基于流固耦合法的運輸罐車不同制動激勵下液體晃動研究

摘要：基于流固耦合法探究了一種運輸車罐內液體沖擊晃動過程，分析了不同時刻不同制動激勵下液體的氣-液兩相分布、防波板側向力Fy、罐體等效應力和總形變大小。結果表明：在液體自身重力與表面張力共同作用下，罐內液體運動呈現周期性衰減變化，最終回歸初始時刻狀態。運輸車制動加速度的改變，不會影響罐內液體不同時刻的氣-液兩相分布圖。在運輸車罐內液面高度、防波板數量結構、裝載危化品介質及轉向離心加速度等因素恒定不變，且對運輸車制動距離要求不高時，適當減小運輸罐車制動加速度，有利于減小液體沖擊晃動對每塊防波板產生的側向力Fy峰值，有利于減小液體沖擊晃動對運輸車罐體前封頭與防波板形成的等效應力峰值。此外，增大運輸罐車制動加速度，液體沖擊晃動對罐體形成的等效應力最大值位置均出現在防波板1的流通孔邊緣，總變形出現峰值時間不會隨著制動加速度的改變而變化。

關鍵詞：流固耦合；運輸車罐體；防波板；不同制動加速度

中圖分類號：U4638" 收稿日期：2024-11-20

DOI：1019999/jcnki1004-0226202502007

1 前言

罐車運輸作業時裝載的流體介質通常在幾噸到幾十噸之間，在罐車急加速、緊急制動剎車、急減速轉彎、換道避障等工況時，罐內流體連續晃動且不斷改變油液重心位置；加上極限工況下的液體慣性作用，液體晃動對罐體產生振動沖擊，嚴重影響罐車的行駛穩定性和運行安全性[1]。尤其是，當液體的晃動頻率接近罐體自身的激勵頻率時，罐體受到的波動沖擊更大，在破壞罐體自身結構的同時，顯著降低了其使用壽命。

目前，研究人員關于運輸車罐體的安全防護成果較多，且從多維度多角度對運輸罐車液體晃動沖擊進行了詳細分析。如平凱等[2]研究了防波板開孔位置與開孔數量對運輸車液體晃動的影響，縮減了罐內晃動液體達到穩定時間。栗健等[3]分析了防波板數量及充裝率對罐體薄弱位置應力的影響規律。鄧康茜等[4]研究了不同充裝率下罐體的各階固有頻率，且發現增大充液量可以降低罐體的固有頻率。張凡等[5]研究結果表明，增大罐體充裝率，使得后封頭受到液體晃動的沖擊力變大，影響了罐體碰撞損傷。此外，馬艷龍等[6]深入分析了不同制動速度引起運輸車側翻可能造成的潛在后果；朱健等[7]發現罐體外加附件可能對防波板局部造成影響，必要時對罐體防波板進行局部加強。王國慶等[8]采用流固耦合法分析了不同形狀防波板在剎車過程中氣-液兩相分布圖，比較了曲面和直面防波板的防晃效果。王曉東等[9]基于流固耦合法探究了罐車制動過程中液體晃動的應力響應，獲得了罐體壁面液體沖擊壓力隨時間變化的影響規律。

基于以上分析，通過傳統手段難以驗證所設計罐體結構的合理性，為了降低成本與縮短研發周期，研究人員均運用有限元方法分析罐內液體運動狀態。因此，本文結合某民用危化品運輸車罐體，利用SOLIDWORKS與Workbench等軟件，基于流固耦合法探究了一種運輸車罐內液體沖擊晃動過程，在罐體內液面高度恒定條件下，分析了不同時刻不同制動激勵下罐內液體的氣-液兩相分布、防波板側向力Fy、罐體等效應力和總形變大小，研究結果對提高危化品運輸罐車緊急制動激勵下的罐體使用壽命具有重要意義。

