基于声固耦合算法的LNG储罐的内罐湿模态分析
超大型储液罐流固耦合振动分析
（ 山学院 基础教学部， 北 唐 山 ０３０） 唐 河 ６ ０ ０
摘要： 针对某超 大型储 液罐进 行 了流 固耦合 振 动分 析 。 首先 应用 ＡＮＳ Ｓ建 立 了储 液罐 一 液体 的 Ｙ 流 固耦 合振 动模 型 ， 求得 了前 ２ Ｏ阶振动模 态 ； 接着 分析 了液面 波 动和 储 液 量对 耦 合 固有 频 率 的影 响， 并取 了一个 高 罐模 型进 行 了高 、 低罐 的模 态分析 对 比； 最后 对“ 象足 凸鼓 ” 象进 行 了探 讨 ， 释 现 解
了造 成 “ 足 凸 鼓 ” 象 的 原 因 。 固耦合 作用 ； 态分析 ； Ｓ Ｓ 象足 凸鼓 超 流 模 ＡＮ Ｙ ； 中 图分类号 ： Ｕ３ ２ １ 文献标 识码 ： 文章 编 号 ：６ ２ ４ Ｘ ２ １ ）３—０ ０ Ｔ ５ ． Ａ １ ７ —３ ９ （ ０ １ ０ ０ ５一Ｏ ４
低温下LNG储罐混凝土外罐的静力性能分析
低温下LNG储罐混凝土外罐的静力性能分析翟希梅;高嵩;范峰【摘要】以160 000 m3液化天然气LNG储罐混凝土外罐为研究对象,借助ANSYS有限元,针对LNG低温液体发生泄漏时,在低温作用下的受力与变形性能展开模拟研究,获得了稳态对流换热条件下的温度场及其温度应力分布.采用热-固耦合分析方法,将低温液体作用下的混凝土外罐罐壁处的温度应力与其他静力荷载作用下的内力进行了不同工况下的内力组合,确定了结构的最不利内力包络图,并以此为依据对LNG储罐混凝土外罐罐壁进行了预应力钢筋的配筋计算与布置.研究结果表明:低温液体下产生的温度应力使LNG储罐混凝土外罐发生整体向内收缩变形的趋势;罐内液体压力对结构内力及变形起主导作用;满液位泄露时LNG储罐混凝土外罐的薄弱部位位于距底板约10 m高度处.【期刊名称】《哈尔滨工业大学学报》【年(卷),期】2014(046)004【总页数】6页(P7-12)【关键词】LNG储罐;温度场;泄露;低温;有限元分析【作者】翟希梅;高嵩;范峰【作者单位】哈尔滨工业大学土木工程学院,150090哈尔滨;哈尔滨工业大学土木工程学院,150090哈尔滨;哈尔滨工业大学土木工程学院,150090哈尔滨【正文语种】中文【中图分类】TU378.7液化天然气LNG（liquefied natural gas）储罐一旦发生低温液体泄漏，将带来巨大的财产损失及环境危害，因此，针对内罐发生泄漏情况下，低温液体对LNG 储罐混凝土外罐受力与变形性能的的研究具有实际工程意义.目前，国内、外对于低温下LNG预应力储罐的研究尚处于起步阶段.苏娟等［1］对在泄漏工况下LNG预应力混凝土储罐的温度场进行了瞬态分析，得出了低温作用下，承台、罐顶与罐壁连接区域会产生较大负弯矩和轴力，提出了通过配置预应力钢筋、增大该处截面面积等方法以增大刚度和在结构底部设置热保护角的解决措施，但采用的是二维模型；张云峰等［2］采用附加质量法对内罐泄漏条件下的LNG储罐外罐进行了模态分析；王伟玲［3］将常温荷载作用下50 000 m3预应力混凝土储罐的力学性能和超低温作用下结构的力学性能，在不同工况下进行了比较分析，但其有限元模型将底板和桩全部简化，将混凝土外罐按固定约束进行简化.另外，上述文献中均未考虑环梁和扶壁柱对结构的受力影响.本文以160 000 m3LNG储罐混凝土外罐为研究对象，考虑内罐中低温液体泄漏情况下，LNG液体（-162℃）直接接触混凝土外罐，将对预应力混凝土外罐产生内力及变形的影响，主要研究内容包括:1）LNG混凝土外罐精细化有限元模型的建立；2）获得低温下混凝土外罐的温度场分布；3）确定罐壁厚度方向上随温度变化的材料本构关系，并进行不同工况组合下的结构内力分析；4）罐壁预应力钢筋的布置.1.1 工程概况本文以160 000 m3LNG储罐工程为研究对象，该储罐属于地上式全容罐，要求在-162℃的低温条件下储存LNG液体，并能承受23 000 Pa气压.