衛(wèi)志軍，陳曉東，董玉山，唐 彬，岳前進(jìn)（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，遼寧 大連116023）

兩種運(yùn)動(dòng)平臺(tái)下晃蕩沖擊荷載的實(shí)驗(yàn)研究

衛(wèi)志軍，陳曉東，董玉山，唐 彬，岳前進(jìn)
（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，遼寧 大連116023）

由液體晃蕩引起的沖擊荷載主要與外部激勵(lì)(激勵(lì)頻率和激勵(lì)幅值)和裝載率相關(guān)。大尺度物理模型實(shí)驗(yàn)通過(guò)運(yùn)動(dòng)平臺(tái)在室內(nèi)復(fù)現(xiàn)液艙的運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)在室內(nèi)對(duì)儲(chǔ)液艙內(nèi)晃蕩載荷的研究。因此，平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)能力、運(yùn)動(dòng)的精確性對(duì)液體沖擊載荷的實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常關(guān)鍵。為了研究不同類型運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)性能及其對(duì)儲(chǔ)液艙內(nèi)沖擊載荷的影響，文中以大比尺二維矩形艙為模型，分別在單自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)和六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)開(kāi)展系統(tǒng)的液體晃蕩沖擊實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：僅考慮水平運(yùn)動(dòng)，單自由度平臺(tái)的精度要高于六自由度平臺(tái)；在個(gè)別工況下，兩個(gè)平臺(tái)下沖擊荷載時(shí)程和特征值的對(duì)比結(jié)果出現(xiàn)了一定差別，但是晃蕩沖擊荷載的整體趨勢(shì)基本一致。通過(guò)評(píng)價(jià)單自由度和六自由度兩種類型的運(yùn)動(dòng)平臺(tái)在液體晃蕩研究領(lǐng)域應(yīng)用的適用性，為大尺度室內(nèi)晃蕩模型實(shí)驗(yàn)中運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的選擇提供參考

大尺度物理子模型實(shí)驗(yàn)；平臺(tái)運(yùn)動(dòng)性能；沖擊荷載；對(duì)比研究

0 引 言

新型浮式液化天然氣儲(chǔ)卸裝備Floating Liquefied Natural Gas（FLNG），可實(shí)現(xiàn)對(duì)深、遠(yuǎn)海油氣的開(kāi)采、液化、儲(chǔ)存與裝卸。該新型超大型浮式運(yùn)載裝備需要超大容積的儲(chǔ)液艙[1]。儲(chǔ)艙正在向超大型化發(fā)展，液體發(fā)生晃蕩引起的砰擊問(wèn)題更加顯著[12]。砰擊載荷不僅會(huì)影響運(yùn)載裝備的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)，也會(huì)直接威脅儲(chǔ)罐的結(jié)構(gòu)安全。因此砰擊載荷是艙壁加強(qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的控制荷載。

液體砰擊艙壁時(shí)產(chǎn)生的物理現(xiàn)象非常復(fù)雜[2-4]，使得線性理論和非線性理論對(duì)大振幅激勵(lì)下晃蕩沖擊載荷的預(yù)測(cè)均存在一定的局限性[3，5]，而基于這些理論開(kāi)展的數(shù)值實(shí)驗(yàn)也未能充分地考慮真實(shí)的物理現(xiàn)象，因而也難以用來(lái)解釋晃蕩沖擊載荷[3，5-7]。室內(nèi)液體晃蕩模型實(shí)驗(yàn)?zāi)茌^真實(shí)地反映液艙內(nèi)液體晃蕩的復(fù)雜物理現(xiàn)象，因此可用為研究晃蕩載荷的重要方法[5，8-9]。

