)的導(dǎo)出</p><p>　　圖5a-c表明了車(chē)輛翻滾的三個(gè)階段，最開(kāi)始繞A翻滾，然后繞B翻滾，最后在D點(diǎn)與地面撞擊，同時(shí)也繞D翻滾。</p><p>　　勢(shì)能損耗=動(dòng)能增加量</p><p><b>　?。?）</b></p>

22、;<p><b>　　（2）</b></p><p>　　圖5 （a）翻車(chē)初始狀態(tài)，（b）在車(chē)輪B點(diǎn)的碰撞，（c）在ROPS的D點(diǎn)的碰撞</p><p>　　撞擊后B點(diǎn)的角動(dòng)量等于</p><p><b>　　從B到D動(dòng)能增加量</b></p><p>　　然后當(dāng)翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)在D處碰到

23、地面時(shí)總的動(dòng)能為</p><p><b>　　（5）</b></p><p>　　此處的ωC是車(chē)輛在D處撞擊前的角速度。</p><p>　　在D點(diǎn)撞擊之前和之后的角動(dòng)量相等，我們可以獲得車(chē)輛在D處撞擊后的角速度ωD，從而系統(tǒng)在撞擊后的動(dòng)能是</p><p><b>　　其中</b></p&g

24、t;<p>　　在上面的表達(dá)式中，x，y，h，H和B是車(chē)輛的參數(shù)（見(jiàn)圖5a-c），k是圍繞質(zhì)心的回轉(zhuǎn)半徑，ωi是點(diǎn)i(=A,B,C,D,或G)的角速度，是點(diǎn)i的慣性矩。</p><p>　　3.2 車(chē)輛慣性矩的確定</p><p>　　車(chē)輛重心的慣性矩()不是一個(gè)可以從車(chē)輛生產(chǎn)商獲得的現(xiàn)成的參數(shù)。為了解決這個(gè)問(wèn)題，我們做了一個(gè)二維的近似矩形的車(chē)輛，它的尺寸參數(shù)在表6中列了出來(lái)

25、。使用這個(gè)近似的矩形來(lái)代替車(chē)輛，假設(shè)質(zhì)量分布均勻并且車(chē)輛的重心位置距離地面1.45m，關(guān)于車(chē)輛質(zhì)心的慣性矩可以通過(guò)下面的方程估算</p><p>　　其中a和b代表矩形的長(zhǎng)和寬，M和c分別代表車(chē)輛的質(zhì)量和它到幾何中心的距離，對(duì)于K275推土機(jī)，采取a=2.60m,，b=2.56m，c=0.35m，和M=49.850kg，我們可以大致估算出車(chē)輛相對(duì)于質(zhì)心的慣性矩是62000，這個(gè)數(shù)值與Cobb(1976)從一個(gè)50

26、噸的拖拉機(jī)獲得的數(shù)據(jù)相當(dāng)。</p><p>　　圖6 K275推土機(jī)近似長(zhǎng)方形的慣性矩計(jì)算</p><p>　　3.3 不同斜坡角度上的動(dòng)能和速度</p><p>　　前面部分得到的方程被應(yīng)用到了K275推土機(jī)在翻車(chē)傾角為15°，30°和45°的情況下。表1概要地顯示了在不同的翻車(chē)階段獲得的動(dòng)能和角速度的的結(jié)果。最后一行給出了車(chē)輛側(cè)翻時(shí)

27、ROPS與地面撞擊時(shí)的速度。</p><p>　　表1 K275動(dòng)態(tài)翻滾參數(shù)</p><p>　　3.4 地面吸收的能量</p><p>　　地面吸收的能量數(shù)據(jù)來(lái)源于Kacigin和Guskov（1968）進(jìn)行的相關(guān)研究信息。這幾個(gè)作者提出，從地面上得到的垂直傾斜地面的作用力可以通過(guò)下面的公式估算出</p><p>　　其中，A為接觸面積，

28、K為體積壓縮系數(shù)，p是土地的承載能力，Δ是地面最大變形。在目前的研究中，我們基于Cobb（1976）提供的信息和堅(jiān)實(shí)粘土土壤有代表性的平均值，將這些參數(shù)設(shè)置為：Δ= 100 mm,，K = 20.7 kg/cm3，和p=46.2kg/cm2。這些參數(shù)在方程（9）中被用來(lái)為土壤建立載荷撓度響應(yīng)曲線(xiàn)，見(jiàn)圖7所示。那么土壤吸收的能量可以通過(guò)計(jì)算這條曲線(xiàn)下方的面積來(lái)獲得。從估算ROPS在撞擊中所必須吸收的能量中減去這個(gè)能量值便可以得到在碰撞時(shí)所

29、減少的速度。</p><p>　　圖7 在硬質(zhì)土壤上的力-位移曲線(xiàn)</p><p>　　為K275推土機(jī)的ROPS建立動(dòng)態(tài)有限元模型</p><p>　　以前（Clark,2006a）已經(jīng)建立過(guò)一個(gè)長(zhǎng)2000mm，高1800mm的全尺度的K275推土機(jī)ROPS的有限元模型，并向它施加動(dòng)態(tài)沖擊載荷，這種載荷是側(cè)翻時(shí)ROPS在第一次碰撞時(shí)的典型的沖擊載荷。ROPS構(gòu)件

30、的截面屬性為：對(duì)于立柱（原始）為350鋼材，150 × 250 × 10 mm RHS，對(duì)于橫梁為350鋼材，250×250×12mmRHS。隨后，在第5部分中我們改變了立柱的尺寸來(lái)研究立柱剛度對(duì)ROPS的特性的影響。在翻車(chē)時(shí)，ROPS和地面之間的相互作用導(dǎo)致能量被地面和ROPS同時(shí)吸收。為了簡(jiǎn)化建模程序，地面被理想化為一個(gè)剛體，它能夠把估算出來(lái)的動(dòng)能轉(zhuǎn)移給ROPS。這個(gè)能量轉(zhuǎn)移是通過(guò)把車(chē)輛的質(zhì)量

