載液鐵路罐車超速連掛沖擊過程研究*

林建軍， 姚曙光， 鄧　浩

(1　中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院　軌道交通安全教育部重點實驗室， 湖南長沙 410075；2　武漢地鐵集團(tuán)有限公司， 湖北武漢 430030)

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專題研究

載液鐵路罐車超速連掛沖擊過程研究*

林建軍1， 姚曙光1， 鄧浩2

(1中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院軌道交通安全教育部重點實驗室， 湖南長沙 410075；2武漢地鐵集團(tuán)有限公司， 湖北武漢 430030)

為了研究載液鐵路罐車超速連掛的沖擊過程，采用拉格朗日算法和任意拉格朗日-歐拉(ALE)算法建立起載液罐車的有限元模型，采用罰函數(shù)約束算法實現(xiàn)罐體結(jié)構(gòu)與液體的流固耦合作用，完成了對載液罐車超速連掛過程的數(shù)值模擬，分析了沖擊過程中罐內(nèi)液體的晃動以及罐體結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)。結(jié)果表明：以8 km/h超速連掛時，罐車撞擊端第2個人孔附近發(fā)生微小變形，但其整體結(jié)構(gòu)未受到破壞；沖擊過程引起了罐內(nèi)液體的劇烈晃動，罐體局部應(yīng)力較大是液體晃動與縱向沖擊力共同作用的結(jié)果；人孔附近以及上、下罐板連接處屬于罐體結(jié)構(gòu)的薄弱部位；為減緩沖擊過程中罐內(nèi)液體的劇烈晃動，有必要在罐體內(nèi)部加裝防波板結(jié)構(gòu)。

載液罐車； ALE算法； 超速連掛； 液體晃動

目前，我國編組站貨車允許的安全連掛速度規(guī)定為5 km/h，而實際作業(yè)中貨車超速連掛情況突出，趙琨等人調(diào)研發(fā)現(xiàn)超速連掛均在8 km/h左右[1-2]。超速連掛產(chǎn)生的沖擊作用可能會超出鉤緩裝置的承載能力，容易引起載液罐車內(nèi)部液體的劇烈晃動，液體的劇烈晃動反過來又會作用于罐體結(jié)構(gòu)，這種交互作用嚴(yán)重時會引起罐體局部結(jié)構(gòu)的塑性變形，對貨物的運(yùn)輸安全造成威脅。

國內(nèi)外許多學(xué)者對儲液容器的碰撞沖擊問題做過研究，但主要針對形狀簡單的貯箱結(jié)構(gòu)[3]，對載液鐵路罐車這樣大型儲液結(jié)構(gòu)的沖擊問題少有研究。李政等人[4]采用ALE有限元法對雙層儲液容器的跌落碰撞問題進(jìn)行了研究，分析了碰撞過程中容器的力學(xué)行為以及液體的變形行為；楊書儀等人[5]運(yùn)用LS-DYNA研究了貯液塑料容器的跌落問題，分析了跌落角度等對容器跌落沖擊應(yīng)力的影響；Marco Anghileri等人[6]采用ALE等不同算法對載液水箱跌落進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)ALE算法能定性地反映試驗結(jié)果；Ainian Zhang等人[7]對載液油輪與集裝箱船的碰撞進(jìn)行了數(shù)值模擬，比較了ALE算法、拉格朗日算法等在模擬碰撞時的差異，發(fā)現(xiàn)采用ALE算法計算結(jié)果更合理，且節(jié)省計算時間?；诶窭嗜账惴ń⒐摅w結(jié)構(gòu)的有限元模型，基于ALE算法建立罐內(nèi)液體及空物質(zhì)層的模型，研究了罐車8km/h超速連掛沖擊過程中罐內(nèi)液體的晃動、罐體結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)以及兩者的內(nèi)在聯(lián)系，發(fā)現(xiàn)了罐體結(jié)構(gòu)的薄弱位置，以期為提高鐵路罐車的安全連掛速度提供理論參考。

1　計算模型的建立

采用Hypermesh建立了G70型載液輕油罐車的有限元模型，采用ANSYS/LS-DYNA對載液罐車連掛沖擊過程進(jìn)行仿真計算。載液罐車沖擊連掛過程中罐車結(jié)構(gòu)會產(chǎn)生復(fù)雜的力學(xué)響應(yīng)，罐內(nèi)液體與罐車結(jié)構(gòu)之間存在典型的流固耦合作用?？紤]帶有同種緩沖器的載液罐車之間的連掛，重點研究超速連掛時罐內(nèi)液體的晃動以及罐體結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)，由于連掛過程中的吸能主要體現(xiàn)在緩沖器上，因此將連掛沖擊簡化為帶有兩個緩沖器的罐車撞擊固定剛性壁。

