LNG獨立C型液艙晃蕩特性試驗研究

劉 戈， 林 焰*,2， 管 官， 李 冰

( 1.大連理工大學 船舶工程學院， 遼寧 大連 116024；2.大連理工大學 工業裝備結構分析國家重點實驗室， 遼寧 大連 116024 )

LNG獨立C型液艙晃蕩特性試驗研究

劉 戈1， 林 焰*1,2， 管 官1， 李 冰1

( 1.大連理工大學 船舶工程學院， 遼寧 大連 116024；2.大連理工大學 工業裝備結構分析國家重點實驗室， 遼寧 大連 116024 )

與LNG運輸船不同，LNG加注船的液艙會經常處于部分裝載狀態，故液艙晃蕩問題必須予以考慮．由于目前LNG加注船主要采用獨立C型液艙，針對該種形式液艙，使用模型試驗，系統研究了不同載液高度、激勵頻率及激勵幅值影響下的晃蕩情況．討論分析了其晃蕩時自由液面的波形特征，對中間液深工況下，自由液面在艙頂的影響下出現的波形進行分類．通過對晃蕩荷載的統計分析，發現產生最大荷載的激勵頻率與理論固有頻率有所偏差，且該偏差會隨著液位的升高而降低．此外，在荷載空間分布方面，載液高度為0.6Di(Di為模型液艙直徑)時，自由液面在封頭處破碎嚴重，會對液艙封頭上部產生較大沖擊；而在0.8Di載液高度時，應充分考慮0.8fn(fn為理論固有頻率)至1.2fn激勵區間內的頂部沖擊荷載．

晃蕩；獨立C型液艙；LNG加注船；試驗研究

0 引 言

隨著清潔能源的推廣，液化天然氣(liquid natural gas，簡稱LNG)的使用范圍越來越廣，許多船只已經開始使用LNG作為燃料．LNG燃料的加注方式通常為岸邊加注，專用LNG加注船以其方便靈活、節省投資、極少占用碼頭資源等眾多優勢成為一個有很強競爭力的LNG產業裝備選擇[1]，但國內LNG加注船的研究尚處于起步階段．由于加注船液艙會經常處于部分裝載狀態，晃蕩問題是該船設計的一大難點，同時，晃蕩荷載也是其圍護系統的設計荷載之一[2]，而目前LNG加注船的液艙主要采用獨立C型液艙，所以獨立C型液艙的晃蕩研究對于LNG加注船的設計與發展有著重大意義．

對于晃蕩問題，國內外有很多學者對其進行了研究，其中模型試驗由于成本較低且較為可靠，是主流的研究手段．Faltinsen等[3]運用解析法對不同形狀液艙的晃蕩進行了分析，并使用模型試驗進行了驗證，而且基于線性勢流理論，通過解析的手段計算二維方形艙的晃蕩荷載．Souto-Iglesias 等首先對晃蕩的試驗準備及晃蕩數據的處理進行了介紹與討論[4]；之后，通過對不同液艙寬度、不同試驗介質(水和葵花籽油)的矩形液艙進行試驗，系統地對晃蕩荷載進行了研究，分析了液艙寬度增大引起的三維效應對沖擊荷載的影響，并結合統計學的方法對試驗結果進行了分析[5]．此外，針對試驗中使用的介質與設備，Zou等[6]與衛志軍等[7]分別就液體黏性與外激勵設備對晃蕩試驗的影響進行了分析．前者利用羧甲基纖維素鈉調節水的黏性，研究了試驗介質黏性對沖擊荷載的大小、產生及消退時間的影響；后者就單自由度晃蕩平臺及多自由度晃蕩平臺所產生的激勵，通過沖擊荷載的時程及特征值進行了比較分析．液體晃蕩產生的自由液面形狀，也是學者研究晃蕩特性的熱點．Olsen等[8]利用試驗方法對橫搖狀態下液體的側向沖擊波形進行了系統的研究，并將其劃分為5種不同類型，但其研究中包含的算例較少．Bouscasse等[9]對Olsen的研究進行了補充和拓展，包含了不同激勵幅值、不同液位及激勵頻率的試驗工況，從而發現并總結了第6種波形．Wei等[10]通過方形艙晃蕩試驗，補充了第7種晃蕩波形，并給出了其發生幅值及頻率范圍．Jiang等[11-12]考慮液艙艙壁為彈性結構，通過掃頻試驗得到了液體產生最大荷載的試驗低階固有頻率及液體沖擊荷載，比較了彈性與非彈性液艙對固有頻率及晃蕩荷載的影響．

