針對低溫罐箱流固耦合分析的必要性分析

摘""要""低溫罐箱在運輸過程中受各種路況影響易產生罐內介質晃蕩，因晃蕩產生的動載荷是低溫罐箱強度分析的主要載荷之一。為進一步對優化后的低溫罐箱進行安全可靠性分析，考慮介質晃動產生的最大沖擊力，提取產生最大沖擊力時的壁面壓力，采用單向流固耦合法對優化后的低溫罐箱進行結構應力強度分析。流固耦合法計算出的最大應力仍在固定端筒體，與靜力分析平均壓強法的計算結果一致，但內筒體最大應力值增加了18.4%，表明流固耦合法較靜力分析平均壓強法能更準確地預測低溫罐箱的受力狀況。

關鍵詞""低溫罐箱 "流固耦合分析""應力強度 "結構優化" " "DOI：10.20031/j.cnki.0254-6094.202406009

中圖分類號""TQ053.2""""""""""""""""""文獻標志碼 "A""""""""""""""""""文章編號 "0254-6094（2024）06-0000-00

有限元分析方法是輔助設計和研究罐式集裝箱結構強度的重要方法。TIERNAN S和FAHY M采用有限元軟件建立了罐箱模型并對罐體及其支撐結構進行了應力分析，發現罐箱的危險截面位于裙座處，按照應力分類的方法對結構進行應力評定并在此基礎上開發了一套高效且安全的罐式集裝箱設計方法[1]。LIU D M和LIN P Z采用動態模擬的方法利用有限元技術模擬了ISO沖擊試驗，并與實際試驗結果進行對比，優化了罐體薄弱部位，最終獲得了一個可以通過沖擊試驗的模型[2]。

流固耦合法也是計算罐箱結構強度的重要方法。孫麗娜分別采用流固耦合法和平均壓強法對罐箱的結構強度進行了計算，對比得知采用流固耦合法得到的支撐圈與封頭處強度不滿足要求，實際制動過程中介質產生的沖擊壓力更大[3]。商繼東采用CFX法分別對罐箱進行了單向和雙向流固耦合分析，通過分析得知，采用單向和雙向流固耦合計算得到的最大應力點相同，最大應力值差距不大且框架的受力在流固耦合過程中可以忽略[4]。劉雪梅采用CFD軟件分別對不同加速度、介質、容積和裝載度下的罐箱進行了液體晃動模擬，分析了這些參數與最大沖擊力的關系并擬合出了最大沖擊力計算公式，驗證結果表明公式計算值與實際模擬值的誤差在5%以內，為罐箱的設計提供了重要參考意義[5]。劉剛總結了雙向流固耦合中流體對固體的作用規律以及在流固耦合作用下罐箱的宏觀動力學特性，即在減速初始階段，流體晃動對罐箱的作用最大；討論了防波板的數量和間距對罐箱結構強度的影響，分析得知防波板數量越多，越能緩解應力集中效應[6]。岳文駿對20英尺罐箱進行了多目標優化，找到了在受力安全范圍內的最優結構，對比了新型罐箱與原罐箱液體晃動情況，并采用流固耦合法分別對新型罐箱在垂向載荷和縱向載荷作用下進行了結構強度計算，通過分析可知新型罐箱在縱向和垂向作用下都能安全運行，且新型罐箱容積增大11.8%，可為今后罐箱的優化設計提供參考[7]。

近年來，我國對罐式集裝箱結構強度的研究，主要采用平均壓強法和流固耦合法，根據前人的研究，前者在時間上更高效，但得到的結果相對保守，后者時間成本過高，不利于工程實踐應用，但隨著罐箱標準的進一步完善，流固耦合法可以安全地作為罐箱結構強度的計算方法。文中筆者對低溫罐箱的液體晃動進行模擬分析，針對液體晃動產生的沖擊力對低溫罐箱結構穩定性的影響，采用流固耦合分析法，通過結構場和流場的耦合，對低溫罐箱結構穩定性和安全性進行優化并做進一步分析比較。