國(guó)內(nèi)外各晃蕩研究機(jī)構(gòu)均采用運(yùn)動(dòng)平臺(tái)在室內(nèi)復(fù)現(xiàn)液艙的運(yùn)動(dòng)。運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)性能直接影響晃蕩載荷的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。美國(guó)船級(jí)社提出室內(nèi)運(yùn)動(dòng)平臺(tái)首先需要在保證系統(tǒng)誤差范圍內(nèi)模擬最危險(xiǎn)的船體運(yùn)動(dòng)。此外，平臺(tái)的工作臺(tái)面至少能夠?qū)崿F(xiàn)1：50比尺的模型試驗(yàn)[1]。國(guó)外晃蕩研究機(jī)構(gòu)多采用六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)，承載能力一般是1噸或4噸[10]。國(guó)內(nèi)晃蕩研究機(jī)構(gòu)普遍采用單自由度運(yùn)動(dòng)臺(tái)和多自由度運(yùn)動(dòng)臺(tái)。陳穗康等人[11]利用曲柄連桿機(jī)構(gòu)推動(dòng)平臺(tái)繞軸作定角度簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)了液艙縱搖單自由度模擬。衛(wèi)志軍等人[6]借助油壓作動(dòng)器分別實(shí)現(xiàn)單自由度平動(dòng)和單自由度轉(zhuǎn)動(dòng)的模擬。王德禹等人[12]采用的三自由度液艙晃蕩模擬裝置實(shí)現(xiàn)橫搖、縱搖和升沉三個(gè)自由度的運(yùn)動(dòng)模擬。近年來(lái)，六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)在國(guó)內(nèi)液體晃蕩研究領(lǐng)域得到了較廣泛的應(yīng)用。中國(guó)船舶科學(xué)研究中心液艙晃蕩模擬機(jī)構(gòu)采用4噸的六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)開(kāi)展了一系列的液體晃蕩實(shí)驗(yàn)研究[13]。衛(wèi)志軍等人[14]利用12噸的六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)開(kāi)展大尺度儲(chǔ)艙液體晃蕩砰擊壓力測(cè)量方法研究。然而，尚未有研究闡述單自由度和六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的適用特點(diǎn)和其在液體晃蕩研究領(lǐng)域應(yīng)用的局限性。

除此之外，晃蕩載荷對(duì)外激激勵(lì)（激勵(lì)頻率和激勵(lì)振幅）和載液高度非常敏感[6，15-16]。但由于運(yùn)動(dòng)平臺(tái)和模型實(shí)驗(yàn)的成本較高，針對(duì)晃蕩載荷對(duì)外激激勵(lì)敏感性的分析較少。衛(wèi)志軍等[6]以三維矩形液艙為研究模型，在單自由度平臺(tái)上僅針對(duì)高載液率分析晃蕩載荷對(duì)外激激勵(lì)的敏感性。然而，在LNG穿梭船的航運(yùn)過(guò)程中，由于液體晃蕩產(chǎn)生的水動(dòng)力載荷引起液艙艙壁破壞的事故均發(fā)生在低載液工況[17]。因此針對(duì)中、低載液下，晃蕩載荷對(duì)外激激勵(lì)的敏感性的研究具有工程意義。而國(guó)內(nèi)外針對(duì)晃蕩沖擊荷載對(duì)外激激勵(lì)的敏感性研究尚不完善。為此，本文設(shè)計(jì)并分別采用單自由度和六自由度兩種類型的運(yùn)動(dòng)平臺(tái)，對(duì)大比尺的二維矩形液艙中低、中載液率下液體晃蕩引起的砰擊載荷進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)觀測(cè)和研究。采用相同的簡(jiǎn)諧橫蕩激勵(lì)模型、傳感器布點(diǎn)位置、載液水平及數(shù)據(jù)采集方式對(duì)砰擊載荷進(jìn)行測(cè)量。通過(guò)對(duì)比分析液體砰擊的物理現(xiàn)象及沖擊壓力的特征值與外激激勵(lì)頻率和幅值的關(guān)系，評(píng)價(jià)單自由度和六自由度兩種類型的運(yùn)動(dòng)平臺(tái)在液體晃蕩研究領(lǐng)域應(yīng)用的適用性，為大尺度室內(nèi)晃蕩模型實(shí)驗(yàn)中運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的選擇提供參考。

1 晃蕩模型實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

晃蕩室內(nèi)模型實(shí)驗(yàn)在大連理工大學(xué)工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室內(nèi)開(kāi)展。實(shí)驗(yàn)的設(shè)備主要包括單自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)、六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)、二維矩形液艙、位移和壓力傳感器以及數(shù)據(jù)和圖像采集系統(tǒng)。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，其中（a）單自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)（Translational platform），（b）六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)（Hexapod test rig），（c）平臺(tái)控制系統(tǒng)（Platform control system），（d）平臺(tái)運(yùn)動(dòng)采集系統(tǒng)（Rig motions acquisition），（e）壓力傳感器（Pressure sensors），（f）圖像采集系統(tǒng)（Image acquisition）。