目前晃蕩的研究主要針對方形及薄膜型液艙，而對于LNG獨立C型液艙還很少見．本文以中海油能源發展服務有限公司的研究課題“1 000 m3LNG加注船液貨系統國產化技術研究及試驗”為背景，采用模型試驗研究的方式，對1 000 m3LNG加注船的獨立C型液艙進行了縱搖工況下，不同載液高度、激勵頻率及激勵幅值的晃蕩研究．討論分析LNG獨立C型液艙在縱向振蕩時，其自由液面的波形特征，對較高液位下自由液面在艙頂的影響下出現的波形進行分類．此外，通過壓力傳感器的荷載采集，結合統計方法對晃蕩荷載特性及其頻域、空間分布情況進行研究．

1 模型試驗系統

1.1 試驗裝置及試驗方法

整個LNG獨立C型液艙晃蕩試驗在船舶制造國家工程研究中心的實驗室進行．試驗系統主要由模型液艙、晃蕩平臺系統、晃蕩荷載采集系統以及高速攝像機構成．

模型液艙由1 000 m3LNG加注船的實際液艙尺寸等比例變換而來，幾何比例系數α=17.8，其外形完全仿照實際液艙的結構[13]，分成兩側的封頭和中間的主罐體，主罐體由壁厚為10 mm的有機玻璃制成，封頭由PVC材料制作而成．模型液艙總長(La)為1 890 mm，內直徑(Di)為380 mm，長徑比為4.97∶1．封頭由標準橢圓封頭構成，型號為EHA380×10PMMAJB/T4746[14]．試驗選取水作為試驗介質，并加入約5 mL的紅墨水對介質染色，方便對自由液面形狀的觀察．為了采集、監測各載液高度下的晃蕩荷載，在封頭及液艙頂部設置監測點，以監測液體沖頂的荷載．具體荷載監測點的布置如圖1所示．晃蕩平臺系統由六自由度晃蕩平臺與控制系統構成，平臺最大承載質量為1 t，可模擬橫搖、縱搖、艏搖、橫蕩、縱蕩以及垂蕩6個自由度的運動及它們的耦合運動，其具體參數如表1所示．晃蕩荷載采集系統由齊平膜式壓力傳感器及歐姆龍(OMRON)公司生產的PLC(programmable logic controller，可編程邏輯控制器)采集模塊共同構成，PLC采集模塊可將壓力傳感器產生的電信號進行采集轉換為數字信號，通過PLC專用輸出數據采集軟件PLC-ANALYZER pro 5讀出內存地址中的數據，從而完成對壓力信號的采集過程．壓力傳感器的量程為0～10 kPa，精度為0.2%FS．試驗系統的運作圖如圖2所示．

圖1 壓力監測點的布置

表1 六自由度晃蕩平臺運動性能參數

圖2 晃蕩試驗系統運作圖

1.2 試驗工況

LNG獨立C型液艙橫向為圓形剖面，這種形狀決定了其對橫向的激勵不敏感，而縱向的激勵形式會使液體對艙壁產生較大的晃蕩荷載；同時，在船舶航行中，縱搖是發生頻率較高的船舶基本運動[15]，故本試驗選取縱搖作為試驗的主要外界激勵形式．為了減少起振時晃蕩狀態的影響，采用變幅值的起振方式，其起振及激勵方式如下式所示：

(1)

式中：y(t)為平臺運動角度或位移，單位為°或mm；A為激勵幅值，單位為°或mm；f為試驗的激勵頻率，單位為Hz；t為試驗進行時間，單位為s．可以看出，平臺將通過20 s的起振時間到達給定的激勵幅值運動狀態．

