黃 洋 鄧貴德 張興芳

(1. 太原理工大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院；2. 中國特種設(shè)備檢測研究院)

非滿載充液罐車轉(zhuǎn)彎過程瞬時液體沖擊影響分析①

黃 洋1鄧貴德2張興芳1

(1. 太原理工大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院；2. 中國特種設(shè)備檢測研究院)

采用流體計算軟件模擬非滿載充液罐車的轉(zhuǎn)彎過程，監(jiān)測不同充裝率下瞬時液體質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩，并與準(zhǔn)靜態(tài)法(QS)估計值進(jìn)行對比，分析瞬時液體沖擊對罐體載荷參數(shù)的影響。在此基礎(chǔ)上依據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)罐車側(cè)翻模型建立力矩平衡方程，分析瞬時液體沖擊對罐車側(cè)翻閾值的影響。計算結(jié)果表明：非滿載充液罐車在轉(zhuǎn)彎過程中，瞬時液體沖擊會產(chǎn)生附加力和附加力矩，罐內(nèi)液體質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩的QS法估計值小于最大瞬時值而近似等于瞬時平均值；瞬時液體沖擊所產(chǎn)生的附加力矩減小了充液罐車的側(cè)翻閾值，因而降低整車側(cè)傾穩(wěn)定性。

罐車 非滿載 瞬時液體沖擊 準(zhǔn)靜態(tài) 穩(wěn)定性

95%以上的?；飞婕爱惖剡\(yùn)輸問題，其中80%是通過公路運(yùn)輸?shù)腫1]，充液罐車常作為運(yùn)輸工具，雖然運(yùn)輸?；酚兄T多細(xì)致規(guī)定，但安全事故仍屢有發(fā)生。事故統(tǒng)計表明，商業(yè)貨車側(cè)翻致死的事故中31%是由充液罐車引起的，86%的充液罐車側(cè)翻事故會伴隨有毒物質(zhì)的泄漏，進(jìn)而引發(fā)火災(zāi)或者爆炸，給生命財產(chǎn)安全造成巨大損失。充液罐車轉(zhuǎn)彎時，罐內(nèi)液體在慣性力作用下產(chǎn)生晃動進(jìn)而對罐車產(chǎn)生沖擊載荷，使罐車重心發(fā)生偏移，降低車輛側(cè)傾穩(wěn)定性從而極易引發(fā)車輛側(cè)翻。因此，充液罐車轉(zhuǎn)彎過程中液體的晃動研究對保障罐車運(yùn)輸安全極為重要。

我國對罐車內(nèi)液體晃動問題做過諸多研究。劉雪梅對無防波板罐車內(nèi)部液體晃動問題進(jìn)行數(shù)值模擬計算，得出不同加速度、充裝率和充裝介質(zhì)對晃動的影響規(guī)律[2]；陳志偉利用數(shù)值模擬方法研究罐內(nèi)液體介質(zhì)的晃動，求解出4種不同充裝率下的側(cè)翻力矩[3]；劉奎和康寧通過實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，得出防波板面積大于橫截面的40%時，增加防波板面積能顯著改善罐體受力，驗(yàn)證了《液化氣體汽車罐車安全監(jiān)察規(guī)程》第10條第3款中關(guān)于防波擋板有效面積的規(guī)定，而設(shè)置縱向防波板同樣符合法規(guī)[4，5]；萬里平和錢才富比較了不同數(shù)量防波板對罐體受力的影響，得出防波板數(shù)量的增加對降低最大總沖擊力效果不明顯，但能使介質(zhì)晃動變得更平緩，有利于罐車的平穩(wěn)運(yùn)行[6]；李松采用掃描式激光測振儀對不同充裝率下水平圓柱貯箱受橫向激勵作用時箱內(nèi)液體的晃動頻率進(jìn)行了測試[7]。

