某发电车车下燃油箱的流固耦合分析

【摘 要】 本文基于双向流固耦合方法，联合软件Star-CCM+和Abaqus，利用数值分析研究了充油量为50%的某发电车车下燃油箱在分别受到不同方向的冲击后，箱内燃油的晃动情况以及箱体结构的瞬时应力分布情况，找出了燃油箱中容易出现结构破坏的位置，并给出了相应改进方案，为保证燃油箱的强度安全提供了可靠的设计参考。

【关键词】 发电车 燃油箱 流固耦合 Star-CCM+ Abaqus

1 数值模型的建立

流固耦合是仿真业界的热点和难点，耦合作用仅仅发生在固液两相交界面上，如气动或水动弹性等；目前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。V6版本以上的Star-CCM+已经可以实现与Abaqus直接双向流固耦合，并且耦合交互面网格无需严格匹配，大大简化了耦合设置过程。

1.1 研究对象与材料参数

该发电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3200L。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。本文约定，所有模型的x方向为纵向，y方向为横向，z方向为垂向，且重力方向为负z方向。

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210GPa，泊松比为0.28，密度为7800 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，因此本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780kg/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1.86×10-5Pa·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。本文选用了Star-CCM+主推的多面体网格，其优点：拥有相对更多的毗邻单元，计算变量梯度以及预测当地的流动状况时更加准确；对几何变形敏感度较低，而且智能网格工具同样允许单元自动融合、分裂及增加新拓扑元素；计算性价比较高，在达到相同计算准确度要求的基础上，多面体网格模型可以提高约3至10倍的计算速度。最终得到的流体域网格。

固体域网格划分。首先，忽略外箱结构，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。最终得到的固体域网格

1.3 边界条件施加

流体域边界条件：除注油孔面设置为压力出口外，其余面均设置为固定壁面，且全部参与流固耦合数据交换；使用VOF模型追踪燃油晃动界面，并通过Field Function设置初始液面高度；通过编写动量附加源项设置晃动加速度；打开重力模拟开关。固体域边界条件：使用“shell to solid coupling”绑定连接加强筋框架与内箱，实现壳单元与实体单元之间的扭矩传递；固定约束各吊挂支架螺栓孔的节点自由度；选出进行流固耦合数据交换的单元面，其组成区域的位置和面积要与流体域固壁面保持一致，否则软件将报错；同样需要打开重力开关，设置重力加速度。

1.4 计算参数设置

流体域计算参数：视问题为非定常不可压缩流动；采用基于RANS的k-ε模型描述湍流；采用壁面函数法描述近壁面流体行为；不联立求解能量控制方程，将燃油晃动过程视为等温；采用二阶迎风格式离散对流项与扩散项，避免数值假扩散误差；固定迭代时间步长，单步时间增量为1.5ms，最大内迭代次数为30，总迭代时间为0.15s；在Tools模块中建立Co-simulation选项，设置耦合策略为“Star-CCM+ Leads”的顺序耦合，数据交换步长为固定值1.5ms。固体域计算参数：采用隐式直接积分法进行油箱动力响应分析；固定迭代时间步长，单步时间增量与总迭代时间均与流体域相同；添加关键词*Co-simulation及*Co-simulation Control，将后者中的耦合策略设置成与流体域匹配的Gauss-Seidel耦合，数据交换步长同样为固定值1.5ms。

2 计算结果分析

如非特殊说明，结构变形放大倍数均为200。

2.1 纵向x轴正向冲击

该工况中，燃油箱箱体受峰值为5g的x轴正向加速度，不同时刻下燃油液面的状态与结构应力的分布。一方面，由于燃油的粘度较大，发生冲击后的头30ms内，液面晃动并不明显，当冲击时间至90ms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。因此，在21ms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180MPa，但远小于箱体材料的屈服极限。

2.2 横向y轴正向冲击

该工况中，燃油箱箱体受峰值为3g的y轴正向加速度，不同时刻下燃油液面的状态与结构应力的分布。与纵向冲击类似，受燃油粘度较大的影响，液面出现明显晃动的时间较冲击时间仍有一定滞后。结构整体应力极值在10.5ms左右达到最大，应力集中区同样位于挡板与内箱底板连接处附近，应力最大值为79.6MPa，仍远小于材料屈服极限。

2.3 垂向z轴正向冲击

该工况中，燃油箱箱体受峰值为3g的z轴正向加速度，不同时刻下燃油液面的状态与结构应力也是有所不同的。结构整体应力极值在16.5ms左右达到最大，应力集中区仍位于挡板与内箱底板连接处附近，数值增至215MPa，略大于纵向冲击工况对应数值，但仍远小于材料屈服极限。

3 结语

充油量为50%时，燃油箱分别受三个方向冲击后的结构应力值均小于箱体材料的屈服极限，所有冲击工况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。采用的最终方案后，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。就结构应力极值大小来说，垂向和纵向冲击较大，横向冲击则小很多。挡板为薄平板结构，其刚度较整个燃油箱体而言小很多，当燃油箱受到冲击后，挡板的变形通常最明显。不过，结构整体的最大变形位移仅为数毫米，相对于数米长的油箱而言，结构边界变形对流场的影响可以忽略不计。