31、分配給一個(gè)剛體，并且將它以規(guī)定的平移速度側(cè)向傳遞給ROPS。剛體的速度被調(diào)整到能夠說(shuō)明對(duì)于上面所說(shuō)的堅(jiān)實(shí)的粘土在碰撞時(shí)所吸收的能量。我們通過(guò)Watson程序獲得了在各種坡度上傳遞給ROPS的動(dòng)能，并總結(jié)在了表1中。</p><p>　　我們通過(guò)MSC Patran 的前處理器和LSDYNA的前處理器 Femb v28.0獲得了精確地建立ROPS模型所必須的幾何尺寸和網(wǎng)格定義。ROPS的表面幾何形狀是以每一個(gè)部件的

32、中截面來(lái)定義的，并且用四邊形殼單元對(duì)其劃分網(wǎng)格。模型的表面輪廓中起主導(dǎo)作用的有兩個(gè)主要部件，即ROPS和右立柱頂部的剛體（圖3中的淺色）。ROPS模型的倒角半徑被省略，因?yàn)樗麄儗?duì)全局的影響較小，我們簡(jiǎn)化了立柱和橫梁之間的連接。</p><p>　　為了模擬K275推土機(jī)的ROPS在先前建立的載荷條件下的響應(yīng)特性，我們還選擇了Hughes-Liu殼單元。這種特殊的單元類(lèi)型是一個(gè)簡(jiǎn)化積分的大變形的殼單元，它包含四個(gè)節(jié)

33、點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有六個(gè)自由度。我們選擇這種單元是基于它簡(jiǎn)單化的描述和整體的計(jì)算效率。ROPS的網(wǎng)格密度選為20mm，對(duì)于立柱和橫梁來(lái)說(shuō)，填充模型的殼單元的厚度分別是10mm和12mm。所有的節(jié)點(diǎn)是等效的，尤其是立柱和橫梁之間區(qū)域的節(jié)點(diǎn)，從而可以保證這個(gè)區(qū)域的均布力的傳遞。</p><p>　　ROPS的性能主要基于其吸收能量的能力，這個(gè)過(guò)程主要是通過(guò)在結(jié)構(gòu)的特定部位的塑性鉸的形成中完成的。選擇一個(gè)適當(dāng)?shù)牟牧夏Ｐ蛯?duì)R

34、OPS的性能來(lái)講是非常重要的，而且這種模型必須能夠解釋所選材料的非線(xiàn)性的應(yīng)力和應(yīng)變特性。為了準(zhǔn)確地模擬這種特性，我們選擇了LS-DYNA非線(xiàn)性材料模型MAT PIECEWISE LINEAR PLASTICITY。這種本構(gòu)關(guān)系需要鋼的應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)被包括在一個(gè)真正的塑形應(yīng)變應(yīng)力曲線(xiàn)中。所需要的材料屬性通過(guò)公式（10a，b）計(jì)算得到，并且是基于樣品的單軸拉伸試驗(yàn)，這個(gè)樣品是從對(duì)ROPS模型進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)量的350鋼RHS/SHS取下來(lái)的（克拉克

35、，2006a）。</p><p>　　圖8顯示了真實(shí)的塑性應(yīng)變與應(yīng)力的關(guān)系，這種關(guān)系被應(yīng)用到用作所有分析的LS-DYNA中。此外，假設(shè)這種材料密度為，彈性模量為E = 200,000 Map，泊松比為ν = 0.3。</p><p>　　圖8 對(duì)于ROPS材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)</p><p>　　通過(guò)采用Cowper Symonds本構(gòu)關(guān)系，在ROPS制造過(guò)程中

36、應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)鋼材RHS/SHS動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響納入到LS_DYNA材料模型中。基于Johnson(2001)所進(jìn)行的研究，模型的Cowper Symonds系數(shù)被選為，q=4，Johnson曾經(jīng)使用這些參數(shù)對(duì)350鋼RHS進(jìn)行過(guò)類(lèi)似的動(dòng)力研究。應(yīng)用到模型中的邊界條件是為了模擬ROPS立柱基部周?chē)?jié)點(diǎn)的完全固定性而設(shè)計(jì)的。在模型的垂直向下的方向應(yīng)用了一個(gè)加速場(chǎng)來(lái)模擬重力作用。</p><p>　　用來(lái)碰撞研究的載荷加

37、載程序與剛性撞擊面有關(guān)，采用尺寸為250×280×10mm的矩形面來(lái)模擬此剛性撞擊面。這些尺寸的選擇基于與ROPS立柱相當(dāng)?shù)姆?，并且在翻?chē)中，假設(shè)ROPS立柱高度的20%會(huì)與地面接觸。受撞擊部分被劃分成密度為40mm的Hugnes-Liu殼單元，并且分配給LS-DYNA 的材料類(lèi)型為20 MAT RIGID，從而降低對(duì)必要分析所進(jìn)行的的計(jì)算時(shí)間。碰撞體除了水平方向外，對(duì)其它自由度方向進(jìn)行約束，從而使其可以在所加側(cè)向

38、載荷方向平移。為了能夠把碰撞體的動(dòng)能傳遞到ROPS上，它被賦予了與K275推土機(jī)相同的質(zhì)量。通過(guò)賦予一個(gè)適當(dāng)?shù)馁|(zhì)量密度，把這個(gè)質(zhì)量平均地分配到碰撞體中。那個(gè)剛性碰撞體被賦予2.71m/s，3.37m/s和3.94 m/s的初始平移速度來(lái)分別代表在坡度為15°，30°和45°的斜坡上翻滾的時(shí)的碰撞速度。</p><p>　　撞擊面和ROPS之間的接觸定義通過(guò)使用LS-DYNA接觸類(lèi)型A

39、UTOMATIC NODES TO SURFACE來(lái)進(jìn)行模擬。每一個(gè)模型的作用表面被選作主表面，而翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)的表面選作副表面。兩個(gè)表面之間的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)摩擦系數(shù)設(shè)置為0.6，這與Cobb（1976）所做的類(lèi)似的翻滾數(shù)值研究所選的是一致的。接觸區(qū)域的LS-DYNA所需要的其他變量設(shè)置為默認(rèn)值。在翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)的任何部分都沒(méi)有定義自我接觸，因?yàn)樵谠诜治鲋袕目梢暬姆瓭L保護(hù)結(jié)構(gòu)的變形中沒(méi)有發(fā)生任何接觸。每一個(gè)有限元模型需要四個(gè)不同的輸出模型。（

