沈民民 孫船斌 童寶宏 侯童珅

1.安徽工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，馬鞍山，2430322.特種重載機(jī)器人安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，馬鞍山，243032

0 引言

船舶在波浪中航行會激勵(lì)液艙內(nèi)的液體產(chǎn)生強(qiáng)烈的瞬時(shí)沖擊以及劇烈的晃蕩[1-2]，液體晃蕩引起的局部瞬態(tài)高壓可能會損壞液艙結(jié)構(gòu)[3]，甚至影響船舶運(yùn)動姿態(tài)，尤其是當(dāng)外部激勵(lì)頻率在液艙的共振頻率附近時(shí)[4]，液艙結(jié)構(gòu)損壞可能更為嚴(yán)重，所以對流體晃蕩問題的研究主要關(guān)注在固有頻率附近沖擊載荷隨頻率變化的規(guī)律[5]。在液艙中加入擋板，利用擋板的阻尼作用可以有效抑制沖擊壓力，并增強(qiáng)液艙本身的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，但擋板的加入不僅會增加艙體自重、縮小載液容積，還存在受流體沖擊而損壞的風(fēng)險(xiǎn)[6]，因此，擋板結(jié)構(gòu)既要保證抑制液體晃蕩，又要降低成本與風(fēng)險(xiǎn)。

晃蕩問題一直是液艙設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。FALTINSEN等[7-8]基于線性勢流理論對液艙在晃蕩幅值較小的情況進(jìn)行了研究；張海濤等[9]采用非線性振動解析方法求出了小幅激勵(lì)容器所受晃動力的解析近似解。然而目前對大幅晃蕩過程的研究較少。由于液體在大振幅激勵(lì)下會伴隨著復(fù)雜的水動力現(xiàn)象[10]，比如波浪的翻卷、破碎以及氣泡夾帶等現(xiàn)象，強(qiáng)烈的非線性和不穩(wěn)定行為讓理論解析法對劇烈晃蕩的預(yù)測和捕捉存在局限性，因此目前主要通過模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬對劇烈晃蕩進(jìn)行研究[11-12]。

氣體與液體均具有可壓縮性，二者相互作用會導(dǎo)致晃蕩沖擊壓力幅值較大且沖擊時(shí)間較短[13]。當(dāng)垂直波正面撞擊艙壁時(shí)，會出現(xiàn)氣泡夾帶，導(dǎo)致瞬時(shí)壓力峰值產(chǎn)生[14-15]。XUE等[16]發(fā)現(xiàn)擋板附近的流體會由于邊緣效應(yīng)產(chǎn)生渦旋；孫龍剛等[17]基于Q準(zhǔn)則對復(fù)雜的渦旋流動進(jìn)行了表征。對沖擊信號處理有利于分析晃蕩過程，XUE等[18]基于FFT(fast Fourier transformation)發(fā)現(xiàn)，盡管擋板位置不同，但主要響應(yīng)頻率都是其外激勵(lì)頻率和其倍頻。楊志勛等[19]采用的HHT(Hilbert-Huang transform)方法充分反映出了晃蕩沖擊過程中的時(shí)頻特性。

擋板可以有效抑制晃蕩現(xiàn)象。國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對各類擋板結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量研究。ABRAMSON[20]首次提出在航天器中安裝擋板來抑制發(fā)動機(jī)燃料的晃動；GOUDARZI等[21]發(fā)現(xiàn)，為抑制寬度較大容器中的晃蕩，垂直穿孔擋板的阻尼效果更好；POGULURI等[22]進(jìn)一步對晃蕩過程中垂直方孔板篩引起的射流和波浪破碎進(jìn)行了研究。YU等[23]比較了固度比(擋板固體面積與擋板總面積的比值)分別為0.4、0.6與0.9的垂直方孔板篩抑制晃蕩自由液面高度的效果，研究表明固度比為0.6的板篩效果更好，且在液艙中設(shè)置兩塊垂直擋板能更有效地抑制高頻激勵(lì)引起的晃蕩。上述研究多針對方形孔隙，但隨著方孔密度變化，板篩上的方孔存在加工復(fù)雜、應(yīng)力集中度高，以及屈曲承載能力較低等問題[24]，而圓孔對該問題有所改善。目前，關(guān)于大振幅激勵(lì)、多孔結(jié)構(gòu)擋板影響下，波浪翻卷及破碎后的氣泡摻入引起的隨機(jī)性沖擊壓力隨外激勵(lì)頻率變化的規(guī)律仍鮮有報(bào)道，多孔結(jié)構(gòu)擋板對沖擊壓力在時(shí)域及頻域的影響仍有待完善。