單自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)（Translational platform），圖1（a）所示，可模擬船舶的橫蕩或縱蕩運(yùn)動(dòng)，其承重能力為10 ton，最大位移行程為±150 mm，運(yùn)動(dòng)精度為±0.5 mm[6]；六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)（Hexapod test rig），如圖1（b）所示，可模擬船體單個(gè)自由度或多個(gè)自由度耦合的規(guī)則和不規(guī)則運(yùn)動(dòng)，平臺(tái)承重能力為12 ton，平動(dòng)最大位移行程為±800 mm，靜態(tài)誤差±1 mm，轉(zhuǎn)動(dòng)最大角度行程為±28°，靜態(tài)誤差±0.1°，經(jīng)調(diào)研該大噸位六自由度平臺(tái)的承載和運(yùn)動(dòng)性能均達(dá)到國(guó)際領(lǐng)先[14]。單自由度和六自由度平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)控制系統(tǒng)分別如圖1（c1）和（c2）所示。

圖1 晃蕩模型實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Sloshing model test system

兩次實(shí)驗(yàn)采用相同的橫蕩規(guī)則激勵(lì)，平臺(tái)運(yùn)動(dòng)位移公式為：

式中：A為平臺(tái)運(yùn)動(dòng)幅值，f為激勵(lì)頻率，t為運(yùn)動(dòng)時(shí)間。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中實(shí)時(shí)采集兩個(gè)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)位移。其中，利用位移傳感器，圖1（d1）所示，對(duì)單自由度平臺(tái)運(yùn)動(dòng)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，圖1（d2）為單自由度平臺(tái)實(shí)時(shí)的位移時(shí)程；對(duì)于六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)，可以利用控制程序?qū)崟r(shí)輸出位移時(shí)程，如圖1（d3）所示。

二維矩形艙內(nèi)壁長(zhǎng)為970 mm（L），寬為158 mm（B）和高為927 mm（H）。選取h/H=0.2和h/H=0.6作為實(shí)驗(yàn)對(duì)比研究的載液率（h為載液高度），相較于h/H=0.6載液率，在低載液率h/H=0.2時(shí)，流體自由液面的非線性更強(qiáng)，物理現(xiàn)象更加復(fù)雜。實(shí)驗(yàn)采用的壓力傳感器，圖1（e1和e2）所示，其感應(yīng)區(qū)域是直徑為10 mm的圓形，量程為50 kPa，精度為滿量程的0.48%[10]。對(duì)于不同的載液率，艙內(nèi)流體晃蕩時(shí)對(duì)艙壁的沖擊位置主要集中于其對(duì)應(yīng)的靜水面附近。因此，兩個(gè)載液率的實(shí)驗(yàn)研究所關(guān)注的傳感器位置不同。h/H=0.2載液率實(shí)驗(yàn)主要關(guān)注Sensor1、Sensor2和Sensor3的采集數(shù)據(jù)；而h/H=0.6載液率實(shí)驗(yàn)主要關(guān)注Sensor5、Sensor6和Sensor7的采集數(shù)據(jù)。二維矩形液艙主尺度及壓力傳感器布局方案如圖2所示。本文采用高速攝像機(jī)對(duì)艙內(nèi)流體晃蕩過(guò)程中的自由液面波形變化及不同的物理現(xiàn)象進(jìn)行記錄，如圖1（f1和f2）。

圖2 液艙主尺度及傳感器布置（mm）：（a）正視圖；（b）側(cè)視圖Fig.2 Tank geometry and sensor configuration(mm): (a)Front view;(b)Side view

1.2 模型實(shí)驗(yàn)工況

通過(guò)邊界條件、線性自由液面運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力條件求解二維Laplace控制方程，得到二維矩形液艙自由液面的固有頻率計(jì)算公式：

式中：g為重力加速度，h為載液高度，L為液艙的長(zhǎng)度，n為階數(shù)，ωn為自由液面固有圓頻率。fn=ωn/ 2π，fn為自由液面的固有頻率。

當(dāng)外激頻率接近自由液面最低階固有頻率ω1時(shí)，艙內(nèi)液體晃蕩最劇烈。1965年，Verhagen和van Wijngaarden推導(dǎo)出二維矩形艙淺水工況下，流體晃蕩過(guò)程中發(fā)生水躍的外激頻率的范圍，其計(jì)算公式如下：

式中：ω為理論計(jì)算水躍發(fā)生對(duì)應(yīng)的自由液面圓頻率。由上述兩式可以計(jì)算載液率h/H=0.2和h/H= 0.6的自由液面最低階固有頻率及淺水工況（載液率h/H=0.2）下流體可能發(fā)生水躍的頻率范圍為f/f1∈（0.726，1.274）。

