摘要：探究了一種危化品運輸車罐內(nèi)液體沖擊晃動過程，以流固耦合分析了不同時刻不同液面高度罐內(nèi)液體沖擊晃動的氣-液兩相分布、側向力、罐體封頭與防波板最大主應力和總形變。結果表明：罐內(nèi)液體沖擊晃動過程呈現(xiàn)出周期性變化，包括減速階段與自由晃動階段；在自由晃動階段，罐內(nèi)液體產(chǎn)生的沖擊力明顯減小。在罐體裝載介質、防波板結構、制動加速度以及轉向離心加速度不變時，適當增加罐內(nèi)液面高度，有利于減小罐內(nèi)液體對每塊防波板沖擊晃動形成的側向力Fy峰值，有利于減小罐內(nèi)液體對封頭與防波板形成的最大主應力，有利于推遲總變形達到峰值時間。罐內(nèi)液體沖擊晃動對前封頭、筒體、防波板以及后封頭產(chǎn)生的局部最大強度主要出現(xiàn)在前封頭與筒體的焊接處、防波板流通孔邊緣、后封頭與筒體的焊接處。

關鍵詞：?；愤\輸車；罐體；防波板；不同液面高度；流固耦合

中圖分類號：U463.8 收稿日期：2024-06-15

DOI：10.19999/j.cnki.1004-0226.2024.09.012

1 前言

罐車在運輸強腐蝕性、易燃、易爆、有毒等危險化學品中扮演著重要角色。但罐車在運輸過程中，隨著罐車加速、勻速、減速、轉彎、緊急剎車、顛簸路面等極限工況改變，罐內(nèi)?；芬后w產(chǎn)生連續(xù)晃動與振動沖擊，嚴重影響罐車行駛穩(wěn)定性、制動性與安全性[1]。

根據(jù)《TSG特種設備安全技術規(guī)范》中規(guī)定[2]，液罐車罐體內(nèi)部需安裝防波板，且每塊防波板有效面積應大于液罐車罐體橫截面積的40%。王國慶等[3]對比探究了運輸車罐體不安裝防波板與安裝不同型式防波板的液體防晃效果，發(fā)現(xiàn)曲面防波板的變形值小于直面防波板變形值。王欽等[4]設計優(yōu)化了液罐車防波板結構，分析了防波板上的孔洞設置對液罐車抑波性能的影響。王建業(yè)[5]通過深入分析罐式危險品半掛車車架的結構選擇、受力情況及使用材料，確定了危險品半掛車車架的最佳設計形式。另外，王云鵬等[6]探究了不同充液率對罐體防波板的沖擊晃動影響，得出了緊急制動工況下罐內(nèi)氣液兩相分布圖和流體最大壓力值曲線。鄧康茜等[7]研究了油罐車罐體在空載、充液70%、充液85%以及滿載狀態(tài)下的固有特性，并發(fā)現(xiàn)隨著充液量的增加，罐體的固有頻率降低。房亮[8]利用有限元軟件研究了液罐車在制動工況下液體晃動對罐體結構的影響，并發(fā)現(xiàn)罐體內(nèi)擋板上的最大應力位于受液體沖擊一側。

綜上可知，目前關于對罐車防波板液體晃動問題的研究，大部分集中于二維仿真模型罐體內(nèi)部防波板結構優(yōu)化設計、罐體充裝率、制動激勵及模態(tài)等方面，詳細分析了二維仿真中罐車液體晃動沖擊的作用力和作用力矩。但是，對于三維模型中運輸車罐內(nèi)液體不同液面高度“流固耦合”沖擊晃動過程、形成流體壓力、側向力、罐體封頭與防波板最大主應力和總形變、液體沖擊晃動對罐體產(chǎn)生的局部最大強度等有待進一步深入研究。

2 模型建立與參數(shù)設置

2.1罐體仿真模型建立

借助SOLIDWORKS 2024建立罐體三維模型及約束條件（圖1），運輸車罐體模型主要包括前封頭、筒體、防波板及后封頭4個部分，8塊橫向防波板安裝在筒體內(nèi)部，將罐體整體分為9個容積相等的艙室。運輸車罐體長度為12 000 mm，罐體半徑為1 100 mm，罐體厚度為5 mm，防波板厚度為5 mm。罐體材料均為碳素鋼Q235，其密度為7 850 kg/m3，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為235 MPa，抗拉強度375 MPa。

