金 斌，姜永正，戴德志，李梅龍

1湘電重型裝備有限公司 湖南湘潭 411100

2湖南科技大學 湖南湘潭 411201

大 型露天礦山作業(yè)環(huán)境灰塵多，嚴重影響到礦山作業(yè)設備的使用以及工作人員的身體健康，因此，礦山需要配備一種裝載量大、噴灑效果好、工作效率高且行駛穩(wěn)定性好的大型礦山灑水車，以滿足礦山作業(yè)環(huán)境的除塵要求。

大型礦山灑水車主要由水箱總成、水路系統(tǒng)、氣路系統(tǒng)、液壓系統(tǒng)和電氣系統(tǒng)等部分組成，適用于礦山礦場道路灑水噴霧，降塵、消防滅火、輸送工業(yè)用水。灑水車工作時的安全穩(wěn)定性主要取決于水箱的設計，因此筆者將對灑水車水箱的結構運行安全性以及穩(wěn)定性進行分析，研究何種工況條件下對水箱結構的強度及穩(wěn)定性影響最大。

水箱內液體沖擊的主要研究方法有準靜態(tài)方法[1]、流體動力學法[2-3]、等效機械模型法試驗[4-6]和仿真方法[7-8]。液體浪涌與灑水車在轉向、緊急制動等工況下的穩(wěn)定性一方面與車輛整體結構布局、懸架、輪胎、質心位置等自身設計參數(shù)有關外，另一方面也與罐內液體的晃動情況有密切關系[9-10]。目前，防止浪涌現(xiàn)象的方法一般有添加隔板[11]或者防波板[12]，也有研究使用一種彈性膜[13]對液面晃動進行抑制。根據對實際工作環(huán)境的考慮，以及各種方法的可行性分析，判定采取隔板的方法對浪涌現(xiàn)象進行抑制，并開展相關仿真工作。以一款容積為 120 m3電動輪灑水車水箱為研究對象，采用 ANSYS 軟件對該水箱工作時的各種不同工況進行仿真分析?？紤]到其裝載的工作介質是水，在行駛過程中，任何改變車輛運行狀態(tài)的因素都會導致箱體中的水產生浪涌，從而在水箱中產生沖擊，使水箱及其隔板受到沖擊載荷的作用。針對勻速、轉彎、啟停和過坑條件下的 8 種工況，進行水箱結構強度分析，研究不同工況對水箱結構強度的影響。

1 水箱的結構及主要參數(shù)

1.1 水箱設計

選取 SF32601 型灑水車作為搭載車輛，其基礎參數(shù)如表 1 所列。

表1 SF32601 型灑水車基礎參數(shù)Tab.1 Basic parameters of SF32601 sprinkling vehicle

1.2 水箱結構

水箱采用隔板設計，內部設有縱橫隔板，用以減輕浪涌對水箱壁的沖擊，隔板底部有通孔，便于水在水箱中的流動。水箱結構模型如圖 1 所示。

圖1 水箱結構模型Fig.1 Model of tank structure

1.3 材料參數(shù)

水箱板材材料為 Q355，其力學性能如表 2 所列。

表2 Q355 力學性能Tab.2 Mechanical property parameters of Q355

2 水箱流固耦合有限元分析

2.1 水箱典型工況

SF32601 型灑水車主要用于澳洲礦區(qū)，結合澳州重卡行駛規(guī)范手冊《LOADRESTRAINT 2018》，以澳洲礦區(qū)的實際路況進行有限元分析，充分考慮了行駛過程中的常規(guī)勻速、轉彎、剎車等工況，各工況如表 3 所列。

表3 工況計算列表Tab.3 Calculation in various operation modes

在考慮側向離心力作用時，取轉彎行駛速度為30 km/h，轉彎半徑為 12.5 m，由此計算側向加速度為 5.51 m/s2。重力加速度設為 9.8 m/s2。

在工況 8 情況下，同時考慮了轉彎以及制動工況?？紤]側向離心力作用，取轉彎行駛速度為 15km/h，轉彎半徑為 12.5 m，由此計算側向加速度為1.39 m/s2，行駛方向加速度取 -2.1 m/s2。

2.2 水箱流固耦合有限元建模

2.2.1 水箱建模

結合水箱整體尺寸，由于水箱板材主體尺寸遠大于厚度方向尺寸，故在有限元軟件 ANSYS/LS-DYNA中決定采用殼單元 Shell163 對水箱板結構進行離散分析。水箱模型如圖 2 所示。

