李凱峰，柯堅，鄧斌，吳文海

(西南交通大學(xué)機械工程學(xué)院，四川成都610031)

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基于CFD的防波板對移動罐體液體晃動的影響

李凱峰，柯堅，鄧斌，吳文海

(西南交通大學(xué)機械工程學(xué)院，四川成都610031)

摘要：罐車制動時，罐內(nèi)液體晃動對車輛行駛穩(wěn)定性影響較大。利用FLUENT對罐內(nèi)液體晃動進行數(shù)值模擬，提取出罐車行駛方向相應(yīng)的罐體受力。并比較了不同防波板數(shù)量、不同防波板面積、不同防波板安裝位置對液體晃動的影響。研究表明：防波板的使用能夠?qū)迌?nèi)液體晃動進行分流，減小了沖擊力峰值，使液體晃動變得更加平穩(wěn)。該文的研究成果為罐車防波板的設(shè)計提供了有效的參考依據(jù)。

關(guān)鍵詞:移動罐體制動液體晃動防波板流固耦合

0引言

罐式車輛主要裝載著液化氣體或液體，由于車輛行駛面臨不同復(fù)雜的工況，給罐車行車安全帶來一定危害。如罐車緊急制動、加速、轉(zhuǎn)彎、顛簸路段時，在非滿載情況下，罐壁四周會受到液體晃動的沖擊力導(dǎo)致緊急制動距離加大、滑移甚至重心變化引起翻車、罐體結(jié)構(gòu)破壞等危害。為提高行車安全，研究罐內(nèi)液體晃動尤為重要。

自20世紀50年代以來，關(guān)于不同形狀移動容器的液體晃動得到越來越多的關(guān)注[1]。1974年，Olsen H A[2]等人分別研究了圓柱和球形LNG罐的液體受迫振動，并測量了不同充液深度下罐壁受到的壓力和沖擊力的周期和變化幅值。Singal V[3]利用ANSYS FLUENT 12.0軟件給油箱在運動方向上施加9.8 m/s2的加速度，持續(xù)時間1.5 s進行瞬態(tài)仿真，研究表明防波板的使用能大大降低燃油的晃動。劉剛[4]研究了運油車上的矩形罐體的液體晃蕩問題，得出加裝防波板能夠有效的降低液體晃動頻率。陳志偉[5]利用FLUENT軟件研究了不同充裝量、不同粘度液體介質(zhì)以及給出了兩種不同制動減速度下罐內(nèi)液體晃動對前后封頭的沖擊力。劉小民[6]等人采用統(tǒng)一場的歐拉-歐拉多相流模型模擬了液罐車緊急制動和轉(zhuǎn)彎時罐內(nèi)液體晃動，利用改進的轉(zhuǎn)向離心力施加方式，建立了更精確的罐車運動物理模型，同時分析了剎車速度、轉(zhuǎn)彎半徑對罐車運動狀態(tài)的影響。針對防波板的使用沒有統(tǒng)一標準，且文獻中也沒有對防波板的設(shè)計、安裝給出合理的依據(jù)，本文通過CFD、雙向流固耦合分析，模擬不同形式的防波板抑制液體晃動的作用，并給出相應(yīng)的合理設(shè)計依據(jù)。

1計算方法及模型

1.1計算方法

液體晃動是指帶有自由分界面的液體在有限的空間內(nèi)發(fā)生晃動[7]，其主要研究方法有MAC法、時空有限元法、ALE有限元法和VOF法。VOF法是一種在固定的歐拉網(wǎng)格下通過分段函數(shù)進行界面重構(gòu)的自由界面跟蹤方法，該模型通過一套動量方程計算全流場的每一相流體的體積分數(shù)來模擬兩種或兩種以上互不相溶的流體，其控制方程有連續(xù)性方程和動量方程。

連續(xù)性方程：

(1)

其中，ρ為混合相密度，對于氣液兩相流可表示為：

ρ=Fρ1+(1-F)ρ2

(2)

其中，F(xiàn)為液體體積分數(shù)，ρ1、 ρ2分別為液體、氣體密度。

動量方程：

(3)

μ=Fμ1+(1-F)μ2

(4)

其中：μ1、μ2分別為液體、氣體的動力粘度系數(shù)。

1.2計算模型

圖1　橢圓罐幾何尺寸

本文研究的是安裝在NX70平板車上截面為橢圓的罐體，其幾何尺寸如圖1所示。通過ICEM對整個罐內(nèi)流體域進行網(wǎng)格劃分，采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量大約10萬。利用FLUENT軟件中的VOF多相流模型(介質(zhì)為水和空氣)，采用非穩(wěn)態(tài)計算，k-ε湍流模型，并設(shè)置UDF制動加載等對罐內(nèi)流體沖擊力進行模擬，計算中罐壁設(shè)置為無滑移壁面邊界條件，不考慮傳熱問題。