储罐内直径82 m，外直径83.6 m，壁厚800 mm，内壁高度38.55 m，穹顶半径41 m，矢高10.98 m，穹顶厚度600 mm，底板厚度900 mm，半径44 m，基础为桩基础.环梁截面厚度1.05 m.沿罐壁每隔90°设置扶壁柱，扶壁柱截面尺寸4.4 m ×1.4m，LNG储罐混凝土外罐剖面见图1.储罐结构采用C40混凝土，钢筋布置采用普通钢筋与后张法有粘结预应力钢筋结合的形式.预应力筋采用270级钢绞线，强度1 860 N／mm2，直径15.2 mm，非预应力钢筋采用HRB400级普通钢筋.1.2 混凝土外罐模型的建立由于LNG罐壁混凝土外罐的高度及直径尺寸较大，厚度方向尺寸相对较小（0.8 m），因此本文选用壳单元进行分析，采用shell131作为热分析单元，shell181作为对应的结构分析单元.综合计算速度和精度，选取网格划分大小为竖向61段（每段为0.63 m），环向75段（每段为0.87 m），罐底和罐顶径向60段（每段为0.69 m），采用四边形划分方式.厚度方向上均分为八层.按照桩基础的实际位置，在底部桩位处施加了固定约束.由于静力作用下储罐结构和荷载具有对称性，为减少计算量及运算时间，本文取外罐的1／4进行建模，沿罐壁高度采用对称处理，以消除切向位移，有限元模型见图2.1.3 LNG罐壁厚度为考虑环向非预应力钢筋以及预应力孔道对混凝土储罐受力的影响，本文根据混凝土与钢筋变形协调原则，将实际罐壁截面进行等效换算:换算后的混凝土外罐壁厚为式中:B为换算后的混凝土储罐壁厚；h为混凝土外罐高度；b为换算前混凝土储罐的壁厚，为800 mm；ρ为环向非预应力钢筋配筋率；Es为非预应力钢筋弹性模量，取2.0×105MPa；Ec为混凝土的弹性模量，取3.25×104MPa；n为沿竖向1 m内平均的预应力预留孔洞个数；r为预应力钢筋预留孔洞半径，取100 mm. 由于沿罐壁高度方向，环向非预应力钢筋的配筋率及预应力钢筋的孔道数量不同，大致分为罐壁顶部、罐壁中部和罐壁底部3种情况，换算后的混凝土罐壁厚度见表1.表1结果显示，非预应力钢筋及孔道对LNG罐壁厚度影响很小，折算后的厚度变化范围在1.2%以内，因此，可忽略不计两者的影响，有限元建模时仍取罐壁厚度800 mm.本文中设定直接与储罐内壁接触的液体温度为-162℃，室外空气温度为40℃，忽略混凝土储罐与钢制内罐间保温层作用和由于换热引起的液体温度变化，即液体温度处于稳定状态，恒为-162℃，因此，有限元分析时，外罐内壁的环境温度设置为-162℃，储罐外壁的环境温度设置为40℃.本文边界条件为对流换热，空气对混凝土的对流换热系数取32.55 W／（m2·K）［4］，LNG对混凝土的对流换热系数取150 W／（m2·K）［5］，C40混凝土的导热系数取1.74 W／（m·K）.有限元获得的温度场结果见图3.图3表明，由罐内低温液体引起的结构温度变化，在罐壁、环梁、壁柱及底板厚度方向呈均匀、线性变化规律.但因底板外边缘上、下两面均接触空气，因此在厚度方向上未发生变化.3.1 混凝土的本构关系低温作用下混凝土的应力-应变本构关系将发生变化，本文采用不带下降段的多线性等向强化模型来定义［6-8］，即GB50010《混凝土结构设计规范》［9］建议的公式，上升段为二次抛物线，之后为一水平直线段，有限元计算时，取混凝土轴心抗压强度平均值fcm．3.2 随温度变化的材料参数的确定壳单元层结构示意见图4，本文采用的8层壳单元可提取17个位置的温度值，以壳单元每层中心位置处的温度值来表示整个层的温度.例如: layer 1层的温度值均视为TE2处的温度值.混凝土各项参数指标随温度和相对湿度变化很大，相对湿度50%下混凝土立方体抗压强度标准值和线膨胀系数随温度变化曲线见图5、6［10-12］.