針對上述問題，本文研究多孔結(jié)構(gòu)擋板對液體劇烈晃蕩的抑制過程。通過構(gòu)建大振幅水平激勵(lì)試驗(yàn)平臺開展掃頻試驗(yàn)，研究大振幅激勵(lì)下沖擊壓力的時(shí)域和頻域特性，并從擋板結(jié)構(gòu)和渦旋強(qiáng)度方面解釋沖擊壓力特征產(chǎn)生差異的原因。

1 試驗(yàn)設(shè)置與沖擊壓力響應(yīng)規(guī)律

1.1 試驗(yàn)平臺

基于水平激勵(lì)試驗(yàn)平臺開展試驗(yàn)研究，該平臺由曲柄滑塊機(jī)構(gòu)施加諧波激勵(lì)運(yùn)動平臺，運(yùn)動平臺通過導(dǎo)軌、滑塊實(shí)現(xiàn)運(yùn)動。將液艙模型固定在運(yùn)動平臺上，利用采集與控制裝置完成對信號的采集與處理，如圖1所示。伺服電機(jī)控制運(yùn)動平臺的激勵(lì)頻率，調(diào)節(jié)速度控制器實(shí)現(xiàn)運(yùn)動平臺按照指定的規(guī)律運(yùn)動。

(a)試驗(yàn)設(shè)備工作原理示意圖

(b)動力裝置 (c)傳感器安裝位置 (d)信號采集儀圖1 試驗(yàn)設(shè)備工作原理圖及主要儀器實(shí)物圖

液艙采用透明有機(jī)玻璃，液艙內(nèi)部長寬高分別為400 mm、200 mm及400 mm。曲柄滑塊機(jī)構(gòu)中連桿長度為500 mm。薛米安等[25]對液深為90 mm時(shí)無擋板影響下液艙中液體晃動現(xiàn)象進(jìn)行了分析，本文亦將液深設(shè)定為90 mm，探究同一液深下多孔擋板對液體晃蕩的影響。多孔擋板的長度和高度分別為200 mm和400 mm，孔徑為40 mm，孔距為48 mm，多孔擋板的固度比Sn=0.6，距離液艙壁面的距離為125 mm，如圖2所示。

圖2 多孔擋板模型示意圖

為記錄液體晃蕩對艙壁的壓力，在液艙運(yùn)動方向艙壁的中心線處安裝液壓傳感器，液壓傳感器距離艙底的距離為30 mm，可確保劇烈晃蕩時(shí)能夠監(jiān)測到液體對艙壁的沖擊壓力。每次試驗(yàn)前需要先校準(zhǔn)傳感器，運(yùn)動平臺回到初始位置，并保證液面平靜，確保試驗(yàn)數(shù)據(jù)真實(shí)可靠。

1.2 試驗(yàn)工況

以正弦運(yùn)動激勵(lì)試驗(yàn)平臺，使液艙往復(fù)運(yùn)動。試驗(yàn)平臺的水平運(yùn)動正弦激勵(lì)速度函數(shù)為

(1)

式中，A為振幅，mm；ω為激勵(lì)角頻率，rad/s；t為時(shí)間，s。

根據(jù)勢流理論的假設(shè)，二維矩形液艙的固有頻率計(jì)算公式[8]為

(2)

kn=(2n-1)π/ln=0,1,2,…

式中，ωn為n階固有頻率；g為重力加速度；h為液深；l為液艙長度。

由式(2)可以計(jì)算出矩形液艙的一階和二階固有頻率分別為ω0=6.9008 rad/s、ω1=14.9973 rad/s。

為探究較大激勵(lì)幅度下多孔擋板對液體晃蕩產(chǎn)生的影響，將運(yùn)動平臺激勵(lì)的振幅設(shè)置為A=70 mm，滿足惡劣環(huán)境時(shí)波浪載荷對船舶的動態(tài)響應(yīng)。激勵(lì)頻率ω的范圍為[0.40ω0,2.00ω0]，如表1所示。在一階固有頻率附近進(jìn)行適當(dāng)?shù)募用芴幚恚员ＷC數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確可靠。每組試驗(yàn)采樣時(shí)間為256 s，采樣頻率為128 Hz。

