第一作者陳曉東男，碩士生，1987年生

通信作者岳前進(jìn)男，教授，博士生導(dǎo)師，1958年生

面向儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的晃蕩沖擊荷載實(shí)驗(yàn)研究

陳曉東1,3，衛(wèi)志軍1,2，岳前進(jìn)1，阮詩(shī)倫1，趙小西1

(1.大連理工大學(xué)工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連116023；2.挪威科技大學(xué)船舶與海洋結(jié)構(gòu)研究中心，挪威特隆赫姆7049； 3.深圳海油工程水下技術(shù)有限公司，深圳518067)

摘要：薄膜型船載液化天然氣儲(chǔ)艙設(shè)計(jì)中的一個(gè)關(guān)鍵力學(xué)問(wèn)題是對(duì)液體晃蕩引起的沖擊荷載的評(píng)估?；问帥_擊載荷主要包括晃蕩沖擊荷載的幅值，上升和持續(xù)時(shí)間以及荷載三角脈沖的偏斜度等參數(shù)。室內(nèi)大比尺晃蕩模型實(shí)驗(yàn)是評(píng)估晃蕩沖擊荷載的有效方法。以二維矩形液艙為模型，在大噸位六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)開(kāi)展了一系列不規(guī)則激勵(lì)下的晃蕩沖擊荷載實(shí)驗(yàn)研究。研究結(jié)果表明：由于液體與氣體的相互作用，導(dǎo)致晃蕩沖擊荷載具有幅值較大且沖擊上升時(shí)間較短的特點(diǎn)，可能導(dǎo)致艙壁產(chǎn)生較大的響應(yīng)。采用統(tǒng)計(jì)學(xué)的方法分析了晃蕩沖擊荷載的參數(shù)；此外，定量地提出了長(zhǎng)期不規(guī)則激勵(lì)下，由荷載峰值、上升和持續(xù)時(shí)間以及偏斜度的組成的三角脈沖荷載模型，該模型可為儲(chǔ)艙艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和有限元分析提供荷載參考。

關(guān)鍵詞：晃蕩荷載；模型實(shí)驗(yàn)；沖擊荷載參數(shù)；脈沖荷載模型

基金項(xiàng)目：國(guó)家科技重大專(zhuān)項(xiàng)項(xiàng)目(2011ZX05026-006-06)；創(chuàng)新研究群體基金資助(50921001)

收稿日期：2014-03-31修改稿收到日期：2014-10-11

中圖分類(lèi)號(hào):U661.71文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental investigation on sloshing impact pressure for tank structure design

CHENXiao-dong1,3,WEIZhi-jun1,2,YUEQian-jin1,RUANShi-lun1,ZHAOXiao-xi1(1. State Key Laboratory of Structural Analysis for Industrial Equipment, Dalian University of Technology, Dalian 116023, China; 2. CeSOS, Department of Marine Technology, Norwegian University of Science and Technology, Trondheim 7049, Norway; 3. COOEC Subsea Technology Co., Ltd, Shenzhen 518067, China)

Abstract:Sloshing impact pressure is a key issue in the structural design of the membrane type Liquefied Nature Gas (LNG) carriers. The parameters of sloshing impact load includes its magnitude, rise time, duration and skewness. Experimental investigation on a large-scaled sloshing model is the most reliable approach to determine impact loads. A series of tests on a 2D rectangular tank subjected to irregular excitations were performed on a hexapod test rig. The experimental results show that due to the interaction between liquid and gas, the peak pressure exhibits large magnitude and short rise time, which might induce large structural dynamic response. The key parameters of sloshing impact load were analyzed by using a statistical method. An idealized triangular impact pressure was introduced as a quantitative long-term irregular excitation to provide a simplified model of the impact load which contains all the essectial parameters of magnitude, rise time, duration and skewness of the impact pressure. This gives a reference to the structural design of LNG tanks.