當液艙內液體受到的外界激勵頻率與自身固有頻率相接近時，液體會劇烈晃蕩并對液艙產生較大的荷載，故試驗的激勵頻率以液體縱向一階理論固有頻率(fn)為基點，以0.1fn為步長在一階理論固有頻率附近進行試驗工況開展．載液工況以液艙內直徑的比例并參考規范[2]選取，并根據載液高度與液艙長度之比，結合Faltinsen等[3]劃分的液深標準對載液高度進行分類．同時配合1°～5°的縱搖激勵幅值，最終具體試驗工況如表2所示．

表2 試驗工況

1.3 固有頻率計算

利用試驗系統對模型液艙內的液體，在縱向自由振蕩的條件下，利用快速傅里葉變換對封頭壓力時程曲線進行頻域變換，根據能量譜的最大峰值，可以得到液體縱向一階理論固有頻率．但由于試驗工況中，0.80Di載液高度距離艙頂過小，導致艙頂對理論固有頻率的分析有所影響，故采取數值方法的模態分析輔助理論固有頻率的計算．

基于勢流理論假設，通過有限元的離散方法，借助商業軟件ADINA，對模型液艙內不同液位下的液體進行模態分析，求解一階理論固有頻率，根據模型液艙建立數值計算模型(如圖3所示)．模型液艙艙壁的三向平移為約束條件，并加入重力加速度．將有機玻璃及PVC屬性分別賦予液艙的主罐體及艙壁，將水的材料屬性賦給勢流體單元．使用行列式搜索法(determinant search)，對模型液艙的理論固有頻率進行分析．計算結果與試驗對比情況如表3所示，其中，fADINA為ADINA軟件計算所得結果，fexp為試驗測試所得結果．從結果的誤差情況來看，數值計算在0.25Di、0.40Di及0.60Di的載液高度時，與試驗值吻合情況很好，但在0.80Di載液高度時，相差較大，考慮到在該液位下的試驗測量存在異常，故數值計算結果應為該液位下的一階理論固有頻率，最終選取試驗工況的理論固有頻率為表3中的fn．

圖3 0.25Di載液高度下理論固有頻率分析數值模型

表3 理論固有頻率結果

2 試驗結果與分析

2.1 晃蕩波形特性

在文獻[8]中，Olsen等將方形液艙內的淺水晃蕩波形劃分為5種形式：在低激勵頻率時，晃蕩會表現出駐波形式；而當激勵頻率升高后，艙內液體會依次出現行波；之后變形為涌浪或者水躍，并在艙壁末端破碎；對于更高的激勵頻率，會使破碎后的波浪以涌浪的形式，行進于液艙中；繼續提高激勵頻率，涌浪會最終變為孤立波．Lugni在激勵周期為固有周期的0.75～1.65倍時，捕捉到了前4種類型的晃蕩波形[3]．Bouscasse等[9]補充了第6種淺水晃蕩波形，即當激勵周期位于固有周期的0.5～0.6倍時，會形成一種完全非對稱的波浪形態．之后，Wei等[10]發現了第7種晃蕩波浪形態：當液體在0.37～0.50倍激勵周期的作用下，幅值為艙長0.100～0.116倍時，在與側壁作用后產生一個可以延伸至中橫剖面的強烈卷碎浪．本文基于以上研究，應用其分類方法，對獨立C型液艙中自由液面在晃蕩時的形狀進行探究．針對不同載液高度、激勵頻率及激勵幅值，對液艙內晃蕩波形分別論述．為了論述方便，規定罐體從平衡位置，逆時針向上運動為其運動的起始．