表1 試驗(yàn)外激勵(lì)頻率

1.3 大振幅激勵(lì)下沖擊壓力的頻率響應(yīng)

基于大振幅水平激勵(lì)試驗(yàn)平臺開展不同頻率下的晃蕩試驗(yàn)。圖3為無擋板與多孔擋板在70 mm振幅激勵(lì)下晃蕩時(shí)沖擊壓力峰值的頻率響應(yīng)曲線，并與薛米安等[25]在7 mm的小振幅下的結(jié)果進(jìn)行比較。其中橫坐標(biāo)是外激勵(lì)頻率與一階固有頻率的比值，縱坐標(biāo)是沖擊壓力的最大值。

(a)無擋板模型

(b)多孔擋板模型圖3 最大沖擊壓力對頻率的響應(yīng)規(guī)律

在圖3a所示無擋板液艙中，大振幅激勵(lì)下一階共振頻率發(fā)生在0.93ω0，而小振幅激勵(lì)下一階共振頻率發(fā)生在1.06ω0。這里的一階固有頻率ω0忽略波浪的翻卷、破碎以及氣泡夾帶等強(qiáng)非線性現(xiàn)象，而依據(jù)試驗(yàn)得到最大沖擊壓力的響應(yīng)頻率則包含了波浪破碎等非線性特征的作用。大振幅激勵(lì)與小振幅激勵(lì)的最大沖擊壓力頻率響應(yīng)規(guī)律相近，在一階共振頻率處都出現(xiàn)了較大的沖擊壓力響應(yīng)，但大振幅激勵(lì)下響應(yīng)曲線在大于一階共振頻率后，并未下降到較小值，而是在700 Pa左右浮動，表明非線性晃蕩時(shí)沖擊載荷對頻率的響應(yīng)規(guī)律與小幅線性晃蕩有區(qū)別。當(dāng)在液艙中加入多孔擋板之后，一階共振頻率處的最大壓力迅速減小，且一階共振頻率發(fā)生在0.96ω0處，表明液體晃蕩的幅度減弱后，一階共振頻率會更加接近液艙的固有頻率。結(jié)果表明，劇烈晃動引起的非線性液體狀態(tài)與平穩(wěn)狀態(tài)有較大差異，多孔擋板對液體劇烈晃動的抑制過程需要進(jìn)一步試驗(yàn)研究。

2 沖擊壓力時(shí)域、頻域特性

2.1 沖擊壓力時(shí)域特性分析

圖4所示為無擋板與多孔擋板模型在激勵(lì)頻率為0.8ω0(接近一階固有頻率)、1.0ω0(一階固有頻率)與1.2ω0(遠(yuǎn)離一階固有頻率)的壓力曲線。當(dāng)激勵(lì)頻率為0.8ω0時(shí)，無擋板模型在0～5 s內(nèi)沖擊壓力峰值較高，之后逐漸趨向于穩(wěn)定狀態(tài)，穩(wěn)定后的壓力峰值在350 Pa附近；而加入多孔擋板后，壓力曲線趨向于平穩(wěn)，且壓力峰值在300 Pa左右波動，與穩(wěn)定后的無擋板模型壓力峰值較為接近。表明在接近一階固有頻率時(shí)，液艙中液體本身晃蕩幅度較小，多孔擋板對晃蕩的抑制效果并不明顯。當(dāng)激勵(lì)頻率為1.0ω0時(shí)，無擋板沖擊壓力曲線的波峰達(dá)到799 Pa，波谷位置的壓力幅值為-600 Pa(自由液面高度低于液壓傳感器高度(圖5a)，而多孔擋板的壓力曲線比較穩(wěn)定且壓力峰值僅為351 Pa，表明該激勵(lì)頻率下液體晃蕩的幅度顯著減小，多孔擋板抑制晃蕩沖擊的效果亦更加顯著。圖5所示為激勵(lì)頻率為1.0ω0時(shí)晃動的流場形態(tài)，可看出無擋板模型晃蕩十分劇烈，出現(xiàn)了液體沖擊艙頂?shù)默F(xiàn)象，而多孔擋板模型中液體沿液艙壁面爬升的高度較低，并且擋板壁面處也出現(xiàn)了壁面爬升的現(xiàn)象，表明多孔擋板阻礙了液體的劇烈晃蕩。