Key words:sloshing load; model test; parameters of impact load; idealized triangular impact model

超大型浮式液化天然氣生產(chǎn)儲(chǔ)卸裝置(Floating Liquid Nature Gas，F(xiàn)LNG)的研發(fā)與建造將會(huì)大大提升深、遠(yuǎn)海天然氣開(kāi)發(fā)模式的先進(jìn)性和經(jīng)濟(jì)性。在復(fù)雜海洋環(huán)境荷載以及儲(chǔ)艙內(nèi)連續(xù)變化的裝載水平下，其大容積薄壁儲(chǔ)艙內(nèi)的液體晃蕩沖擊問(wèn)題愈加顯著，對(duì)儲(chǔ)液艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提出了更高的要求[1-3]。因此，準(zhǔn)確有效地評(píng)估艙內(nèi)晃蕩沖擊荷載的分布及特性對(duì)于儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)至關(guān)重要。

儲(chǔ)艙內(nèi)液體晃蕩往往伴隨著復(fù)雜的水動(dòng)力現(xiàn)象，如水躍，波的破碎，氣泡效應(yīng)等，其高度的非線性使得解析方法和數(shù)值計(jì)算在預(yù)測(cè)晃蕩沖擊荷載時(shí)具有一定的局限性。因此，室內(nèi)大比尺晃蕩模型實(shí)驗(yàn)仍然是評(píng)估儲(chǔ)艙晃蕩沖擊荷載最有效且應(yīng)用最廣泛的研究方法[4-10]。

由晃蕩沖擊荷載引起的儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)主要與荷載峰值的大小、上升和持續(xù)時(shí)間以及荷載脈沖的偏斜度等參數(shù)相關(guān)[11-13]。由于不規(guī)則的外激激勵(lì)和晃蕩本身的隨機(jī)特性，沖擊荷載峰值主要通過(guò)統(tǒng)計(jì)學(xué)的方法來(lái)評(píng)估：運(yùn)用三參數(shù)Weibull分布，廣義Pareto分布和廣義極值分布可以對(duì)沖擊荷載峰值的超越概率密度進(jìn)行擬合，并且通過(guò)K-S法檢驗(yàn)其分布擬合優(yōu)度[14-16]。然而，超越概率分布只能反映出晃蕩沖擊荷載的部分信息，荷載上升和持續(xù)時(shí)間與液艙結(jié)構(gòu)自振周期的關(guān)系以及荷載脈沖的偏斜度都未能得到評(píng)估，即概率分布不能給出一個(gè)完整的供儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的沖擊荷載形式。因此，通過(guò)晃蕩模型實(shí)驗(yàn)研究得到既包含荷載峰值大小，又包含上升和持續(xù)時(shí)間以及荷載脈沖的偏斜度等信息的晃蕩沖擊荷載對(duì)儲(chǔ)艙的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)更為關(guān)鍵。

本文以二維矩形液艙為研究對(duì)象，在大噸位六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)開(kāi)展了長(zhǎng)期的不規(guī)則外激激勵(lì)下的晃蕩模型實(shí)驗(yàn)研究，選擇沖擊荷載沖擊率較大的三個(gè)測(cè)點(diǎn)位置，統(tǒng)計(jì)晃蕩沖擊荷載的上升和持續(xù)時(shí)間，分析其與儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)響應(yīng)的關(guān)系；計(jì)算沖擊荷載三角脈沖的偏斜度，分析不同偏斜度下儲(chǔ)艙內(nèi)流體沖擊的差異；本文定量地提出儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)所需要的包含荷載峰值大小、上升和持續(xù)時(shí)間以及脈沖偏斜度下最危險(xiǎn)的沖擊荷載脈沖模型。該簡(jiǎn)化的沖擊荷載模型，可為開(kāi)展薄膜型液化天然氣儲(chǔ)液艙結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)分析提供荷載參考。

1晃蕩模型實(shí)驗(yàn)