(1)0.25Di載液高度

當激勵頻率在0.6fn(0.13 Hz)至1.4fn(0.31 Hz)區間時，艙內液體主要表現為第3種波形，但由于封頭為曲面，自由液面會沿封頭翻卷落下后破碎．具體來說，在激勵頻率遠離fn(0.22 Hz)時，液體會在液艙兩端“堆積”(如圖4(a)所示，其中，t為運動時間，T為激勵周期)，幾乎沒有沖擊力；在激勵頻率升高的過程中，自由液面沿封頭上升幅度增大(如圖4(b)所示)．在激勵頻率升至1.4fn(0.31 Hz)后，液體開始表現出第4種波形特征，即形成艙內往返運動的涌浪，且在封頭翻卷后破碎(如圖4(c)所示)，或形成水躍(如圖4(d) 所示)．當激勵頻率到達1.6fn(0.35 Hz)后，艙內液體恢復駐波狀態(第2種波形)，表明該液位一階晃蕩達到飽和(如圖4(e)所示)．當載液高度不變，激勵頻率為fn(0.22 Hz)時，改變激勵幅值為1°或5°后，液艙內的晃蕩波形并無改變，仍舊維持第3種波形．

(2)0.40Di載液高度

液體在0.5fn(0.14 Hz)激勵頻率下，自由液面將呈現出第2種波形特征，升高至0.7fn(0.20 Hz)～0.9fn(0.25 Hz)時，自由液面將轉變為第3種波形．若繼續升高頻率至fn(0.28 Hz)后，艙內將呈現出第4種波形狀態，且自由液面將運動至封頭頂端，沿主罐體頂部落下．隨著激勵頻率的提高，自由液面將沖擊封頭頂端，液面破碎較嚴重(如圖5(a)所示)．在激勵頻率達到1.3fn(0.36 Hz)后，波面呈現出第5種波形，即孤立波的形式，但興起波高較小，并在沖擊封頭后破碎(如圖5(b)所示)．當激勵頻率升至1.4fn(0.39 Hz)后，艙內液體將恢復至第2種波形，即在該液位，液體終止一階晃蕩(如圖5(c)所示)．

(3)0.60Di載液高度

當載液高度達到0.60Di后，已超出了文獻[8-10]中的水深工況，但當液體受0.5fn(0.18 Hz)及以下頻率激勵時，自由液面運動狀態仍舊會與第1種波形狀態一致；在激勵頻率為0.6fn(0.22 Hz)后，自由液面將以第2種波形狀態上下起伏．而激勵頻率升至0.7fn(0.25 Hz)后，自由液面形狀呈現出第3種波形狀態，并在封頭處有小部分波面的破碎(如圖6(a)所示)．

但是，當激勵頻率升至0.8fn(0.29 Hz)～1.2fn(0.43 Hz)后，受艙頂的限制，此時自由液面的形狀不再符合文獻[8-10]中的波形描述方法，故本文擴充了中間液深工況的第2種沖頂波形(第1種沖頂波形會在之后介紹)，即液體會沖擊封頭頂部的過渡曲面，從而形成由液滴組成的高速射流(如圖6(b)、(c)所示)，之后以涌浪的形式流向另一側．并且隨著激勵頻率的升高，射流長度加大，自由液面破碎點也會從封頭頂部向主罐體頂部移動．當激勵頻率升至1.3fn(0.47 Hz)時，自由液面恢復為第2種波形狀態，該液位一階晃蕩進入飽和狀態．

圖4 0.25Di載液高度下自由液面的變化

圖5 0.40Di載液高度下自由液面的變化

圖6 0.60Di載液高度下自由液面的變化

以fn(0.36 Hz)為激勵頻率，減小激勵幅值為1°時，艙內液體將變為第5種波形，同樣在沖擊封頭上端后自由液面破碎形成射流(如圖7(a)所示)．而當幅值加大至5°時，艙內液體將會沖擊艙頂，形成第2種沖頂波形，自由液面運動呈現較強的非線性，如圖7(b)所示．