(a)無擋板模型

(b)多孔擋板模型圖4 無擋板與多孔擋板在不同激勵(lì)頻率下的壓力曲線

(a)無擋板左壁爬升 (b)無擋板右壁爬升

(c)多孔擋板左壁爬升 (d)多孔擋板右壁爬升圖5 無擋板和多孔擋板晃蕩過程流場形態(tài)(ω=1.0ω0)Fig.5 Flow field morphology of without baffle and porousbaffle in sloshing process(ω=1.0ω0)

(a)無擋板左壁爬升 (b)無擋板右壁爬升

當(dāng)激勵(lì)頻率為1.2ω0時(shí)，無擋板壓力曲線幅值明顯減小，但是出現(xiàn)了雙峰現(xiàn)象，且第一個(gè)峰值要明顯大于第二個(gè)峰值。第一個(gè)峰值來源于晃蕩造成的行進(jìn)波對艙壁的沖擊型壓力，伴隨著行進(jìn)波的繼續(xù)爬升，產(chǎn)生了第一個(gè)峰值；隨后行進(jìn)波失去動能，在重力效應(yīng)的影響下，快速回落的水團(tuán)撞擊自由液面，產(chǎn)生了第二個(gè)峰值[25]。相比之下，液艙中加入多孔擋板之后，激勵(lì)頻率的變化對壓力曲線特征的影響較小。圖6所示為激勵(lì)頻率為1.2ω0時(shí)晃動的流場形態(tài)，相比于激勵(lì)頻率為1.0ω0，無擋板模型中液體沿壁面爬升的高度明顯減小，而多孔擋板模型在兩種頻率下爬升的高度相近，但激勵(lì)頻率為1.2ω0時(shí)

(c)多孔擋板左壁爬升 (d)多孔擋板右壁爬升圖6 無擋板和多孔擋板晃蕩過程流場形態(tài)(ω=1.2ω0)Fig.6 Flow field morphology of without baffle and porous baffle in sloshing process(ω=1.2ω0)

液體撞擊多孔擋板后的波浪破碎現(xiàn)象更加明顯。以上結(jié)果表明，在大振幅激勵(lì)下，激勵(lì)頻率越靠近一階共振頻率，無擋板模型中液體晃蕩幅度越劇烈，但加入多孔擋板之后，激勵(lì)頻率的變化對壓力曲線特征的影響較小，始終比較穩(wěn)定且壓力幅值較小，表明多孔擋板抑制液體劇烈晃動的效果顯著。表2對沖擊壓力曲線的峰值與峰寬(從0到峰值再到0的時(shí)間)特征進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析。表2表明，隨著激勵(lì)頻率的增大，總會出現(xiàn)峰寬的減小，并且加入多孔擋板也會起到減小峰寬的作用。無擋板模型在激勵(lì)頻率為1.0ω0時(shí)，雖然液體晃蕩沖擊壓力峰值高于激勵(lì)頻率為0.8ω0和1.2ω0時(shí)的沖擊壓力峰值，但多孔擋板對壓力峰值的降低率也更高。多孔擋板能夠減小液體晃蕩沖擊壓力的峰值與峰寬，并且一階固有頻率處壓力峰值降低率更顯著。

表2 不同激勵(lì)頻率下壓力曲線特征

2.2 沖擊壓力頻域特性分析

由2.1節(jié)的分析結(jié)果可知，當(dāng)激勵(lì)頻率為1.0ω0時(shí)，液體晃蕩的幅度較為劇烈，對壁面產(chǎn)生強(qiáng)烈的沖擊，因此本節(jié)將對該激勵(lì)頻率下的沖擊壓力信號進(jìn)行幅頻與時(shí)頻特性分析。

2.2.1幅頻特性

沖擊壓力信號在時(shí)域上較難發(fā)現(xiàn)明顯的特征，采用FFT將時(shí)域信號變換到頻域，然后提取信號的模態(tài)信息，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，液艙中安裝多孔擋板對大幅晃蕩下沖擊壓力信號的主要頻率成分(簡稱主頻成分)沒有影響，主頻成分依然是外激勵(lì)頻率和其倍頻，其中倍頻的能量主要來源于非線性的晃蕩波浪相互作用。比較主頻成分的沖擊壓力幅值，多孔擋板模型的主頻所對應(yīng)的壓力幅值分別為245 Pa和11 Pa，相對于無擋板模型，壓力幅值分別降低了51.48%和93.99%。表明多孔擋板從幅頻角度降低液體對壁面沖擊壓力的有效性。