将图5、6数据代入文献［9］建议的本构关系表达式中，分别得到罐壁处、环梁及扶壁柱处的混凝土本构关系曲线，见图7，图中各温度点取值位置为壳单元分层后各层中心点处的温度值.3.3 温度应力作用下外罐的有限元分析获得结构温度场后，首先将有限元模型的shell131热单元转化为结构分析单元shell181，并读取热分析结果中的∗.rth文件，以获得单元温度载荷（温度应力）. 温度应力作用下，预应力LNG储罐混凝土外罐的变形图、位移云图和径向位移见图8～10，图中正值表示径向位移向罐外方向，负值为向罐内方向.由图8～10可知，低温液体泄露后，在温度应力作用下，罐壁整体向罐内方向，穹顶向下方向产生位移.由于罐底部底板对罐壁约束作用较强，此处径向位移较小；随着高度的增大，外壁罐壁及扶壁柱处的径向位移随之增大；罐壁处，10～35 m范围内径向位移数值基本相同；扶壁柱处的径向位移始终小于罐壁处位移，并在顶部两者达到各自径向位移的最大值，均为-1.01 mm.总体而言，环梁处位移较大，这是由于环梁沿厚度方向尺寸较罐壁大，其内外壁温差明显，从而产生了较大的变形.而扶壁柱虽然厚度方向尺寸大，所产生的温度应力大，但其刚度大的特性起主导因素，因此变形相对罐壁较小.温度应力作用下，预应力LNG储罐混凝土外罐罐壁的环向应力见图11.罐壁外表面在整个高度方向上均受压，底部压应力较小，中部压应力稳定在-2.30 MPa左右，罐壁顶部压应力最大，为-2.73 MPa.罐壁内表面应力曲线变化趋势与外表面相近，但环向应力除在罐顶部为压应力外，其他位置皆为受拉状态.罐顶最大压应力值为-0.52 MPa，最大拉应力出现在距罐底0.96 m处，为1.21 MPa.3.4 荷载组合作用下外罐的有限元分析顶部压力:在穹顶处存在均布竖向荷载，荷载值为1 200 N／m2；罐内气压:在罐内存在作用于罐壁（包括穹顶和罐壁），气压均匀，设计值为23000 Pa；罐内液压:液体密度ρ=480 kg／m3，满液泄漏液位为33.4 m.本文考虑了5种典型荷载工况的组合:工况1:重力作用工况2:重力+顶部荷载工况3:重力+顶部荷载+液压（满液状态）工况4:重力+顶部荷载+液压（满液状态）+气压工况5:重力+顶部荷载+液压（满液状态）+气压+温度应力各工况下罐壁的径向位移和罐壁内外两侧（外壁及内壁）的环向应力见图12，由于罐壁内外两侧的径向位移相等，因此图12中给出的各工况下径向位移皆为罐壁外侧处（外壁）结果.由图12（a）、（b）、（c）、（d）可知，工况1、2的径向位移与内外壁环向应力基本相同.作用于穹顶部的均布荷载相对结构自重很小，使径向位移及环向拉应力增大，最大径向位移及罐顶最大拉应力的增量仅占自重与顶部荷载共同作用下（即工况2）效应的6.7%（径向位移）及6.8%（环向拉应力）.因此，顶部荷载对罐壁的变形和径向位移的影响并不大.由于液压的存在，工况3的径向位移与环向应力曲线形状，与工况2发生了明显改变.由图12（e）可知，高度30 m以下的径向位移曲线与仅在液压作用时结果基本相同，说明变形主要由液压导致；33.4 m到罐顶处（38.55 m）由于不存在液体，因此径向位移逐渐增大，变形主要由穹顶的自重和顶部荷载控制.图12（f）中内、外壁环向应力变化趋势与图12（e）位移具有相似的结论.由图12（g）可知，与工况3相比，工况4由于罐内气压的存在，罐壁顶部附近（30 m）径向位移不再随高度增加而逐渐增大，而是一直均匀减小，这是由于罐内气压也同时作用于穹顶内壁，使穹顶产生向上位移，导致与其连接的罐壁顶部径向位移向内回缩所致.图12（h）显示，内、外壁应力变化趋势为沿储罐高度方向，先增大后减小，罐壁基本处于受拉状态.与工况3相比，外壁最大拉应力增大19%，内壁最大拉应力增大21%.由此可见，由于气压的存在导致罐壁径向位移与环向应力曲线形状及数值发生较大变化，气压对LNG储罐的作用不可忽略.