紀(jì)仁瑋， 董 進(jìn)， 秦石潔， 張益凡

(江蘇科技大學(xué) 船海學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

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液貨船邊艙破損下的液艙晃蕩及泄漏特性分析

紀(jì)仁瑋， 董 進(jìn)， 秦石潔， 張益凡

(江蘇科技大學(xué) 船海學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

液貨船液艙晃蕩具有很強(qiáng)的非線性和隨機(jī)性，產(chǎn)生的砰擊脈沖峰值極大，會對艙室結(jié)構(gòu)形成巨大的沖擊力，極易造成液艙破損事故發(fā)生。對此，基于Ansys14.5軟件建立未破損的液艙模型，分別在無隔板和有垂直隔板2種情況下對比分析不同裝載率的液艙晃蕩載荷;在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步建立邊艙破損下的液艙模型，初步分析其晃蕩載荷特性，并詳細(xì)研究液艙破損后艙內(nèi)油品的泄漏現(xiàn)象，分別探討不同的外界激勵參數(shù)和雙舷側(cè)對泄漏的影響;最后，通過物理試驗觀察油品的泄漏過程。

晃蕩；油品泄漏；數(shù)值模擬；物理試驗

0 引 言

液貨船晃蕩問題對船舶的安全營運(yùn)和建造設(shè)計均有重要影響。液體晃蕩具有非常復(fù)雜的流動性、非線性和隨機(jī)性，會對艙壁產(chǎn)生很強(qiáng)的沖擊力，由此引發(fā)的艙壁破壞和海難事故不容忽視。除液貨船外，其他任何船舶都具有燃油艙和淡水艙，有的船舶還需要設(shè)置壓載艙，當(dāng)這些艙室未裝滿時，自由表面的存在易引起晃蕩。晃蕩除了對艙室結(jié)構(gòu)造成破壞之外，還對船舶的穩(wěn)性有一定的影響。

目前研究液艙晃蕩的方法主要有理論研究、試驗研究和數(shù)值研究等。液體晃蕩理論的研究開始于ABRAMSON[1]在1966年利用線性勢流理論對不同容器內(nèi)的液體晃蕩特性進(jìn)行研究分析。該方法的優(yōu)點是計算快、效率高；缺點是需要滿足的假定條件較多，當(dāng)晃蕩問題涉及到較復(fù)雜的結(jié)構(gòu)時無法實現(xiàn)。過于簡化的數(shù)學(xué)模型使得最終結(jié)果不夠精確，無法滿足工程要求。試驗研究是研究晃蕩問題最早的一種方法，所得結(jié)論往往具有很好的精確性，能滿足工程需求。然而，大部分試驗研究所需成本較高、耗時長、工作量大，這使得許多問題不能通過試驗來分析。正是因為上述方法的局限性及近年來計算機(jī)技術(shù)的迅速發(fā)展，數(shù)值研究方法被廣泛應(yīng)用，成為研究晃蕩問題的主要方法。

數(shù)值研究的方法有許多種，按照自由表面處理技術(shù)的不同分為MAC法、VOF法、標(biāo)高法、移動網(wǎng)格法、LEVEL-SET法及無網(wǎng)格法(MPS法、SPH法)。這里基于Ansys Fluent 14.5軟件，采用VOF技術(shù)捕捉自由液面，數(shù)值模擬未破損下液艙晃蕩載荷特性和破損狀態(tài)下液艙的晃蕩特性，同時分析破損后液艙內(nèi)外流體的交換情況，并通過試驗觀察雙舷側(cè)邊艙破損狀態(tài)下油品的泄漏情況。

1 基本理論

1.1 流體運(yùn)動基本方程

假設(shè)流體為黏性且不可壓縮液體，同時滿足質(zhì)量守恒的連續(xù)方程和動量守恒的運(yùn)動方程。

1.1.1 質(zhì)量守恒方程(連續(xù)方程)

Euler型連續(xù)性方程的微分表達(dá)式為

(1)