以薄膜型液化天然氣儲(chǔ)液艙的縱向矩形截面為研究對(duì)象，進(jìn)行λ=1∶40的幾何縮比，得到模型實(shí)驗(yàn)所用的二維矩形液艙，其內(nèi)壁尺寸：長(zhǎng)(L)為946 mm, 高(H)為670 mm, 寬(B)為118 mm,L/B≈8，適當(dāng)?shù)拈L(zhǎng)寬比既可以保證艙內(nèi)全局流場(chǎng)的二維特性，又可以忽略沿著液艙寬度方向上產(chǎn)生的邊界層厚度對(duì)實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果的影響[17-19]。矩形液艙主尺度及坐標(biāo)軸定義(見(jiàn)圖1)。

圖1　矩形艙主尺度，俯視圖和正視圖(mm) Fig.1 Rectangular tank dimensions, top view and front view(mm)

實(shí)驗(yàn)選取載液率h/H=0.85 (h為載液高度，h=569.5 mm)開(kāi)展研究。該載液率下，艙內(nèi)液體主要沖擊矩形艙頂部?jī)啥?，所以監(jiān)測(cè)沖擊荷載的壓力傳感器集中布置于液艙頂部左側(cè)邊緣處。實(shí)驗(yàn)共采用8個(gè)針孔型壓阻式傳感器，測(cè)量誤差為5.26‰[19]，傳感器具體布點(diǎn)位置及編號(hào)(見(jiàn)圖2)。

圖2　液艙頂部壓力傳感器布置(mm) Fig.2 Pressure sensors map, top view(mm)

由于沖擊荷載上升和持續(xù)時(shí)間一般為毫秒量級(jí)[5-6]，選擇適當(dāng)?shù)臄?shù)據(jù)采樣頻率對(duì)于壓力傳感器有效捕捉?jīng)_擊荷載峰值非常關(guān)鍵[20]，本文的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采樣頻率為20 kHz。

大噸位六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)(見(jiàn)圖3)，最大負(fù)載12 t，電動(dòng)平臺(tái)，可模擬船體六個(gè)自由度的規(guī)則和不規(guī)則運(yùn)動(dòng)。平臺(tái)在六個(gè)自由度的最大位移(見(jiàn)表1)，其運(yùn)動(dòng)精度平動(dòng)為±1 mm，轉(zhuǎn)動(dòng)為±0.1°。

表1　平臺(tái)運(yùn)動(dòng)最大位移

圖3　六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái) Fig.3 Hexapod test rig

不規(guī)則的外激激勵(lì)最能反映船體的真實(shí)運(yùn)動(dòng)，通過(guò)Froude相似將LNG船舶運(yùn)動(dòng)的時(shí)程曲線轉(zhuǎn)化為實(shí)驗(yàn)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的不規(guī)則激勵(lì)時(shí)程，共開(kāi)展三種不同的實(shí)驗(yàn)工況，C1, C2和C3。本文定義六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)沿液艙x，y，z軸方向的平動(dòng)分別為橫蕩，縱蕩和垂蕩；繞液艙x，y，z軸方向的轉(zhuǎn)動(dòng)分別為縱搖，橫搖和艏搖，其中工況C1的平臺(tái)激勵(lì)為不規(guī)則橫蕩激勵(lì)，C2為不規(guī)則橫蕩，橫搖和垂蕩的耦合激勵(lì)，C3為不規(guī)則橫搖激勵(lì)。每個(gè)工況重復(fù)實(shí)驗(yàn)6次，每次持續(xù)30 min，以3 h的完整數(shù)據(jù)進(jìn)行后期分析。具體的實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)(見(jiàn)表2)。