1.1ALE有限元法

LS-DYNA程序具有拉格朗日、歐拉和ALE 3種算法[8]，基于ALE算法建立罐內(nèi)液體及空物質(zhì)層的模型。結(jié)構(gòu)變形過于巨大時，拉格朗日算法可能引起網(wǎng)格畸變，造成仿真計算困難甚至中斷。歐拉算法存在結(jié)構(gòu)邊界難以處理的問題，同時為了完全包含材料可能的運(yùn)動范圍，常有計算模型龐大，計算時間漫長等問題。ALE算法則結(jié)合了其他兩種算法的優(yōu)點[9]，一方面材料可以在網(wǎng)格中流動，能夠跟蹤物質(zhì)結(jié)構(gòu)的邊界運(yùn)動，另一方面網(wǎng)格也可以隨材料的流動而移動和變形，可以有效控制計算規(guī)模。

計算過程中，ALE算法先按照拉格朗日時步進(jìn)行計算，于是單元網(wǎng)格隨材料流動而產(chǎn)生變形，然后再按照ALE時步進(jìn)行計算[10]：第1步，保持變形后物體的邊界條件，重新離散邊界內(nèi)的單元，保持網(wǎng)格的拓?fù)潢P(guān)系不變；第2步，將變形網(wǎng)格中能量、密度、應(yīng)力張量等單元變量和節(jié)點速度矢量等輸送到離散后的新網(wǎng)格中[11]。

1.2流固耦合算法設(shè)置

通過定義狀態(tài)方程來描述罐內(nèi)液體壓力和初始體積內(nèi)能間的關(guān)系，這里選用線性狀態(tài)方程：

X1=2 190MPa,X2=9 224MPa,X3=8 767MPa,

Y1=4.934×10-7,Y2=13.937×10-7,Y3=0,

E=0.205 9mJ/mm3

選用無侵蝕的罰函數(shù)耦合方式來實現(xiàn)罐內(nèi)液體和罐車結(jié)構(gòu)的相互作用，這樣既能保持計算的穩(wěn)定性，又能夠保證耦合計算過程中的能量守恒[13]。如圖1所示，在流體物質(zhì)點穿過結(jié)構(gòu)單元的時候，計算分析流體與結(jié)構(gòu)物質(zhì)點的相對位移，并以此為依據(jù)，對結(jié)構(gòu)和流體分別施加相應(yīng)的節(jié)點力[14]。此外，為了避免搜索不到穿過結(jié)構(gòu)單元的流體質(zhì)點，可以考慮在結(jié)構(gòu)單元上面增加適當(dāng)?shù)鸟詈宵c[15]。

圖1　罰函數(shù)耦合算法

1.3罐車結(jié)構(gòu)模型

鐵路罐車選用G70型輕油罐車，主要由罐體、轉(zhuǎn)向架、鉤緩裝置、牽枕裝置等部分組成。結(jié)構(gòu)特點為牽枕裝置與罐體組焊成無中梁結(jié)構(gòu)，這有利于增大罐體直徑。罐體是由上罐板、下罐板與封頭組焊在一起的直筒式結(jié)構(gòu)，材料為09Mn2低合金鋼板，屈服極限295 MPa。選取MT-3型緩沖器，設(shè)定吸能量為37 kJ。取《鐵路危險貨物運(yùn)輸管理規(guī)則》中關(guān)于柴油準(zhǔn)裝最大高度的90%設(shè)定液面高度2330 mm，對應(yīng)柴油總重53.23 t也滿足規(guī)定要求。

建模時采用彈簧單元模擬鉤緩裝置，適當(dāng)簡化轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)。計算模型考慮輪軌間的摩擦，罐內(nèi)液體采用實體單元建模，罐體及轉(zhuǎn)向架等結(jié)構(gòu)采用殼單元建模。罐內(nèi)液體選用單物質(zhì)的ALE算法模擬，在液體外面建一層空白的實體ALE網(wǎng)格，以給定液體物質(zhì)足夠的運(yùn)動空間，并定義由質(zhì)量加權(quán)的平均速度來控制ALE網(wǎng)格的運(yùn)動。取單元尺寸為60 mm，為了防止流體滲漏，控制流體和結(jié)構(gòu)單元尺寸比例為1：1。罐車計算模型如圖2所示，整個計算模型包含SHELL163單元77 650個，SOLID164單元497 788個，節(jié)點585 799個。