(2)

若流體不可壓縮，則ρ=const，式(2)進(jìn)一步簡化為

(3)

1.1.2 動量守恒方程(N-S方程)

動量守恒方程是所有流體運(yùn)動都必須滿足的方程。該方程最早由Navier于1827年提出，當(dāng)時只考慮流體不可壓縮；而后經(jīng)過多年的不斷發(fā)展，由POSSION于1831年提出由可壓流體的運(yùn)動方程；隨后由Saint-Venant和Stokes分別于1843年及1845年提出將黏性系數(shù)看作常數(shù)的運(yùn)動方程。

μ=const的黏性可壓縮牛頓流體運(yùn)動微分方程為

(4)

(5)

1.2 控制方程的離散

數(shù)值模擬中采用有限體積法對控制方程進(jìn)行離散。其基本思路為：將所要計算的區(qū)域按照網(wǎng)格節(jié)點劃分為小的控制體，控制體不可重合；在各個控制體中對需要求解的微分方程進(jìn)行積分，積分后得出一組離散方程。

一般流體動力學(xué)要滿足質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程，可將質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程表達(dá)為同一形式，即

(6)

式(6)中：左端2項分別為瞬態(tài)項和對流項；右端2項分別為擴(kuò)散項和源項。假設(shè)速度勢函數(shù)為?，以其在定常狀態(tài)下的守恒方程為例進(jìn)行說明。任意控制單元有式(7)所示的積分表達(dá)式。

(7)

利用高斯公式

(8)

可得到

(9)

對式(9)進(jìn)行離散得

(10)

1.3 數(shù)值求解方法

在Fluent計算中有3種壓力與速度耦合方式，分別為SIMPLE格式、SIMPLEC格式和PISO格式。這里采用的是PISO格式，該方法因使用了預(yù)測-修正-再修正的步驟而加快了迭代的收斂步伐。

2 未破損情況下的液艙晃蕩載荷分析

2.1 計算模型和計算工況

選取船舶航行中可能出現(xiàn)的2種典型裝載工況進(jìn)行分析，分別為低液深大幅晃蕩和高液深低幅晃蕩。分別在有隔板和無隔板2種情況下進(jìn)行液艙晃蕩載荷的計算。選取的計算模型為正方形，尺寸為0.3 m×0.3 m。坐標(biāo)原點位于液艙左下角，不同裝載率下的液艙幾何模型示意見圖1。有隔板是指在20%裝載率和60%裝載率下，液艙底部設(shè)置一道高分別為3 cm和6 cm，厚度均為1 cm的縱向垂直構(gòu)件。

a)不帶隔板的液艙幾何模型示意b)帶隔板的液艙幾何模型示意

圖1 不同裝載率下的液艙幾何模型示意

對液艙沿艙長方向施加水平橫蕩激勵形式，在不同裝載率下分別設(shè)置6個壓力監(jiān)測點(P1，P2，P3，P4，P5，P6)，其坐標(biāo)位置見表1。

表1 壓力檢測點坐標(biāo)位置

在2種裝載率下分別設(shè)置計算工況(見表2)，20%裝載率和60%裝載率下的振幅分別為30 mm及10 mm。

表2 計算工況

二維矩形液艙的一階共振周期近似估算式為

(11)

由式(11)可估算出20%裝載率下的一階共振周期T1=0.831 s，60%裝載率下的一階共振周期T2=0.635 s。在共振周期附近，每種裝載率分別選擇2個計算周期，一個高于共振周期，另一個低于共振周期。

Case1和Case5及Case4和Case6除了有無隔板之外，包括計算步長在內(nèi)的其他所有參數(shù)設(shè)置和計算工況均一致。

2.2 計算結(jié)果與分析

2.2.1 無隔板壓力第1峰值的比較

圖2和圖3分別為工況1及工況2下的P1、P2和P3點壓力隨時間的變化曲線。兩者都表現(xiàn)出隨機(jī)性和非線性，且在一個共振周期內(nèi)形成2個壓力峰值，第1壓力峰值一般遠(yuǎn)高于第2峰值。比較工況1和工況2下監(jiān)測點壓力的第1峰值可看出，工況1下的壓力第1峰值一般高于工況2，具體坐落區(qū)間見表3。