(4)0.80Di載液高度

液艙充裝達到0.80Di載液高度時，沖頂現象頻繁．0.5fn(0.24 Hz)激勵時，會呈現出淺水工況中的第1種波形狀態．在達到0.6fn(0.29 Hz)時，液體開始晃蕩并表現出類似第2種波形狀態，但與之不同的是，部分自由液面會“輕拍”艙頂，如圖8(a)所示．當激勵頻率升至0.7fn(0.34 Hz)后，自由液面出現第1種沖頂波形，即液體在沖擊封頭頂部的過渡曲面形成射流后，沿主罐體頂部滑行至液艙中部(如圖8(b)所示)．在激勵頻率處于0.9fn(0.43 Hz)～1.1fn(0.53 Hz)時，艙內晃蕩液體會表現出第2種沖頂波形，并隨著激勵頻率的加大，出現液體拍擊罐體的響聲，但自由液面沖擊形成射流的位置更加靠近液艙中部(如圖8(c)所示)．若繼續升高激勵頻率至1.2fn(0.58 Hz)時，自由液面會恢復為第2種波形；而達到1.3fn(0.62 Hz)后，0.8Di載液高度下的一階晃蕩達到飽和．

圖8 0.80Di載液高度下自由液面的變化

通過對試驗現象中自由液面運動狀態的分析，可以看出：

自由液面的運動會隨激勵頻率不斷靠近理論固有頻率而變得劇烈，并在超出理論固有頻率20%～30%后，才變得溫和，而在淺水工況中，這個數值可以達到50%；這與Lugni發現的波形區間相一致．

淺水工況中，在0.25Di載液高度時，自由液面在沖擊封頭后，并沒有引起較嚴重的破碎，在改變激勵幅值時，波形仍無較大變化，整個液位一階晃蕩較溫和；而0.40Di載液高度時，自由液面運動變得劇烈，在接近理論固有頻率時會出現自由液面破碎的現象．

0.60Di載液高度時，自由液面運動會在低于0.8fn激勵頻率時，出現3種淺水波形，而當激勵頻率位于理論固有頻率附近時，自由液面會表現出與文獻中波形分類不一致的現象，即第2種沖頂波形．此外，在fn激勵下，減小或增大激勵幅值時并沒有過多地改變液面破碎位置．

0.80Di載液高度時，液體將在較大范圍的激勵頻率內，對主罐體頂部進行沖擊，在低于理論固有頻率時，液體表現出第1種沖頂波形，主要表現為自由液面在主罐體與封頭頂部交界附近破碎，之后沿主罐體頂部運動；而在到達理論固有頻率后形成第2種沖頂波形，其形成的射流速度更快，但之后不會沿主罐體頂部運動．

2.2 試驗數據分析

(1)晃蕩荷載特性

利用布置在封頭處的監測點捕捉晃蕩壓力荷載，并加入平臺輸出的位移曲線，對晃蕩荷載的變化趨勢進行分析，可以發現，液體晃蕩對液艙艙壁可產生兩種類型的壓力荷載時程，一種為單峰壓力荷載曲線，一種為雙峰壓力荷載曲線．單峰曲線出現在0.25Di與0.40Di載液高度時，所有激勵頻率激勵下的監測點；雙峰曲線則只出現在0.60Di與0.80Di載液高度，并在理論固有頻率附近的激勵頻率下．圖9(a)、(b)分別為0.25Di載液高度與0.60Di載液高度的理論固有頻率下，當晃蕩達滿幅值后自由液面處監測點的壓力荷載．圖中，為了更好地比較荷載與平臺運動的關系，將晃蕩荷載分別縮小至1/300與1/700．

(a) 0.25Di載液高度(P1監測點)

(b) 0.60Di載液高度(P4監測點)

圖9 理論固有頻率下的晃蕩壓力荷載時程曲線

Fig.9 The pressure time history curve of sloshing load under theoretical natural frequency

由曲線圖結合試驗現象可知，單峰壓力荷載曲線的峰值與雙峰壓力荷載曲線的第一次峰值，均發生在液艙運動至監測點一側最低處時．從總體試驗提取的荷載值來看，雙峰壓力荷載曲線出現于中間液深工況的高激勵頻率時，此時自由液面運動速度加快，當其運動至封頭處時會沖擊壁面，形成第1次峰值，之后液艙加速向水平位置運動，封頭將會與受慣性作用的液體發生第2次碰撞，由于載液深度的加大與激勵頻率的提高，將再次形成一個持續時間較短的峰值．此觀點可以被文獻[16]所支持．而單峰壓力荷載曲線發生的工況為淺水工況以及中間液深工況遠離理論固有頻率時，較少質量的液體與較低的激勵頻率導致其不會出現第2次荷載峰值．