實(shí)驗(yàn)具體工況設(shè)計(jì)如下：當(dāng)h/H=0.2，在理論計(jì)算的發(fā)生水躍的外激頻率范圍內(nèi)，開(kāi)展一系列掃頻實(shí)驗(yàn)。該液位對(duì)應(yīng)的橫蕩激勵(lì)幅值為A=30 mm，激勵(lì)頻率變化范圍是0.7 f1到1.3 f1，對(duì)應(yīng)的最低階頻率為f1=0.660 Hz；對(duì)于h/H=0.6，針對(duì)激勵(lì)振幅開(kāi)展一系列實(shí)驗(yàn)，激勵(lì)頻率為液面的最低階固有頻率f1=0.875 Hz，橫蕩激勵(lì)幅值A(chǔ)分別為20 mm，30 mm，40 mm和50 mm，具體實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)工況：（a）載液率h/H=0.2；（b）載液率h/H=0.6Tab.1 Experimental conditions：(a)h/H=0.2;(b)h/H=0.6 （a） （b）

2 平臺(tái)運(yùn)動(dòng)性能對(duì)比分析

本文定義六自由度平臺(tái)沿液艙x、y和z軸方向的平動(dòng)分別為橫蕩、縱蕩和垂蕩，而繞液艙x、y和 z軸方向的轉(zhuǎn)動(dòng)分別為縱搖、橫搖和艏搖。圖3分別給出了C1和C10工況下，單自由度和六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)一段典型的位移時(shí)程曲線。從圖3可以看出，六自由度平臺(tái)的實(shí)際運(yùn)動(dòng)幅值大于單自由度平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)幅值；兩個(gè)平臺(tái)的實(shí)際位移均略大于平臺(tái)輸入位移，但是單自由度的運(yùn)動(dòng)精度更高一些。作者認(rèn)為造成六自由度平臺(tái)實(shí)際運(yùn)動(dòng)幅值略大于輸入幅值的原因是：六自由度平臺(tái)在實(shí)現(xiàn)單個(gè)自由度的運(yùn)動(dòng)時(shí)，其他五個(gè)自由度會(huì)在合理誤差范圍內(nèi)發(fā)生微小的運(yùn)動(dòng)（詳見(jiàn)表2）。而單自由度平臺(tái)運(yùn)動(dòng)不受此影響，因此其能夠較準(zhǔn)確地實(shí)現(xiàn)單個(gè)自由度的運(yùn)動(dòng)。盡管如此，平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)輸出均在合理的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)誤差范圍內(nèi)。針對(duì)每個(gè)實(shí)驗(yàn)工況，計(jì)算平臺(tái)運(yùn)動(dòng)實(shí)時(shí)輸出位移的誤差均值為：?jiǎn)巫杂啥绕脚_(tái)0.8%和六自由度平臺(tái)2.1%，均在合理的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)誤差范圍內(nèi)。建議應(yīng)根據(jù)每次實(shí)驗(yàn)的具體情況分析平臺(tái)的系統(tǒng)誤差。

表2 工況C1和C10，六自由度平臺(tái)實(shí)際運(yùn)動(dòng)Tab.2 Actual motions of hexapod test rig of C1 and C10

圖3 單自由度和六自由度平臺(tái)運(yùn)動(dòng)位移時(shí)程：（a）工況C1；（b）工況C10Fig.3 Time history of 1dof platform and hexapod test rig actual motions:(a)C1;(b)C2

3 晃蕩沖擊荷載對(duì)比分析

本節(jié)主要從晃蕩沖擊載荷的角度，研究單自由度平臺(tái)和六自由度平臺(tái)對(duì)其的影響。首先從晃蕩沖擊載荷的時(shí)程曲線對(duì)比。然后，討論在低載液工況下（h/H=0.2），晃蕩沖擊荷載的特征壓力值隨外激頻率的變化關(guān)系。最后，研究在中載液工況下（h/H=0.6），晃蕩沖擊荷載的特征壓力值隨外激幅值的變化關(guān)系。

圖4 Sensor2壓力時(shí)程曲線對(duì)比：（a）C4；（b）C5；（c）C6Fig.4 Pressure time histories of Sensor2:(a)C4;(b)C5;(c)C6