圖2 工況1的壓力曲線

圖3 工況2的壓力曲線

工況P1P2P3工況12000～25002500～3000600～1000工況21400～20001000～2000400～900

圖4和圖5分別為工況3及工況4下的P4、P5和P6點壓力隨時間的變化曲線。同樣可看出工況3的壓力第1峰值較工況4高，具體坐落區(qū)間見表4。

表4 工況3及工況4下壓力第1峰值坐落區(qū)間

工況1和工況2都接近共振周期，且工況2更加接近共振周期；但是，工況1的壓力第一峰值明顯高于工況2。同樣，工況3和工況4都在共振周期附近，且接近程度一樣；但是，工況3的壓力第1峰值較工況4高。由此可初步得出：當(dāng)外界激勵周期接近且高于液體晃蕩一階固有周期時，所形成的壓力第1峰值更加大，對艙壁的沖擊更加嚴(yán)重。

2.2.2 無隔板艙壁自由表面附近載荷的比較

P2、P3、P4和P54個監(jiān)測點分別位于自由表面附近。觀察各工況下4個點的壓力分布曲線可知，自由液面以下的監(jiān)測點壓力均值較自由液面以上的壓力值高出很多，具體數(shù)據(jù)見表5。

圖5 工況4的壓力曲線

監(jiān)測點工況1工況2P2700700P3300200監(jiān)測點工況3工況4P4450400P5100100

無論液艙是低液位還是高液位，晃蕩形成的沖擊載荷對自由液面以下艙壁產(chǎn)生的作用力是自由液面以上部分的2～4倍。從能量的角度分析，由外界激勵導(dǎo)致的液體晃蕩產(chǎn)生的大部分能量是由自由液面以下艙壁承受的。

2.2.3 有隔板低裝載率下的結(jié)果分析

圖6為20%裝載率下有隔板和無隔板的流艙在不同時刻的流體晃蕩云圖。在無隔板時，液體產(chǎn)生明顯的飛濺，最高時能爬升到液艙頂部并對艙頂造成一定的沖擊。而對比帶隔板的液艙云圖和無隔板的液艙云圖可知，相同時刻，帶隔板的液艙內(nèi)液體晃蕩程度明顯變小。

t=1st=5st=8st=12st=15st=1st=5st=8st=12st=15s

圖6 低液位自由液面形狀對比

圖7為20%裝載率下無隔板和有隔板的液艙晃蕩壓力值。在P1和P2處，二者的壓力均值基本相同，但有隔板時不會形成明顯的壓力峰值。由圖6可知，由于隔板對液體具有一定的制蕩作用，自由液面無法到達(dá)P3點，因此該處壓力值幾乎為0。

由以上對比分析可知：在低液位下，液艙底部設(shè)置一定的隔板可起到很好的制蕩作用。艙壁處所受沖擊載荷的峰值顯著減小，這對降低艙壁因液體沖擊導(dǎo)致的破損有一定作用。

圖7 低液位壓強(qiáng)曲線形狀對比

2.2.4 有隔板高裝載率下的結(jié)果分析

圖8為60%裝載率下無隔板和有隔板的液艙在不同時刻的液體晃蕩云圖。無隔板時液體能沖擊到液艙頂部，而有隔板時液體無法到達(dá)液艙頂部。比較有隔板和無隔板狀態(tài)下同一時刻的晃蕩云圖可知，此種情況下隔板對阻止液體晃蕩的效果不明顯。

t=2．5st=5st=10st=12st=15st=2．5st=5st=10st=12st=15s

圖8 高液位自由液面對比

圖9為無隔板和有隔板的壓力比較值。兩者在P4與P5處的壓力均值基本相同，且沖擊峰值也基本相同。P3點處的曲線表明，無隔板時自由液面在計算時間內(nèi)會對艙頂處的P3點形成3次沖擊，而有隔板時自由液面無法到達(dá)艙頂處的P3點。

