張林茂， 林焰,2

(1.大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院，遼寧 大連 116024； 2.大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024)

液化天然氣(liquefied natural gas，LNG)作為一種高效、清潔的化石能源，其國際需求總量與日俱增。中小型LNG加注船、運(yùn)輸船及小型FSRU等裝備以其作業(yè)靈活、靠港方便等優(yōu)點(diǎn)獲得了廣泛應(yīng)用。因加注作業(yè)和蒸發(fā)消耗，LNG液貨艙和燃料艙常處于非滿載狀態(tài)，艙內(nèi)流體將在外界激勵作用下晃蕩。當(dāng)激勵頻率接近液艙固有頻率時，液體晃蕩明顯加劇，導(dǎo)致LNG液艙蒸發(fā)率增加，晃蕩載荷將對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生沖擊與破壞，影響船舶設(shè)備的正常工作和船舶運(yùn)行安全。

當(dāng)前，針對薄膜型和棱柱型液艙晃蕩的解析和數(shù)值方法已日趨完善，然而對于中小型LNG船中適用的獨(dú)立C型液艙，其解析方法尚不完備[1]。試驗(yàn)方法可真實(shí)反映晃蕩波形和抨擊對結(jié)構(gòu)的影響，但存在成本高、周期長、相似準(zhǔn)則難以同時滿足等缺點(diǎn)[2]。數(shù)值研究方面，大連理工大學(xué)船舶與海洋工程設(shè)計(jì)研究所對獨(dú)立C型艙的頻域特性[3]和阻尼制蕩[4]等晃蕩問題開展了較為全面的研究，通過模型液艙試驗(yàn)[5]驗(yàn)證了數(shù)值方法的準(zhǔn)確性和適用性，在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了環(huán)型擋板，分析了液位高度、擋板通透率和布置角度等參數(shù)的影響，為該液艙的制蕩設(shè)計(jì)和性能預(yù)報(bào)提供了支持[6]。制蕩設(shè)計(jì)作為LNG液艙設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)的重要組成部分，具有較大的工程應(yīng)用價值。當(dāng)前針對C型液艙的制蕩機(jī)理認(rèn)知尚不清晰，缺乏指導(dǎo)制蕩設(shè)計(jì)的工程資料和技術(shù)規(guī)范。

工程上對其他類型液艙，常通過在艙內(nèi)加裝主、被動式制蕩裝置以增加晃蕩阻尼或遷移固有頻率來抑制晃蕩。彈簧擋板[7]和浮動擋板[8]等主動式制蕩板的可靠性普遍較差，應(yīng)用范圍受限。被動式制蕩板如垂直擋板[9]和方孔擋板[10]等，以結(jié)構(gòu)可靠、安裝方便的優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用，其多布置于自由液面附近或艙壁周向。常見的水平擋板等對流體的阻滯主要限制在自由液面附近，Bautista-Jacobo等[11]針對公路LPG運(yùn)輸罐車的制蕩需求，設(shè)計(jì)了一種十字交叉型擋板，研究表明該結(jié)構(gòu)可加強(qiáng)對流域內(nèi)晃蕩流體的分割，有效地消耗了湍流動能。近年來提出的板條(Slat型)擋板[12]和多孔型板[13]等異型擋板，可在整個過流斷面內(nèi)增強(qiáng)流體的晃蕩阻尼，已開始用于矩形和圓柱形液艙的制蕩。上述具有晃蕩流體分割特征的異型固定式擋板為獨(dú)立C型LNG液艙的制蕩設(shè)計(jì)提供了參考。

