張明遠，于洋，呂志文，王建剛

（1.安徽理工大學，淮南 232001； 2.廣東立佳實業(yè)有限公司，東莞 523000）

前言

伴隨著我國經(jīng)濟的飛速發(fā)展，國內(nèi)民眾在生活方面的要求不斷提高，同時對于生活必需品的需求也在持續(xù)增加，這促使了我國道路運輸行業(yè)持續(xù)高效的發(fā)展。液罐車作為道路運輸?shù)闹匾M成部分之一，其需求與發(fā)展引起了我國政府和相關部門的高度重視。由于運輸?shù)呢浳锒酁橐兹几呶Ｎ?，液罐車的安全性也備受關注。

液罐車有承載重、質(zhì)心高、體積大等顯著特點，在緊急避讓或高速轉彎等極端操作工況下，液罐內(nèi)的液體晃動與車體運動產(chǎn)生復雜的耦合效應，極有可能導致車輛發(fā)生側滑、傾覆等交通事故[1]，因此，對液罐車行駛安全性的研究顯得尤為重要。在眾多安全性影響因素中，罐內(nèi)液體晃動對液罐車行駛安全性的影響是一個熱門研究點。近年來，國內(nèi)外學者對液罐車罐內(nèi)液體晃動問題進行了大量的研究，研究重點大部分放在液罐車罐體尺寸、形狀[2-4]以及液罐車行駛過程中的動力學響應[5]等方面，對充液比和加速度的研究較少。本文對不同充液比及橫向加速度情況下的液罐車轉向工況進行了仿真計算，將計算結果繪制成圖表進行對比分析，以此來說明充液比和橫向加速度對液罐車橫向穩(wěn)定性的影響。

1 罐體模型及使用材料

1.1 罐體模型

液罐車罐體模型如圖1。罐體主要由封頭、罐身、隔板、車架、護欄等組成。罐體全長8.45 m，寬2.44 m，高1.56 m。

1.2 罐體使用材料參數(shù)

本文所研究的半掛式液罐車主要使用材料為鋁合金，其中罐身所采用的材料為鋁合金5083，車架及其他組成部分所采用的材料為鋁合金6061，相關材料基本參數(shù)如表1所示。

2 計算模型及計算方法

2.1 罐體模型網(wǎng)格劃分

本文主要研究液罐車轉向時罐內(nèi)液體晃動對罐壁的橫向沖擊效果，縱向參數(shù)影響較小，故選取一半罐體進行建模及網(wǎng)格劃分（如圖2所示），同時忽略了縱向隔板的厚度，這樣既避免了隔板處網(wǎng)格過密，增加了網(wǎng)格質(zhì)量，又減少了網(wǎng)格數(shù)，提高了計算效率[6]。

2.2 計算模型

本文采用VOF模型來處理罐內(nèi)空氣與柴油的氣液兩相流動，其中控制方程包括連續(xù)方程（1）和動量方程（2）：

式中：

ρ—密度；

p—壓強；

μ—動力黏度；

υ—速度矢量；

u—速度矢量在x軸的分量。

2.3 初始條件及邊界條件設置

初始氣液交界面平行于xz平面，罐壁表面設置為無滑移壁面，氣體和液體初速度為0，表面張力系數(shù)為0.04，大氣壓為1.013×105Pa 。

2.4 求解方法設置及計算參數(shù)

本文采用PISO壓力速度耦合方法，梯度離散方法選擇Green-Gauss Node-Based，壓力插值方法選擇Body Force Weighted。

罐內(nèi)介質(zhì)為空氣和柴油，第一相為空氣，第二相為柴油，其中空氣為默認參數(shù)，柴油的密度為，動力粘性系數(shù)為，計算時間步長為0.01 s，計算步數(shù)為1 000步。

3 計算結果及分析

3.1 相同橫向加速度下充液比影響

假設油罐車分別以0.5 g、0.6 g、0.7 g的橫向加速度轉彎，同一種加速度工況對0.5～0.8充液比下罐內(nèi)油液晃動對罐壁產(chǎn)生的橫向沖擊力進行仿真計算，并繪制曲線圖對比，見圖3～5。

表1 材料參數(shù)

圖2 網(wǎng)格劃分模型

由圖3、圖4、圖5可見，轉向開始后罐內(nèi)油液晃動對罐壁的橫向沖擊力持續(xù)增加，并在約0.6 s時達到第一個峰值，此峰值為轉向過程中最大沖擊力的值，隨后沖擊力出現(xiàn)一個逐漸下降的過程，之后又逐漸上升至第二個峰值，如此往復。這是由于油罐車轉向使得罐內(nèi)油液受向心力作用而發(fā)生晃動，當油液晃動的最劇烈時，罐壁所受的橫向沖擊力便達到峰值，隨后油液受到罐壁的阻擋而開始向另一側運動，罐壁所受的橫向沖擊力逐漸減小。

對每組計算結果中不同充液比工況的對比可以發(fā)現(xiàn)，充液比為0.5和0.6時，罐內(nèi)油液晃動對罐壁的橫向沖擊力相對較大，且起伏較大；充液比為0.7時，罐內(nèi)油液晃動對罐壁的橫向沖擊力相對較小，且起伏較為平緩；充液比為0.8時，罐內(nèi)油液晃動對罐壁的橫向沖擊力又會達到一個較大的數(shù)值，且在達到第一個峰值之后還會維持在一個較高的水平。

3.2 相同充液比下橫向加速度影響

由上述幾組數(shù)據(jù)對比可知，0.5充液比時罐內(nèi)油液對罐壁的橫向沖擊力的數(shù)值和起伏較大，0.7充液比時罐內(nèi)油液對罐壁的橫向沖擊力的數(shù)值和起伏較小，故選取0.5充液比與0.7充液比的工況，分別進行橫向加速度為0.1～0.4 g時罐內(nèi)油液對罐壁的橫向沖擊力的仿真計算，并繪制曲線圖對比。

由圖6、圖7可見，隨著液罐車轉彎時橫向加速度的增加，各充液比工況下罐內(nèi)油液晃動對罐壁的橫向沖擊力也隨之增加，這是由于加速度越大，罐內(nèi)油液所受的慣性力越大，晃動也更加劇烈，受力也隨之增加。

圖3 0.5 g加速度各充液比工況

4 結論

液罐車轉向時，罐內(nèi)油液晃動帶來的沖擊力隨時間推移逐漸增加，到達第一個峰值后開始減小，隨后又開始增加直第二個峰值。第一個峰值一般是沖擊力最大的點，也是液罐車最容易發(fā)生側翻的點。

圖4 0.6 g加速度各充液比工況

圖5 0.7 g加速度各充液比工況

圖6 0.5充液比各加速度工況

圖7 0.7充液比各加速度工況

充液比為0.5～0.7階段時，隨著充液比的增加，罐內(nèi)油液晃動帶來的沖擊力峰值呈下降趨勢，且沖擊力曲線的起伏也由大變小。充液比達到0.8后，由于罐內(nèi)油液質(zhì)量大，重心高等因素，油液晃動帶來的沖擊力又達到一個比較高的峰值，且隨后一直維持在較高的水平。

液罐車轉彎時的加速度大小對罐內(nèi)油液晃動帶來的沖擊力影響也十分明顯，罐內(nèi)油液受慣性力的作用，轉彎加速度的增加使得油液晃動帶來的沖擊力隨之增大。因此，液罐車實際使用時應裝填合適的油液量，且在轉彎時要保持盡可能小的轉彎加速度。