圖9 高液位壓強(qiáng)曲線對比

從對比分析中可看出：高液位時，在液艙底部中央設(shè)置縱向垂直隔板對液體制蕩的效果不明顯。

3 破損條件下的液艙晃蕩特性分析

在分析的基礎(chǔ)上進(jìn)一步建立邊艙破損的液艙模型，研究破損條件下艙內(nèi)油品的泄漏情況。共選取3種不同的工況，分析破損條件下不同激勵頻率對泄漏速率和最終泄漏量的影響，其中工況1的激勵頻率在共振頻率附近。

3.1 計算模型和計算工況

計算模型見圖10，內(nèi)艙長0.3 m，高0.3 m，液深0.27 m；底部距外流場底部0.2 m；開孔位于右側(cè)距內(nèi)底0.8 m處，大小為0.01 m；內(nèi)艙底部以下外流場區(qū)域長1.3 m，其右側(cè)外流場區(qū)域長1 m，高0.15 m。計算工況見表6。

圖10 泄漏幾何模型示意

工況裝載率/%周期T/s振幅A/m計算步長/s工況1900．630．010．01工況2900．800．010．01工況3900．970．010．01

3.2 計算結(jié)果與分析

圖11為工況1和工況2的不同時刻泄漏對比云圖。由于工況1更加接近共振頻率，因此可以看出艙內(nèi)油品晃蕩的幅度較工況2更大。在t=10 s時，艙內(nèi)已出現(xiàn)回流的水；在t=20 s和t=30 s時，工況1艙內(nèi)出現(xiàn)的回流水比工況2更多；在t=50 s時，2種工況艙內(nèi)的回流水和剩余油量基本相同。

圖11 工況1與工況2泄漏對比云圖

圖12為3種工況油品泄漏量隨時間的變化曲線。在0～10 s時間段，3條曲線基本重合，表明泄漏前期階段泄漏的主要原因是內(nèi)外流場的壓力差，晃蕩頻率在該階段作用不明顯。在10～35 s時間段，工況1泄漏出的油品量較其他2種工況呈上升趨勢，表明在共振頻率附近處晃蕩對泄漏速率影響較大。在35 s后，工況1的泄漏量趨于穩(wěn)定，約在540 mL。比較工況2和工況3可看出，兩者泄漏量的變化趨勢在整個泄漏過程中基本相同，且工況2的晃蕩頻率較工況3更快，而泄漏量的后期曲線卻在其下方，表明晃蕩快慢并不與泄漏快慢和泄漏量成正比。同時，對比3條曲線可知，其在t=50 s時基本趨于穩(wěn)定，且差值較小，約為20～40 mL，說明不同頻率下的晃蕩對最終泄漏量的影響不大。

3.3 雙舷側(cè)阻漏效果分析

為防止舷側(cè)破損，除了加強(qiáng)板厚和骨架之外，設(shè)置雙舷側(cè)也是一種常見的方法?，F(xiàn)在大型液貨船都采用雙舷側(cè)的形式，根據(jù)上述液艙模型，在其舷側(cè)設(shè)置雙殼形式，從而研究其在破損條件下的泄漏量和內(nèi)外流體的交換現(xiàn)象。

3.3.1 計算模型和工況

計算模型見圖13。在左邊舷側(cè)部分設(shè)置一道寬3 cm的雙殼空間，并在距離液艙底部8 cm的板上設(shè)置大小為1 cm的方形孔。

圖12 3種工況下泄漏量時歷

圖13 雙舷側(cè)泄漏幾何模型示意

3.3.2 計算結(jié)果與分析

圖14和圖15分別為單舷側(cè)與雙舷側(cè)不同時刻的泄漏云圖及泄漏量隨時間的變化曲線。需要說明的是，壓載艙的底部在計算時設(shè)置為wall條件，因此圖4中可看出泄漏結(jié)束后壓載艙中的液位并不與內(nèi)艙和外流場中的液位齊平。由圖15可知，單舷側(cè)液艙泄漏主要分為2個階段。