由图12（i）可知，与工况4相比，考虑温度应力影响后，位移变化趋势基本没变，但整体发生了内缩，最大径向位移减小了2.77 mm，这是由于泄露的低温液体接触LNG储罐混凝土外罐，致使混凝土储罐内外壁温差极大，产生的温度应力，导致了外罐壁的整体内缩.由图12（j）可知，储罐外壁底部2 m范围内受压，然后转变为随高度增长而逐渐增加的拉应力，在8.7 m处达到最大环向拉应力（4.03 MPa），之后拉应力逐渐减小；内壁应力分布曲线形状与外壁类似，在10.6 m处出现最大拉应力7.08 MPa；与工况4相比，温度应力导致了外壁最大环向拉应力减小和内壁拉应力的增大.通过对上述5种工况下的LNG结构内力与位移对比可看出，液压相对于其他4种作用（自重、顶部压力、气压、温度），对径向位移与环向应力的曲线形状起主导作用；满液位泄露情况下，最大拉应力发生在10 m左右位置处；温度应力的存在导致外壁环向拉应力减小而内壁拉应力增大.设计中通过预应力钢筋的配置来避免罐壁内出现拉应力.文中LNG储罐设置有4个扶壁柱，供预应力筋后张锚固用.采用180℃两端张拉方式，相互在扶壁柱上交叉搭接，张拉端上下错开，有利于罐壁均匀受力.由于混凝土收缩徐变产生的预应力损失σl5与预应力钢筋和非预应力钢筋的配筋率有关，因此本文采用了对单位高度上预应力钢筋配筋量试算的方法:泄露液体作用下的LNG储罐混凝土外罐罐壁可简化为预应力（后张法施工）混凝土轴心受拉构件.首先假定预应力钢筋竖向间距为s，并计算σl5，由此，完成所有预应力损失后，单位高度范围内外罐罐壁的混凝土有效预压应力σpc为式中:σcon为张拉控制应力，取预应力钢筋极限强度标准值的75%，为1 395 MPa；σl为除σl5外的总的预应力损失值；σmax为每浇筑段的最大环向应力；Ap为单位高度范围内预应力钢筋面积；As为单位高度范围内非预应力钢筋面积；An单位高度范围内混凝土净截面面积．通过判断σmax与σpc的大小关系来确定预应力钢筋布置是否合适，若满足σpc≥σmax，即说明假定的预应力钢筋间距s合理，不然，则需重新假定预应力钢筋间距s．根据本文获得的不同工况下LNG混凝土外罐有限元的计算结果，可得5种工况下的内、外壁环向应力图，见图13.罐底至33 m左右，工况4在罐底至12 m高度范围内的外壁环向拉应力和工况5在12 m至33 m高度范围内的内壁环向拉应力较其他情况大，曲线各点是计算预应力钢筋的控制点，内力包络曲线在约10 m高度处达到环向拉应力最大值；33 m至罐顶位置，工况3内壁（标高33.7～36.6 m）和工况2外壁（36.6～38.55 m）处的环向拉应力曲线为包络图.根据图13提供的环向拉应力包络图各点拉应力值，计算出的各浇筑施工段的预应力钢筋用量及布置见表2.由表2可知，由于第三、第四浇筑段单位高度上罐壁的环向拉力最大，因此配筋量最大.随高度的上升，预应力配筋量随环向拉力的减小而减少，直到第十、十一浇筑段，环向拉力又有增大的趋势，从而导致预应力配筋量亦随之提高.1）建立了160 000 m3LNG储罐混凝土外罐的精细化有限元模型，通过合理的单元选择及划分、边界条件设置与材料本构关系选取，可实现LNG结构在低温作用下的热-固耦合分析.2）由内罐低温LNG液体泄露引起的混凝土外罐结构的温度场变化，在混凝土罐壁、环梁、壁柱及底板厚度方向呈均匀、线性变化规律，且温度应力使混凝土外罐整体产生向内收缩变形的趋势.3）作用于穹顶位置处的顶部荷载对结构的变形及罐壁环向应力影响很小，可忽略不计；液压相对于其他4种作用（自重、顶部荷载、气压、温度）对LNG外罐的内力及变形起主导作用.4）满液位泄露情况下，最大拉应力发生在10 m左右位置处；温度应力的存在导致LNG混凝土罐壁外表面环向拉应力减小，而内表面的环向拉应力增大.【相关文献】［1］苏娟，周美珍，魏会东.泄漏工况下大型LNG预应力混凝土储罐低温分析［J］.