40、1）DATABASE BINARY D3PLOT來(lái)通過(guò)后處理器或PostGL來(lái)觀看模擬結(jié)果，(2) DATABASE GLSTAT來(lái)獲得分析中的整體能量數(shù)據(jù)動(dòng)能、內(nèi)能、能量變化和整體能量在內(nèi)的全局能量數(shù)據(jù)，（3）DATABASE NODOUT來(lái)跟蹤剛體中心節(jié)點(diǎn)的位移、速度和加速度，（4）DATABASE SPCFORC來(lái)記錄分析中翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)支撐部分的反作用力，這些力將用來(lái)開(kāi)發(fā)翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)的負(fù)載偏轉(zhuǎn)輪廓。所有的結(jié)果都分別使用ETA Po

41、stGL和ETAGraph軟件畫(huà)出圖表并可視化。</p><p><b>　　動(dòng)力沖擊分析的結(jié)果</b></p><p>　　為了全面了解ROPS的沖擊負(fù)載和自身能量吸收能力，我們進(jìn)行了一次包括調(diào)節(jié)翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)立柱剛度在內(nèi)的詳細(xì)的數(shù)值研究。為了實(shí)現(xiàn)所需要的不同模型之間剛度的差異，我們選擇了尺寸為120×250×10，150×250

42、5;10，200×250×10和250×250×10的立柱，橫梁的尺寸始終為250×250×12。每一個(gè)模型都使用LS-DYNA在模擬沖擊下，在坡度為分別為15°，30°和45°的堅(jiān)實(shí)的斜坡上進(jìn)行了分析，并且涉及到一個(gè)剛性影響表面，以適當(dāng)?shù)呐c斜坡的斜度有關(guān)的速度從側(cè)面撞擊，見(jiàn)表1。</p><p>　　5.1 塑性鉸的形成&

43、lt;/p><p>　　在兩個(gè)體接觸的最初階段，剛體開(kāi)始把儲(chǔ)存的動(dòng)能傳遞給ROPS。這種能量的傳遞導(dǎo)致ROPS略微變形，并且在頂部和立柱的底部會(huì)形成塑性鉸的特點(diǎn)。圖9顯示了立柱尺寸為150×250×10mm的ROPS在30°的斜坡上翻車(chē)時(shí)的Vom-misese應(yīng)力分布，并且證實(shí)了在ROPS的頂部和底部鉸鏈處會(huì)產(chǎn)生屈服現(xiàn)象。ROPS在這個(gè)階段的響應(yīng)特性有崩潰模型的特點(diǎn)，當(dāng)在底部固定的框架上

44、加載靜載荷時(shí)將出現(xiàn)這種崩潰模型，并且與先前對(duì)相同ROPS加載靜力載荷時(shí)所表現(xiàn)的特性相似（Clark，2006a）。其他的ROPS模型表現(xiàn)出類(lèi)似的特性。</p><p>　　圖9 碰撞中Von Mises應(yīng)力分布和塑性鉸</p><p>　　5.2 速度和峰值減速響應(yīng)</p><p>　　碰撞過(guò)程中在剛性表面質(zhì)心處的剛性表面速度隨時(shí)間的變化進(jìn)行了測(cè)量。結(jié)果表明，當(dāng)剛性

45、表面從初始速度停下來(lái)時(shí)，剛性表面的速度在沖擊過(guò)程中發(fā)生了線(xiàn)性的減少。耗散動(dòng)能所需的翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)與影響表面之間的接觸時(shí)間取決于翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)的剛性和沖擊表面的速度。接觸時(shí)間隨著翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)立柱的剛度的增加而減少，隨著翻滾坡度的增加而增加，并且在目前的研究中接觸時(shí)間從立柱剛度最大（立柱為250 × 250 × 10mm）且坡度15°的80ms到立柱剛度最低（立柱尺寸為120×250×10）且坡

46、度為45°的280ms之間變化。當(dāng)剛度大一點(diǎn)的ROPS撞擊一個(gè)堅(jiān)硬的表面時(shí)，接觸時(shí)間較短，這將導(dǎo)致大的作用力和峰值減速作用到ROPS中。當(dāng)ROPS的剛度降低時(shí)，接觸時(shí)間會(huì)增加并且會(huì)導(dǎo)致較小的作用力和峰值減速作用到ROPS上。這種響應(yīng)特性更適合乘員，但是其特點(diǎn)是變形大，這將會(huì)侵入到駕駛室。因此，ROPS足夠的剛度和能力吸收能力這雙重標(biāo)準(zhǔn)的設(shè)計(jì)是顯而易見(jiàn)的。</p><p>　　在撞擊過(guò)程中，剛體表面的峰值

47、減速隨著時(shí)間的變化也在剛性表面的中心進(jìn)行了監(jiān)控，其結(jié)果見(jiàn)圖10a-d。這些圖表明最初的反應(yīng)特點(diǎn)是波動(dòng)顯著和大峰值減速。波動(dòng)的時(shí)間隨著ROPS的剛度的增加而降低，然而峰值減速隨著ROPS剛度的增加而降低。這些初始峰值減速變化范圍從立柱剛度最大時(shí)的6g變化到立柱剛度最小時(shí)的4g，并且這些峰值減速是由于剛性表面撞擊到ROPS時(shí)，在彈性區(qū)域內(nèi)ROPS的初始響應(yīng)引起的。當(dāng)結(jié)構(gòu)開(kāi)始屈服且整個(gè)結(jié)構(gòu)中的塑性鉸變得比較明顯時(shí)，剛性表面的減速特性穩(wěn)定在近似