表2　實(shí)驗(yàn)工況

2數(shù)據(jù)處理方法

圖4給出了工況C2，第一組實(shí)驗(yàn)的一段時(shí)間范圍(320～420 s)，2#傳感器典型的壓力時(shí)程曲線，記錄了該測(cè)點(diǎn)位置在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中受到的沖擊荷載變化。一組較長(zhǎng)時(shí)間(Long duration)的晃蕩模型實(shí)驗(yàn)，其壓力時(shí)程曲線是由大量的沖擊事件(Sloshing event)組成，每一個(gè)沖擊事件中，沖擊荷載都是由最小值經(jīng)過(guò)幾毫秒或幾十毫秒上升到最大值，之后又經(jīng)過(guò)幾毫秒或幾十毫秒下降到最小值。對(duì)于儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載，只有較大的荷載峰值才具有實(shí)際意義，設(shè)定閾值(Threshold)為5 kPa，時(shí)間間隔(Time interval)為100 ms，即在100 ms的范圍內(nèi)大于閾值5 kPa的沖擊荷載峰值才被定義為有效沖擊，即發(fā)生一次沖擊事件，而每分鐘發(fā)生的沖擊事件個(gè)數(shù)定義為沖擊率(Event Rate, ER)。

圖4　壓力時(shí)程曲線 Fig.4 Pressure time history

以圖4的一個(gè)典型沖擊事件為研究對(duì)象(見(jiàn)圖5)，定義沖擊荷載值從0.5×荷載峰值(0.5×Pmax)上升到荷載峰值(Pmax)的時(shí)間間隔為沖擊荷載上升時(shí)間的一半0.5×上升時(shí)間(0.5×Trise)，同理可知由荷載峰值Pmax下降到0.5×Pmax的時(shí)間間隔為沖擊荷載下降時(shí)間的一半0.5×下降時(shí)間(0.5×Tdecay)，即有公式：

Trise=2(tPmax-t(0.5Pmax)up-crossing )

(1)

Tdecay=2(t(0.5Pmax)down-crossing -tPmax)

(2)

則對(duì)于一個(gè)典型的沖擊荷載，其沖擊持續(xù)時(shí)間有公式：

Tduration=Trise+Tdecay

(3)

圖5　沖擊荷載上升時(shí)間和下降時(shí)間 Fig.5 Rise time and decay time of impact pressure

沖擊荷載的上升和持續(xù)時(shí)間一般都是毫秒量級(jí)，圖5所示的Trise就小于1ms。對(duì)于一個(gè)典型的沖擊事件，沖擊荷載從開(kāi)始到結(jié)束的過(guò)程一般可簡(jiǎn)化為一個(gè)三角脈沖，而對(duì)于完整晃蕩模型實(shí)驗(yàn)中大量的沖擊事件，其每一個(gè)沖擊事件具有不同的荷載上升時(shí)間和持續(xù)時(shí)間，所以其簡(jiǎn)化后的每一個(gè)三角脈沖的偏斜度 (Skewness)也是不盡相同的，定義沖擊荷載三角脈沖的偏斜度公式：

Skewness=2Trise/Tduration

(4)

晃蕩模型實(shí)驗(yàn)測(cè)得的沖擊荷載，其偏斜度的值在0～2之間變化。偏斜度不同的值表征了儲(chǔ)艙內(nèi)流體沖擊壁面過(guò)程及沖擊荷載脈沖形狀的差異。本文結(jié)合實(shí)驗(yàn)中觀測(cè)到的沖擊過(guò)程中伴隨的復(fù)雜物理現(xiàn)象，對(duì)偏斜度進(jìn)行了解釋?zhuān)喝羝倍?1(見(jiàn)圖6(a))，則表明沖擊荷載具有較小的上升時(shí)間，表現(xiàn)為典型的不可壓縮流體的水動(dòng)力沖擊；當(dāng)偏斜度≈1時(shí)(見(jiàn)圖6(b))，沖擊荷載三角脈沖接近于對(duì)稱(chēng)形式，表現(xiàn)為在沖擊過(guò)程中，氣體被截留，液體與側(cè)壁或艙頂形成氣體空隙, 圖中當(dāng)液體以速度U2沖擊液艙頂部時(shí)，在液艙側(cè)壁與頂部的拐角處發(fā)生了氣體被截留的現(xiàn)象；偏斜度>1的沖擊荷載(見(jiàn)圖6(c))，則具有較長(zhǎng)的荷載上升時(shí)間，且沖擊過(guò)程中伴隨著大量的氣泡。