2.2 模型邊界條件設置

將三維模型導入Workbench 2023 R1中進行網(wǎng)格劃分與仿真分析。根據(jù)運輸車罐體結構生成流體計算域，流體主要包括空氣與液體介質，如圖2所示。坐標原點位于運輸車罐體中心，X軸正方向與地面平行且為運輸車罐體前進方向，Y軸正方向與地面平行且為向右的方向，Z軸正方向與地面垂直且為豎直向上的方向。設置裝載介質為柴油，其密度為850 kg/m3，黏度為2.59 mPa·s。罐體內(nèi)液面高度設置H分別為1.10 m、1.30 m、1.50 m及1.70 m，運輸車罐體制動加速度為7.84 m/s2，垂直方向沖擊加速度19.6 m/s2，轉向離心加速度0.98 m/s2。以總時間2 s對運輸車不同時刻液體晃動沖擊狀況進行分析。

3 運輸車罐內(nèi)液體沖擊晃動仿真結果分析

3.1 不同時刻罐內(nèi)液體沖擊晃動氣-液兩相圖

為了更加清晰看到罐內(nèi)液體不同時刻沖擊晃動的運動狀況，以罐體表面的流體域作為氣液兩相分布圖。根據(jù)圖3結果可以看出，初始時刻罐內(nèi)液體與運輸車具有相同初始速度，二者保持相對靜止，即液體處于水平位置；但運輸車受到激勵（制動加速度）作用后，由于慣性作用罐內(nèi)液體向前封頭方向移動，罐體前封頭液面急速升高，且液體開始沖擊前封頭罐壁；同時，罐體內(nèi)各個艙室右側液面升高，左側液面降低。由于罐體與防波板均為剛性固體，在罐體內(nèi)壁的反作用下，罐內(nèi)液體接著向后封頭方向移動，各個艙室左側液面升高，右側液面降低。持續(xù)反復且重復以上這個過程，在罐內(nèi)液體自身重力（重力場）與表面張力（液體粘度）共同作用下，罐體各個艙室內(nèi)的液體會產(chǎn)生周期性晃動衰減趨勢。此外，由于罐體內(nèi)各個艙室相通，液體可以經(jīng)過防波板在各個艙室之間流動，最終罐體內(nèi)液面高度趨于平穩(wěn)，回歸初始時刻狀態(tài)［9］。

仿真范圍內(nèi)，罐內(nèi)液體在0.1～0.4 s內(nèi)先沿著防波板與前封頭曲面向上運動，第一次持續(xù)沖擊前封頭，在0.4～0.5 s 內(nèi)移動液體對前封頭沖擊完成；在0.5～0.8 s內(nèi)液體在重力作用下向下傾瀉，朝反方向回流，在0.8～0.9 s 內(nèi)移動液體第一次回流結束。罐內(nèi)液體在0.9～1.2 s內(nèi)第二次持續(xù)沖擊前封頭，在1.2～1.3 s 內(nèi)移動液體對前封頭沖擊完成。在1.3～1.6 s內(nèi)液體在重力作用下向下傾瀉，朝反方向回流，在1.6～1.7 s 內(nèi)移動液體第二次回流結束。對比發(fā)現(xiàn)，液體進行第二次沖擊沿著曲面向上運動高度要小于第一次沖擊向上運動高度，表明罐內(nèi)液體對防波板與前封頭的沖擊力減小。