針對獨(dú)立C型艙的制蕩需求，基于簡單、可靠的制蕩板設(shè)計(jì)原則，本文設(shè)計(jì)了X型、Y型、Slat型3種異型制蕩擋板，并將其與經(jīng)典的環(huán)型擋板進(jìn)行對比研究，以為獨(dú)立C型液艙制蕩板的設(shè)計(jì)和選型提供參考。首先對獨(dú)立C型液艙制蕩數(shù)值實(shí)驗(yàn)中涉及的幾何模型和理論基礎(chǔ)進(jìn)行了簡要介紹。借助流體體積函數(shù)(volume of fluid,VOF)方法[14]和動網(wǎng)格技術(shù)模擬了二維矩形艙和三維獨(dú)立C型艙的晃蕩，驗(yàn)證了晃蕩數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。在此基礎(chǔ)進(jìn)行敏感性分析，數(shù)值預(yù)報(bào)了不同模擬工況下?lián)醢宓闹剖幮阅埽治龅玫搅朔忸^沖擊載荷、制蕩效率和波幅抑制系數(shù)等隨擋板型式、液位高度和擋板通透率的變化規(guī)律。

1 獨(dú)立C型艙制蕩數(shù)值實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 幾何模型

本文的研究對象為某1 000 m3加注船的等比例換算獨(dú)立C型LNG模型液艙，其具體型號為EHA380×10PMMA JB/T4746[15]，左右兩側(cè)為橢圓形封頭，坐標(biāo)原點(diǎn)位于模型的對稱面幾何中心處，x軸指向液艙右側(cè)封頭，壓力監(jiān)測點(diǎn)位置與模型液艙晃蕩實(shí)驗(yàn)[6]中的設(shè)置一致。圖1為該模型半艙的結(jié)構(gòu)尺寸，具體參數(shù)值見表1。

圖1 獨(dú)立C型LNG半艙模型Fig.1 The half model of independent C-type LNG tank

表1 模型液艙尺寸及流體材料屬性

劉戈等[6]已對環(huán)型擋板的制蕩性能進(jìn)行了研究，在此基礎(chǔ)上，本文進(jìn)一步提出了X型、Y型及Slat型3類異型擋板，其信息如表2所示?？v搖激勵下?lián)醢搴穸葘τ谥剖幮实挠绊懣梢院雎訹6]，故將擋板厚度統(tǒng)一定為模型液艙的實(shí)際厚度10 mm，并平行于y-z平面布置。擋板通透率Pr是影響液艙制蕩效果的一項(xiàng)重要因素，定義為擋板截面面積Abaffle與液艙橫截面積A0之比，其工程數(shù)值范圍有限[16]。本文參照環(huán)型擋板高度為0.15d、0.2d、0.25d和0.3d，將通透率依次設(shè)為49%、36%、25%和16%，其中36%為基準(zhǔn)通透率。圖2為基準(zhǔn)通透率下，4種制蕩擋板的截面結(jié)構(gòu)形式。

表2 不同擋板的模型參數(shù)Table 2 Model parameters of different baffles

1.2 物理模型

本文數(shù)值模擬中液艙流域包含水和空氣兩相流體，其運(yùn)動滿足連續(xù)性方程和N-S控制方程[17]：

(1)

(2)

氣液交界面的捕捉采用VOF方法，計(jì)算單元內(nèi)各相流體的體積分?jǐn)?shù)之和為1。單元內(nèi)流體的密度及動力粘度由各相流體體積分?jǐn)?shù)的加權(quán)平均值確定，即：

(3)

(4)

其中n=2，將體積分?jǐn)?shù)為0和1的單元分別標(biāo)記為空氣和水，并以體積分?jǐn)?shù)值0.5標(biāo)定自由液面。通過RANS法[18]對方程(2)時均化處理，利用有限體積法離散控制方程組，并結(jié)合邊界條件完成求解。