1 "模型處理與計算方法

1.1""模型的定義

低溫罐箱的基本設計參數見表1。

1.2""有限元模型建立

ANSYS有限元數值模擬軟件分析流程如圖1所示。

1.3""幾何模型

低溫罐箱采用雙層結構，內外筒體間采用真空處理，為真空狀態。左右兩端各4個環氧玻璃鋼置于套筒中形成夾層，研究表明[8～10]，上支撐與中心線呈45°、下支撐與中心線呈30°時為最佳安放角度。為釋放溫差應力，環氧玻璃鋼支撐為一端固定、另一端滑動的方式。為減少計算量，忽略罐體上的管路系統、人孔等結構部件。由于慣性力的不對稱性，采用全模型進行計算。利用ANSYS有限元數值模擬軟件建立三維模型如圖2所示。

1.4""應力強度分析

判斷低溫罐箱結構設計是否滿足強度要求的校核步驟為：根據有限元計算結果，找到最大應力處的危險截面點；對危險截面點進行線性化應力分類處理，線性化路徑如圖3所示。對低溫罐箱整體結構而言，在最大應力點處沿厚度方向做出線性化路徑后即可進行應力分類。

依據JB"4732—1995《鋼制壓力容器——分析設計標準》（2005年確認），壓力容器在運行過程中產生的應力可分為一次應力（包括總體薄膜應力Pm、局部薄膜應力PL、彎曲應力Pb）、二次應力Q和峰值應力F，應力強度選用Tresca當量應力值，各類應力強度需滿足以下條件：

a."一次局部薄膜應力PL≤1.5K[s]tr（其中K為載荷組合系數，[s]tr為低溫罐箱在設計溫度下的許用應力）；

b."一次+二次應力PL+Pb+Q≤3.0K[s]tr。

當最大應力值smaxlt;1.5K[s]tr時，可以免除線性化分析，直接認為強度滿足標準要求。

由于筆者在分析載荷時未考慮風載、地震等偶然載荷的影響，故K取1.0。

內筒體材料為S30408，其在設計溫度下的許用應力[s]tr=137"MPa；外筒體材料為Q345R，其在設計溫度下的許用應力[s]tr=189"MPa；環氧玻璃鋼為塑性材料，其力學性能見表2。

由各工況應力計算可以得到低溫罐箱各結構應力最大點位置和危險截面區域，進而對各部位危險截面進行線性化處理，按照JB"4732—1995標準對結構應力強度予以評定，結果見表3。

2 "流固耦合方法

流固耦合是一種流體與固體相互作用的現象，廣泛出現在各個領域[11～13]。固體結構的力學性能會隨著流體作用力的改變而發生變化，對應的結構形變或運動作用會使得流場的分布和載荷產生改變。為了解決固體力學與流體力學坐標系不匹配的問題，HIRT C W等提出了一種Arbitrary Lagrangian-Eulerian方法，該方法在進行流固耦合計算時可使移動的邊界和耦合面有效結合起來[14，15]。流固耦合法能夠真實有效地模擬與固體之間的交互作用，但在使用過程中會消耗大量的時間用于計算。流固耦合一般可以劃分成單向和雙向流固耦合，在液體晃動模擬中兩種方法均得到了廣泛應用。由于文中研究的罐內流體流動對結構的強度影響很大，而結構的變形很小，對流場的作用可以忽略，故筆者采用單向流固耦合分析方法開展研究。

利用ANSYS Workbench平臺連接傳輸Fluent和Static Structural間的計算數據從而進行流固耦合分析，流程如圖4所示。首先使用Fluent計算流體對罐體內壁的作用力，再將此作用力施加到低溫罐箱內部耦合面上，施加相應的約束及載荷，從而研究低溫罐箱的力學性能。

3 "實際制動過程液體晃動模擬

低溫罐箱在制動過程中，隨著充液率的提高和制動加速度的增大，前封頭所受的沖擊力增大，罐內所承受的壓強增大。由于低溫罐箱在運輸過程中，高速公路規定最低時速不超過60"km/h，為了探索在運輸過程中實際所受載荷的影響，設定充液率為0.9，制動加速度為-9.8"m/s2，初速度為16.66"m/s，制動時間為1.7"s，總時長為3"s，對低溫罐箱的液體晃動情況進行模擬。

圖5所示為前封頭受力隨時間的變化情況。分析可知，在開始制動時，液體加速向前涌動，導致前封頭受到的沖擊力快速增大，并在短時間內前封頭受到的沖擊力達到峰值。由于充液率較大，液體在沖擊前封頭時，受到阻力使得介質向后進行翻轉，對加強圈進行沖擊，使得加強圈處受到的壓強增大。如圖6所示，前封頭在0.24"s時受到最大的沖擊載荷，此時前封頭的底部受到最大沖擊，最大壓強達78"kPa。