48、平均值，即對(duì)于剛性最大的ROPS為3g，而對(duì)于剛性最小ROPS為1.5g。</p><p><b>　　圖10</b></p><p>　　5.3 載荷撓度響應(yīng)和能量吸收</p><p>　　圖11a-d展示了ROPS的載荷撓度響應(yīng)。對(duì)于每一個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)，載荷的大小根據(jù)在所使用的碰撞方向上基部反作用力的總和計(jì)算出來(lái)。當(dāng)剛性沖擊面與ROPS接觸時(shí)，

49、通過(guò)測(cè)量剛性沖擊面的位移得到ROPS的撓度。所有的ROPS模型都顯示出類(lèi)似的反應(yīng)，即較大的力和較小的撓度需要高剛度的ROPS。這結(jié)果可以被預(yù)測(cè),因?yàn)镽OPS框架的破壞載荷與立柱的剛度有直接的關(guān)系，而且當(dāng)力要求較高時(shí),剛度大的ROPS能夠用較小的變形來(lái)吸收能量。當(dāng)不考慮翻車(chē)坡度時(shí)，每條曲線(xiàn)的相似性也是顯而易見(jiàn)的。雖然施加到ROPS上所需的能量隨著坡度的增加而增加，但是對(duì)于給定的ROPS模型，它對(duì)撓度響應(yīng)的初始部分的影響是微乎其微的。這也表

50、明，應(yīng)變率效應(yīng)的影響對(duì)于此研究中窄速度范圍也是合理統(tǒng)一的。</p><p>　　ROPS所吸收的能量可以通過(guò)負(fù)荷撓度相應(yīng)曲線(xiàn)下面的面積來(lái)獲得。這部分能量的量值應(yīng)該與剛性面?zhèn)鬟f給ROPS的動(dòng)能大致相等。碰撞中動(dòng)能-時(shí)間響應(yīng)曲線(xiàn)和能量-時(shí)間響應(yīng)曲線(xiàn)見(jiàn)圖12a-d。對(duì)于每一工況來(lái)說(shuō)來(lái)說(shuō)，雖然能量吸收隨著時(shí)間增加，但是動(dòng)能隨著時(shí)間而減少。正如所料，每一種工況下的兩條曲線(xiàn)互為逆鏡像，還有一些微小的變化，這是因?yàn)橐徊糠帜芰吭?/p>

51、摩擦?xí)r被耗散了。這些能量吸收值比靜態(tài)分析中的值要高。比如，當(dāng)ROPS的立柱尺寸為150×250×10mm且翻車(chē)坡度為30°時(shí)，圖12c顯示翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)需要吸收大約250000J 的能量。這幾乎是AS2294.2 (1997)中所需要的3倍。這兩個(gè)能量吸收水平之間的差異表明這種方法之間有明顯的不同之處。正如我們前面所提到的那樣，用來(lái)制定需要能量吸收水平的守則的原理是難以量化的。然而目前的研究中使用的動(dòng)力載荷是

52、通過(guò)一個(gè)簡(jiǎn)化的數(shù)學(xué)模型建立起來(lái)的。</p><p>　　圖11 （a）K275載荷撓度響應(yīng)—250×250×10，（b）K275載荷撓度響應(yīng)—200×250×10,(c) K275載荷撓度響應(yīng)—150×250×10,(d) K275載荷撓度響應(yīng)—120×250×10</p><p>　　5.4 彈性反彈能量&l

53、t;/p><p>　　目前的翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)無(wú)法告訴設(shè)計(jì)人員如何均衡ROPS的比例來(lái)滿(mǎn)足他們的具體要求。在昆士蘭科技大學(xué)的研究項(xiàng)目中很多的ROPS的造型的分析研究表明，謹(jǐn)慎成比例并且具有足夠橫向剛度的ROPS也許能完全滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)的要求?！耙苍S”這個(gè)詞在這里用的很明智，因?yàn)檫@些ROPS的部件是成比例的，這很重要的，使其從而可以有足夠的強(qiáng)度來(lái)承受隨之而來(lái)的標(biāo)準(zhǔn)中所要求的垂直載荷和縱向載荷。設(shè)計(jì)者和制造商們通常開(kāi)發(fā)出剛度有余

54、的ROPS來(lái)避免其過(guò)早破壞和隨后的再測(cè)試。這是由于經(jīng)濟(jì)限制的驅(qū)動(dòng)，因?yàn)楫?dāng)前的ROPS標(biāo)準(zhǔn)的性質(zhì)并不允許使用分析測(cè)試程序來(lái)對(duì)ROPS進(jìn)行鑒定。通過(guò)對(duì)上面所提到的ROPS模型實(shí)施動(dòng)態(tài)響應(yīng)仿真分析，我們發(fā)現(xiàn)，提高ROPS的剛度會(huì)導(dǎo)致接觸時(shí)間變短和較大的反應(yīng)力，從而使增加的峰值減速傳遞個(gè)車(chē)輛的乘員。</p><p>　　圖12 （a）K275ROPS—250×250×10的能量-時(shí)間曲線(xiàn)，(b) K2

55、75ROPS—200×250×10的能量-時(shí)間曲線(xiàn)，(c) K275ROPS—150×250×10的能量-時(shí)間曲線(xiàn)，(d) K275ROPS—120×250×10的能量-時(shí)間曲線(xiàn)，</p><p>　　我們都可以很好的理解，這兩個(gè)反應(yīng)參數(shù)都不是想要的，因?yàn)樗麄兛赡軠p少乘客在翻車(chē)中生存的機(jī)會(huì)?？幔?993）建議，高得令人無(wú)法接受的減速應(yīng)該為嚴(yán)重車(chē)輛碰撞中

56、乘員損傷負(fù)責(zé)。此外，使用過(guò)度的剛度可能會(huì)導(dǎo)致較大的彈性反彈能量。Lu和Yu（2000）建議，在撞擊過(guò)程中，彈性反彈能量可能會(huì)導(dǎo)致車(chē)輛操作室的被保護(hù)的結(jié)構(gòu)進(jìn)一步損傷，并且為了說(shuō)明這個(gè)概念，他們提出了一個(gè)基于有彈簧的車(chē)輛碰撞的簡(jiǎn)單模型。在這種碰撞中，彈簧會(huì)壓縮，這將導(dǎo)致車(chē)輛減速，并且把撞擊中車(chē)輛的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為彈簧中儲(chǔ)存的壓縮能。在這樣的一個(gè)無(wú)法發(fā)生彈性變形的模型中，一旦彈簧達(dá)到最大的彈性變形能力，彈性變形能將會(huì)釋放。在這個(gè)階段，儲(chǔ)存的彈性應(yīng)變

