郭建捷，王 偉，李 聰，周 博，崔海鑫

(中國船舶及海洋工程設計研究院, 上海 200011)

0 引 言

船舶上的液艙一般是為了專門儲存和運輸液體貨物而設的艙室，隨著船舶尺寸的日趨大型化，液艙尺寸也逐漸增大。當船舶液艙內部分裝載液體時，液體會在艙內晃蕩，加上液艙在航行過程中由于各種環(huán)境載荷的作用產(chǎn)生搖晃、升沉等運動，在艙內結構上產(chǎn)生沖擊壓力，這種沖擊壓力一般來說作用時間較短，數(shù)值較大[1-3]。在航行中液體晃蕩而使油輪喪失穩(wěn)性或局部結構損壞的事例曾多次發(fā)生，甚至有的釀成重大翻船事故，造成嚴重的生命和財產(chǎn)損失及環(huán)境問題。因此晃蕩引起的載荷與效應已成為航行中載液船舶安全性評估的重要內容之一。液艙晃蕩壓力的大小與船舶的運動、液艙內的裝載率、液艙內部結構型式等多種因素有關[4-6]。有研究表明，液艙結構型式對液艙中液體晃蕩的劇烈程度有比較顯著的影響[7-9]。如在上部安裝垂直板，底部安裝I 型擋板和T 型擋板，液艙中間設置制蕩橫艙壁均對液艙有很好的減晃效果。一個好的液艙結構型式可以抑制艙內液體的晃蕩，從而減小晃蕩過程中的晃蕩壓力。反之，液艙型式設計不合理時，艙內液體晃蕩情況會變惡劣，從而使晃蕩壓力增加，因此，選取合適的液艙結構型式以減少液艙晃蕩壓力就顯得尤為重要。為保障船舶航行安全，本文對具有代表性的液艙結構進行晃蕩壓力下的強度分析，并采用適當?shù)膬?yōu)化策略，對多種液艙結構的晃蕩壓力進行對比分析。

針對船中部矩形液艙，考慮在縱艙壁上添加不同寬度和數(shù)量的水平擋板及頂部削斜這2 種不同型式的結構修改，對修改后的結構型式進行建模及數(shù)值模擬分析，對比分析不同的液艙結構型式對晃蕩壓力的影響。

1 液艙方案

本文研究對象為一個位于船中部的矩形液艙，在寬度方向沿船中縱剖面對稱，長16.3 m，寬15 m，高14.2 m。液艙有兩類改進方案：第1 類方案是在縱艙壁上加縱向水平擋板，擋板左右對稱分布，在長度方向由一橫艙壁延伸至另一橫艙壁。擋板數(shù)量由1～3 變化，擋板寬度分別為1.0 m，1.5 m 和2.0 m，共9 種方案。其中單擋板位置為縱艙壁上0.7H處（H為液艙高度）；雙擋板高度位于0.25H，0.7H處；三擋板高度位于（0.25H，0.5H，0.7H）。第2 類方案是將液艙靠近兩側的艙頂角隅處改為斜板型式。削斜角度的正切值分別為0.25, 0.5, 0.75, 1, 1.25, 1.5，共6 組方案。

2 數(shù)值模型

2.1 簡化模型

模型建立及網(wǎng)格劃分使用的軟件為Fluent 專用的前處理軟件Gambit，其具有超強的組合建模能力，可用來建立幾何形狀及生成網(wǎng)格。本船中液艙艙內結構較為簡單，艙壁及艙頂均無水平或垂向桁材，無需簡化。船中液艙第1 類方案和第2 類方案所建立的模型均采用六面體結構化網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為250mm,頂部無細化，網(wǎng)格數(shù)目為22 萬左右。

2.2 工 況

因該液艙于船中，橫搖時液體晃蕩情況較縱搖更為劇烈，故主要考察液艙的橫搖工況，且對液艙結構型式所做更改均位于液艙頂部，不會影響低裝載率下的晃蕩情況，故只計算裝載率為0.7 及0.85 的橫搖工況?；问帀毫ΡO(jiān)測點主要取側壁液面以下及液面附近，如圖1 所示。

圖1 液艙結構優(yōu)化型式Fig. 1 Optimized type of tank structure

2.3 橫搖運動模擬

數(shù)值模擬晃蕩過程需模擬船舶的橫搖和縱搖過程，通過定義外部profile 文件定義旋轉運動實現(xiàn)對液艙的橫搖及縱搖運動的模擬，旋轉中心則為相應的橫搖或縱搖的穩(wěn)心，穩(wěn)心由相應的數(shù)據(jù)和規(guī)范計算得到。

橫搖周期為18.57 s，橫搖角24.2°，均計算7 個周期，即橫搖運動計算時間為130 s，時間步長均取為0.05 s。

3 計算結果及分析

3.1 第1 類方案

圖2 給出了0.7 裝載率，橫搖工況下單擋板液艙典型測點壓力時域歷程計算結果。P13浸沒在液體下，P14位于0.7H自由液面處。從壓力時歷曲線可以看出，壓力量值均不大，由于水平擋板的阻制作用，液體幾乎無法到達艙頂，艙頂壓力忽略不計。擋板數(shù)量一定，隨著擋板寬度的增加，液面以下及液面附近的晃蕩壓力有所增大。尤其是2.0 m 擋板時P13及P14測點晃蕩壓力分別達到12 kPa 和8 kPa，比無擋板的大一倍以上。這是因為擋板恰好位于液面處，擋板限制住了液體沿著側壁向上運動的空間，使得擋板以下的液體能量無法耗散，而擋板越寬，阻制作用越強，越不利于液體能量耗散，這使得液體沖擊擋板以下側壁時具有較大的能量，進而使測點晃蕩壓力增大。 另外，無論方案擋板寬度如何，晃蕩壓力均較無擋板液艙的壓力大。對于雙擋板及三擋板方案，液艙各測點晃蕩壓力除了數(shù)值上有較小差別外，呈現(xiàn)的規(guī)律與單擋板液艙方案一致，且均比無擋板液艙的壓力稍大。