圖2 水箱模型Fig.2 Tank model

2.2.2 流體建模

水箱主要承受 120 m3水重力載荷，水結構模型設定為實體 ALE 單元，考慮到水箱內流體涉及到水和空氣 2 種流體介質，采用多物質 ALE 算法進行求解，單元算法采用單點 Euler/ALE 多物質單元算法。多物質單元是指這種單元劃分的網格中，允許多種物質的流動，在同一個網格中，可以包含多種材料的物質，因此，求解物質在網格仿真模型中的流體材料包括水和空氣 2 種介質，建模時將二者間處理為共面，劃分網格時 2 種材料間即為共節(jié)點。水和空氣均采用Null 材料模型，采用 Gruneisen 狀態(tài)方程。流體網格劃分如圖 3 所示。

圖3 流體網格劃分Fig.3 Mesh generation of fluid

2.3 各工況下邊界條件

2.3.1 行駛工況約束

在前 6 種工況下水箱約束方式相同，水箱行駛工況約束如圖 4 所示。水箱底部縱梁直接與橡膠墊之間定義接觸，舉升支座處由于安裝有液壓缸支撐，故約束其垂向位移，斗銷孔處與車架之間定義轉動副進行約束，4 個懸架支點進行零位移約束。

圖4 水箱行駛工況約束Fig.4 Constraints of tank in various operation modes

2.3.2 過坑工況約束

第 7 種工況即過坑工況，約束方式與前 6 種工況的區(qū)別在于：釋放前左位置的懸架約束，同時施加垂向 200 mm 位移。過坑位移曲線如圖 5 所示。

圖5 過坑位移曲線Fig.5 Variation curve of displacement in pit-crossing operation mode

3 結果與分析

8 種工況下水箱的計算結果如表 4 所列。由表 4可知，最大應力工況為工況 1，位置在隔板開孔處，工況 1 的安全系數(shù)最小，對水箱沖擊影響最大。

表4 8 種工況下的最大應力及分布Tab.4 Maximum stress and distribution in eight operation modes

不同工況下，水箱內水的最大流速如圖 6 所示。在工況 7 水箱處于過坑工況，水箱內水流速度最大為9 897 mm/s。工況 7 狀態(tài)下的水流形態(tài)及流速分布如圖 7 所示。

圖6 水箱內水的最大流速Fig.6 Maximum flow velocity of water in tank

圖7 水流形態(tài)及流速分布Fig.7 Water flow morphology and velocity distribution

8 種工況下，水箱的整體側向位移最大出現(xiàn)在工況 7，如圖 8 所示。在工況 7 的工作條件下，水箱的側向位移最大為 93.2 mm。工況 7 的水箱側向位移分布如圖 9 所示。

圖8 水箱最大側向位移Fig.8 Maximum lateral displacement of tank

圖9 水箱側向位移分布Fig.9 Lateral displacement distribution of tank

由圖 6 可知，過坑工況水的流速最大，達 9.9 m/s，但是其流速是由于水箱整體向下做剛體位移導致的，因此對結構產生的應力并非最大。此外，在轉彎時水的流速也較大，此時水向側向移動，對縱隔板及側板產生沖擊，從而導致縱隔板與底板的焊縫處出現(xiàn)最大應力。在制動及啟動工況中，水對橫隔板及前后板會產生沖擊，但是由于制動及啟動的加速度小于轉彎加速度，所以制動及啟動工況的應力小于轉彎工況。

8 種工況下，水箱隔板、蓋板以及底板的最大應力如圖 10 所示。隔板上的應力最大出現(xiàn)在工況 1，為275 MPa，也是水箱整體的最大應力；蓋板最大應力出現(xiàn)在工況 7，為 264 MPa；底板的最大應力也出現(xiàn)在工況 7，為 164 MPa。

圖10 水箱最大應力Fig.10 Maximum stress of tank

通過對比各工況對水箱側向位移、流速、應力的影響，發(fā)現(xiàn)轉彎工況和過坑工況對各項參數(shù)影響顯著；對比工況 1 與工況 8，轉彎時制動減速可明顯減小水箱內隔板的應力集中；底板在各工況下，應力相對較小。

4 結語

在 8 種典型行駛工況下，通過灑水車水箱內部浪涌對結構影響的對比分析可知：

（1) 轉彎工況下，水箱內水對箱體的影響尤為明顯，水箱隔板的應力很大，且隨著充液比的提高，水箱內部隔板的應力也隨之增大。

（2) 過坑工況下，水箱的最大側向位移較其他工況下會有明顯增大，且該工況下水箱的最大應力為265 MPa。

（3) 水箱在灑水車做轉向運動時，其最大應力分布在水箱內隔板處，制動、啟動、過坑工況時，其最大應力主要分布在水箱蓋板上。

（4) 為保障灑水車的正常工作，水箱及灑水車設計時，應充分考慮轉向與過坑工況對水箱結構以及車輛穩(wěn)定性的影響，并且車輛轉向時，應適當降低車速。