(a)無擋板模型

(b)多孔擋板模型圖7 沖擊壓力信號的FFT分析(ω=1.0ω0)Fig.7 FFT analysis of impact pressure signals(ω=1.0ω0)

2.2.2時(shí)頻特性

(a)無擋板模型

(b)多孔擋板模型圖8 沖擊壓力信號的時(shí)頻譜(ω=1.0ω0)Fig.8 Time spectrum of impact pressure signals(ω=1.0ω0)

FFT提取信號頻譜時(shí)，是對該段信號全部時(shí)域信息進(jìn)行整體變換，不具有時(shí)間與頻率的定位功能。而HHT可以依賴信號本身特征進(jìn)行自適應(yīng)分解，得到該段信號的時(shí)域和頻域聯(lián)合分布信息。從時(shí)頻域方面對大振幅激勵(lì)下的沖擊壓力信號進(jìn)行探討，獲得表征沖擊壓力信號在時(shí)間-頻率-能量的關(guān)系，如圖8所示。分析發(fā)現(xiàn)，在多孔擋板模型的時(shí)頻譜中，只存在低頻，而無擋板模型除了在1.0 Hz附近的低頻之外，在更高頻率2.0 Hz附近也存在明顯的頻率波動。其中低頻代表沖擊過程中液體的整體運(yùn)動形態(tài)，高頻則是代表著晃蕩過程的氣液混合、波面破碎以及液體飛濺現(xiàn)象。并且，結(jié)合圖中的能量分布可以看出，在無擋板模型的結(jié)果中，頻率成分的能量大于600 Pa，而多孔擋板模型的能量僅在300 Pa左右。結(jié)果表明，無擋板的沖擊壓力信號的時(shí)頻域含有低頻和高頻成分，而多孔擋板只有低頻成分，并且該頻率所對應(yīng)的能量較低。

3 多孔擋板抑浪機(jī)理

利用ANSYS-FLUENT軟件平臺，基于動網(wǎng)格耦合VOF(volume of fluid)的數(shù)值模擬方法，對液艙大幅晃蕩進(jìn)行數(shù)值模擬。首先將計(jì)算區(qū)域離散化，用變量的離散分布近似解代替精確解的連續(xù)數(shù)據(jù)。采用二階迎風(fēng)格式對控制方程進(jìn)行離散化，降低數(shù)值上的擴(kuò)散誤差。壓力-速度耦合求解器采用PISO算法，通過預(yù)測—修正—再修正，可以更好地同時(shí)滿足連續(xù)方程和動量方程。單元中心的變量梯度采用更加精確的格林-高斯節(jié)點(diǎn)方法；計(jì)算面上的壓力插值采用可以計(jì)算高度旋流的PRESTO方法；界面重構(gòu)采用幾何界面重構(gòu)方法。液艙模型網(wǎng)格單元尺寸為4 mm，擋板區(qū)域局部加密到2 mm，共有2 057 299個(gè)網(wǎng)格。主要的控制方程如下:

連續(xù)性方程

·U=0

(3)

動量方程

(4)

VOF方法是通過求解流體體積分?jǐn)?shù)α來追蹤液相與氣相界面(液相與氣相的體積分?jǐn)?shù)α分別為1和0)。流體體積分?jǐn)?shù)α輸運(yùn)方程為

(5)

對比相同工況下圖9a試驗(yàn)和圖9b數(shù)值模擬的液面輪廓可知，二者重合度較高，表明該數(shù)值模擬方法模擬液體劇烈晃蕩的可行性。并且，可發(fā)現(xiàn)在液艙中安裝多孔擋板后，擋板結(jié)構(gòu)影響了液體劇烈晃蕩過程中行進(jìn)波的傳遞。高速的行進(jìn)波撞擊多孔擋板，多孔擋板的固體部分阻礙了行進(jìn)波中大部分液體的流動，同時(shí)由于多孔擋板的孔隙之間存在間距，剩余小部分液體被分割成多股射流通過孔隙，急劇降低了行進(jìn)波傳遞速度。