2 模型建立與參數設置

21 罐體仿真模型建立

運輸車罐體模型由前封頭、筒體、防波板及后封頭四個部分組成，如圖1所示。罐體整體長度為12 000 mm，罐體橫截面直徑為2 200 mm（大于1 800 mm），罐體壁厚為6 mm[10]。厚度為5 mm的8塊防波板均勻安裝罐體內部，防波板之間的通液孔交錯布置，且將罐體分成了容積相等的9個艙室。碳素鋼Q235是罐體的主要材料成分，即表明罐體的屈服強度與抗拉強度分別為235 MPa及375 MPa，泊松比為03，其密度與彈性模量分別為7 850 kg/m3和206 GPa。

22 模型邊界條件設置

將SolidWorks建立的三維模型導入Workbench 2023 R1中，進行網格劃分、設置邊界條件與仿真分析。如圖2所示，運輸車罐體內的流體主要包括空氣與液體介質。設置運輸車罐體中心為坐標原點，平行于地面且為向右的方向是X軸正方向，平行于地面且為罐體前進方向是Y軸正方向，垂直地面且豎直向上的方向是Z軸正方向。設置罐體內液面高度為H=170 m，裝載介質為柴油，其密度為850 kg/m3，黏度為259 mPa·s。運輸罐車制動加速度為a=490 m/s2（05 g）、a=588 m/s2（06 g）、a=687 m/s2（07 g）及a=785 m/s2（08 g），垂直方向沖擊加速度196 m/s2，轉向離心加速度098 m/s2。以總時間2 s對運輸車不同制動加速度的液體晃動沖擊狀況進行分析。

3 運輸罐車不同制動激勵下的液體晃動模擬結果分析

31 不同時刻不同制動激勵下的液體沖擊晃動氣-液兩相圖

圖3為不同時刻不同制動加速度的氣-液兩相分布圖。可以看出，在0025～04 s內，不同制動加速度的罐內液體均沿著防波板朝罐體前封頭方向運動，第一次持續沖擊前封頭；在05～08 s內，液體均朝罐體后封頭方向回流；而在09 s以后，不同制動加速度的罐內液體均再次沿著防波板朝罐體前封頭方向運動，進行第二次持續沖擊，且液體第二次沖擊向上運動高度要低于第一次運動高度。因此，仿真范圍內，不同制動加速度的罐內液體晃動趨勢均為周期性衰減變化，最終罐內液體均處于水平位置。分析認為，在0025 s以內，液體與運輸車罐體之間的速度差值足夠小，兩者仍保持相對靜止；而在0025 s以后，液體由于慣性作用，持續向罐體前封頭方向移動，使得靠近前封頭方向的艙室內液面升高。罐體整體結構為剛性固體，液體沖擊后罐體內壁形成反作用力，且在重力共同作用下，在05 s以后液體朝相反方向移動，使得靠近后封頭方向的艙室內液面升高。持續反復且重復以上這個過程，由于各個艙室內液體相通，最終罐內液體均處于水平位置。

綜上可知，運輸車制動加速度的改變，不會影響罐內液體不同時刻的氣-液兩相分布圖。這是因為液體慣性與速度大小無關（只與液體質量有關），液體由于慣性作用持續運動；運輸車罐內液面高度不變，液體質量不變。因此，當運輸罐車制動加速度從490 m/s2增大到785 m/s2時，罐內液體晃動的氣-液兩相分布圖具有相同的變化趨勢；在液體自身重力與表面張力共同作用下，罐內液體運動高度不斷周期性衰減，最終回歸初始時刻狀態。