低温工程，2010，4:47-52.［2］张云峰，张彬，岳文彤.内罐泄漏条件下LNG混凝土储罐预应力外墙模态分析［J］.大庆石油学院学报，2008，32（6）:86-89.［3］王伟玲.大型LNG预应力储罐静力荷载下受力性能研究［D］.大庆:大庆石油学院，2009:4-6. ［4］刘文燕，黄鼎业，华毅杰.混凝土表面对流换热系数测试方法探讨［J］.四川建筑科学研究，2004，34（4）:87-89.［5］严平，曹伟武，钱尚源，等.新型LNG加热气化装置的结构设计及试验研究［J］.天然气工业，2011，31（6）:98-102.［6］江见鲸.钢筋混凝土结构非线性有限元分析［M］.西安:陕西科学技术出版社，1998:122-135. ［7］吕西林，金国芳.钢筋混凝土结构非线性有限元理论与应用［M］.上海:同济大学出版社，1997:149-156.［8］李围，叶裕明，刘春山，等.ANSYS土木工程应用实例［M］.2版.北京:中国水利水电出版社，2007:88-99.［9］GB50010混凝土结构设计规范［S］.北京:中华人民共和国住房和城乡建设部，2002. ［10］JEON S J，PARK E S.Toward a design of larger aboveground LNG tank［J］.LNG Journal，2005，15（12）:44.［11］EVERT M.LNG storage enclosed in prestressed concrete safety walls［J］.The Oil and Gas Journal，1979，5:117-120.［12］BEBERLY L.LNG storage tanks:concrete in an ultracold environment［J］.Concrete Construction，1983，28（6）:465-466.。
基于流固耦合的液罐车液体冲击力分析
第29卷第4期江苏理工学院学报JOURNAL OF JIANGSU UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Vo l.29，No.4 Aug.，20232023年8月晃动是一种由物体内部运动引起的自由表面现象[1]，非满载罐体中液体的晃动，会对罐体内壁产生较强的冲击力，因此，液罐车在转弯时的剧烈晃动易导致其侧翻[2]。
国内外有不少专家针对这一问题进行了相关研究。
王为等人[3]针对容器中的小幅晃动做了研究，认为此类运动属于自由表面线性运动；并基于此探讨了晃动阻尼与运动黏性系数、特征尺寸的关系；研究结果表明容器内阻尼并未对容器的整体晃动阻尼起突出作用。
贾心红等人[4]分析了液体晃动对侧翻稳定性的影响,为半挂式液罐车侧翻稳定性的研究提供了一定的理论基础。
吴文军等人[5]以球形贮箱内的液体晃动为例，进行了大量实验，并对比分析了实验结果与仿真结果。
Papas-pyrou等人[6]构建了水平圆柱形罐体的数学模型，研究在纵向外部激励下，充液比为50%时罐内液体的晃动效应。
Tetsuya等人[7]将圆柱形罐体中的液体等效为理想状态的液体，分析了弹性浮体对垂直激励的阻尼作用。
Ren等人[8]研究了弹性覆盖层的固有振型和主应变分布。
Han等人[9]基于半解析法，研究了部分填充水平圆柱形罐体的线性液体晃动的频率和振型。
Zhong等人[10]运用多频激励下圆柱形罐体中液体晃动模型的非线性控制方程，得到可能引起共振的频率组合。
Chiba等人[11]分析了液体晃动对罐体所受冲击力的影响，得到了耦合系统的频率方程。
Miao等人[12]利用激光衍射仪测量了碰撞瞬间激发的晃荡波参数，并在相同激发条件下得到了不同深度晃动波的衍射图谱。
曹占雪等人[13]基于流体子域法，研究了2个不同半径的环形刚性隔板对流体晃动频率及模态的影响。