3.1 沖擊荷載時(shí)程曲線對(duì)比

圖4分別給出了h/H=0.2載液率，激勵(lì)幅值A(chǔ)=30 mm，實(shí)驗(yàn)頻率f/f1=1.0、1.1和1.2時(shí)，兩次實(shí)驗(yàn)中靜水面處傳感器Sensor2的壓力時(shí)程曲線。從圖中可以看出，即使是完全相同的兩個(gè)實(shí)驗(yàn)工況，兩個(gè)平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果也很難達(dá)到完全一致，一是每一個(gè)沖擊壓力峰值在兩次實(shí)驗(yàn)中不可能都完全同時(shí)發(fā)生，二是即使同時(shí)發(fā)生沖擊作用，其峰值也不能完全相同，這種差異在f/f1=1.1時(shí)更加顯著（圖4（b）），但是晃蕩沖擊壓力的形式是基本保持一致的。GTT公司的研究人員在不同的運(yùn)動(dòng)平臺(tái)也發(fā)現(xiàn)了這一差異性[10]。圖4（a）和（b）的兩組實(shí)驗(yàn)都發(fā)生了明顯的晃蕩沖擊作用，每次沖擊呈現(xiàn)雙峰值，第一個(gè)峰值是液體晃蕩產(chǎn)生的沖擊性的水動(dòng)壓力，第二個(gè)峰值是由于液體的慣性力產(chǎn)生的非沖擊性壓力。此外，由于實(shí)驗(yàn)頻率遠(yuǎn)離自由液面最低階固有頻率，實(shí)驗(yàn)中并無(wú)明顯的沖擊現(xiàn)象，因此f/f1=1.2工況下，壓力時(shí)程曲線表現(xiàn)出非沖擊性（圖4（c））。

圖5 晃蕩沖擊荷載隨外激頻率的變化關(guān)系，h/H=0.2載液率，Sensor1：（a）Pmax；（b）Pmean；（c）P1/10；（d）P1/3，P0=ρgLFig.5 The relationship between sloshing impact loads and oscillation frequency,h/H=0.2 filling level,Sensor1: (a)Pmax;(b)Pmean;(c)P1/10;(d)P1/3,P0=ρgL

圖6 晃蕩沖擊荷載隨外激頻率的變化關(guān)系，h/H=0.2載液率，Sensor2：（a）Pmax；（b）Pmean；（c）P1/10；（d）P1/3，P0=ρgLFig.6 The relationship between sloshing impact loads and oscillation frequency,h/H=0.2 filling level,Sensor2: (a)Pmax;(b)Pmean;(c)P1/10;(d)P1/3,P0=ρgL

3.2 晃蕩沖擊荷載與外激頻率的關(guān)系

在低載液工況下（h/H=0.2），分別分析晃蕩沖擊荷載的特征壓力值隨外激頻率的變化關(guān)系。圖5給出傳感器Sensor1在兩組實(shí)驗(yàn)中晃蕩沖擊荷載的特征壓力值隨外激頻率的變化關(guān)系。特征壓力值分別是最大峰值壓力（Pmax）、所有壓力峰值的平均值為（Pmean）、壓力峰值按大小排序后的第1/10個(gè)特征壓力值（P1/10），壓力峰值按大小排序后的第1/3個(gè)特征壓力值（P1/3）。從圖5中可以看出，f/f1=1.0時(shí)，Pmean、P1/10和P1/3在六自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果要略大于在單自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果；當(dāng)f/f1=1.1時(shí)，Pmax、Pmean、P1/10和P1/3在六自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果要明顯大于在單自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

圖6分別給出靜水面處監(jiān)測(cè)傳感器Sensor2在兩組實(shí)驗(yàn)中晃蕩沖擊荷載的特征值隨外激頻率的變化關(guān)系。從圖中可以看出，f/f1=0.9、1.0和1.1時(shí)，Pmax在兩次實(shí)驗(yàn)的結(jié)果都存在較大差異，同時(shí)在f/f1=1.1時(shí)，Pmean、P1/10和P1/3六自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果均要大于單自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，由其對(duì)應(yīng)的壓力時(shí)程曲線圖4（b），可以看出，六自由度平臺(tái)實(shí)驗(yàn)的每一次沖擊峰值都明顯大于單自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。究其主要原因，一是由于六自由度平臺(tái)實(shí)際運(yùn)動(dòng)位移幅值要大于單自由度平臺(tái)，而晃蕩沖擊荷載峰值對(duì)外激激勵(lì)幅值非常敏感；二是對(duì)于低載液率，晃蕩隨機(jī)性和非線性更加顯著，同時(shí)沖擊波也會(huì)在靜水面上下附近發(fā)生破碎，都導(dǎo)致了兩次實(shí)驗(yàn)的對(duì)比結(jié)果在某些工況下的差異。