2罐內(nèi)液體晃動數(shù)值模擬

2.1不同充裝量的液體晃動模擬

按照鐵路車輛的要求，車輛最高行駛速度為v=120 km/h，緊急制動距離s=800 m[8]，平均制動減速度a=v2/2s=0.7 m/s2，仿真時間t=55 s。分別對罐內(nèi)不同充裝量K的液體進行模擬，K取值為0.25、0.50、0.75、0.85、0.90、0.95、1等7種情況。圖2、圖3分別表示為不同充裝量下罐體受液體沖擊力隨時間變化曲線和罐體前封頭受力峰值。

圖3　不同K下罐體和前封頭受力峰值

圖2中t=47 s左右罐體受力出現(xiàn)了突變，并繞0的位置小幅波動，這是由于罐車制動減速完成，罐內(nèi)液體處于無外在作用力下的自由晃動。結(jié)合圖2、圖3可以看到隨著罐內(nèi)液體充裝量K的增大，罐體受到液體沖擊力的最大值的時間不斷提前，沖擊力峰值也在增大；K>0.85，罐內(nèi)氣體空間有限，液體沖擊力晃動幅度變小；K=1時由于罐內(nèi)沒有氣體，考慮到液體的不可壓縮性[9]，液體相當(dāng)于固體貨物，在整個制動過程中罐體受力相當(dāng)于等質(zhì)量固體貨物的慣性力；K≤0.85時液體沖擊力波動很大；K=0.85時罐體前封頭受液體沖擊力峰值最大、罐體受力也在極短時間內(nèi)不斷變化，這種短時間內(nèi)變化的較大沖擊載荷會對罐體結(jié)構(gòu)有很大的破壞作用，同時車輛制動時易發(fā)生點頭行駛不利于安全行車，一般應(yīng)設(shè)置防波板。本文研究充裝量K=0.85，防波板對罐內(nèi)液體晃動的影響。

2.2不同數(shù)量防波板對流體晃動的影響

2.2.1安裝不同數(shù)量防波板的CFD分析

按照GB18564.1-2006的要求，相鄰兩塊防波板之間的罐體幾何容積不大于7.5 m3，對于該水罐容積應(yīng)增設(shè)5塊防波板[10]。

圖4　防波板形狀及安裝位置

防波板將罐內(nèi)液體等體積分隔開，數(shù)量n分別取1、2、3、4和5塊進行仿真。圖4為防波板形狀及安裝位置，材料取不銹鋼，厚度取8 mm。S1為罐體橫截面上部弓形面積，S0為防波板面積，S2為罐體橫截面下部弓形面積，防波面積比：

θ=S0/(S1+S2+S0)=40%

圖5為1 s時防波板數(shù)量n=0和n=1罐內(nèi)流體氣液兩相圖。可以看出加裝了防波板后液體沒有一下子沖到前封頭上，而是受到了防波板的分流作用被分成了兩部分。圖6為不同防波板數(shù)量下的罐內(nèi)液體對罐體沖擊力隨時間變化曲線。

圖5　1 s時有無防波板罐內(nèi)流體氣液兩相圖

由圖6、圖7得出：前5 s時間內(nèi)罐體受到液體沖擊力就能達到峰值。設(shè)置1塊防波板和不設(shè)防波板相比，罐體和前封頭受到?jīng)_擊力峰值明顯下降，下降率達到10%以上，液體沖擊力數(shù)值的波動范圍變?。籲≥1時隨著防波板數(shù)量的增加，罐體受力很快達到穩(wěn)定，但液體沖擊力峰值下降幅度很小。從有效降低罐體受力峰值和節(jié)約成本角度，n=1即能滿足需求。

圖7　不同n下罐體和前封頭受力峰值

2.2.2對不同數(shù)量防波板的有限元分析

通過利用FLUENT和有限元軟件Workbench進行流固耦合分析得出不同數(shù)量防波板最大等效應(yīng)力和變形量如圖8和圖9所示。隨著n的增加，防波板的應(yīng)力和變形量呈下降趨勢，n≥2時流體沖擊造成防波板的等效應(yīng)力和變形量下降趨勢變緩；對于n=1時防波板的最大等效應(yīng)力為83 MPa，小于不銹鋼材料在常溫條件下的許用應(yīng)力值114 MPa[11]，變形量達到17.8 mm，對比防波板橫向長度，變形量幾乎可以忽略，表明使用1塊防波板就能滿足材料的剛度強度要求。

