某发电列车车下燃油箱受纵向冲击的流固耦合分析

常用解决方案是利用FEM和CFD专业软件各自进行固体域和流体域内单增量步的计算，然后按指定策略在耦合交界面网格处交换和更新必要数据，再各自进行新一轮单增量步计算，如此循环，直至满足收敛要求。

1.1 研究对象与材料参数

该发电列车主要在高寒地带行驶，因此燃油箱总体采用“外箱+保温材料+内箱”的“三明治”结构，设计容积约3 200 L。内、外箱体通过加强筋框架连接，内箱里还设有若干开孔挡板用来控制燃油晃动。箱体顶部大开孔为注油孔，两侧还分别布有6个开孔。

燃油箱内、外箱体及加强筋框架均由耐候钢Q355GNHE制成，其弹性模量约为210 GPa，泊松比为0.28，密度为7 800 kg/m3，屈服强度约为355 MPa。保温材料为硬质聚氨酯泡沫塑料，其弹性模量比钢材要小三个量级以上，因此该文将忽略保温材料结构。燃油选用-20#轻柴油，可保证在-20℃低温时仍不会结蜡，其密度约为780 kg/m3，动力粘度接近水的3倍，约为2.4×10-3 Pa·s。另外，燃油晃动模拟还需考虑空气，其密度约为1.18 kg/m3，动力粘度约为1.86×10-5 Pa·s。上述流体工质的材料参数均来自Star-CCM+。

1.2 网格划分

流体域网格划分。该文选用了Star-CCM+主推的多面体网格。该类网格相对于传统网格类型（如四面体）相比具有很多优点[6]。

固体域网格划分。首先，忽略外箱结构，因为外箱钢板的厚度为1 mm，而且均为平板，与2.5 mm厚的加强筋框架相比，其对燃油箱整体刚度的贡献不大。随后，需要抽取加强筋框架的中面，同时剖分余下的内箱、箱盖及吊挂支架等至可映射结构。最后，使用4节点四边形壳单元离散加强筋框架中面，使用8节点六面体实体单元离散箱盖，同时为保证流固耦合数据映射的正确性，使用8节点实体壳单元离散剩余箱体结构。

1.3 边界条件施加

计算工况：基于标准TB/T3058-2002《铁路应用 机车车辆设备冲击和振动试验》，该文主要分析在50%充油量的情况下，燃油箱箱体分别受纵向峰值5 g冲击响应。该加速度在冲击后的前30 ms内均呈正弦变化，且作用方向为坐标轴正向。模拟每种冲击情况的计算时间为150 ms。

2 计算结果分析

不同时刻下燃油液面的状态与结构应力的分布如图1所示，云图中的应力单位均为兆帕，结构变形放大倍数均为200。一方面，由于燃油的粘度较大，发生冲击后的头30 ms内，液面晃动并不明显，当冲击时间至90 ms之后时，液面开始出现大幅晃动。另一方面，固体域计算步长在毫秒量级，质量项带来的惯性影响不可忽略。此外，挡板受燃油冲击后将产生惯性振动，并且随晃动时间的增加不断衰减。其中位于中间的横向挡板变形最大，但其变形极值仅为数毫米，相对于数米长的油箱而言，结构边界变形对流场的影响甚微。在21 ms左右油箱结构的整体应力极值达到最大，应力集中区位于各挡板与内箱底板的连接处附近，应力最大值为180 MPa，但远小于箱体材料的屈服极限。

3 结语

该文联合软件Star-CCM+和Abaqus，利用双向流固耦合数值仿真，研究了充油量为50%的某发电列车车下燃油箱在受到指定加速度冲击后，箱内燃油的晃动及箱体结构的瞬时应力分布情况。得出结论，当充油量为50%时，燃油箱受纵向冲击后的结构应力值远小于箱体材料的屈服极限，冲击过程中的应力最大值和应力集中部位均出现在挡板与内箱连接处附近。在燃油箱原方案中，挡板与内箱的连接由于焊缝处存在残余应力和焊接缺陷，往往是力学性能较为薄弱的部位，所以需要将焊缝避开该应力集中区域，避免由焊缝直接承受来自燃油的晃动冲击。通过改进，焊缝位置发生转移，晃动冲击载荷改由挡板母材来承受，因此大大提高了结构的疲劳寿命和使用安全性。

参考文献

[1]刘雪梅.液体晃动的数值模拟及不同惯性力加载方式对罐式集装箱强度的影响研究[D].北京：北京化工大学，2009.

[2]向韬，陈国定，于向阳.考虑流固耦合效应的油罐车瞬态应力分析[J].机械科学与技术，2010（8）：1065-1068.

[3]周国发.孙丽娜.基于流固耦合作用的罐式集装箱强度分析[J].南昌大学学报：工科版，2012（2）：111-114.

[4]刘小民，王星，许运宾.运动罐体内液体晃动的双向流固耦合数值分析[J].西安交通大学学报，2012，46（5）：120-126.

[5]徐国徽.顾学康.液舱晃荡载荷数值模拟中的流固耦合影响研究[J].船舶力学，2012，16（5）：514-522.

[6]邱静，王国志，李玉辉.基于STAR-CCM+的简单流体模型CFD研究[J].液压气动与密封，2010，30（10）：8-10.

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