圖14 單舷側(cè)與雙舷側(cè)泄漏對比云圖

(1) 第一階段為0～4 s，此時由于內(nèi)外流體壓力差的作用，艙內(nèi)的油將以較高的速率泄漏到外流場中，油品泄漏量在這一階段已達(dá)到250 mL。

(2) 第二階段為t=4 s以后，此時油品的泄漏速率很緩慢，在t=25 s內(nèi)泄漏出去的油只有約50 mL，此時的泄漏主要是由于泄漏導(dǎo)致的內(nèi)外流場擾動。

雙舷側(cè)液艙泄漏只有第一階段，在t=4 s以后泄漏基本停止，最終泄漏量約為270 mL。

4 雙舷側(cè)泄漏試驗研究

對于雙舷側(cè)油品的泄漏數(shù)值模擬，以上只是簡單地與單舷側(cè)破損進(jìn)行比較。為對其泄漏過程有更深刻的認(rèn)識，建立帶有雙舷側(cè)的液艙物理模型，研究其在發(fā)生破損后艙內(nèi)油品的泄漏現(xiàn)象，分別探討壓載艙中有壓載水和無壓載水2種情況。

4.1 試驗平臺及相關(guān)器材

雙舷側(cè)液艙模型的基本參數(shù)：寬為1.5 cm；破孔大小均為1 cm且破孔中心距離液艙底部8.5 cm；其余具體尺寸見圖16。

圖15 單舷側(cè)與雙舷側(cè)泄漏量時歷對比圖

圖16 物理試驗平面設(shè)計圖

根據(jù)模型的平面設(shè)計圖制作實物模型(見圖17)。試驗中使用普通攝像機(jī)等設(shè)備進(jìn)行數(shù)據(jù)圖片的采集。

a)液艙模型b)破孔放大圖

圖17 液艙模型實物圖

由于試驗設(shè)備等各方面的限制，目前所建立的物理試驗平臺無法定量獲取油品的泄漏過程和泄漏速率，因此該物理試驗只能定性地對邊艙破損下油品的泄漏過程進(jìn)行描述。

4.2 試驗方案與結(jié)果

4.2.1 壓載艙中無水

分別模擬油位高于水位時油品的泄漏和水位高于油位時艙外水的回流現(xiàn)象，目的是分析油水的高度差對油品泄漏的影響。共進(jìn)行4組對比試驗，具體試驗方案見表7。

表7 試驗方案

圖18為方案一的溢油圖。試驗開始后的瞬間油水將在壓載艙內(nèi)短暫交融(見圖18a)；油很快地進(jìn)入水艙(見圖18b)，只有非常少的油進(jìn)入到壓載艙中；隨著時間的推進(jìn)，液艙中的油開始大量進(jìn)入到外艙和壓載艙中(見圖18c和圖18d)；經(jīng)過一段時間后，壓載艙內(nèi)將充滿油(見圖18e)；在破孔處的壓力差達(dá)到平衡時，油品的泄漏基本完成，液位高度不再發(fā)生變化(見圖18f)。

圖19和圖20為方案二泄漏過程的試驗圖。由于整個泄漏階段與方案一相同，這里不再贅述。由于缺乏相應(yīng)的檢測器材，無法獲得油的泄漏量與泄漏速率隨時間變化的值。但是，通過視頻可估算出泄漏的時間；通過最終油艙的液位高度計算出相應(yīng)的泄漏量。表8為3組方案的泄漏量與泄漏速率的值。