本文的數(shù)值模擬基于STAR-CCM，對液艙晃蕩系統(tǒng)作如下假設(shè)：1)模擬介質(zhì)水和空氣等溫且不可壓縮，材料屬性如表1所示；2)艙壁為無厚度的剛性結(jié)構(gòu)，忽略液艙變形；3)忽略擋板對液艙固有頻率的影響，激勵頻率統(tǒng)一取對應(yīng)液位下無制蕩液艙的固有頻率。數(shù)值求解基于SIMPLE壓力修正算法，湍流的模擬采用realizablek-ε雙方程模型，基于動網(wǎng)格技術(shù)模擬液艙縱搖并利用VOF技術(shù)追蹤晃蕩自由液面。時間和空間的離散采用隱式格式，參考密度設(shè)為空氣密度，單步最大迭代10次以減小數(shù)值誤差。鑒于液艙及擋板的幾何對稱性，除YB2型制蕩外，均采用半艙模型，模型對稱面的邊界類型設(shè)為對稱平面，其余邊界設(shè)為無滑移壁面邊界。

1.3 模擬工況

綜合現(xiàn)有的LNG加注船操作規(guī)范[19]和不同類型液貨艙晃蕩的實(shí)驗(yàn)[20]及數(shù)值[6]研究，貨艙最危險的載液工況為50%～70%的中間液位。故本文將60%d液位作為基準(zhǔn)，對40%d、60%d和80%d3種液位進(jìn)行晃蕩數(shù)值模擬，對應(yīng)液位的激勵頻率即無制蕩液艙的一階固有頻率由模態(tài)仿真獲得，分別為0.28 Hz、0.36 Hz和0.48 Hz。液艙晃蕩的激勵形式為繞z軸的簡諧縱搖，晃蕩中心與模型艙晃蕩實(shí)驗(yàn)平臺的激勵中心實(shí)測值[6]一致，坐標(biāo)值為 (0，-0.331，0)m。為提高晃蕩模擬的數(shù)值穩(wěn)定性，定義變幅值起振縱搖運(yùn)動激勵函數(shù)為：

(5)

式中：θ(t)為轉(zhuǎn)動角度，rad；A為激勵幅值；f為激勵頻率；t為晃蕩模擬時間；T為晃蕩激勵周期。

表3為本文數(shù)值仿真算例的符號及釋義，以驗(yàn)證算例L60F36A3NB@medium-0.004 s為例，其對應(yīng)于60%d液位，中等網(wǎng)格精度和時間步長0.004 s設(shè)置下無制蕩液艙的晃蕩模擬。為了方便表述，取無量綱化時間(t/T)，保證液艙在全幅值穩(wěn)定晃蕩后至少運(yùn)行10個周期，自艙體平衡位置即激勵幅角零相位為初始時刻提取監(jiān)測時歷曲線。

表3 仿真算例代號及釋義Table 3 The notation and interpretation of simulation cases

2 晃蕩數(shù)值算法的驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文使用的晃蕩數(shù)值模型，對二維矩形液艙縱蕩和三維獨(dú)立C型液艙縱搖激勵下的晃蕩分別進(jìn)行模擬。

2.1 二維矩形艙縱蕩

圖3 左艙壁自由液面的相對波高對比Fig.3 The relative wave amplitude comparisons of free surface on the left wall

2.2 三維獨(dú)立C型LNG液艙縱搖

以驗(yàn)證工況L60F36A3NB為例，對無制蕩條件下獨(dú)立C型液艙的晃蕩進(jìn)行模擬，取自由液面附近對晃蕩壓力變化較敏感的P4點(diǎn)(見圖1)的壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行網(wǎng)格收斂性和時間步長獨(dú)立性分析。圖4為中等網(wǎng)格精度下無制蕩液艙和環(huán)型制蕩液艙的半艙網(wǎng)格模型，為便于觀察給出了橫向和縱向的網(wǎng)格截面，其中對稱面和壁面邊界處的網(wǎng)格作了局部加密處理。沖擊壓力P的監(jiān)測值與劉戈等[6]的實(shí)驗(yàn)值對比如圖5所示。其中，網(wǎng)格收斂性分析中不同精度網(wǎng)格的基準(zhǔn)尺寸分別為85、70和62 mm。對比分析可知，中等網(wǎng)格精度和時間步長0.04 s的數(shù)值設(shè)置可較好地平衡模擬精度和數(shù)值效率，故將其作為后續(xù)無制蕩液艙晃蕩數(shù)值預(yù)報(bào)的基準(zhǔn)。表4中進(jìn)一步給出了該數(shù)值設(shè)置下P3S和P4監(jiān)測點(diǎn)沖擊壓力平均值的實(shí)驗(yàn)和仿真誤差對比。