縱觀國內(nèi)外研究現(xiàn)狀，絕大多數(shù)的以液罐車制動時的液體晃動為主，而對轉(zhuǎn)彎過程瞬時液體沖擊的定量評估鮮有涉及。筆者對圓形截面罐體模型進(jìn)行建模，利用流體計算軟件Fluent模擬不同充裝率下充液罐車轉(zhuǎn)彎過程瞬時液體沖擊，同時依據(jù)罐車準(zhǔn)靜態(tài)側(cè)翻模型建立力矩平衡方程。監(jiān)測罐內(nèi)瞬時液體質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩，并將它代入力矩平衡方程求解側(cè)翻閾值。將考慮瞬時液體沖擊求解的瞬時值與利用準(zhǔn)靜態(tài)法(QS)求解的估計值進(jìn)行對比，重點(diǎn)分析瞬時液體沖擊對非滿載充液罐車轉(zhuǎn)彎過程側(cè)傾穩(wěn)定性的影響。

1 理論計算方法

圓柱罐體忽略罐內(nèi)附加構(gòu)件和封頭，罐體簡化為一個圓柱體。QS法中罐內(nèi)液體在縱向上為等截面，其質(zhì)心位于1/2處，且與罐體截面無關(guān)。忽略車身側(cè)傾角，則罐內(nèi)液體質(zhì)心軌跡為[8]：

(1)

(2)

式中ax——車輛側(cè)向加速度；

g——重力加速度；

x——瞬時液體質(zhì)心x軸坐標(biāo)；

y——瞬時液體質(zhì)心y軸坐標(biāo)；

y0——初始時刻罐內(nèi)液體質(zhì)心y軸坐標(biāo)；

φ——液面傾斜角。

QS法中罐內(nèi)液體對罐體壁面的沖擊力僅考慮慣性力：

Fx=max

(3)

Fy=mg

(4)

式中Fx——罐內(nèi)液體水平?jīng)_擊力；

Fy——罐內(nèi)液體垂直沖擊力；

m——罐內(nèi)液體充裝質(zhì)量。

圖1為充液罐體準(zhǔn)靜態(tài)模型，取圖中罐體底部P點(diǎn)作為側(cè)傾中心，則罐內(nèi)液體側(cè)翻力矩為：

Mz=maxR

(5)

式中R——罐體圓形截面半徑；

Mz——罐內(nèi)液體側(cè)翻力矩。

圖1 充液罐體準(zhǔn)靜態(tài)模型

2 數(shù)值計算

2.1計算模型

筆者采用Volume of Fluid(VOF)多相流計算模型對罐車內(nèi)部氣液兩相非定常流動進(jìn)行模擬?？刂品匠探M包括連續(xù)方程和動量方程：

(6)

(7)

其中，u為速度，p為壓強(qiáng)；由于采用VOF模型，所以對應(yīng)的ρ和μ分別為容積分?jǐn)?shù)的平均密度和分子的運(yùn)動粘度；ui和uj分別表示速度x方向與y方向分量；在非穩(wěn)態(tài)計算中t為時間。

ρ=αwρw+(1-αw)ρ?

(8)

μ=αwμw+(1-αw)μ?

(9)

其中，αw為液體的容積分?jǐn)?shù)；ρw和ρ?分別為兩相流中液體和氣體密度；μw和μ?分別為液體和氣體動力粘性系數(shù)。

充液罐車轉(zhuǎn)彎過程中，罐內(nèi)液體瞬時質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩可通過 Fluent 軟件計算，在 Fluent 軟件中做如下設(shè)置[5]：非穩(wěn)態(tài)計算，標(biāo)準(zhǔn)湍流k-ε模型，VOF 兩相流模型，速度與壓力耦合 PISO 算法，對流項離散格式采用一階迎風(fēng)，壓力離散采用 Body Force Weighted 格式。

2.2計算模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值計算模型的有效性，依據(jù)文獻(xiàn)[7]中的實(shí)驗(yàn)裝置建立數(shù)值模型，求出不同充裝率下的橫向晃動頻率的模擬值并與其實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對比，結(jié)果如圖2所示。

圖2 橫向晃動頻率實(shí)驗(yàn)值與模擬值

由圖2可知，模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合得較好，經(jīng)計算，所有模擬值與實(shí)驗(yàn)值誤差均在7.4%以內(nèi)，因此認(rèn)為筆者建立的數(shù)值計算模型可信。

3 計算結(jié)果分析及討論

3.1瞬時液體沖擊

筆者采用圓形截面罐體模型進(jìn)行建模：罐體半徑R為1.016m，長度為12.5m，充裝介質(zhì)為液態(tài)水，罐體充裝率為0.1～0.9，變化步長為0.1，側(cè)向加速度為0.1g。利用以上建模結(jié)果對罐內(nèi)液體一個振蕩周期內(nèi)的瞬時質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩進(jìn)行監(jiān)測，并與求出的準(zhǔn)靜態(tài)估計值進(jìn)行對比。