4 "流固耦合分析

4.1""防波板幾何模型及網格劃分

低溫罐箱多采用防波板限制液體晃動，根據相關研究，錐形方波板相較于平板形、橢圓形防波板對緩解介質對前封頭的沖擊力更有效。為此本罐箱擬采用錐形防波板，其結構模型如圖7所示。按照《液化氣體汽車罐車安全監察規程》規定：防波板之間、防波板與封頭間液體體積小于7.5"m3，防波板的橫截面積不小于罐體橫截面積的40%，防波板之間間距最大為1"750"mm。按照規定，低溫罐箱設置4塊錐形防波板且間距為1"750"mm。選取solid185單元進行網格劃分，保證在厚度方向上網格層數分布至少3層，選擇映射劃分和自由劃分結合的方式對模型進行網格劃分，網格數量為587"443個。

4.2""邊界條件

為了使模擬和實際達到一致，需要依據實際情況對低溫罐箱施加約束，在罐箱底部4個角件端面下底面處施加Ux=Uy=Uz=0的全約束，在Static Structural中輸入由Fluent計算分析得到的在制動加速度作用液體晃動時產生的壓力，并在罐箱內筒體的內表面及防波板表面施加相應的設計壓力p1=1.3"MPa，在外筒體內表面及內筒體外表面施加設計壓力p2=-0.1"MPa，環氧玻璃鋼與內外容器采用frictional接觸模式，罐箱整體施加豎直向下一倍重力加速度，具體如圖8所示。

4.3""強度分析

對低溫罐箱內筒體內的流體與之進行流固耦合，并對其整體應力強度和總變形云圖進行分析探討。

由圖9可知，流固耦合分析下的內筒體最大應力點出現在固定端支撐下部墊板與筒體連接處，這種現象是由于流體在制動加速度作用下，在撞擊前封頭后產生回流，回流的流體向八點支撐區域加強圈處涌動，導致八點支撐區域加強圈受到了沖擊。前封頭下端在制動加速度的作用下局部壓強增大，使得筒體有向前端位移的趨勢，而固定端支撐對內筒體的變形起到了約束作用，故在內筒體與墊板連接處出現應力集中現象。外筒體最大應力點出現在固定端八點支撐加強圈處，同樣是由于介質的沖擊和固定端約束共同作用，導致外筒體八點支撐加強圈處出現應力集中現象。

由表4可以看出，采用單向流固耦合計算方法對優化后的低溫罐箱進行應力分析，各部位均滿足應力強度要求。流固耦合法計算出的最大應力點仍位于固定端筒體與墊板連接處，與靜力分析平均壓強法計算結果一致，但內筒體最大應力值增加了18.4%。內筒體的加強圈和前封頭由于液體沖擊的影響，應力水平均高于平均壓強法的計算值，表明流固耦合法較靜力分析平均壓強法能更準確地預測低溫罐箱的受力狀況。

5 "結束語

筆者利用Fluent軟件對低溫罐箱實際制動過程進行液體晃動模擬，采用流固耦合法對優化后低溫罐箱的結構強度進行應力計算，并對最大應力點進行了應力分類與校核，結果表明：

a."低溫罐箱在0.9的充液率、-9.8"m/s2的加速度作用下，前封頭在0.24"s時受到的沖擊載荷最大，此時前封頭達到最大壓強78"kPa。

b."流固耦合分析發現，內筒體最大應力點出現在固定端下支撐墊板與筒體連接處，應力強度為307.15"MPa；外筒體最大應力點出現在固定端八點支撐補強圈處，應力強度為253.29"MPa。經過校核，低溫罐箱滿足應力強度要求，流固耦合分析法相比平均壓強法能更準確地模擬實際工程情況的受力情況，因此模擬結果更加準確，更具實際參考意義。

參""考""文""獻

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（收稿日期：2023-12-17，修回日期：2024-11-15）

作者簡介：沈航宇（1998-），碩士研究生，從事化工過程機械方向的研究。

通訊作者：董金善（1964-），教授，從事化工過程機械方向的研究，djs@njtech.edu.cn。

引用本文：沈航宇，董金善，柏凱旋.針對低溫罐箱流固耦合分析的必要性分析[J].化工機械，2024，51（6）：000-000.