圖4 無制蕩液艙和環(huán)型制蕩液艙的網(wǎng)格模型Fig.4 Grid models of tank with none baffle and ring-type baffle

圖5 不同網(wǎng)格和步長下P4監(jiān)測點(diǎn)處的壓力時歷曲線對比(L60F36A3NB工況)Fig.5 Comparison of pressure time history at P4 with different grids and time steps(case L60F36A3NB)

表4 驗(yàn)證算例L60F36A3NB的監(jiān)測點(diǎn)晃蕩壓力對比

因有、無制蕩擋板的LNG液艙結(jié)構(gòu)差異較大，這里以L60F36A3R36RB的環(huán)型制蕩工況為例，對制蕩數(shù)值模型進(jìn)行數(shù)值收斂性分析，結(jié)果如圖6所示。對比圖5中無制蕩液艙晃蕩的模擬，發(fā)現(xiàn)±0.25T時刻監(jiān)測點(diǎn)壓力出現(xiàn)了輕微抖動，分析原因?yàn)榄h(huán)型擋板的安裝改變了液艙的固有頻率，導(dǎo)致相同激勵頻率下環(huán)型制蕩艙系統(tǒng)出現(xiàn)了輕微的共振。由于本研究重點(diǎn)關(guān)注的監(jiān)測點(diǎn)壓力峰值已趨于一致，因此有、無制蕩擋板的液艙晃蕩模擬均采用中等網(wǎng)格精度和0.004 s時間步長。

圖6 不同網(wǎng)格和步長下P4監(jiān)測點(diǎn)處的壓力時歷曲線對比(L60F36A3R36RB工況)Fig.6 Comparison of pressure time history at P4 with different grids and time steps (case L60F36A3R36RB)

3 不同擋板的制蕩性能對比

液艙晃蕩的典型特征在于流體對艙壁的強(qiáng)力沖擊和自由液面的劇烈變化，故本文主要關(guān)注獨(dú)立C型艙右側(cè)封頭所受沖擊載荷和自由液面的變化。為了定量地評估不同擋板的制蕩效果，參照研究[6,23]引入制蕩效率ηanti-slo作為評價指標(biāo)，其定義為：

(6)

式中σBaffled和σNB分別為有、無制蕩條件下封頭沖擊載荷的標(biāo)準(zhǔn)差。

為了量化擋板對晃蕩波幅的抑制效果，對右側(cè)封頭的自由液面波高進(jìn)行監(jiān)測，同時引入波幅抑制系數(shù)ξanti-slo=(HNB-HBaffled)/HNB，HBaffled和HNB分別是有、無擋板情況下右側(cè)封頭處的平均波幅[22]，其監(jiān)測位置在液艙圓柱段和右側(cè)封頭的結(jié)合部(見圖1)。具體通過在液艙x-y平面的x=850 mm處創(chuàng)建輔助平面，對該輔助面上單元體積分?jǐn)?shù)標(biāo)量的表面積分即為監(jiān)測波高。

3.1 擋板型式的影響分析

為分析擋板型式對制蕩性能的影響，取60%d的基準(zhǔn)液位和36%的基準(zhǔn)通透率即L60F36A3R36工況，對圖2中的10個擋板逐一進(jìn)行晃蕩數(shù)值模擬。右側(cè)封頭沖擊載荷和液面波高的監(jiān)測曲線如圖7～9所示，其中Fh為封頭沖擊載荷，wh為自由液面波高。結(jié)果表明，相比于無制蕩液艙，安裝擋板能有效地抑制液艙晃蕩，具體表現(xiàn)為封頭所受沖擊載荷、自由液面波高的顯著降低，相比于封頭自由液面波高，沖擊載荷受擋板型式的影響更小?？偟膩碚f，各型擋板間的差異并不明顯。受阻滯流體慣性的影響，監(jiān)測曲線的峰值時刻相對于無制蕩時整體后移，封頭最大沖擊出現(xiàn)在液艙縱搖回復(fù)運(yùn)動過程中，對應(yīng)于激勵幅角接近0°時刻。