圖3為各充裝率下瞬時液體質(zhì)心的x坐標(biāo)最大值、最小值、平均值與QS法估計值的關(guān)系。由圖可知，不同充裝率下瞬時液體質(zhì)心x坐標(biāo)最大值均大于QS法估計值，兩者差值會隨著充裝率的增大而逐漸減小，由此可知瞬時液體沖擊對質(zhì)心水平位移的影響隨著充裝率的增大而逐漸減弱，從圖中還可看出各充裝率下質(zhì)心x坐標(biāo)的瞬時平均值近似等于QS法估計值。圖4為各充裝率下瞬時液體質(zhì)心y坐標(biāo)最大值、最小值、平均值與QS法估計值的關(guān)系，由圖可知，瞬時質(zhì)心y坐標(biāo)的最大值、最小值和平均值近似相等，由此可知瞬時液體沖擊對質(zhì)心垂直偏移的影響非常微弱。

圖3 液體質(zhì)心x坐標(biāo)隨充裝率變化關(guān)系

圖4 液體質(zhì)心y坐標(biāo)隨充裝率變化關(guān)系

圖5為各充裝率下瞬時水平?jīng)_擊力最大值、最小值、平均值與QS法估計值的關(guān)系。從圖中可以看出各充裝率下水平?jīng)_擊力的最大瞬時值大于QS法估計值，與質(zhì)心坐標(biāo)瞬時平均值相同，水平?jīng)_擊力的瞬時平均值也近似等于QS法估計值。定義放大系數(shù)為各充裝率下最大瞬時值與對應(yīng)QS法估計值的比值，各充裝率下水平?jīng)_擊力放大系數(shù)關(guān)系如圖6所示。隨著充裝率的增大瞬時水平?jīng)_擊力放大系數(shù)逐漸減小，說明隨著充裝率的增大瞬時液體橫向沖擊所產(chǎn)生的附加沖擊力相對于QS法估計值逐漸減小，直至逼近于0。由此可知瞬時液體沖擊對液體水平?jīng)_擊力的影響隨著充裝率的增大而逐漸減弱。

圖5 水平?jīng)_擊力隨充裝率變化關(guān)系

圖6 水平?jīng)_擊力放大系數(shù)隨充裝率變化關(guān)系

圖7為各充裝率下瞬時垂直沖擊力的最大值、最小值、平均值與QS法估計值的關(guān)系。與瞬時質(zhì)心y坐標(biāo)相同，瞬時液體垂直沖擊力的最大 值、最小值、平均值與QS法估計值近似相等，由此可知瞬時液體沖擊對垂直沖擊力的影響非常微弱。

圖7 垂直沖擊力隨充裝率變化關(guān)系

圖8為各充裝率下瞬時側(cè)翻力矩的最大值、最小值、平均值與QS法估計值的關(guān)系，液體側(cè)翻力矩的最大瞬時值大于QS法估計值，而瞬時平均值近似等于QS法估計值。圖9為各充裝率與側(cè)翻力矩放大系數(shù)的關(guān)系，側(cè)翻力矩放大系數(shù)隨著充裝率的增大而逐漸減小，說明隨著充裝率的增大瞬時液體沖擊所產(chǎn)生的附加力矩相對于QS法估計值逐漸減小，直至逼近于0，由此可知瞬時液體沖擊對液體側(cè)翻力矩的影響隨著充裝率的增大而逐漸減弱。

圖8 側(cè)翻力矩隨充裝率變化關(guān)系

圖9 側(cè)翻力矩放大系數(shù)隨充裝率變化關(guān)系

綜上所述，相比于QS法瞬時液體沖擊會產(chǎn)生附加力和附加力矩且會增大質(zhì)心偏移，瞬時質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩的瞬時平均值近似等于QS法估計值而瞬時液體沖擊對質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩的影響隨著充裝率的增大而逐漸減弱。由此可知瞬時液體沖擊所產(chǎn)生的附加力矩加大了充液罐車運(yùn)行的不穩(wěn)定性，因此還需探討瞬時液體沖擊對充液罐車側(cè)傾穩(wěn)定性的影響。