57、能將會(huì)重新轉(zhuǎn)換為車(chē)輛的動(dòng)能，并且會(huì)導(dǎo)致車(chē)輛向相反的方向加速。在這樣的情況下，作者提出開(kāi)始的減速和后來(lái)的加速也許會(huì)給操作室?guī)?lái)更嚴(yán)重的破壞。Lu和Yu（2000）的簡(jiǎn)化模型被用來(lái)確定在撞擊中翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)的適當(dāng)?shù)闹?。圖13顯示當(dāng)彈性反彈能量隨著翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)彈性動(dòng)量能力的變化。彈性動(dòng)量能力這個(gè)詞被重新使用來(lái)確定翻滾保護(hù)結(jié)構(gòu)立柱的剛度。從這張表很顯然可以看出，在翻滾撞擊過(guò)程中釋放的彈性反彈能隨著立柱的剛度的增加</p><p

58、><b>　　圖 13</b></p><p>　　5.5 動(dòng)態(tài)擴(kuò)增系數(shù)</p><p>　　對(duì)于每一個(gè)剛度的構(gòu)件，K277的ROPS在已制定的動(dòng)態(tài)載荷加載下的能量的吸收能力與其在靜載荷加載下相應(yīng)能量的吸收能力做對(duì)比（Clark,2006a)。在給定撓度條件下，定期重復(fù)進(jìn)行對(duì)比。然后對(duì)于每一次翻車(chē)角度和ROPS的支柱剛度，平均動(dòng)態(tài)擴(kuò)增系數(shù)被確定下來(lái)。結(jié)果如圖14

59、所示，并且在所有ROPS的能量吸收中，存在動(dòng)態(tài)擴(kuò)增系數(shù)，并且是相應(yīng)靜態(tài)能量吸收能量的25%。這可能是由于輸入動(dòng)能所產(chǎn)生的應(yīng)變率和慣性作用的影響。這些發(fā)現(xiàn)表明：在動(dòng)態(tài)翻車(chē)事件中，與目前ROPS的性能標(biāo)準(zhǔn)中的能量吸收標(biāo)準(zhǔn)相比，ROPS需要承受更大的能量。</p><p>　　圖14 對(duì)于不同的ROPS剛度和傾翻角度下的ROPS能量吸收的動(dòng)態(tài)放大系數(shù)</p><p>　　5.6 碰撞時(shí)間的效應(yīng)—

60、瞬態(tài)脈沖載荷</p><p>　　眾所周知，表面性質(zhì)對(duì)翻滾的響應(yīng)時(shí)間有影響，為了進(jìn)一步加深對(duì)翻車(chē)保護(hù)裝置碰撞響應(yīng)的理解，進(jìn)行了一個(gè)與瞬態(tài)脈沖載荷有關(guān)的動(dòng)態(tài)研究。為了研究發(fā)生在各種表面情況的翻車(chē)碰撞，所研究的脈沖時(shí)間是變化的。在車(chē)輛碰撞領(lǐng)域，碰撞的研究已經(jīng)證明在正面碰擊時(shí)，機(jī)動(dòng)車(chē)所承受的力的分布符合脈沖曲線(xiàn)的形式。通常用于這些事故計(jì)算的脈沖曲線(xiàn)是半正矢，半正弦波，三角波或者方波。在公開(kāi)的文獻(xiàn)里，由于側(cè)翻引起的動(dòng)態(tài)響

61、應(yīng)中，對(duì)ROPS加載的載荷分布的形式還是未知的，并且?guī)缀鯖](méi)有研究者對(duì)其進(jìn)行關(guān)注。在缺少這方面的信息下，我們制定了一個(gè)假設(shè)：把翻滾碰撞力理想化為一個(gè)短暫的半正弦波曲線(xiàn)。這個(gè)脈沖的持續(xù)時(shí)間是一個(gè)額外的參數(shù)，但在這個(gè)領(lǐng)域的研究者還沒(méi)有明確對(duì)其定義。土方機(jī)械生產(chǎn)商卡特彼勒已經(jīng)提供了一些指導(dǎo)，在19世紀(jì)60年代晚期，卡特彼勒在各種不同的斜坡和土壤類(lèi)型的條件下進(jìn)行了一系列的全方位的動(dòng)態(tài)翻車(chē)測(cè)試。這段錄像清晰地表明了當(dāng)翻車(chē)時(shí)翻車(chē)保護(hù)裝置與地面的接觸時(shí)

62、間在100ma與300ms之間。前面章節(jié)的結(jié)果也指出了類(lèi)似的接觸時(shí)間（80ms～280ms）。基于這個(gè)信息，利用顯示的有限元模塊LS-DYNA，對(duì)脈沖載荷進(jìn)行時(shí)間范圍的限制，并且</p><p>　　5.6.1 脈沖變量的測(cè)定。利用動(dòng)力學(xué)原理并且參考圖5c的側(cè)翻和側(cè)翻時(shí)的轉(zhuǎn)動(dòng)，</p><p>　　這里I是轉(zhuǎn)動(dòng)提的極慣性矩，是角速度d/dt((IωD)是角動(dòng)量的變化率，F(xiàn)(t)是加載在物體

63、上的沖擊力，并且（BD)是力矩臂。</p><p>　　對(duì)于假設(shè)的半正弦瞬態(tài)脈沖，這個(gè)沖擊力是：</p><p>　　這里t是時(shí)間，T是脈沖時(shí)間（=接觸時(shí)間），并且A是振幅。根據(jù)等式（11a,b)并且對(duì)接觸時(shí)間進(jìn)行積分，振幅A能夠被確定，然后沖擊力F(t)的表達(dá)采用如下公式：</p><p><b>　　.</b></p><