圖6　晃蕩沖擊荷載脈沖形式 Fig.6 Triangular impulse for impact pressure

3結(jié)果分析與討論

首先計(jì)算三種工況下，每一個(gè)測(cè)點(diǎn)位置六組實(shí)驗(yàn)所測(cè)沖擊荷載的沖擊率平均值。分別對(duì)每個(gè)工況下沖擊率平均值較大的三個(gè)測(cè)點(diǎn)位置進(jìn)行沖擊荷載上升時(shí)間，持續(xù)時(shí)間和脈沖偏斜度的分析研究。

3.1沖擊荷載的沖擊率

圖7分別給出了C1, C2, C3三種工況下，8個(gè)壓力傳感器六組實(shí)驗(yàn)測(cè)得沖擊荷載的沖擊率平均值(Mean ER)及其標(biāo)準(zhǔn)差(standard deviation)?？梢缘玫剑孩偃N工況下，ER平均值均大于10，表明所有傳感器在一分鐘時(shí)間內(nèi)，其受到?jīng)_擊次數(shù)的平均值都在10次以上；②對(duì)于同一個(gè)傳感器在三種工況下的ER平均值，工況C2的沖擊次數(shù)更多，即三自由度耦合激勵(lì)下的晃蕩沖擊事件發(fā)生次數(shù)較單自由度激勵(lì)下的更多；③三種工況下，Mean ER較大的三個(gè)值均發(fā)生在1#，2#和4#壓力傳感器，這三個(gè)傳感器都位于液艙頂部靠近側(cè)壁的一列，由此可知該列傳感器在液艙晃蕩過(guò)程中受到的沖擊次數(shù)較多。

同時(shí)沖擊峰值的響應(yīng)周期(Response period)等于沖擊率的倒數(shù)，即1/ER，該值表示沖擊事件發(fā)生的平均周期。

圖7　沖擊率 (ER)平均值和標(biāo)準(zhǔn)差 Fig.7 Mean ER with standard deviation

3.2沖擊荷載的上升時(shí)間和偏斜度

基于晃蕩沖擊荷載的儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不僅要考慮荷載峰值的大小及其概率分布，還要充分分析影響儲(chǔ)艙艙壁結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)的其他荷載參數(shù)，包括沖擊荷載的上升和持續(xù)時(shí)間以及偏斜度等。

沖擊荷載上升時(shí)間Trise和持續(xù)時(shí)間Tduration的值一般只有幾毫秒到幾十毫秒，液體對(duì)艙壁艙壁的沖擊是一種瞬態(tài)沖擊過(guò)程，伴隨著瞬間的，強(qiáng)烈的能量釋放或者轉(zhuǎn)化。當(dāng)沖擊造成局部應(yīng)力達(dá)到艙壁結(jié)構(gòu)的許用應(yīng)力時(shí)可能就會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)造成破壞，從而影響液艙的正常工作。因此，儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，其結(jié)構(gòu)自振頻率應(yīng)盡可能避開(kāi)沖擊荷載的上升時(shí)間和持續(xù)時(shí)間。