(2)晃蕩荷載的分布規律

由于晃蕩荷載的隨機性和離散性，本文使用統計值對晃蕩荷載進行分析，分別提取試驗數據中各不同工況下的全局最大值Pmax，其可以表示晃蕩過程中出現過的最大荷載．此外，將不同工況荷載按從大到小排列，取前1/10數量荷載的平均值為1/10最大值P1/10，其可以表征在監測位置較大荷載的均值．因為在自由液面附近會出現較大的動荷載[17]，故選取各液位下自由液面處監測點的荷載進行數據分析．

分析各載液高度下的統計值的最大值，可以得到：在0.25Di載液高度下，產生全局最大值與1/10最大值的激勵頻率要比理論固有頻率高出30%，而隨著液位的升高，與理論固有頻率的差值會隨之減小(如圖10所示)，在文獻[5]和文獻[12]中也提到了相同的趨勢．當液位升至0.80Di載液高度時，兩種統計值所對應的激勵頻率并不相等．這是因為液位的提高，使激勵頻率增長的幅度加大，過高的激勵頻率會使液體產生較大的瞬時動荷載，這一點可以從試驗現象觀察得出，故而產生全局最大荷載的激勵頻率仍舊高于理論固有頻率；而激勵頻率在理論固有頻率時，液艙運動速度有所下降，雖然沒有出現較大的瞬時沖擊動荷載，但液體對封頭作用時間較較高激勵頻率時有所提高，導致了將較大荷載做平均后，產生最大值的激勵頻率會回落至理論固有頻率下．

圖10 荷載最大統計值與液位和激勵頻率的關系

Fig.10 The relationship of filling level and oscillation frequency with maximum statistical values of load

提取各液位的不同類型晃蕩荷載的最大統計值(如圖11所示)，可以發現，隨著液位的升高，全局最大值和1/10最大值的晃蕩荷載均不斷增大，當增至0.60Di載液高度時達到最大值，之后荷載開始降低．這是因為在0.80Di載液高度下，自由液面破碎點移至液艙頂部，從而減弱了對封頭處的沖擊．結合試驗現象中的自由液面變化情況，在對封頭的結構設計時，應較多地關注0.60Di載液高度下的晃蕩荷載．

圖11 各液位下的荷載最大統計值對比

針對0.60Di載液高度，提取自由液面及其附近的監測點P3、P4、P5，在不同激勵頻率下的全局最大值與1/10最大值(如圖12所示)，可以發現，監測點在fn附近的頻率激勵下，全局最大值與1/10最大值的差值開始變大，并隨監測點高度增加而增大，對應的激勵頻率均位于0.9fn(0.32 Hz)～1.2fn(0.43 Hz)，可以證明此時開始出現較大的沖擊晃蕩荷載，因而該激勵頻率區間下的晃蕩對結構影響較大．

圖12 晃蕩荷載的統計值隨激勵頻率的變化

針對0.80Di載液高度下，沖頂較為劇烈的情況，對P6監測點在不同激勵頻率下的全局最大值及1/10最大值進行分析(如圖13所示)，當激勵頻率處于0.8fn(0.38 Hz)～1.2fn(0.58 Hz)時，頂部全局最大荷載已基本保持不變，證明此區間內主罐體頂部荷載相差不多，但會隨著頻率的升高而產生瞬時沖擊荷載．因此，在此液位高度下，主罐體頂部的晃蕩荷載是主要關注點，且產生較大沖頂荷載的激勵區間為0.8fn～1.2fn．