a) 油水短暫交融

b) 油快速進(jìn)入水艙

c) 油大量進(jìn)入水艙

d) 油大量進(jìn)入壓載艙

e) 油充滿壓載艙

f) 泄漏結(jié)束

序號泄漏時間/s泄漏量/mL平均泄漏速率/(mL/s)18399．650．026272．245．434133．233．3

a) 油剛水艙

b) 油撞擊到外艙壁

c) 油開始進(jìn)入壓載艙

d) 油快要充滿壓載艙

e) 油剛充滿壓載艙

f) 泄漏結(jié)束

a) 泄漏初始時刻

b) 油水交融

c) 油大量進(jìn)入壓載艙

d) 泄漏結(jié)束

從前3個方案泄漏過程試驗圖和表8中的試驗數(shù)據(jù)中可看出：

(1) 在整個泄漏的初始時刻，油位越高，其泄漏速率越快，泄漏量越多；

(2) 無論何種液位，最終壓載艙內(nèi)都將被油充滿。

當(dāng)油位低于水位時，給出的泄漏初始階段的試驗圖(見圖21)。圖22為泄漏剛結(jié)束和達(dá)到穩(wěn)定時的油水分布圖。從圖22a和圖22b中可看出泄漏剛結(jié)束時，一部分油水存在相互混合的現(xiàn)象，經(jīng)過一定時間后完全分層，油位于水面之上。

a)

b)

c)

a)泄漏剛結(jié)束(全圖)b)泄漏剛結(jié)束(壓載艙)

c)泄漏穩(wěn)定(全圖)d)泄漏穩(wěn)定(壓載艙)

圖22 泄漏剛結(jié)束與穩(wěn)定時對比

4.2.2 壓載艙中有水

對壓載艙中裝載水時油品的泄漏現(xiàn)象進(jìn)行簡單分析。具體方案設(shè)計見表9。

表9 方案設(shè)計

圖23為壓載艙中帶水時的泄漏不同時刻試驗圖。圖23f為泄漏達(dá)到穩(wěn)定時的油水分層圖，可看出壓載艙中同時存在著油水；同時，對比壓載艙中無水時的方案二可看出，壓載艙中有無壓載的泄漏量基本相同。

4.3 小結(jié)

由于試驗條件等因素限制，無法保證試驗中艙壁光滑度和油水等物理參數(shù)與數(shù)值模擬一致，因此只能通過一些現(xiàn)象的對比得出以下結(jié)論。

(1) 當(dāng)油的液位高于水位時，油將發(fā)生泄漏，且最終艙內(nèi)油的液位與外流場液位齊平；

(2) 對于雙舷側(cè)的阻漏機(jī)理，試驗結(jié)果與數(shù)值結(jié)果都表明，壓載艙的存在一方面可防止油品泄漏到外流場，另一方面可阻止外流場的水回流到液艙中；

(3) 若壓載艙的艙頂是封閉的，則泄漏結(jié)束后其液位與艙內(nèi)和外流場液位不齊平，且最終將充滿回流水。

5 結(jié) 語

基于Ansys 14.5軟件建立二維剛性液艙模型，研究不同裝載率下液艙晃蕩的載荷特性；通過在液艙底部設(shè)置縱向垂直隔板，探討如何有效減小晃蕩對艙壁形成的沖擊載荷。而后建立邊艙破損下的液艙模型，分別研究晃蕩對泄漏的影響、不同的晃蕩頻率對泄漏的影響、雙舷側(cè)阻漏效果及機(jī)理和液艙泄漏的物理試驗,得到以下結(jié)論：

1) 當(dāng)外界激勵頻率接近液艙一階固有頻率時，液體晃蕩尤為激烈且一周期內(nèi)形成2個壓力峰值，第1峰值一般遠(yuǎn)高于第2峰值。在同樣接近固有周期時，外界激勵周期高于固有周期的工況較外界激勵周期低于固有周期的工況更易形成較高的壓力峰值。同時，在自由表面附近處，自由液面以下艙壁較自由液面以上艙壁承受更多的晃蕩載荷。

a)b)c)

d)e)

f)