圖2　罐車有限元模型

2　計算結(jié)果分析

選取超速連掛沖擊速度為8 km/h，采用LS-DYNA軟件對沖擊過程進(jìn)行數(shù)值計算，從罐車運(yùn)動速度變化、撞擊力變化、罐內(nèi)液體涌動以及罐體結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變等幾個方面進(jìn)行詳細(xì)分析，并聯(lián)系各個方面的變化，尋找液體晃動與罐體結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)的內(nèi)在聯(lián)系。

2.1罐車速度變化

首先分析連掛時罐車車體的速度變化。如圖3所示，零時刻開始載液罐車以8 km/h的速度連掛沖擊，在緩沖器的作用下車體速度迅速減小，100 ms減為零后車體開始反彈，液體向前涌動的慣性效應(yīng)和鉤緩裝置的回彈反力互相作用使得罐車反彈結(jié)束后又向前運(yùn)動，在不斷地往復(fù)振蕩后，800 ms以后罐車車體速度基本為零，由此判斷罐車連掛沖擊過程基本結(jié)束。沖擊過程中的能量轉(zhuǎn)換主要發(fā)生在載液罐車的動能與罐內(nèi)液體、鉤緩裝置儲存在勢能之間，能量耗散主要由鉤緩裝置吸能以及摩擦耗能等完成。整個沖擊過程遵循能量守恒定律，分析全過程的能量變化可知，總能量前后變化小于4%，可知計算較為穩(wěn)定。

圖3　車體速度變化

2.2撞擊力變化

連掛沖擊過程中撞擊力變化如圖4所示，沖擊開始后鉤緩裝置短時間內(nèi)快速受壓變形，撞擊力急劇增加，對應(yīng)罐車車體的速度變化可以看出，100 ms罐車速度降為零時，兩鉤緩裝置壓縮量達(dá)到最大，最大為142.28 mm，撞擊力增加到1.287 MN，隨后隨著車體的反彈，鉤緩裝置迅速卸載，撞擊力快速減小。此后由于液體貨物涌動帶動罐車向前運(yùn)動，鉤緩裝置多次加載又卸載，撞擊力出現(xiàn)幾個波動，但峰值力逐漸減小。整個過程中最大撞擊力小于貨車結(jié)構(gòu)允許的最大縱向力2.25 MN，滿足我國《車輛強(qiáng)度設(shè)計規(guī)范》中的要求。

圖4　撞擊力變化

2.3罐內(nèi)液體涌動

查看運(yùn)動罐車內(nèi)部液體在連掛沖擊過程中特殊時刻的晃動情況，分析液體晃動與撞擊力變化的內(nèi)在聯(lián)系，各特殊時刻點的液體晃動情形如圖5所示。

圖5　不同時刻液體變形

撞擊開始后罐車減速，罐內(nèi)液體保持原有的速度向前運(yùn)動，86 ms罐內(nèi)液體因封頭約束而開始上涌，196 ms液體上涌至罐體頂部，液體向前涌動的慣性效應(yīng)強(qiáng)于鉤緩裝置的回彈力，使得罐車逐漸停止回彈并再次向前運(yùn)動，壓縮鉤緩裝置，撞擊力在400 ms開始再次上升，426 ms達(dá)到808 kN之后液體的回涌又引起鉤緩裝置卸載。綜合以上分析可知，罐內(nèi)液體的涌動與沖擊過程中車體速度變化以及撞擊力的變化有較好的一致性。

2.4罐體壓力變化

分析沖擊連掛過程中罐體的最大壓力，發(fā)現(xiàn)520 ms罐體最大壓力為163.5 MPa，出現(xiàn)在沖擊端第2個人孔附近，如圖6所示。罐體壓力主要來自罐內(nèi)液體對罐體結(jié)構(gòu)力的作用，連掛沖擊發(fā)生后，罐體的運(yùn)動狀態(tài)瞬間改變，罐內(nèi)液體隨之涌動，對罐體的力的作用效果也隨即變化，罐體最大壓力變化曲線如圖7所示。

圖6　罐體壓力云圖

圖7　罐體最大壓力變化

2.5罐車應(yīng)力應(yīng)變

載液罐車連掛沖擊過程中，罐內(nèi)液體晃動與縱向沖擊力綜合作用可能會引起罐體局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力較大，嚴(yán)重時會造成結(jié)構(gòu)的塑性變形。考察罐體應(yīng)力，發(fā)現(xiàn)520 ms罐體最大應(yīng)力303.2 MPa，略大于材料的屈服極限295 MPa，發(fā)生在人孔與上罐板的連接處，如圖8(a)所示，與該時刻罐體最大壓力處在同一位置。同時發(fā)現(xiàn)450 ms上罐板和下罐板的連接處出現(xiàn)較大應(yīng)力，如圖8(b)，這些部位均為連掛沖擊過程中下罐車結(jié)構(gòu)的薄弱位置。