圖2 計算網(wǎng)格Fig. 2 Tank calculation grid

圖3 給出了0.85 裝載率，橫搖工況下單擋板液艙典型測點壓力時域歷程計算結果。與0.7 裝載率情況不同的是，此時擋板浸沒在液面以下，P13浸沒在液體下，P15位于0.85H自由液面處。從壓力時歷曲線可以看出，P13及P15測點晃蕩壓力在添加2.0 m 擋板時晃蕩壓力相較于無擋板時明顯減小。這是因為浸沒在液面以下的擋板能有效增加艙內阻尼，使得液體能量耗散增大，有效減小液體運動幅度從而達到減小晃蕩壓力的效果。而添加1.0 m 或1.5 m 擋板時測點的晃蕩壓力與無擋板時的壓力相近，對降低晃蕩壓力的效果十分有限，說明采取合適的擋板寬度才能有效起到減小壓力的作用。對于雙擋板及三擋板方案，液艙各測點晃蕩壓力除了數(shù)值上有較小差別外，呈現(xiàn)的規(guī)律與單擋板液艙方案一致。

圖3 壓力測點布置圖Fig. 3 Layout of pressure measuring points

圖4 給出了0.7 裝載率橫搖工況下，擋板寬度相同，數(shù)量不同方案的典型測點壓力時域歷程計算結果?？疾霵11點的結果可知，擋板寬度為1.0 m 時，不同數(shù)量的擋板方案晃蕩壓力沒有明顯差別；擋板寬度為1.5 m 或2.0 m 時，三擋板方案的晃蕩壓力要比單擋板及雙擋板的略小。另外，各寬度下的3 種擋板方案在液面附近晃蕩壓力均要大于無擋板方案。

圖4 0.7 裝載率單擋板測點壓力曲線Fig. 4 Pressure curve of point for 0.7 loading rate with single baffle

圖5 給出了0.85 裝載率橫搖工況下，擋板寬度相同，數(shù)量不同方案的典型測點壓力時域歷程計算結果?？疾霵13點的結果可知，擋板寬度為1.0 m 或1.5 m時，單擋板及雙擋板方案的測點晃蕩壓力均與無擋板時相差不大，而三擋板方案的晃蕩壓力相對較小，有一定的減晃效果；擋板寬度為2.0 m 時，添加單擋板、雙擋板及三擋板方案的晃蕩壓力均較無擋板方案有所下降，其中三擋板方案的效果最為理想。

圖5 0.85 裝載率單擋板測點壓力曲線Fig. 5 Pressure curve of point for 0.85 loading rate with single baffle

3.2 第2 類方案

圖6 給出了2 種裝載率橫搖工況下液面附近測點的晃蕩壓力時域歷程計算結果。分別考察P14及P15的結果，裝載率為0.7 的工況，不同削斜角度方案P14測點的晃蕩壓力無明顯差別。這是由于在晃蕩過程中，晃蕩液體較少觸及頂部削斜部分，故頂部削斜部分對液體晃蕩沒有明顯影響。對裝載率為0.85 的工況，P15測點的晃蕩壓力會隨著削斜角度的增加而明顯減小。這是由于在晃蕩過程中，液面以下的晃蕩壓力以靜壓為主，而隨著削斜角度的增加，晃蕩過程中水位升高，底部壓力增大，而高裝載工況下沿橫向的液面尺度明顯變小，從而橫搖晃蕩減弱，晃蕩壓力減小。

圖6 0.7 裝載率各數(shù)量擋板測點壓力曲線Fig. 6 Pressure curve of point for 0.7 loading rate with baffle of each quantity

4 結 語

本文針對不同液艙結構型式，采用Fluent 軟件，進行三維液艙的晃蕩壓力計算，對比分析不同液艙結構型式對晃蕩壓力的影響，得出以下結論：

1）在擋板和自由液面相互之間距離不大的情況下，在側壁上添加水平擋板使艙內特別是液面附近晃蕩壓力較無擋板時惡劣，導致液面附近的晃蕩壓力增加1 倍以上，且擋板尺寸越大，晃蕩情況越惡劣；

2）側壁水平擋板數(shù)量并非越多越好，就0.7 裝載率2.0 m 擋板工況而言，三擋板方案優(yōu)于單擋板方案及雙擋板方案，但雙擋板方案對應的晃蕩壓力反而要大于單擋板方案；

3）當擋板浸沒在自由液面以下，且和液面的距離較大時，通過設置合理的擋板數(shù)量和寬度，可以使艙內的晃蕩情況得到明顯改善，建議擋板寬度設置為液艙寬度的0.1～0.15 倍；

4）艙頂角隅削斜方案可以減弱晃蕩壓力，其原因在于艙頂削斜后，液面附近沿晃蕩方向的艙室長度會減小，因而頂部削斜方案對高裝載率工況液面附近晃蕩壓力減小效果比較明顯，對低裝載率工況晃蕩壓力減小效果不大。高裝載率時可以通過減小液面附近的液艙寬度降低液面附近的晃蕩壓力。