32 不同時刻不同制動激勵下液體沖擊晃動形成的側向力

圖4～圖11為不同時刻不同制動加速度液體沖擊晃動對防波板1至防波板8產生的側向力。由圖4可知，當運輸罐車制動加速度恒為一定值時，在0925 s內，罐內液體沖擊對防波板1產生的側向力Fy呈現出先急劇增大，接著減小，最后緩慢上升的變化趨勢。并且在0925 s時，不同制動加速度下液體沖擊對防波板1產生的側向力Fy第一次沖擊均達到峰值。但是，隨著運輸罐車制動加速度的增大，液體沖擊對防波板1產生的側向力Fy峰值逐漸增大；且當運輸罐車制動加速度為490 m/s2、588 m/s2、687 m/s2及785 m/s2時，罐內液體沖擊對防波板1產生的側向力Fy分別為4 29669 N、5 20275 N、6 05042 N及6 90185 N。因此，在運輸車制動初速度不變的情況下，增大制動加速度，雖然可以使罐車在更短的時間內停下來，縮短制動距離，但是運輸車罐內液體沖擊晃動對防波板1產生的側向力Fy顯著增大。

根據圖5～圖11可知，防波板2至防波板8受到罐內液體沖擊晃動形成的側向力Fy數值大小處于“波動”狀態。當運輸罐車制動加速度恒為一定值時，在0825 s內，罐內液體沖擊對防波板2至防波板8產生的側向力Fy也呈現出先急劇增大，接著減小，最后緩慢上升的變化趨勢。并且在0825 s時，不同制動加速度下液體沖擊對防波板2至防波板8產生的側向力Fy第一次沖擊均達到峰值。因此，相對于防波板1，運輸車罐內液體晃動對防波板2至防波板8產生的側向力Fy第一次峰值時間均提前了01 s。

還可以看出，在相同的制動加速度下，罐內液體沖擊對防波板2至防波板8產生的側向力Fy峰值差別較小；且當運輸罐車制動加速度為490 m/s2時，罐內液體沖擊對防波板2至防波板8產生的側向力Fy峰值分別為3 67590 N、3 67070 N、3 67376 N、3 67006 N、3 67376 N、3 68387 N及3 70373 N。因此，在相同的制動加速度下，相對于防波板1，運輸車罐內液體晃動對防波板2至防波板8產生的側向力Fy峰值大小均有所降低。

綜上可知，在制動加速度相同條件下，同一時刻靠近前封頭的防波板1受到罐內液體沖擊晃動形成的側向力Fy數值最大，對防波板2至防波板8產生的側向力Fy峰值均小于防波板1，且側向力Fy差值不明顯。因此，在運輸車罐內液面高度、防波板數量結構、裝載危化品介質及轉向離心加速度等因素恒定不變時，且對運輸車制動距離要求不高時，適當減小運輸罐車制動加速度，有利于減小液體沖擊晃動對每塊防波板產生的側向力Fy峰值。

33 不同時刻不同制動激勵下液體沖擊晃動形成的等效應力

圖12為不同時刻不同制動加速度的等效應力模擬數值變化。可以看出，當運輸罐車制動加速度為490 m/s2時，液體晃動沖擊對罐體產生的等效應力大小呈現周期性變化規律，且波動較小；且在04 s時，罐體受到等效應力最大值為77258 MPa。而當運輸罐車制動加速度分別為588 m/s2、687 m/s2及785 m/s2時，運輸車上液體對罐體產生的等效應力第一次沖擊達到峰值時間均為04 s，等效應力達到二次沖擊峰值時間均為120 s。可見，隨著運輸罐車制動加速度的增大，不會改變罐體等效應力達到峰值時間。

結合圖3的不同時刻不同制動加速度的氣-液兩相分布圖分析可知，在罐內液面高度不變時，增大運輸罐車制動加速度，不會影響罐內液體沿著防波板與前封頭曲面方向移動時間及運動高度，故等效應力達到峰值時間不受影響。但是，制動加速度的增大，影響了液體沖擊晃動對罐體產生的等效應力峰值大小；且當運輸罐車制動加速度從588 m/s2增大到785 m/s2時，罐體受到等效應力峰值由89125 MPa上升到11206 MPa。這個研究結果與趙志國等[11]研究結論一致，即運輸車罐體受到的應力隨著制動加速度的增大呈線性增加。