64、;p>　　此等式可以被用來(lái)去模擬各種不同持續(xù)時(shí)間的脈沖，并且能夠?qū)ψ兓r下ROPS表面輪廓上的沖擊力進(jìn)行評(píng)定。</p><p>　　5.6.2 有限元模型。有限元模型跟早期用過(guò)的相似，并且對(duì)它加載一系列動(dòng)態(tài)脈沖載荷。對(duì)于這次研究，150×250×10 RHS和250 × 250 × 12 RHS 被分別用做ROPS的支柱和橫梁。與以前一樣，利用 Hughes–Liu

65、 殼單元，以20mm的網(wǎng)格密度去對(duì)模型進(jìn)行劃分，在所應(yīng)用的脈沖載荷下，兩種材料模型被用來(lái)對(duì)ROPS的響應(yīng)進(jìn)行模擬。第一個(gè)模型是LS-DYNA非線(xiàn)性材料模型MAT PIECEWISE LINEAR PLAS- TICITY,除了接近載荷區(qū)的模型外，這種材料模型適合ROPS的其它部分。對(duì)于加載區(qū)域，彈性帶被成為模型的一部分，從而可以了避免ROPS材料的過(guò)大變形。這個(gè)彈性帶的執(zhí)行需要把LS-DYNA材料模型賦予所有此區(qū)域的部件。與前面第五章的

66、動(dòng)態(tài)分析相似，假定彈性材料屬性為密度ρ =7,850 kg/m3，彈性模量E=200,000Mpa，泊松比 ν = 0.3 。應(yīng)變率效應(yīng)、Cowper Symonds 關(guān)系和邊界約束跟以前所采用的相同。</p><p>　　ROPS的加載是指把面壓力載荷加載到ROPS的頂端角落，其面積為250mmX250mm。面載荷的強(qiáng)烈程度取決于用于脈沖載荷的接觸時(shí)間。為了解釋說(shuō)明不同的表面狀況，脈沖接觸時(shí)間的變化范圍在100

67、和300ms之間，也許在翻車(chē)坡度范圍為15度和45度之間的斜坡上，通過(guò)ROPS對(duì)這些表面狀況進(jìn)行測(cè)定。在表2中提供了應(yīng)用在ROPS模型中力F(t)的峰值的概要（也就是在等式(11b)中振幅A）。圖15a和15b中顯示了150mm和250mm接觸時(shí)間的瞬態(tài)載荷脈沖。其他接觸時(shí)間的脈沖是類(lèi)似的。對(duì)于15種有限元仿真需要的每一個(gè)定義的翻車(chē)坡度，對(duì)其有限元模型加載相應(yīng)的動(dòng)態(tài)脈沖載荷。我們不需要對(duì)接觸進(jìn)行定義，因?yàn)镽OPS的加載是通過(guò)使用面載荷來(lái)

68、完成的。需要從LS-DYNA輸出的是位于ROPS的某些節(jié)點(diǎn)的位移的監(jiān)控和每一支柱上基部邊緣節(jié)點(diǎn)的基部反作用力的記錄。對(duì)于每次仿真，能量數(shù)據(jù)和可視化的數(shù)據(jù)也被記錄下來(lái)。</p><p>　　表2 脈沖載荷下的峰值表</p><p>　　圖15 （a）150ms載荷脈沖 （b）250ms載荷脈沖</p><p>　　5.6.3 瞬態(tài)載荷分析的結(jié)果。表2表明所使用的載荷

69、（A）的強(qiáng)度對(duì)于段時(shí)間的碰撞是最強(qiáng)烈的。對(duì)于某一脈沖持續(xù)時(shí)間，計(jì)算所得到的脈沖的峰力強(qiáng)度值要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于ROPS的破壞載荷值，這將導(dǎo)致其過(guò)早破壞。為了說(shuō)明這點(diǎn)，將介紹一個(gè)終止條件，當(dāng)DLV的范圍被破壞并且ROPS不再能夠保護(hù)司機(jī)時(shí)，此條件允許提前結(jié)束所進(jìn)行的分析。針對(duì)這個(gè)特殊的ROPS構(gòu)件，撓度極限設(shè)為500mm。基于上面所描述的脈沖載荷，對(duì)每一個(gè)模型進(jìn)行了分析，并且相應(yīng)ROPS的載荷撓度特性被繪制顯示，如圖16a-c所示。這些曲線(xiàn)表明，對(duì)

70、于短時(shí)間的脈沖，在每一個(gè)分析中500mm的極限撓度都被收到阻礙，并且其響應(yīng)與在側(cè)翻實(shí)驗(yàn)中在一個(gè)簡(jiǎn)單的固定框架結(jié)構(gòu)應(yīng)用靜力加載時(shí)所得到的響應(yīng)相似。在這個(gè)響應(yīng)中比較有趣的不同點(diǎn)是，模型載荷撓度響應(yīng)的第二個(gè)峰值發(fā)生在到達(dá)DLV極限撓度之前。</p><p>　　圖16 （a）45°側(cè)翻是的載荷撓度曲線(xiàn)（b）30°側(cè)翻是的載荷撓度曲線(xiàn) （c）15°側(cè)翻是的載荷撓度曲線(xiàn)</p>

71、<p>　　這種現(xiàn)象被認(rèn)為是由于模型在應(yīng)變率效應(yīng)的影響下和系列載荷下，ROPS的持續(xù)廣泛的塑性變形而導(dǎo)致的二次效應(yīng)。在30度的翻車(chē)斜度和100ms的脈沖載荷下，繪制出了ROPS的VonMiss應(yīng)力分布和塑性變形的程度，并且結(jié)果與圖9所給的結(jié)果相似。塑性鉸產(chǎn)生于每根支柱的頂部和基部。</p><p>　　在每種工況下，ROPS所吸收的能量見(jiàn)表3和圖17。很明顯，從這些圖表中可以得出一個(gè)趨勢(shì)，那就是發(fā)生在硬