(a)試驗(yàn) (b)數(shù)值模擬圖9 液體穿過多孔擋板孔隙瞬間

圖10a和圖10b所示分別為無擋板與多孔擋板模型在同一時(shí)刻下的流線和流速。在圖10a無擋板模型中，液艙壁面處的流體以較大的流速沿壁面爬升，相比之下，圖10b中液艙壁面處的流速和液面高度均較低。觀察發(fā)現(xiàn)，當(dāng)液艙向右運(yùn)動時(shí)，多孔擋板的“背風(fēng)面”產(chǎn)生流線旋轉(zhuǎn)的現(xiàn)象(圖10b圈出區(qū)域)。這是由于多孔擋板的阻礙作用，導(dǎo)致?lián)醢鍍蓚?cè)的流體存在較大的速度梯度，產(chǎn)生渦旋運(yùn)動。

湍流中渦的強(qiáng)度通過渦量表示，渦量定義為瞬時(shí)速度場的旋度，其計(jì)算公式為

Ω=×U

(6)

式中，Ω為渦量矢量，渦量反映了流體微團(tuán)渦旋運(yùn)動的強(qiáng)度。

Q準(zhǔn)則將局部速度梯度張量分解成一個(gè)對稱張量Sij和一個(gè)反對稱張量ωij，分別表示流體的變形和旋轉(zhuǎn)部分；Q>0表示旋轉(zhuǎn)占主導(dǎo)部分，認(rèn)為存在渦旋運(yùn)動。采用Q準(zhǔn)則對液體晃蕩過程中的渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行捕捉，定義為

(7)

(a)無擋板流場 (b)多孔擋板流場

(c)多孔擋板渦結(jié)構(gòu)圖10 液艙中間切面的流場與渦結(jié)構(gòu)

基于Q準(zhǔn)則對t=4.73 s時(shí)渦旋運(yùn)動進(jìn)行捕捉，結(jié)果如圖10c所示。紅色區(qū)域表征Q>0，表示存在渦旋運(yùn)動，藍(lán)色區(qū)域表征Q<0，表示存在變形。圖10c中Q>0區(qū)域與圖10b流線旋轉(zhuǎn)區(qū)域一致，表明Q準(zhǔn)則表征渦旋運(yùn)動的有效性。液深為90 mm，圖11給出了左側(cè)多孔擋板(1/2高度)壁面區(qū)域的渦量，可以看出，僅多孔結(jié)構(gòu)的邊緣位置出現(xiàn)較大的渦旋運(yùn)動，表明液體通過多孔擋板孔隙產(chǎn)生速度梯度，使流體內(nèi)部形成較大范圍的渦旋運(yùn)動，耗散大幅晃蕩時(shí)流體中劇烈的能量，抑制流體對液艙壁面的沖擊。

圖11 左側(cè)多孔擋板(1/2高度)壁面區(qū)域的渦量

結(jié)果表明：多孔擋板的固體結(jié)構(gòu)阻礙了行進(jìn)波中大部分流體運(yùn)動，剩余小部分流體通過了多孔擋板的孔隙；擋板兩側(cè)速度梯度導(dǎo)致孔隙邊緣產(chǎn)生耗散能量的渦旋運(yùn)動，減緩了流體對液艙壁面沖擊。

4 結(jié)論

(1)構(gòu)建了大振幅水平激勵(lì)試驗(yàn)平臺，采用試驗(yàn)與數(shù)值分析的方法對多孔擋板影響液體晃蕩的沖擊壓力特征進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)大振幅激勵(lì)下沖擊壓力對頻率的響應(yīng)規(guī)律與小振幅的結(jié)果有區(qū)別；波浪翻卷、破碎等非線性特征會導(dǎo)致共振頻率偏離固有頻率。

(2)多孔擋板能夠減小液體晃蕩沖擊壓力的峰值與峰寬，并在一階固有頻率處壓力峰值降低率更顯著。

(3)多孔擋板不改變幅頻中的主頻成分，但主頻的壓力幅值明顯減?。欢嗫讚醢宓臅r(shí)頻譜僅有低頻成分，并且每個(gè)時(shí)刻的頻率所對應(yīng)的能量較小。

(4)擋板固體結(jié)構(gòu)和孔隙的渦旋減緩了液體的劇烈晃蕩。穿過孔隙的液體產(chǎn)生耗散能量的渦旋運(yùn)動，但孔隙越大，擋板結(jié)構(gòu)阻礙行進(jìn)波效果越差；小孔隙會影響液體的流動暢通，需合理權(quán)衡。