圖13 沖頂荷載的統計值隨激勵頻率的變化

3 結 論

(1)液艙內液體晃蕩產生的自由液面，會隨激勵頻率不斷靠近理論固有頻率而變得劇烈，但在超出理論固有頻率20%～30%后，開始變得溫和，而在0.25Di液載高度下，這個數值會達到50%．這是由于產生最大荷載的激勵頻率并不一定在一階理論固有頻率：在0.25Di載液高度下會升至1.3fn，而0.40Di、0.60Di、0.80Di載液高度下將會降低至1.1fn或1.0fn．

(2)0.25Di載液高度時，液體于理論固有頻率附近晃蕩時，其形成的自由液面在沖擊封頭后，并沒有引起較嚴重的破碎，在改變激勵幅值時，波形無較大變化，整個液位一階晃蕩較溫和；當載液高度為0.40Di、0.60Di時，液體在理論固有頻率及其附近的頻率激勵下，會沿封頭沖擊封頭頂部的過渡曲面．在0.60Di載液高度下，自由液面沖擊過后破碎較嚴重，同時，減小或增大激勵幅值時并沒有過多地改變液面破碎位置．故在液艙設計時，應注意此液位下封頭上部及頂部過渡部分的晃蕩荷載．

(3)0.80Di載液高度時，若低于理論固有頻率，液體會表現出第1種沖頂波形，自由液面將在主罐體與封頭頂部交界附近破碎，之后沿主罐體頂部運動；而在到達理論固有頻率后形成第2種沖頂波形，與第1種沖頂波形的區別在于，液面破碎形成一道高速射流，但并不沿主罐體頂部運動．結合荷載的分析，對于液艙頂部結構的設計，應充分考慮0.8fn(0.38 Hz)～1.2fn(0.58 Hz)激勵區間內的晃蕩沖擊荷載，并對艙頂結構做適當的加強．

本文對LNG獨立C型液艙的晃蕩進行了系統的試驗研究，但晃蕩荷載在封頭與艙頂的具體空間分布情況未能給出，今后的研究中，會通過補充監測設備的試驗方法或離散的數值方法進行深入研究．

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ExperimentalstudyofsloshingpatternonLNGindependentCtypetank

LIU Ge1, LIN Yan*1,2, GUAN Guan1, LI Bing1

( 1.School of Naval Architecture & Ocean Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China； 2.State Key Laboratory of Structural Analysis for Industrial Equipment, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China )

Being different from the LNG carrying ship, the tanks of LNG fuel bunker vessel are always partially loaded, so the sloshing must be considered. Since independent C type tank is widely used in LNG fuel bunker vessel at present, model experiments with this type of tank are carried out for sloshing research. The test conditions cover different filling levels, excitation frequencies and excitation amplitudes. The characteristic of free surface shape is discussed and analyzed. Furthermore, in the intermediate depth, classification of wave shapes, which is influenced by tank roof, is identified. With the statistical analysis of sloshing load, it is found that there is deviation between the excitation frequency inducing maximum load and theoretical natural frequency. This deviation will reduce as the filling level increases. In addition, on aspect of spatial distribution of sloshing load, the free surface under 0.6Di(Diis the diameter of the model tank) filling level strongly breaks up and large impact pressure will be expected at upper part head; under 0.8Difilling level the roof impact pressure with the excitation frequency between 0.8fn(fnis theoretical natural frequency) and 1.2fnshould be taken full account.

sloshing; independent C type tank; LNG fuel bunker vessel; experimental study

2017-01-19；

2017-07-14．

工業和信息化部高技術船舶科研計劃資助項目(工信部聯裝[2014]498號)；海洋可再生能源專項資金資助項目(QDME2013ZB01)；國家自然科學基金資助項目(51609036)；中國博士后科學基金資助項目(2014M561234，2015T80256)；遼寧省博士科研啟動基金資助項目(201501176)；中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(DUT16RC(4)26).

劉 戈(1987-)，男，博士生，E-mail:brant1987799@sina.com；林 焰*(1963-)，男，教授，博士生導師，E-mail:linyanly@dlut.edu.cn.

1000-8608(2017)05-0467-09

U661.73

A

10.7511/dllgxb201705005