(a)防波板應(yīng)力　　　　　　　　(b)防波板變形量圖8　不同數(shù)量防波板最大等效應(yīng)力和變形量

圖9　安裝1塊防波板表面最大應(yīng)力和變形

2.3不同防波板面積的液體晃動模擬

根據(jù)要求防波板的有效面積應(yīng)大于罐體橫截面積的40%，因此防波板防波面積比θ取0.4、0.45、0.5、0.55和0.6等5種情況。圖10為不同防波面積下的罐內(nèi)液體對罐體、前封頭受液體沖擊力峰值。隨著防波板面積的增大罐體整體和前封頭受液體沖擊力峰值均不斷下降，但下降幅度較小。當(dāng)θ=0.6同θ=0.55進行相比，罐體和前封頭受力最大值下降幅度分別為1.2%、0.9%，幾乎可以忽略，表明θ=0.55對于抑制罐內(nèi)流體晃動基本上達到了極限，因此選用θ=0.55比較合適。

圖10　不同θ下罐體、前封頭受力峰值

2.4防波板安裝位置的確定

取充裝量K=0.85，防波板數(shù)量n=1，防波面積比θ=0.55。防波板安裝位置h取0、100 mm、200 mm、300 mm、400 mm、500 mm、600 mm、700 mm、800 mm、900 mm、1 000 mm等11種情況。根據(jù)不同的安裝位置數(shù)值模擬罐內(nèi)流場。圖11為不同防波板安裝位置罐體、前封頭受到液體沖擊力峰值F與不裝防波板相應(yīng)液體沖擊力峰值F0的比值，所有的安裝位置均有減弱罐內(nèi)液體沖擊力作用；從h=0遞增到800 mm防波效果整體趨勢變好，h=700 mm或800 mm時，罐體整體和前封頭受力峰值達到最小，防波效果最佳，且防波板上部弓形面積小于罐體橫截面積的20%符合相應(yīng)的要求[10]；h>800 mm時防波效果逐漸變差，當(dāng)防波板安裝位置靠近罐體頂部即h=1 000時，防波板對液體晃動的抑制效果最差。原因是由于當(dāng)h=700 mm或800 mm時，防波板頂部與液體充裝量K=0.85時的液面基本持平，罐車制動時防波板的整個端面對自由液面的波動起到很好的抑制作用，因此對于不同條件的罐體，防波板上端面盡量與最大充液量下的液面持平。

圖11　不同h下罐體和前封頭受力峰值

3結(jié)論

通過給罐體加裝防波板模擬罐內(nèi)液體晃動得出如下結(jié)論：

1)防波板的使用能夠有效地抑制罐內(nèi)液體晃動，大大降低了液體對罐體沖擊力峰值，能夠減弱對罐體結(jié)構(gòu)的破壞；

2)隨著防波板數(shù)量的增加，罐體和前封頭受到液體沖擊力峰值也不斷下降，但下降幅度不明顯，且在滿足材料的剛度強度要求下，使用1塊防波板較為合理；

3)防波板防波面積比θ從40%~60%遞增時，防波效果變化不明顯，但θ=55%時防波效果較好；

4)不同的防波板安裝位置防波效果不一樣，對于充裝量K=0.85，h=700 mm時防波效果最好。

參考文獻

[1]Armenio V, La Rocca M. On the analysis of sloshing of water in rectangular containers: numerical study and experimental validation[J]. Ocean Engineering, 1996, 23(8): 705-739.

[2]Olsen H A, Hysing T. A study of dynamic loads caused by liquid sloshing in LNG tanks[J].Fluid Dynamics，1974.

Effect of baffles on the moving-tank’s liquid sloshing based on CFD

LI Kaifeng，KE Jian，DENG Bin，WU Wenhai

Abstract:The liquid sloshing of moving tank has great impact on the vehicle’s safety in braking process. In this paper, the process of liquid sloshing inside the tank is simulated by FLUENT and the force of tank in traveling direction is worked out. The impacts of such parameters as number, effective area, and installation location of the baffles on liquid sloshing are compared. The results show that the application of baffles can effectively shunt the liquid sloshing, and reduce the peak impact force, thus smooth the liquid sloshing. The research would provide some reference for future tanker baffle design.

Keywords:moving tank；braking; liquid sloshing; baffle ; fluid structure interaction

中圖分類號：U469.6

文獻標識碼：A

文章編號：1002-6886(2016)01-0027-05