基于CFD的防波板对移动罐体液体晃动的影响

李凯峰，柯坚，邓斌，吴文海

(西南交通大学机械工程学院，四川成都610031)



基于CFD的防波板对移动罐体液体晃动的影响

李凯峰，柯坚，邓斌，吴文海

(西南交通大学机械工程学院，四川成都610031)

摘要：罐车制动时，罐内液体晃动对车辆行驶稳定性影响较大。利用FLUENT对罐内液体晃动进行数值模拟，提取出罐车行驶方向相应的罐体受力。并比较了不同防波板数量、不同防波板面积、不同防波板安装位置对液体晃动的影响。研究表明：防波板的使用能够对罐内液体晃动进行分流，减小了冲击力峰值，使液体晃动变得更加平稳。该文的研究成果为罐车防波板的设计提供了有效的参考依据。

关键词:移动罐体制动液体晃动防波板流固耦合

0引言

罐式车辆主要装载着液化气体或液体，由于车辆行驶面临不同复杂的工况，给罐车行车安全带来一定危害。如罐车紧急制动、加速、转弯、颠簸路段时，在非满载情况下，罐壁四周会受到液体晃动的冲击力导致紧急制动距离加大、滑移甚至重心变化引起翻车、罐体结构破坏等危害。为提高行车安全，研究罐内液体晃动尤为重要。

自20世纪50年代以来，关于不同形状移动容器的液体晃动得到越来越多的关注[1]。1974年，Olsen H A[2]等人分别研究了圆柱和球形LNG罐的液体受迫振动，并测量了不同充液深度下罐壁受到的压力和冲击力的周期和变化幅值。Singal V[3]利用ANSYS FLUENT 12.0软件给油箱在运动方向上施加9.8 m/s2的加速度，持续时间1.5 s进行瞬态仿真，研究表明防波板的使用能大大降低燃油的晃动。刘刚[4]研究了运油车上的矩形罐体的液体晃荡问题，得出加装防波板能够有效的降低液体晃动频率。陈志伟[5]利用FLUENT软件研究了不同充装量、不同粘度液体介质以及给出了两种不同制动减速度下罐内液体晃动对前后封头的冲击力。刘小民[6]等人采用统一场的欧拉-欧拉多相流模型模拟了液罐车紧急制动和转弯时罐内液体晃动，利用改进的转向离心力施加方式，建立了更精确的罐车运动物理模型，同时分析了刹车速度、转弯半径对罐车运动状态的影响。针对防波板的使用没有统一标准，且文献中也没有对防波板的设计、安装给出合理的依据，本文通过CFD、双向流固耦合分析，模拟不同形式的防波板抑制液体晃动的作用，并给出相应的合理设计依据。

1计算方法及模型

1.1计算方法

液体晃动是指带有自由分界面的液体在有限的空间内发生晃动[7]，其主要研究方法有MAC法、时空有限元法、ALE有限元法和VOF法。VOF法是一种在固定的欧拉网格下通过分段函数进行界面重构的自由界面跟踪方法，该模型通过一套动量方程计算全流场的每一相流体的体积分数来模拟两种或两种以上互不相溶的流体，其控制方程有连续性方程和动量方程。

连续性方程：

(1)

其中，ρ为混合相密度，对于气液两相流可表示为：

ρ=Fρ1+(1-F)ρ2

(2)

其中，F为液体体积分数，ρ1、 ρ2分别为液体、气体密度。

动量方程：

(3)

μ=Fμ1+(1-F)μ2

(4)

其中：μ1、μ2分别为液体、气体的动力粘度系数。

1.2计算模型

图1　椭圆罐几何尺寸

本文研究的是安装在NX70平板车上截面为椭圆的罐体，其几何尺寸如图1所示。通过ICEM对整个罐内流体域进行网格划分，采用结构网格，网格数量大约10万。利用FLUENT软件中的VOF多相流模型(介质为水和空气)，采用非稳态计算，k-ε湍流模型，并设置UDF制动加载等对罐内流体冲击力进行模拟，计算中罐壁设置为无滑移壁面边界条件，不考虑传热问题。

2罐内液体晃动数值模拟

2.1不同充装量的液体晃动模拟

按照铁路车辆的要求，车辆最高行驶速度为v=120 km/h，紧急制动距离s=800 m[8]，平均制动减速度a=v2/2s=0.7 m/s2，仿真时间t=55 s。分别对罐内不同充装量K的液体进行模拟，K取值为0.25、0.50、0.75、0.85、0.90、0.95、1等7种情况。图2、图3分别表示为不同充装量下罐体受液体冲击力随时间变化曲线和罐体前封头受力峰值。

图3　不同K下罐体和前封头受力峰值

图2中t=47 s左右罐体受力出现了突变，并绕0的位置小幅波动，这是由于罐车制动减速完成，罐内液体处于无外在作用力下的自由晃动。结合图2、图3可以看到随着罐内液体充装量K的增大，罐体受到液体冲击力的最大值的时间不断提前，冲击力峰值也在增大；K>0.85，罐内气体空间有限，液体冲击力晃动幅度变小；K=1时由于罐内没有气体，考虑到液体的不可压缩性[9]，液体相当于固体货物，在整个制动过程中罐体受力相当于等质量固体货物的惯性力；K≤0.85时液体冲击力波动很大；K=0.85时罐体前封头受液体冲击力峰值最大、罐体受力也在极短时间内不断变化，这种短时间内变化的较大冲击载荷会对罐体结构有很大的破坏作用，同时车辆制动时易发生点头行驶不利于安全行车，一般应设置防波板。本文研究充装量K=0.85，防波板对罐内液体晃动的影响。