圖7 X型制蕩的沖擊載荷和波高對比Fig.7 Comparison of impact load and wave amplitude between X-type baffled sloshing

圖8 Y型制蕩的沖擊載荷和波高對比Fig.8 Comparison of impact load and wave amplitude between Y-type baffled sloshing

觀察發(fā)現(xiàn)，上述3種制蕩液艙內(nèi)的波高曲線均呈現(xiàn)出單峰特征，而沖擊載荷曲線則呈現(xiàn)出單、雙峰特征。這是由于監(jiān)測位置距離封頭有小段緩沖距離，沖擊封頭與而后涌來的流體相互匯集形成單峰。沖擊載荷的雙峰特征則是由于流體受擋板分割作用而對封頭產(chǎn)生的錯峰沖擊，有利于抑制晃蕩載荷。圖10中給出了0.638T時刻2種X型制蕩液艙的體積分?jǐn)?shù)云圖，對應(yīng)時刻為左半艙內(nèi)的流體越過交叉擋板涌向右半艙。由于XB1型和XB2型擋板布置角度的不同，液艙邊緣和中間區(qū)域的流體分別以同時和間隔的方式通過擋板，從而形成沖擊載荷的單、雙峰特征。類似地，流體經(jīng)過SlatB型擋板間隙時，錯峰的流體涌向壁面，也形成了雙峰特征(如圖9中局部放大所示)。

圖9 Slat型制蕩的沖擊載荷和波高對比Fig.9 Comparison of impact load and wave amplitude between Slat-type baffled sloshing

圖10 0.638T時刻，XB型制蕩液艙中的自由液面Fig.10 Comparison of free surface in two X-type anti-sloshing tanks at time 0.638T

根據(jù)式(6)計(jì)算得到每種擋板的制蕩效率，在4類擋板型式中分別選出較好的子設(shè)計(jì)，按制蕩效率從高到低依次為SlatB1型、XB1型、YB1型和RB型。表5和表6中給出了L60F36A3R36工況下，無制蕩液艙及上述4種制蕩液艙的全艙晃蕩信息，包括右側(cè)封頭沖擊載荷的平均峰值Fmax、1/10平均值F1/10和平均值Fave、液艙縱搖力矩的平均峰值Mmax、沖擊載荷的標(biāo)準(zhǔn)差σ、制蕩效率ηanti-slo、封頭監(jiān)測點(diǎn)處液面波幅H和波幅抑制系數(shù)ξanti-slo，其中H=(wh)max-(wh)min?？梢钥闯?種代表性擋板的制蕩效率均在55%以上，波幅抑制系數(shù)也在0.35以上，制蕩效率和波幅抑制系數(shù)的相關(guān)性較好，沖擊載荷平均峰值越低的制蕩液艙，對應(yīng)地?fù)醢逯剖幮室苍礁?。從?shù)值上看，擋板對沖擊載荷的抑制效果整體略優(yōu)于對封頭液面波高的抑制效果。

表5 4種代表性制蕩液艙沖擊載荷和縱搖力矩的統(tǒng)計(jì)分析

表6 4種代表性擋板的制蕩信息對比

圖11中為4種代表性制蕩液艙的沖擊載荷和縱搖力矩對比，結(jié)合表6，可以看出相比于制蕩效率和波幅抑制系數(shù)，二者對結(jié)構(gòu)的變化不甚敏感。圖12為0.2T時刻4種制蕩液艙內(nèi)的晃蕩波形，當(dāng)前4種擋板的通透率雖然相同，但每種擋板受自由流體特別是中間自由液面直接沖擊的有效制蕩面積并不相同。對比可見SlatB1型擋板恰好布置在液艙中部，當(dāng)前液位下的有效制蕩面積最大，故制蕩效率最高，RB型擋板沿艙壁周向布置，其有效制蕩面積較小，制蕩效率也最低。