3.2 不同時刻不同液面高度的氣-液兩相分布圖

圖4為不同時刻不同液面高度的罐內(nèi)液體氣-液兩相分布圖?？梢钥闯觯迌?nèi)液體在0.025 s內(nèi)，雖然罐內(nèi)液面高度不同（H分別為1.10 m、1.30 m、1.50 m及1.70 m），但液體基本處于水平位置。這是因為運輸車受到激勵作用后，在非常短時間內(nèi)，運輸車與罐內(nèi)液體產(chǎn)生的速度差值非常小，兩者在很短時間內(nèi)仍保持相對靜止。在0.5 s內(nèi)，罐內(nèi)液體沿著防波板與前封頭曲面方向移動，不同液面高度的移動液體在這段時間內(nèi)持續(xù)沖擊前封頭。這是因為運輸車受到激勵作用后，由于慣性作用罐內(nèi)液體繼續(xù)沿著前封頭方向運動，持續(xù)沖擊前封頭曲面罐壁。在0.5 s以后，由于罐體內(nèi)壁反作用與重力作用共同影響，罐內(nèi)液體朝后封頭方向移動，罐體內(nèi)各個艙室右側液面降低，左側液面升高。持續(xù)反復且重復以上這個過程，最終罐內(nèi)高度不同液體均處于水平位置。

3.3 不同時刻不同液面高度沖擊晃動產(chǎn)生的側向力

圖5為不同時刻不同液面高度沖擊晃動產(chǎn)生的側向力。根據(jù)圖5a可以看出，當罐內(nèi)液面高度H=1.10 m時，在0.95 s內(nèi)，所有防波板受到罐內(nèi)液體沖擊晃動形成的側向力Fy呈現(xiàn)出先增大后減小變化趨勢；每塊防波板受到罐內(nèi)液體沖擊晃動形成的側向力Fy第一次峰值不同，且在0.525 s時防波板3的側向力Fy峰值最大，為15 036.17 N；在0.325 s時防波板8的側向力Fy峰值最小，為9 828.03 N。

根據(jù)圖5b～圖5d可以看出，每塊防波板受到罐內(nèi)液體沖擊晃動形成的側向力Fy數(shù)值大小處于“波動”狀態(tài)，不同時刻不同液面高度沖擊防波板1的側向力Fy峰值最大。隨著罐內(nèi)液面高度的增大，液體沖擊晃動形成的側向力Fy峰值逐漸降低；且當罐內(nèi)液面高度為1.30 m、1.50 m 及1.70 m時，罐內(nèi)液體對防波板1產(chǎn)生的側向力Fy第一次沖擊達到峰值時間分別為0.575 s、0.55 s及0.925 s，對防波板1產(chǎn)生的側向力Fy分別為13 998.11 N、9 307.95 N及6 901.84 N。因此，在罐體裝載介質、防波板結構、制動加速度以及轉向離心加速度不變時，適當增加罐內(nèi)液面高度，即罐內(nèi)液體的量適當增多，有利于減小罐內(nèi)液體對每塊防波板沖擊晃動形成的側向力Fy峰值。

3.4 不同液面高度沖擊封頭與防波板產(chǎn)生的最大主應力

圖6為不同時刻不同液面高度沖擊封頭與防波板最大主應力云圖；圖7為不同時刻不同液面高度最大主應力數(shù)值變化。可以看出，當罐內(nèi)液面高度為1.10 m時，晃動沖擊形成的最大主應力逐漸增大，沒有呈現(xiàn)周期性變化規(guī)律；且在2.0 s時，前封頭與防波板受到主應力最大值為60.18 MPa。結合圖4的氣-液兩相分布圖分析可知，在罐內(nèi)液面高度為1.10 m工況下，罐內(nèi)液體在2.0 s時沿著前封頭曲面運動高度最大，故形成的主應力峰值最大。當罐內(nèi)液面高度設為1.30 m、1.50 m 及1.70 m時，罐內(nèi)液體對封頭與防波板產(chǎn)生的最大主應力第一次沖擊達到峰值時間分別為0.4 s、0.425 s及0.425 s，達到峰值時間差別非常?。蛔畲笾鲬_到二次沖擊峰值時間為1.30 s、1.25 s及1.20 s?？梢姡S著罐內(nèi)液面高度的增大，最大主應力達到二次沖擊峰值時間稍微提前［10］。