通過(guò)晃蕩模型實(shí)驗(yàn)可以得到大量具有不同上升和持續(xù)時(shí)間的沖擊荷載，將這些荷載作用到儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)上進(jìn)行有限元分析，得到結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)(Dynamicresponse，DR)和靜響應(yīng)(Staticresponse，SR)，定義DR/SR的值為動(dòng)力放大因子(Dynamicamplificationfactor，DAF)，并定義Pmax×DAF的值為評(píng)估儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)安全的等效荷載，即結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載。荷載沖擊的快慢將會(huì)影響動(dòng)力放大因子的值，進(jìn)而影響儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載值。圖8為英國(guó)勞氏船級(jí)社規(guī)范中，關(guān)于儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，動(dòng)力放大因子與晃蕩沖擊荷載上升時(shí)間的關(guān)系曲線[3]，即DAF隨Trise的變化趨勢(shì)。當(dāng)沖擊荷載上升時(shí)間小于結(jié)構(gòu)的自振周期時(shí)，其動(dòng)力放大因子DAF較小，如圖8中“a”段所示，隨著上升時(shí)間逐漸接近于結(jié)構(gòu)的自振周期，DAF增大并達(dá)到最大值，此時(shí)儲(chǔ)艙艙壁具有較大的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，如圖8中“b”段所示，隨著上升時(shí)間的繼續(xù)增大且遠(yuǎn)離于結(jié)構(gòu)的自振周期，則DAF也隨之減小，如圖8中“c”段所示。雖然有限元分析時(shí)建模方法的不同可能會(huì)產(chǎn)生儲(chǔ)艙艙壁結(jié)構(gòu)的自振周期略有不同，進(jìn)而會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生較大結(jié)構(gòu)響應(yīng)的上升范圍有所不同。但是對(duì)于原型液艙而言，其值一般在5～10 ms的范圍內(nèi)，而對(duì)于實(shí)驗(yàn)為λ=1∶40的模型液艙，根據(jù)Froude相似可以確定其時(shí)間范圍在0.79～1.58 ms。因此，上升時(shí)間在這個(gè)范圍內(nèi)且峰值較大的沖擊荷載在儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)要重點(diǎn)關(guān)注。

圖8　動(dòng)力放大因子(英國(guó)勞氏船級(jí)社) Fig.8 Dynamic amplification factor (Lloyd’s Register)

圖9、圖10和圖11 (a)圖分別給出了三種工況下，1#，2#和4#傳感器測(cè)得的每一個(gè)沖擊荷載所對(duì)應(yīng)的的上升時(shí)間Trise，得到以下結(jié)論：①對(duì)于峰值Pmax<50kPa的沖擊荷載，其上升時(shí)間分布范圍較廣，從幾毫秒到幾十毫秒，其中某些荷載峰值(Pmax<10kPa)的上升時(shí)間可>20ms；②對(duì)于峰值Pmax>50kPa的沖擊荷載，具有較小的荷載上升時(shí)間，局部放大圖9、圖10和圖11(a)圖中沖擊壓力為50～60kPa對(duì)應(yīng)的沖擊上升時(shí)間，即(a)中虛線框所示的范圍，放大結(jié)果分別詳見(jiàn)圖9、圖10和圖11(b)所示。圖中工況2和3中存在上升時(shí)間在0.79～1.58ms范圍內(nèi)的晃蕩沖擊荷載，處于能夠使儲(chǔ)艙艙壁產(chǎn)生較大結(jié)構(gòu)響應(yīng)的時(shí)間范圍內(nèi)，在儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)要重點(diǎn)考慮這些峰值大，沖擊快，易使艙壁結(jié)構(gòu)發(fā)生共振，導(dǎo)致較大結(jié)構(gòu)響應(yīng)的沖擊荷載；③三種工況下，沖擊荷載上升時(shí)間的分布規(guī)律基本一致，表明沖擊荷載上升時(shí)間具有一定的屬性，其峰值較大的沖擊荷載往往沖擊較快，而峰值較小的沖擊荷載沖擊較慢。

(a)荷載峰值與上升時(shí)間的關(guān)系(b)載荷峰值在50～60kPa對(duì)應(yīng)的沖擊上升時(shí)間的放大圖(a)荷載峰值與上升時(shí)間的關(guān)系(b)載荷峰值在50～60kPa對(duì)應(yīng)的沖擊上升時(shí)間的放大圖(a)荷載峰值與上升時(shí)間的關(guān)系(b)載荷峰值在50-60kPa對(duì)應(yīng)的沖擊上升時(shí)間的放大圖圖9 工況C1,沖擊荷載的上升時(shí)間Fig.9RisetimeofimpactloadsofC1圖10 工況C2,沖擊荷載的上升時(shí)間Fig.10RisetimeofimpactloadsofC2圖11 工況C3,沖擊荷載的上升時(shí)間Fig.11RisetimeofimpactloadsofC3