圖11 4種代表性制蕩液艙的沖擊載荷和縱搖力矩對比Fig.11 Comparison of impact load and pitch moment on four representative anti-sloshing tanks

圖12 0.2T時刻，4種制蕩液艙中的自由液面對比Fig.12 Comparison of free surface in four representative anti-sloshing tanks at time 0.2T

綜上，本文提出的3類擋板均為交叉或間隔的異型結(jié)構(gòu)，其對液艙中部沖擊流體的分割強(qiáng)于沿圓周分布的環(huán)型擋板，由此產(chǎn)生的沖擊載荷雙峰特征反映了異型結(jié)構(gòu)制蕩艙中湍流翻卷強(qiáng)度更高，對沖擊動能消耗的增加提高了擋板的制蕩性能，故3類異型擋板的制蕩效率和波幅抑制系數(shù)整體優(yōu)于環(huán)型擋板。

3.2 液位高度的影響分析

為研究液位高度對擋板制蕩性能的影響，保持基準(zhǔn)通透率不變，對40%d、60%d和80%d3種液位下?lián)醢宓闹剖幮阅荛_展數(shù)值預(yù)報(bào)，制蕩信息如表7所示。對比分析，60%d液位下?lián)醢宓闹剖幮收w最高，80%d液位下?lián)醢宓闹剖幮收w最低，即制蕩效率隨液位的增加先升高后降低，封頭自由液面的波幅抑制系數(shù)隨著液位的升高而降低。綜合考慮制蕩效率和波幅抑制系數(shù)，Y型制蕩中，YB1型擋板在3種液位下均能取得很好的制蕩效果，80%d液位下YB3型擋板的制蕩效率最佳；X型和SlatB型制蕩中，SlatB1型擋板和XB1型擋板在60%d和80%d液位下的制蕩效果較好，XB2、SlatB2型擋板在40%d液位下的制蕩效果較好；RB型擋板在40%d和60%d液位下具有較好的制蕩性能，但在80%d液位下的制蕩性能明顯低于其他類型擋板。鑒于60%d和80%d液位狀態(tài)的流體晃蕩沖擊具有更大的破壞性，綜合權(quán)衡后，將RB、XB1、YB1和SlatB1型擋板作為4類擋板中的代表性設(shè)計(jì)，其制蕩性能由高到低整體排序?yàn)镾latB1型、YB1型、XB1型和RB型。

表7 不同液位激勵工況下的制蕩信息對比

從表7中還可看出，相比于60%d液位，40%d和80%d液位下不同擋板的制蕩效率和波幅抑制系數(shù)的差異更大。圖13和圖14為2種液位狀態(tài)下，YB1和YB3這2種制蕩液艙的晃蕩波形對比。40%d液位下，YB1型擋板相對于YB3型擋板的有效制蕩面積更大，故制蕩效率更高。80%d液位下，2種擋板的有效制蕩面積接近，但YB3型擋板自由液面附近的渦流翻卷現(xiàn)象更加明顯，渦流剪切翻轉(zhuǎn)所消耗的動能更多，使得YB3型擋板在該液位下具有更高的制蕩效率。綜上，在通透率相等的條件下，液位高度和擋板型式將影響擋板的有效制蕩面積大小和其附近湍流翻卷的劇烈程度，共同決定在該液位下?lián)醢宓闹剖幮阅?。相同條件下，有效制蕩面積更大、湍流翻轉(zhuǎn)越劇烈，對應(yīng)擋板的制蕩效果越好。

圖14 不同時刻YB1和YB3制蕩液艙內(nèi)的自由液面對比(80%d液位)Fig.14 Comparison of free surface in YB1 and YB3 anti-sloshing tanks at different moments on 80%d liquid level