72、表面碰撞有短時(shí)間脈沖的特點(diǎn)，這些脈沖將導(dǎo)致大作用力/變形需求和相應(yīng)大量的能量吸收為主要特征的大塑性變形。對(duì)于具有軟面碰撞特征的長(zhǎng)時(shí)間脈沖，強(qiáng)加于ROPS上的作用力/變形需要將會(huì)變小，因此結(jié)構(gòu)的能量吸收能力也將會(huì)變小。對(duì)于這種現(xiàn)象，地面將被迫吸收更多的沖擊能，但是對(duì)于在堅(jiān)硬表面上的碰撞，ROPS將要吸收相當(dāng)大比例的翻車(chē)能量。此圖中，由于長(zhǎng)時(shí)間脈沖載荷下（250ms～300ms），能量的吸收由于太少而不能清楚地看到。</p>

73、<p>　　圖17顯示被ROPS所吸收的能量是脈沖持續(xù)時(shí)間的減函數(shù)，與軟地面的碰撞相比，在硬地面的碰撞中，ROPS吸收更多的能量。從此圖中可以明顯地得到另外一個(gè)顯而易見(jiàn)的趨勢(shì)，那就是在較陡的斜坡上發(fā)生碰撞時(shí)，ROPS所吸收的能量稍微有所增加。其增長(zhǎng)的原因歸咎于慣性作用的影響，這種慣性作用與較陡斜坡導(dǎo)致較高的碰撞速度有關(guān)。在圖16a-c中，這個(gè)參數(shù)的影響也是突出的，并且ROPS載荷承載能力的第二個(gè)峰值隨著翻車(chē)斜坡角度的增加而增大

74、，進(jìn)一步強(qiáng)調(diào)了ROPS材料的應(yīng)變率敏感性可能的影響。</p><p>　　表3 短脈沖下的能量吸收能力</p><p>　　圖17 在變化的側(cè)翻角度和碰撞時(shí)間下的能量和脈沖時(shí)間曲線(xiàn)</p><p><b>　　總結(jié)</b></p><p>　　有限元技術(shù)已經(jīng)被用來(lái)對(duì)ROPS的動(dòng)態(tài)碰撞進(jìn)行仿真模擬，ROPS的這種動(dòng)態(tài)碰撞是

75、土方機(jī)械在斜坡上發(fā)生側(cè)翻時(shí)的主要特征。動(dòng)載荷是基于角動(dòng)量守恒定律加載的。從這個(gè)研究中可以得到一些有趣并很重要的趨勢(shì)。</p><p><b>　　6.1 能量的吸收</b></p><p>　　目前做法得到的ROPS能量吸收標(biāo)準(zhǔn)超過(guò)了現(xiàn)行澳大利亞標(biāo)準(zhǔn)所需求的190%。這個(gè)數(shù)據(jù)可能看起來(lái)令人吃驚，并且可能對(duì)當(dāng)前澳大利亞標(biāo)準(zhǔn)的合適性提出疑問(wèn)，但是必須注意的是，這篇文章中的

76、方法是一個(gè)近似的方法，并且不能解釋車(chē)輛其他任何部分進(jìn)一步的能量吸收。此外，在標(biāo)準(zhǔn)中能量吸收定律的正確原理還不是很清楚，這使它的準(zhǔn)確性很難去懷疑。除了兩種方法的準(zhǔn)確性外，目前結(jié)果顯示：在動(dòng)載荷下能量耗散的方式跟靜載荷相似。</p><p>　　對(duì)于傾角為15度和30度的翻車(chē)角度，根據(jù)最小原則需求，成比例的ROPS可以成功地承受側(cè)翻工況下的初始碰撞力。但是當(dāng)翻車(chē)斜坡角度增長(zhǎng)到45度時(shí)，這個(gè)角度在標(biāo)準(zhǔn)范圍之外，發(fā)現(xiàn)DL

77、V將受到阻礙。具有更高硬度的其它ROPS被發(fā)現(xiàn)可以吸收各種翻車(chē)角度的初始能量。雖然每一個(gè)ROPS的能量吸收量很大，但是在所考慮的翻車(chē)斜坡上，在所估計(jì)的第一次碰撞中DLV的范圍沒(méi)有被阻礙。</p><p>　　6.2 在能量吸收中的峰值載荷和動(dòng)態(tài)擴(kuò)增系數(shù)</p><p>　　對(duì)于所研究的ROPS框架結(jié)構(gòu)，我們發(fā)現(xiàn)由輸入動(dòng)能而引起的應(yīng)變率效應(yīng)和慣性影響導(dǎo)致了相當(dāng)高的峰值載荷。在初始載荷撓度的響

78、應(yīng)中載荷的這一增長(zhǎng)被發(fā)現(xiàn)是波動(dòng)的。但是通過(guò)建立能量吸收放大系數(shù)制定一個(gè)較準(zhǔn)確的評(píng)估。在這個(gè)研究中，對(duì)于K275ROPS而言，動(dòng)態(tài)擴(kuò)增系數(shù)是25%。</p><p>　　如期所料，峰值的減速被發(fā)現(xiàn)是ROPS支柱硬度的增函數(shù)，并且對(duì)于比較陡的翻車(chē)斜坡更是如此。 這個(gè)結(jié)果表明,與一個(gè)相對(duì)柔性比較好的ROPS相比，對(duì)于被保護(hù)的人來(lái)說(shuō)硬度大的ROPS不算太理想。</p><p>　　6.3 地面條件

79、和沖擊時(shí)間</p><p>　　在ROPS的沖擊響應(yīng)中，通過(guò)改變沖擊脈沖的持續(xù)時(shí)間，對(duì)地面條件的影響進(jìn)行了研究。結(jié)果發(fā)現(xiàn)較短的載荷脈寬導(dǎo)致了ROPS結(jié)構(gòu)的徹底崩潰，因此也導(dǎo)致ROPS需要較大的能量吸收能力。ROPS材料應(yīng)變率敏感性的影響對(duì)ROPS的能量吸收能力有較小的影響，并且有一個(gè)趨勢(shì)，即在較陡的沖擊中ROPS需要更大的能量吸收能力。我們發(fā)現(xiàn)由于持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)的脈沖可以迫使地面吸收更多的翻車(chē)能量，所以長(zhǎng)持續(xù)時(shí)間的