當罐內(nèi)液面高度為1.30 m時，封頭與防波板受到主應力（第一次沖擊）最大值為120.18 MPa；并且，罐內(nèi)液體晃動沖擊形成的最大主應力呈現(xiàn)周期性變化，二次沖擊最大主應力峰值較第一次沖擊主應力峰值明顯減小。隨著罐內(nèi)液面高度的增加，封頭與防波板受到最大主應力峰值逐漸減小，在罐內(nèi)液面高度為1.70 m時受到主應力最大值為110.36 MPa。還可以看出，罐內(nèi)液體對封頭與防波板形成的最大主應力位置均出現(xiàn)在防波板1的流通孔邊緣。因此，在罐體裝載介質、防波板結構、制動加速度以及轉向離心加速度不變時，適當增加罐內(nèi)液面高度，有利于減小罐內(nèi)液體對前封頭與防波板形成的最大主應力。

3.5 不同液面高度沖擊封頭與防波板產(chǎn)生的總變形

圖8為不同時刻不同液面高度沖擊封頭與防波板總變形云圖；圖9為不同時刻不同液面高度總變形數(shù)值變化。根據(jù)圖8與圖9可以看出，當罐內(nèi)液面高度為1.10 m時，液體晃動沖擊形成的總變形數(shù)值并不是一直持續(xù)增大，即先增大，隨后減小，最后緩慢增大；在0.525 s時，封頭與防波板受到總變形最大值為0.821 3 mm；在1.075 siRccq7p3kIeNeJgmomLtFQ==時，封頭與防波板受到總變形最小值為0.625 1 mm。還可以看出，當罐內(nèi)液面高度設為1.30 m、1.50 m及1.70 m時，封頭與防波板受到總變形呈現(xiàn)周期性變化，罐內(nèi)液體對封頭與防波板產(chǎn)生的總變形最大值分別為1.227 9 mm、1.186 6 mm及1.275 6 mm。并且，當罐內(nèi)液面高度為1.70 m時，總變形達到第一次峰值時間為0.875 s，明顯推遲。

當罐內(nèi)液面高度較低時，液體晃動對封頭與防波板產(chǎn)生的最大主應力與總變形較小；隨著液面高度從1.30 m增大到1.70 m，對封頭與防波板產(chǎn)生的總變形差值不明顯，罐內(nèi)液體對前封頭與防波板1產(chǎn)生的總變形較大，且總變形最大值位置均出現(xiàn)在防波板1的流通孔邊緣。由于每塊防波板厚度均為5 mm，罐體的前封頭、后封頭、所有防波板及筒體均為碳素鋼Q235，其屈服強度為235 MPa，而液體晃動沖擊對封頭與防波板產(chǎn)生最大主應力為120.18 MPa、總變形為1.275 6 mm，該數(shù)值小于碳素鋼的屈服強度，表明該罐體結構強度滿足實際使用要求。

4 結語

a.罐內(nèi)液體沖擊晃動過程呈現(xiàn)出周期性變化，包括減速階段與自由晃動階段。在受到激勵減速階段，罐內(nèi)液體產(chǎn)生的沖擊力較大，且離前封頭越近的防波板受到?jīng)_擊力峰值越大。在撤銷激勵的自由晃動階段，罐內(nèi)液體產(chǎn)生的沖擊力明顯減小，隨著沖擊時間的延長，罐內(nèi)液體產(chǎn)生的沖擊力不斷衰減。

b.在罐體裝載介質、防波板結構、制動加速度以及轉向離心加速度不變時，適當增加罐內(nèi)液面高度，即罐內(nèi)液體的量適當增多，有利于減小罐內(nèi)液體對每塊防波板沖擊晃動形成的側向力Fy峰值，有利于減小罐內(nèi)液體對封頭與防波板形成的最大主應力，有利于推遲總變形達到峰值時間。

c.罐內(nèi)液體沖擊晃動對前封頭、筒體、防波板以及后封頭產(chǎn)生的局部最大強度主要出現(xiàn)在前封頭與筒體的焊接處、防波板流通孔邊緣、后封頭與筒體的焊接處。因此，對于罐體內(nèi)部設置防波板時，應該考慮避開罐體的各種開口和附件，且在液體沖擊晃動形成的局部最大強度處考慮局部增強焊接。

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