3.3 通透率的影響分析

為了評估擋板通透率對于制蕩效果的影響，在L60F36A3激勵工況下，新增通透率Pr為16%、25%、49%，對RB型、XB1型、YB1型、SlatB1型4種代表性擋板進(jìn)行制蕩模擬。圖15和圖16分別為制蕩效率和波幅抑制系數(shù)隨擋板通透率的變化曲線。圖中可見，制蕩效率隨著擋板通透率的降低而增加且增幅逐漸減小(RB型擋板中的表現(xiàn)較明顯)，波幅抑制系數(shù)隨通透率的降低而增加，呈現(xiàn)出近似線性的變化關(guān)系。制蕩效率的數(shù)值整體大于波幅抑制系數(shù)，反映出相比于自由液面波高，通透率對于封頭沖擊載荷的影響更大。相同通透率下，4種代表性擋板中SlatB1型的制蕩性能最佳，RB型擋板的制蕩性能最低，XB1型和YB1型擋板的制蕩性能相近。

圖15 不同通透率下的制蕩效率Fig.15 Anti-sloshing efficiency under different permeability ratios

圖16 不同通透率下的波幅抑制系數(shù)Fig.16 Wave amplitude suppression coefficient under different permeability ratios

沖擊載荷和縱搖力矩將會直接影響鞍座及附近船體的應(yīng)力分布情況，因此在獨(dú)立C型液艙及鞍座的設(shè)計(jì)中必須考慮其對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響[24]。表8和表9中分別給出了不同通透率下4種代表性制蕩液艙沖擊載荷1/10平均值和縱搖力矩平均峰值，二者數(shù)值均隨通透率的增大而增大。雖然SlatB1擋板的制蕩效率最高，但不可忽視的是若該擋板所受沖擊過大，也會影響到其強(qiáng)度安全。通透率過大，制蕩效果不明顯，液艙縱搖力矩和封頭沖擊載荷較大；通透率過低，又會導(dǎo)致?lián)醢迨艿矫黠@沖擊，威脅結(jié)構(gòu)安全。故擋板通透率的選擇應(yīng)綜合考慮其制蕩效果和液艙結(jié)構(gòu)安全。

表9 不同通透率下的縱搖力矩平均峰值

4 結(jié)論

1)4種制蕩板均能有效抑制獨(dú)立C型艙內(nèi)晃蕩，封頭沖擊載荷、縱搖力矩、自由液面波高顯著降低。液位高于60%d時，制蕩效率可達(dá)50%以上。

2)相比于環(huán)型擋板的圓周結(jié)構(gòu)，3種異型擋板對于液艙內(nèi)部晃蕩流體的分割能力更強(qiáng)，流體在經(jīng)過擋板后錯峰沖擊封頭形成了沖擊載荷的雙峰特征，有利于提高擋板的制蕩效率。

3)制蕩效率隨液位的增加先升高后降低，波幅抑制系數(shù)整體上隨著液位的增加逐漸降低；制蕩效率隨著通透率的降低而逐漸增加，但是增幅逐漸放緩，波幅抑制系數(shù)隨著通透率的降低近似線性增加。

4)4種代表性擋板的綜合制蕩性能由高至低依次為SlatB1型>YB1型>XB1型>RB型，其中XB1型和YB1型擋板的制蕩性能比較接近。

5)擋板型式、液位高度和擋板通透率均會影響擋板的有效制蕩面積和湍流翻卷強(qiáng)度，在保證安全的前提下，應(yīng)盡量增加有效制蕩面積和渦流翻卷強(qiáng)度，以提高制蕩效率。

今后將對縱、橫搖等多重激勵下各液位的獨(dú)立C型艙制蕩開展更加全面的數(shù)值研究。此外，將考慮研究攪拌葉片、螺旋槳葉式擋板等曲面型擋板，以加強(qiáng)不同異型擋板在增強(qiáng)湍流動能耗散方面的研究。