80、脈沖載荷對(duì)ROPS的能量吸收能力要求較低。</p><p>　　較硬的ROPS有一個(gè)較短的接觸時(shí)間，這將導(dǎo)致一個(gè)較高的彈性反彈能量，但是一個(gè)柔性較好的ROPS可以有一個(gè)較長(zhǎng)的接觸時(shí)間，因此能夠在較小的彈性反彈能量下更有效地耗散翻滾能量。對(duì)于較硬的ROPS，較大的彈性勢(shì)能可能使其進(jìn)一步翻滾。這個(gè)發(fā)現(xiàn)促進(jìn)了柔性翻車(chē)保護(hù)結(jié)構(gòu)作為安全裝置能量吸收的應(yīng)用。</p><p><b>　　6.

81、4 主要發(fā)現(xiàn)</b></p><p>　　根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)AS22599(1997)的規(guī)定，基于最小靜載荷規(guī)定的成比例的ROPS，在高達(dá)30度傾角的斜坡上發(fā)生側(cè)翻時(shí)，可以充分承受一個(gè)初始側(cè)翻的沖擊力。</p><p>　　過(guò)硬度ROPS的使用導(dǎo)致高峰減速的產(chǎn)生，并且對(duì)車(chē)輛駕駛者在翻車(chē)中的存活幾率產(chǎn)生不利的反作用力。</p><p>　　ROPS支柱的硬度對(duì)它能量

82、吸收能力起著重要的作用。</p><p>　　在能量吸收方面，平均動(dòng)態(tài)擴(kuò)增系數(shù)隨著翻車(chē)斜度的變大而增大，并且對(duì)于所測(cè)試的ROPS的工況，這個(gè)量值范圍從17%到25%。</p><p>　　QUT科研工程的主要目的之一是評(píng)估ROPS的性能，而應(yīng)用分析技術(shù)對(duì)其進(jìn)行分析的影響和可行性已經(jīng)被論證了。</p><p><b>　　參考文獻(xiàn)</b><

83、/p><p>　　[1] Australian Standard (1997), Earth-moving machinery—protective structures, Parts 1–4, AS2294a, Sydney, NSW,Australia.</p><p>　　[2] Carney III, J. F. (1993), Motorway impact attenuation

84、devices: past, present and future, in N. Jones and T.Wierzbicki (eds.), Structural Crashworthiness and Failure, Elsevier, London &New York.</p><p>　　[3] Chou, C. C., Wu, F., Gu, L. & Wu, S. R. (1998)

85、, A review of mathematical models for rollover simulations, crashworthiness, occupant protection and biomechanics in transportation systems, AMD –Vol. 230/BED-Vol. 41, USA.</p><p>　　[4] Clark, B. J. (2006a),

86、 The behavior of rollover protective structures subjected to static and dynamic loading conditions. Ph.D. thesis, QUT, Brisbane, Australia.</p><p>　　[5] Clark, B. J., Thambiratnam, D. P. & Perera, N. J.

87、(2006b),Analytical & experimental investigation of a rollover protective structure, Journal of the Institution of Structural Engineers, U.K., Special Queensland Edition, January, 84(1),29–34.</p><p>　　[6

88、] Cobb, L. J. (1976),ROPS force and energy absorption from simulated overturn analysis, SAE Paper 760691, IL, USA.</p><p>　　[7] Harris, J. R., Mucino, V. H., Etherton, J. R., Snyder, K. A.& Means, K. H.

89、(2000), Finite element modeling of ROPS in static testing and rear overturns, Journal of Agricultural Safety and Health, 6(3), 215–225.</p><p>　　[8] Ho, H. M. (1994), Vehicle rollover (ROPS) and falling-obje

90、ct(FOPS) protective structures. Ph.D. thesis, UMIST. Manchester, UK.</p><p>　　[9] Hunckler, C. J., Purdy, R. J. &Austin, R.D. (1985), Non-linear analysis of the terex scraper rollover protective cab, SAE

91、 Paper 850788, IL, USA.</p><p>　　[10] Johnson, G. R. (2001), Experimental and numerical investigation into impact bending collapse of rectangular hollow sections Ph.D. Thesis, UTS, Sydeney, NSW, Australia.&l

92、t;/p><p>　　[11] Kim, T. H. & Reid, S. R. (2001), Multiaxial softening hinge model for tubular vehicle rollover protective structures, Mechanical Sciences, 43, 2147–2170.</p><p>　　[12] Kacigin,

93、V. V. & Guskov, V. V. (1968), The basis of tractor performance theory, Journal of Terra-Mechanics, 5(3), 43-Klose, G. L. (1969), Engineering basics of rollover protectivestructures, SAE Paper 690569, IL, USA.</p&g

94、t;<p>　　[13] Lu, Guoxing &Yu, Tongxi (2000), Energy Absorption of Structures and Materials, Woodhead Publishing Limited, Cambridge, England.</p><p>　　[14] Srivastava, A. K., Rehkugler, G. E. &

95、 Masmore, B. J. (1978),Similitude modeling applied to ROPS testing, Transactions of the American Society of Agricultural Engineers,24(4), 633–645.</p><p>　　[15] Surface Vehicle Standard. (1994), Performance

96、criteria for rollover protective structures for construction, earth-moving, forestry, and mining machines, surface vehicle standard SAE J1040, SAE International, PA, USA.</p><p>　　[16] Swan, S. A. (1988), Ro

97、llover protective structure (ROPS) performance criteria for large mobile mining equipment, information circular 9209, US, Bureau of Mines.</p><p>　　[17] Tomas, J. A., Altamore, P. & Shef?eld, S. R. (1997

98、), Computer simulation of ROPS for earthmoving vehicles,Quarry Magazine (July), 31–36.</p><p>　　[18] Watson, E. M. (1967), The structural testing of tractor safety frames, New Zealand Agricultural Engineerin