王伟军等人[14]运用数值模拟，分析药箱防波板基于流固耦合的液罐车液体冲击力分析魏书萌，李波，贝绍轶，周丹，周鑫烨，顾甜莉（江苏理工学院汽车与交通工程学院，江苏常州213001）摘要：利用Fluent流体计算软件仿真设置液罐受到的加速度以及罐体内的充液比，分析液体冲击对罐内载荷变化的影响。
充液容器流固耦合模态仿真分析研究
充液容器流固耦合模态仿真分析研究
薛杰;何尚龙;杜大华;李锋
【期刊名称】《火箭推进》
【年(卷),期】2015(041)001
【摘要】主要介绍目前容器类流固耦合模态分析最常用的两种计算方法:声固耦合法及虚拟质量法.从理论上分别对这两种方法进行分析,并指出它们之间的联系与区别:虚拟质量法采用了声固耦合法在不可压缩流体情况下的形式,并有所改进,即流体的作用完全由虚拟质量阵来体现,而流体的虚拟质量阵则通过具有解析解性质的边界元法获得.最后,通过开口方槽干状态、湿状态的无阻尼模态仿真分析研究,揭示出流体对结构模态特性影响的变化规律,同时指出了两种方法(虚拟质量法、声固耦合法)对结构湿模态计算结果有规律性的差异:随着振动频率的升高,不仅容器内流体对结构模态特性的影响在减小,分析湿模态的两种方法所得到的计算结果之间的差别也在逐渐减小.
【总页数】8页(P90-97)
【作者】薛杰;何尚龙;杜大华;李锋
【作者单位】西安航天动力研究所,陕西西安710100;西安航天动力研究所,陕西西安710100;西安航天动力研究所,陕西西安710100;西安航天动力研究所,陕西西安710100
【正文语种】中文
【中图分类】V434-34
【相关文献】
1.基于ANSYS的含液容器流固耦合模态分析 [J], 王华;曹刚
2.基于多物理场的管道强度与模态分析（一）充液异径管的流固耦合分析 [J], 张杰
3.固着液滴的流固耦合模态仿真分析 [J], 石广丰; 霍明杰; 王子涛
4.基于仿真体系模态下的流固耦合场泵站出水塔动力响应特征分析研究 [J], 曹洋;王逸;邵雨辰
5.充液弹性管束流固耦合系统模态分析 [J], 郑继周;程林;杜文静
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基于流固耦合的过滤器罐体强度分析
基于流固耦合的过滤器罐体强度分析作者：别磊王华泽来源：《机电信息》2021年第28期摘要：为保证空气过滤器罐体在高压工况下工作的可靠性，基于ANSYS Workbench有限元分析软件进行单向流固耦合分析，计算出其在峰值压力下的应力与形变量。
仿真结果表明，在35 MPa瞬时工作压力下，罐体入口连接处产生最大的应力值为199.05 MPa，小于材料的屈服强度，满足设计要求;罐体上部盖板处最大变形量不超过0.5 mm，满足O型密封圈使用要求。
以上方法缩短了过滤器罐体设计周期，并且提供了有效的验证方法，为相关产品的设计提供了参考。
关键词：过滤器;强度分析;流固耦合0 引言随着“中国制造2025”战略规划的深入开展，现代工业生产过程中对空气质量的要求越来越高，特别是在医疗、化工、航空航天、精密机械等行业，为了保证所使用压缩空气的温湿度、洁净度等指标，需要使用空气过滤器将压缩空气进行多级过滤[1]。
一般初级过滤器所承受的壓力均较大，而过滤器罐体是过滤器的承压主体，因此对过滤器罐体的强度进行分析和验证尤为重要。
本文对某型高压空气过滤器罐体进行了建模，使用有限元分析软件对其进行了峰值压力下的流固耦合分析，并通过分析结果来验证了设计的合理性。
1 过滤器结构组成与设计需求高压空气过滤器主要由上端盖、罐体、滤芯及其附属配件组成。
滤芯安装在上端盖内部，端盖与罐体通过螺纹密封连接。
压缩空气由入口进入承压罐体内部，在透过滤芯输出时，其中杂质成分被滤网阻挡，达到过滤的目的[2]。
其结构示意图如图1所示。
罐体长度约为255 mm，内外径分别为213 mm、219 mm，入口与出口内径尺寸分别为25 mm与80 mm，为便于仿真分析，其余尺寸细节做适当处理。