2) 液艙處于低液位時，在其底部設(shè)置一道縱向垂直隔板能有效減小晃蕩形成的壓力峰值，從而降低對艙壁的沖擊載荷；液艙處于高液位時，在其底部設(shè)置縱向垂直隔板能對液體產(chǎn)生一定的止晃作用，但效果卻并不明顯。

3) 在液艙邊艙破損的情況下，艙內(nèi)油品在內(nèi)外壓力差的作用下將出現(xiàn)泄漏現(xiàn)象，而一定的外界激勵會導(dǎo)致液艙晃蕩，明顯加劇艙內(nèi)油品的泄漏量和泄漏速率；在不同的激勵頻率下，油品的第一泄漏階段(內(nèi)外壓力差引起)的泄漏速率基本一致；而在泄漏的第二階段(外界激勵引起)，當(dāng)外界激勵頻率接近固有頻率時，同一時刻的液艙泄漏量高于其他工況，最終的泄漏量相差不大；雙舷側(cè)通過阻止水的回流具有一定的阻漏效果。

[1] ABRAMSON H N. The Dynamic Behavior of Liquids in Moving Containers[J]. NASA Special Publication,1966,106.

[2] 朱仁慶，吳有生.液艙內(nèi)流體晃蕩特性數(shù)值研究[J].中國造船，2002,43(2)：15-31.

[3] LIU D M, LIN P Z. Three-dimensional Liquid Sloshing in a Tank With Baffles[J]. Ocean Engineering,2009,36(2):202-212.

[4] XIE M A, LIN P Z, 2011. Numerical Study of Ring Baffle Effects on Reducing Violent Liquid Sloshing [J].Computers & Fluids,2011，52(1)：116-129.

[5] 何釗，朱仁傳，范菊，等.帶有可滲透隔板的液艙內(nèi)流體晃蕩的時域模擬[J].計算力學(xué)學(xué)報，2011，28(5)：760-765.

[6] 劉永濤，馬寧，顧解忡. 各種激勵作用下液艙內(nèi)液體晃蕩的計算與分析[J].船海工程，2009，38(5)：7-12.

[7] 金恒，劉永，李華軍.帶隔板液艙晃蕩問題的數(shù)值模擬研究[C].第十六屆中國海洋(岸)工程學(xué)術(shù)討論會論文集，2013：115-121.

[8] 張秋艷. 二維矩形彈性液艙內(nèi)液體晃蕩數(shù)值模擬研究[D]. 大連：大連理工大學(xué),2011.

[9] 丁剛.基于FLUENT的破艙船舶溢油的數(shù)值模擬[D].武漢：武漢理工大學(xué)，2010.

[10] 李廣平.破艙船舶溢油過程實驗研究[D].武漢：武漢理工大學(xué)，2010.

[11] 盧金樹，劉楓琛，朱哲野. 雙殼油船底部破艙水下原油泄漏過程三維數(shù)值模擬[J].江蘇科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2014，28(5)：423-428.

Sloshing on a Liquid Cargo Ship and Leakage with Damaged Side Tank

JI Renwei1， DONG Jin2， QIN Shijie3， ZHANG Yifan4

(SchoolofNavalArchitectureandOceanEngineering,JiangsuUniversityofScienceandYechnology,Zhenjiang212003,China)

Sloshing of liquid in cargo tanks features strong non-linearity and randomness, and may cause severe slamming pulse damaging the cargo tank. This paper models the tank with Ansys 14.5 software, and analyzes the sloshing load for different loading levels in the condition of no vertical separator and with one vertical separator. The sloshing load in the condition of the side tank damaging is further investigated. The leakage due to the damage of the tank is studied in detail, particularly, the influences of the external excitation and the broadside.

slishing； oil leakage； numerical Simulation； physical experiment

2016-06-14

紀(jì)仁瑋(1992—)，男，安徽滁州人,碩士生,從事水動力研究。

1674-5949(2016)03-0030-12

U674.13+3；U663.85

A