3.2瞬時液體沖擊對側(cè)傾穩(wěn)定性的影響

車身和裝載貨物產(chǎn)生的側(cè)翻力矩和防止車身側(cè)翻回正力矩的平衡決定了車輛的側(cè)傾穩(wěn)定性，罐車轉(zhuǎn)彎時當(dāng)內(nèi)側(cè)車輪與地面恰好無接觸時即為罐車側(cè)傾的臨界狀態(tài)[9]。圖10為準(zhǔn)靜態(tài)充液罐車簡化模型。

圖10 準(zhǔn)靜態(tài)充液罐車

忽略車身側(cè)傾角，P點(diǎn)為罐體中心O點(diǎn)在地面上的投影點(diǎn)，對P點(diǎn)取矩建立力矩平衡方程：

(Wshs+Wuhu)ax/g+Ml=WT

(10)

式中hs——充液罐車空載時簧上質(zhì)量重心；

hu——充液罐車空載時簧下質(zhì)量重心；

Ml——罐內(nèi)液體側(cè)翻力矩；

T——半輪距；

W——罐車總重力(包括液體貨物)；

Ws——充液罐車空載時簧上重力；

Wu——充液罐車空載時簧下重力。

車體主要參數(shù)具體如下[9]：

簧上重力Ws120 900N

簧下重力Wu47 596N

簧上質(zhì)量重心hs1.12m

簧下質(zhì)量重心hu0.536m

罐體底部高度 1.1m

罐體長度 12.5m

半輪距T0.813m

罐體半徑R1.016m

罐內(nèi)充裝介質(zhì)為液態(tài)水，充裝率范圍為0～1，其變化步長為0.1。利用Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值模擬求出側(cè)翻力矩Ml并代入式(10)進(jìn)行迭代計算直至ax收斂，同時利用準(zhǔn)靜態(tài)法求出同等密度下的液態(tài)和固態(tài)介質(zhì)的側(cè)翻力矩，并代入式(10)求出側(cè)翻閾值，其結(jié)果如圖11所示。

圖11 側(cè)翻閾值隨充裝率變化關(guān)系

由圖11可知，充裝率為0(罐車空載)和充裝率為1(罐車滿載)時并未產(chǎn)生瞬時液體沖擊，所以三者側(cè)翻閾值相等。充液罐車轉(zhuǎn)彎時QS法求解出的側(cè)翻閾值未考慮瞬時液體沖擊的影響，固態(tài)與液態(tài)介質(zhì)隨著充裝率的增大，側(cè)翻閾值逐漸減小。這是因?yàn)殡S著充裝率的增大，慣性力隨之增大，重心升高，造成罐車側(cè)翻閾值減小。在同等充裝率下，液態(tài)介質(zhì)的側(cè)翻閾值小于固態(tài)介質(zhì)，由此可知同等質(zhì)量的剛性貨物車輛，充液罐車的側(cè)傾穩(wěn)定性更低。這是因?yàn)槌湟汗捃囖D(zhuǎn)彎時液態(tài)介質(zhì)重心偏移引起的，隨著充裝率的增大，固態(tài)介質(zhì)與液態(tài)介質(zhì)的側(cè)翻閾差值逐漸減小，可見充液罐車液態(tài)介質(zhì)重心偏移隨著充裝率的增大而逐漸減小。對于非滿載充液罐車，考慮瞬時液體沖擊求解的側(cè)翻閾值均小于QS法估計值。當(dāng)充裝率小于0.6時，考慮瞬時液體沖擊求解的罐車側(cè)翻閾值隨著充裝率的增大而逐漸減小，充裝率大于0.6時，充液罐車側(cè)翻閾值隨著充裝率的增大而逐漸增大，因此充裝率為0.5～0.6時為充液罐車最危險的工況。