罐体设计压力为25 MPa，在此工作压力下罐体强度应满足要求，且罐体与上端盖连接处最大位移量应小于选用的O型密封圈截面直径公差（0.7 mm）。
罐体采用铸造件，材质为1Cr18Ni9Ti，材料屈服强度为205 MPa，抗拉强度为520 MPa，弹性模量为206 GPa，泊松比约为0.29，密度为7.85 g/cm3，工作温度为-40～60 ℃。
基于流固耦合原理的罐车模态分析
图 １ 罐 车 几何 模 型 示意 图
１ ２ 有 限 元 建 模 ．
为了更加 真实 地模 拟罐 车 流 固耦 合 模 态 问 题 ， 本
文采用 板壳 和实体 单元 混合 建模 的方法 对车体 进行 离
散 ， 中壳单 元 为 Ｓ Ｌ ６ ， 体单 元 为 Ｓ Ｉ ４ ， 其 ＨＥ Ｌ ３ 实 ＯＬ Ｄ ５ 流体单元 为 Ｆ ＵＩ ０ Ｌ Ｄ ０单 元 由 ８个 节 点 组 Ｌ Ｄ３ 。Ｆ ＵＩ ３
于 Ｍｏａ ｄＯｈ ｙ ｎ在 １ ９ ｒｎ — ａ ｏ ９ ５年提 出 的流 固耦 合结 构 模
态方法—— 新 型 对称 形 式 耦 合 算 法 ， ＡＮＳ 对 Ｙｓ软 件 进行 了二次 开发 ， 讨 了液 面高度 、 探 液体 密度 以及罐 体
壁 厚对模 态频 率 的影 响趋 势 。
１ 罐 车 流 固 耦 合 模 型
２ ２ 液 体 密 度 的 影 响 ．
图 ４为 液体 密度对模 态频 率 的影 响 。
（ ）车体 的模态 频率 随着罐 体 中液体 密 度 的增 加 ２
而减 小 。
（ ）随着 罐体 壁 厚 的增 加 ， ３ 车体 的模 态 频 率逐 渐
增大。
参考文献 ：
［ ］ Ｅ ｍａ ｚ ｄ ｈ Ｍ ， ａ ｉ Ａ Ａ， ｏ ｓＭ ， ｔａ． ｈ ｅ － ｉ ｎ ｉｎ ｌ １ ｓ ｉ ａ ｅ Ｌ ｋｓ Ｔｈ ｍａ ｅ １ Ｔ ｒ ｅｄｍｅ ｓｏ ａ ｌ
用 的 前 提 下 ， 讨 了液 面 高 度 、 探 液体 密度 及 罐 体 壁 厚 对 车体 模 态频 率 的影 响 趋 势 。
关 键 词 ： 车 ； 固耦 合 ； 态 分 析 罐 流 模
中 图分 类号 ： ７ ． Ｕ２ ２ ４
219515986_基于Workbench_的油罐车罐体的模态分析
ｔａｎｋｅｒ ｉｎ ｔｈｅ ｓｔａｔｅ ｏｆ ｎｏ － ｌｏａｄꎬ７０％ ꎬ８５％ ａｎｄ １００％ ｆｉｌｌｉｎｇ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ. Ａｍｏｎｇ ｔｈｅｍꎬｔｈｅ ｍｏｄａｌ ｍｏｄｕｌｅ
中将流体区域设置为 Ａｃｏｕｓｔｉｃｓ Ｒｅｇｉｏｎꎬ并设置
罐体内流体域的表面为自由液面ꎻ再其次ꎬ将罐
体结构设置为 Ｐｈｙｓｉｃｓ Ｒｅｇｉｏｎꎬ以便自动生成流
固耦合面ꎬ由于罐体固定在车体上ꎬ因此需要在
２ 模型的建立与分析
罐体底座加上一个固定约束ꎻ最后ꎬ考虑重力对
采用 Ｗｏｒｋｂｅｎｃｈ 中的 Ｓｐａｃｅｃｌａｉｍ 模块建立
固定约束ꎬ给系统设置重力加速度. 得到的空载
罐体的固有频率见表 １.
表 １ 不同充液状态的罐体的前 ６ 阶固有频率
Ｔａｂｌｅ １ Ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ ６ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ ｏｆ ｔａｎｋｓ
ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｉｑｕｉｄ － ｆｉｌｌｅｄ ｓｔａｔｅｓ
阻尼对湿模态状态系统的影响很小ꎬ几乎可
é ｍｓ
ω２ êê
Ｔ
ë － ρ０ Ｋｃ
固有频率 / Ｈｚ
空载
在分析充液罐体时ꎬ将油体视为一种声学介
１ ２ 声固耦合方程
{
阶次
６
统对应的特征向量.