圖8　罐體等效應(yīng)力云圖

分析罐體最大應(yīng)力隨時間變化情況，如圖9所示，520 ms最大應(yīng)力303.2 MPa，該時刻前后共有60 ms超出了材料的屈服強(qiáng)度295 MPa。聯(lián)系撞擊力的變化可知，520 ms在液體涌動所引起的第2個撞擊力峰值以后，罐內(nèi)液體已充滿罐體前端，晃動到第2個人孔處，如圖10所示。結(jié)合罐體最大壓力變化可以看出，兩者的變化趨勢整體一致，說明罐內(nèi)液體晃動對罐體應(yīng)力變化有直接的貢獻(xiàn)作用，罐體局部應(yīng)力較大是內(nèi)部液體晃動和縱向沖擊力共同作用的結(jié)果。

圖9　罐體最大應(yīng)力變化曲線

圖10　液體晃動

塑性應(yīng)變可以直接反映出罐車在超速連掛過程中的破壞情況，且隨著沖擊過程的進(jìn)行，罐車的塑性應(yīng)變是一個不斷變化的過程。從罐車的速度變化可知，0.8 s沖擊過程基本結(jié)束。查看0.8 s時刻罐車的塑性應(yīng)變，如圖11所示，罐車塑性應(yīng)變最大值出現(xiàn)在撞擊端第2個人孔與上罐板的連接處，最大值為0.006 3。說明載液罐車在8 km/h超速連掛引起了局部的微小變形，但未對車輛整體造成破壞。

圖11　罐車塑性應(yīng)變

3　結(jié)　論

(1)載液罐車8 km/h超速連掛沖擊，引起了撞擊端第2個人孔附近的微小變形，但未對車輛整體造成破壞。沖擊過程中產(chǎn)生最大應(yīng)力303.2 MPa，罐體最大應(yīng)力有60 ms超過了材料的屈服強(qiáng)度。

(2)沖擊過程引起了罐內(nèi)液體的劇烈晃動，沖擊到了罐體頂部人孔，液體晃動對罐體應(yīng)力變化有直接的貢獻(xiàn)作用，罐體局部應(yīng)力較大是液體晃動和縱向沖擊力共同作用的結(jié)果。

(3)罐體人孔與上罐板的連接處以及上、下罐板的連接位置屬于罐體結(jié)構(gòu)的薄弱部位，為進(jìn)一步提高罐車的安全連掛速度，需著重加強(qiáng)這些部位的連接強(qiáng)度。

(4)為減緩載液罐車超速連掛時罐內(nèi)液體的劇烈晃動，有必要在罐體內(nèi)部加裝防波板結(jié)構(gòu)。

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Research on the Impact Process of Heavy Tank Car Over-speed Coupling

LINJianjun1,YAOShuguang1,DENGHao2

(1Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, School of Traffic and Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075 Hunan, China； 2Wuhan Metro Grope Co. Ltd., Wuhan 430030 Hubei, China)

In order to study the impact process of heavy tank car over-speed coupling, the finite model of the heavy tank car was built adopting Lagrangian method and Arbitrary Lagrangian-Euler (ALE) method. The fluid-structure interaction between tank structure and liquid was realized by the constrained algorithm of penalty function. The over-speed coupling process of the heavy tank car was simulated, meanwhile the liquid sloshing and the mechanical response of the tank structure was analyzed during the impact process. The results illustrate that when the over-speed coupling takes place at 8km/h, small deformation occurs near the manhole of the tank car, but its whole structure is not damaged. The impact process causes severe liquid sloshing in the tank and the local large stress of the tank body results from the interaction of liquid sloshing and longitudinal impact. Places near the tank manhole and the junction between the upper and lower tank shells are the weak parts of the tank structure. In order to slow down the severe liquid sloshing in the tank during the impact process, it is necessary to equip the tank car with swash plate in it.

heavy tank car; ALE method; over-speed coupling; liquid sloshing

1008-7842 (2016) 04-0017-05

??)男，碩士研究生(

2016-03-17)

U272.4

Adoi:10.3969/j.issn.1008-7842.2016.04.04

*高鐵聯(lián)合基金資助項目(U1334208)；教育部科學(xué)技術(shù)研究資助項目(113051A)