由式(4)計(jì)算三種工況下，峰值Pmax大于50kPa的沖擊荷載三角脈沖的偏斜度Skewness，如圖12所示,得到以下結(jié)論：①?zèng)_擊荷載(Pmax>50kPa)脈沖的偏斜度的值大部分在0.5～1.5之間變化，沒(méi)有出現(xiàn)沖擊荷載下降時(shí)間Tdecay遠(yuǎn)大于上升時(shí)間Trise或者Trise遠(yuǎn)大于Tdecay的情況；②沖擊荷載(Pmax>50kPa)脈沖的偏斜度的值集中于1附近，由圖6可知其沖擊過(guò)程發(fā)生氣體被截留現(xiàn)象，表明較大的沖擊荷載往往是液體和氣體共同作用的結(jié)果；③由圖9，圖10和圖11可知，沖擊荷載(Pmax>50kPa)的上升時(shí)間集中在1ms左右，然而圖12顯示其偏斜度的分布范圍較廣，表明即使是具有相同上升時(shí)間的沖擊荷載，其偏斜度的值也不盡相同，而具有不同偏斜度值的沖擊荷載也是儲(chǔ)艙艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要考量。

圖12　沖擊荷載三角脈沖的偏斜度 Fig.12 Skewness for impact pressure triangular impulse

3.3儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載形式

確定包含有峰值大小，上升和持續(xù)時(shí)間以及脈沖偏斜度的晃蕩沖擊荷載是儲(chǔ)艙艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與分析的關(guān)鍵內(nèi)容。為此綜合三種工況下，即圖9、圖10和圖11中所有峰值Pmax>50kPa且上升時(shí)間范圍為0.79～1.58ms的沖擊荷載，計(jì)算其脈沖偏斜度小于、約等于和大于1三種情況下的晃蕩沖擊荷載簡(jiǎn)化模型(見(jiàn)圖13)。

圖13中沖擊荷載的三種簡(jiǎn)化模型的上升時(shí)間(豎直虛線對(duì)應(yīng)橫坐標(biāo))均位于使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大響應(yīng)的時(shí)間范圍內(nèi)，該簡(jiǎn)化形式可為薄膜型液化天然氣儲(chǔ)艙艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有限元分析提供荷載參考。

圖13　設(shè)計(jì)荷載的簡(jiǎn)化模型 Fig.13 Idealized triangular pressure model of design loading

4結(jié)論

為了確定儲(chǔ)艙艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載信息，在大噸位六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)開(kāi)展了長(zhǎng)期的不規(guī)則激勵(lì)下的二維矩形艙晃蕩模型實(shí)驗(yàn)。通過(guò)統(tǒng)計(jì)學(xué)的方法分別研究了晃蕩沖擊荷載峰值、其上升和持續(xù)時(shí)間以及偏斜度等儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)需要的荷載參數(shù)，得到以下主要結(jié)論：

(1)高載液工況下(h/H=0.85)，晃蕩沖擊荷載主要沖擊儲(chǔ)艙頂部邊緣，且耦合激勵(lì)(橫蕩，橫搖和垂蕩)比單自由度激勵(lì)的沖擊更為劇烈。因此，針對(duì)長(zhǎng)期的耦合不規(guī)則激勵(lì)實(shí)驗(yàn)研究是非常有必要的；

(2)由于液體和氣體的相互作用，導(dǎo)致晃蕩沖擊荷載具有較大的幅值，且沖擊上升時(shí)間較短；

(3)基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果，給出了晃蕩沖擊荷載大于50 kPa且上升時(shí)間接近結(jié)構(gòu)最高階固有周期的三角脈沖簡(jiǎn)化模型，可為儲(chǔ)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有限元分析提供荷載參考。

致謝

作者衷心感謝對(duì)于文本提出寶貴意見(jiàn)和建議的審稿人員和編輯們。

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