é Ｋｓ
êê
ë０
５７
邓康茜ꎬ等:基于 Ｗｏｒｋｂｅｎｃｈ 的油罐车罐体的模态分析
}
声场刚度ꎻＣ ｓ 是结构阻尼矩阵ꎻＣ ａ 是声场阻尼
基于流固耦合理论的立式储液罐抗震数值分析
，
。 。
—ｌ ｌ Ｉ ｌ ０｝
一
式 中 ： ． 分别 为 固体 质 量 矩 阵 和 固体 刚 度矩 ＭｓＫｓ ，
阵； Ｑ为 流 固耦 合 矩 阵 ； ＭｈＫｔ 分别 为 流体质 量矩
阵和流体 刚度 矩阵 ； ｎ为 固体 节 点位 移 向量 ， Ｐ ｍ；
表 １ 材料 基本 参数
计算 静水 压力下 的流 固界 面 和 加 速度 影 响 （ 比如
晃 动 问题 ） 及温 度 影 响 ； 基 采 用 ｓｌ ４ 以 地 ｏｉ ５单 元 ｄ
模 拟 ， 单 元 能描 述塑 性 、 变 、 此 蠕 膨胀 、 力 刚 化 、 应 大 变形和 大应变 等特性 ， 合于作 三维 分析 。 适
径 ３７ ， 柱体 为 ． ｍ 圆 厚度为 ０９ 。 ． ｍ 罐体材料为
钢制 采用 双线性 强 化模型 以考 虑钢 材 的非 线性 ； 罐 内贮 水 设 置 材料 参 数 以考 虑 水 的压 缩 性 和黏 滞性 ； 置 弹性 模 量 以考 虑基 础 柔 性 设 具 体 的材 料参数 如表 １ 所示
图 ２ 天 津 波 时 程 曲线 Ｆ ｇ ２ Ｔｍｅｈｓｏ ｙｃ ｒｅｆｒＴ ａ ｊｎｗａ ｅ ｉ． ｉ － ｉ ｒ ｕ ｖ ｏ ｉｎｉ ｖ ｔ
Ｚ轴与 Ｘ 轴 、 ｙ轴构 成右 手坐标 系 。
２ ３ 约 束 及 加 载 ．
基 础 固定 ， 此 约 束 基 础 底 面 节 点 的 平 动 和 因
式 中 ， 固 体 域 点 上 的 应 力 张 量 ， ａ 、 分 为 Ｐ； 别 为 固体域 和流 体域 的外 法 向单位 矢量 。 采 用伽 辽金 法 建 立 流 固耦 合 有 限元 方 程 ， 将
求解 域 离散 化并 构造 插值 函数 。若 对 流体采 用压
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基于声固耦合算法的LNG储罐的内罐湿模态分析
潘传禹;李兆慈;汪常翔;姜铖;李睿麟
【期刊名称】《当代化工》
【年(卷),期】2022(51)11
【摘要】LNG储罐内罐的振动特性是研究储罐抗震性能的基础。
以容积为
1×10~4 m~3双金属全容式储罐为例,利用ANSYS建立流固耦合模型,计算了储罐在空罐、储液静压载荷和流固耦合3种条件下的储罐模态,得到储液晃动基本周期,分析了液体对于储罐模态的影响以及采用流固耦合方法的必要性。
模型的前1 000阶模态计算结果表明,在频率较低时主要振型为局部液面的波动和储液晃动;当频率逐渐升高,体现出环向多波等诸多振型,流固耦合振动以梁式振动为主。
【总页数】6页(P2662-2667)
【作者】潘传禹;李兆慈;汪常翔;姜铖;李睿麟
【作者单位】中国石油大学(北京)/油气管道输送安全国家工程实验室/城市油气输配技术北京市重点实验室
【正文语种】中文
【中图分类】TQ972
【相关文献】
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2.大型 LNG 储罐液固耦合模态分析
3.基于声-固耦合算法的在轨补加飞行器贮箱湿模态分析
4.基于声固耦合理论对捕捞航行器的湿模态分析
5.基于声固耦合算法的塔釜持液塔器湿模态分析
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