定義瞬時液體沖擊影響因子為相對于QS法求解的側(cè)翻閾值，考慮瞬時液體沖擊側(cè)翻閾值減小量與QS法所求側(cè)翻閾值的比值，圖12為各充裝率下的瞬時液體沖擊影響因子。當(dāng)充裝率小于0.5時，瞬時液體沖擊影響因子隨著充裝率的增加而逐漸增大，最大增至22.61%。當(dāng)充裝率大于0.5時，瞬時液體沖擊影響因子隨著充裝率的增加而逐漸減小，直至逼近于0。這是因?yàn)殡S著充裝率的增大，罐內(nèi)自由空間減小而造成瞬時液體沖擊減弱。充裝率為0.5～0.6時，瞬時液體沖擊影響因子最大即瞬時液體沖擊所產(chǎn)生的附加力矩對充液罐車側(cè)翻閾影響最強(qiáng)，從上文分析中又知充裝率為0.5～0.6時充液罐車側(cè)翻閾值相對最小，由此可知瞬時液體沖擊極大地降低罐車的側(cè)傾穩(wěn)定性。從圖11、12還可看出當(dāng)充裝率大于0.8時，瞬時液體沖擊對罐車側(cè)翻閾的影響極大地減弱，因此充液罐車運(yùn)行更加安全。

圖12 瞬時液體沖擊影響因子隨充裝率變化關(guān)系

4 結(jié)論

4.1非滿載充液罐車轉(zhuǎn)彎過程中瞬時液體沖擊會產(chǎn)生附加力和附加力矩且會增大質(zhì)心偏移，瞬時質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩的瞬時平均值近似等于QS法估計值而瞬時液體沖擊對質(zhì)心坐標(biāo)、沖擊載荷和側(cè)翻力矩的影響會隨著充裝率的增加而逐漸減弱。當(dāng)充裝率較大時，瞬時液體沖擊作用較弱因而QS法可以較好地估計罐內(nèi)液體沖擊的瞬時值。

4.2通過建立力矩平衡方程，求出在瞬時液體沖擊作用下的側(cè)翻閾值，同時利用QS法求出同等密度下液態(tài)和固態(tài)介質(zhì)的側(cè)翻閾值。通過對比可以看出，QS法可以較為準(zhǔn)確地描述罐車穩(wěn)定性的變化趨勢，但是在瞬時液體沖擊作用下，實(shí)際側(cè)翻閾值低于QS估計值，下降幅度最大至22.61%。

4.3充裝率為0.5～0.6時，瞬時液體沖擊所產(chǎn)生的附加側(cè)翻力矩對充液罐車側(cè)翻閾值影響最強(qiáng)而充裝率大于0.8時，瞬時液體沖擊對罐車側(cè)翻閾值的影響極大地減弱，因此在非滿載充液罐車運(yùn)行中，應(yīng)當(dāng)選取合適的充裝率或者添加相應(yīng)防晃裝置以降低瞬時液體沖擊對罐車側(cè)傾穩(wěn)定性的影響。

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AnalysisofInstantLiquidShockEffectofNon-Full-FilledTankinCourseofTurning

HUANG Yang1, DENG Gui-de2, ZHANG Xing-fang1

(1.CollegeofChemistryandChemicalEngineering,TaiyuanUniversityofTechnology;
2.ChinaSpecialEquipmentInspectionandResearchInstitute)

Having fluid calculation software adopted to simulate the turning course of a partially-filled tank, monitoring instant center-of-mass coordinate of differently-filled fluids, shock load and the lateral force and roll torque were implemented, including having the monitored results compared with the estimated value from the quasi-static method and investigating the shock effect of transient liquids on tank’s load parameters. Having the quasi-static tank’s roll model based to create the moment balance equation and to analyze liquid’s instant shock effect on the tank’s rollover threshold show that, the liquid’s instant shock in non-full-filled tank in the course of turning can produce additional force and the; within the tank, the liquid’s center-of-mass coordinate, shock load and the lateral force and roll torque estimated by quasi-static method are smaller than maximum transient values and approximately equal to the transient average values; the additional moment from the liquid’s instant shock reduces the rollover threshold and the tank’s roll stability.

tank, non-full-filled, instant liquid shock, quasi-static, stability

國家公益性行業(yè)(質(zhì)檢)科研專項項目(201010029)；國家重點(diǎn)研發(fā)計劃項目(2016YFC0801903)。

黃洋(1991-)，碩士研究生，從事化工過程機(jī)械方向的研究。

聯(lián)系人鄧貴德(1982-)，高級工程師，從事CAE仿真研究，dengguide@163.com。

TQ053.2

A

0254-6094(2017)05-0558-06

2016-11-17，

2017-09-05)