另外，圖13為t=04 s時運輸罐車制動加速度分別為588 m/s2、687 m/s2及785 m/s2罐體的等效應力云圖，可以看出，盡管制動加速度不同，但液體沖擊晃動對罐體形成的等效應力最大值位置均出現在防波板1的流通孔邊緣。因此，在運輸車罐內液面高度、防波板數量結構、裝載危化品介質及轉向離心加速度等因素恒定不變時，適當減小運輸罐車制動加速度，有利于減小液體沖擊晃動對運輸車罐體前封頭與防波板1形成的等效應力峰值。

34 不同時刻不同制動激勵下液體沖擊晃動形成的總變形

根據圖14與圖15可知，當運輸罐車制動加速度為490 m/s2，液體沖擊對罐體產生的總變形最大值為1330 7 mm。在罐內液面高度不變時，增大運輸罐車制動加速度，液體晃動沖擊對罐體產生的總變形大小并不是線性變化，而是周期性波動狀態。在04～20 s范圍內，罐體受到總變形呈現出兩次峰值，峰值時間不會隨著制動加速度的改變而變化。在09 s時，當運輸罐車制動加速度為588 m/s2、687 m/s2及785 m/s2時，液體沖擊對罐體產生的總變形分別為1317 4 mm、1288 8 mm及1275 5 mm。因此，模擬范圍內，運輸罐車制動加速度的增大，對罐體產生的總變形數值大小差值影響不太明顯。此外，結合前文可知，運輸車罐體（防波板、筒體及封頭）材料均為碳素鋼Q235，其屈服強度（235 MPa）大于液體沖擊晃動對罐體產生的等效應力峰值（11206 MPa）；防波板厚度均為5 mm，而液體沖擊對罐體的總變形最大值為13307 mm，這些結果表明罐體結構強度滿足實際使用要求。

結合上文罐體等效應力云圖與總變形云圖，可以發現防波板與筒體焊接區域應力較大，防波板開孔處變形量較大。因此，為了提高罐體的強度及延長其使用壽命：a.對于罐體易發生失效的焊接區域，應該采用加強材料或改進焊接工藝等措施來提升焊縫的強度和韌性，提高薄弱位置的使用壽命；b.為了保證防波板的強度，在罐體內壁上設置交叉布置的加強圈及筋板，對防浪板開孔處進行局部補強；c.對于罐體的前、后封頭位置，增加一層彈性膜，不僅防止出現較強的水波和飛濺液體，而且減少在剎車激勵作用下對罐內液體沖擊晃動的影響；d.對于駕駛員來說，應該避免裝載少量液體與超速行駛，在非緊急情況下根據罐內液體裝載量進行合理的制動，有效避免罐體損壞；e.為了保障車輛運輸安全，應使罐內液體沖擊晃動頻率遠離車輛固有振動頻率，減小危化品運輸車發生共振的概率。

4 結語

在罐內液面高度不變時，運輸車制動加速度的改變，不會影響罐內液體不同時刻的氣-液兩相分布圖。在液體自身重力與表面張力共同作用下，罐內液體運動高度周期性不斷衰減，最終回歸初始時刻狀態。在運輸車罐內液面高度、防波板數量結構、裝載危化品介質及轉向離心加速度等因素恒定不變，且對運輸車制動距離要求不高時，適當減小運輸罐車制動加速度，有利于減小液體沖擊晃動對每塊防波板產生的側向力Fy峰值，有利于減小液體沖擊晃動對運輸車罐體前封頭與防波板形成的等效應力峰值。此外，在罐內液面高度不變時，增大運輸罐車制動加速度，液體沖擊晃動對罐體形成的等效應力最大值位置均出現在防波板1的流通孔邊緣，總變形出現峰值時間不會隨著制動加速度的改變而變化。

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作者簡介：

張曉軍，男，1977年生，工程師，研究方向為專用車產品技術與市場。