2.2不同数量防波板对流体晃动的影响

2.2.1安装不同数量防波板的CFD分析

按照GB18564.1-2006的要求，相邻两块防波板之间的罐体几何容积不大于7.5 m3，对于该水罐容积应增设5块防波板[10]。

图4　防波板形状及安装位置

防波板将罐内液体等体积分隔开，数量n分别取1、2、3、4和5块进行仿真。图4为防波板形状及安装位置，材料取不锈钢，厚度取8 mm。S1为罐体横截面上部弓形面积，S0为防波板面积，S2为罐体横截面下部弓形面积，防波面积比：

θ=S0/(S1+S2+S0)=40%

图5为1 s时防波板数量n=0和n=1罐内流体气液两相图。可以看出加装了防波板后液体没有一下子冲到前封头上，而是受到了防波板的分流作用被分成了两部分。图6为不同防波板数量下的罐内液体对罐体冲击力随时间变化曲线。

图5　1 s时有无防波板罐内流体气液两相图

由图6、图7得出：前5 s时间内罐体受到液体冲击力就能达到峰值。设置1块防波板和不设防波板相比，罐体和前封头受到冲击力峰值明显下降，下降率达到10%以上，液体冲击力数值的波动范围变小；n≥1时随着防波板数量的增加，罐体受力很快达到稳定，但液体冲击力峰值下降幅度很小。从有效降低罐体受力峰值和节约成本角度，n=1即能满足需求。

图7　不同n下罐体和前封头受力峰值

2.2.2对不同数量防波板的有限元分析

通过利用FLUENT和有限元软件Workbench进行流固耦合分析得出不同数量防波板最大等效应力和变形量如图8和图9所示。随着n的增加，防波板的应力和变形量呈下降趋势，n≥2时流体冲击造成防波板的等效应力和变形量下降趋势变缓；对于n=1时防波板的最大等效应力为83 MPa，小于不锈钢材料在常温条件下的许用应力值114 MPa[11]，变形量达到17.8 mm，对比防波板横向长度，变形量几乎可以忽略，表明使用1块防波板就能满足材料的刚度强度要求。

(a)防波板应力　　　　　　　　(b)防波板变形量图8　不同数量防波板最大等效应力和变形量

图9　安装1块防波板表面最大应力和变形

2.3不同防波板面积的液体晃动模拟

根据要求防波板的有效面积应大于罐体横截面积的40%，因此防波板防波面积比θ取0.4、0.45、0.5、0.55和0.6等5种情况。图10为不同防波面积下的罐内液体对罐体、前封头受液体冲击力峰值。随着防波板面积的增大罐体整体和前封头受液体冲击力峰值均不断下降，但下降幅度较小。当θ=0.6同θ=0.55进行相比，罐体和前封头受力最大值下降幅度分别为1.2%、0.9%，几乎可以忽略，表明θ=0.55对于抑制罐内流体晃动基本上达到了极限，因此选用θ=0.55比较合适。

图10　不同θ下罐体、前封头受力峰值

2.4防波板安装位置的确定

取充装量K=0.85，防波板数量n=1，防波面积比θ=0.55。防波板安装位置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种情况。根据不同的安装位置数值模拟罐内流场。图11为不同防波板安装位置罐体、前封头受到液体冲击力峰值F与不装防波板相应液体冲击力峰值F0的比值，所有的安装位置均有减弱罐内液体冲击力作用；从h=0递增到800 mm防波效果整体趋势变好，h=700 mm或800 mm时，罐体整体和前封头受力峰值达到最小，防波效果最佳，且防波板上部弓形面积小于罐体横截面积的20%符合相应的要求[10]；h>800 mm时防波效果逐渐变差，当防波板安装位置靠近罐体顶部即h=1 000时，防波板对液体晃动的抑制效果最差。原因是由于当h=700 mm或800 mm时，防波板顶部与液体充装量K=0.85时的液面基本持平，罐车制动时防波板的整个端面对自由液面的波动起到很好的抑制作用，因此对于不同条件的罐体，防波板上端面尽量与最大充液量下的液面持平。

图11　不同h下罐体和前封头受力峰值

3结论

通过给罐体加装防波板模拟罐内液体晃动得出如下结论：

1)防波板的使用能够有效地抑制罐内液体晃动，大大降低了液体对罐体冲击力峰值，能够减弱对罐体结构的破坏；

2)随着防波板数量的增加，罐体和前封头受到液体冲击力峰值也不断下降，但下降幅度不明显，且在满足材料的刚度强度要求下，使用1块防波板较为合理；

3)防波板防波面积比θ从40%~60%递增时，防波效果变化不明显，但θ=55%时防波效果较好；

4)不同的防波板安装位置防波效果不一样，对于充装量K=0.85，h=700 mm时防波效果最好。

参考文献

[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

中图分类号：U469.6

文献标识码：A

文章编号：1002-6886(2016)01-0027-05