3.3 晃蕩沖擊荷載與外激幅值的關(guān)系

中載液工況下（h/H=0.6），分別討論晃蕩沖擊荷載的特征壓力值隨外激幅值的變化關(guān)系。如圖7 （a）、（b），分別給出，f/f1=1.0，A=30 mm工況下，監(jiān)測(cè)傳感器Sensor5及Sensor6在兩組實(shí)驗(yàn)中晃蕩沖擊荷載的特征值與外激幅值的關(guān)系。從圖中可以看出，Pmax、Pmean、P1/10和P1/3在六自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果要大于在單自由度平臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，尤其對(duì)于靜水面處的傳感器Sensor6，其峰值最大值在兩次實(shí)驗(yàn)中具有明顯差別。對(duì)于f/f1=1.0和A=40 mm工況，Sensor5及Sensor6的實(shí)驗(yàn)結(jié)果則是具有相反的結(jié)論，如圖7（c）、（d）所示。

圖7 晃蕩沖擊荷載與外激幅值的關(guān)系：（a）工況C9 Sensor5；（b）工況C9 Sensor6；（c）工況C10 Sensor5；（d）工況C10 Sensor6Fig.7 The relationship between sloshing impact loads and oscillation amplitude:(a)C9 Sensor5;(b)C9 Sensor6; (c)C10 Sensor5;(d)C10 Sensor6

4 結(jié) 論

為了研究不同類型運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)性能及其對(duì)儲(chǔ)液艙內(nèi)液體晃蕩沖擊載荷的影響，本文以大比尺二維矩形艙為模型，分別在單自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)和六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)開(kāi)展了系統(tǒng)的液體晃蕩沖擊實(shí)驗(yàn)，獲得結(jié)論如下：

（1）六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)在完成單個(gè)方向運(yùn)動(dòng)時(shí)會(huì)引起其他五個(gè)自由度的微小相對(duì)運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致其精度要略低于單自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)。本文建議在晃蕩模型實(shí)驗(yàn)外激激勵(lì)為單個(gè)自由度時(shí)，最好采用單自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)，而在完成多自由度耦合實(shí)驗(yàn)時(shí)可采用六自由度運(yùn)動(dòng)平臺(tái)。

（2）對(duì)比了兩次實(shí)驗(yàn)的沖擊荷載時(shí)程曲線，荷載峰值一是不可能都完全同時(shí)發(fā)生，二是即使同時(shí)發(fā)生沖擊作用，其峰值也不能完全相同，但是就晃蕩沖擊壓力形式而言是可以保持一致的。

（3）即使在最簡(jiǎn)單的規(guī)則橫蕩激勵(lì)下，沖擊壓力表現(xiàn)出了一定的隨機(jī)性。其中，晃蕩沖擊荷載的最大峰值Pmax在兩組實(shí)驗(yàn)中不是十分吻合，且Pmean，P1/10和P1/3在兩次實(shí)驗(yàn)的結(jié)果也存在差微。但由于晃蕩的隨機(jī)性，難以完全避免這些細(xì)微的差別。建議實(shí)驗(yàn)開(kāi)展前，對(duì)運(yùn)動(dòng)平臺(tái)進(jìn)行系統(tǒng)誤差分析，以保證實(shí)驗(yàn)結(jié)果的精確性。

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An experimental study of slamming impact load on two platforms

WEI Zhi-jun,CHEN Xiao-dong,DONG Yu-shan,TANG Bin,YUE Qian-jin
(State Key Laboratory of Structural Analysis for Industrial Equipment,Dalian University of Technology,Dalian 116023,China)

Impact loads caused by liquid sloshing are related to the filling level and excitation parameters (such as excitation amplitude and period)of the tank.The large-scale sloshing model experimental method is the most reliable approach to study impact loads,which can realize tank motion in the laboratory by the test rig.Hence,the performance and accuracy of the employed test platform is very important.In order to investigate the performance and the effect of single degree-of-freedom(1 dof)platform and hexapod test rig on slamming impact pressure,this paper focuses on a comparatively experimental study in a large-scaled two-dimensional rectangular tank.A series of sloshing tests was designed and conducted with the same regular sway excitation,measurement set-up and filling level.The results show that the 1dof platform has higher accuracy for lateral motion.Furthermore,there exist significant discrepancies on pressure time history and pressure characteristic values under some conditions.Even though,the general trend of impact pressure is the same.These experimental results can give an indicator for choosing test rig for large-scaled sloshing model experiments.

large-scaled model tests;performance of test rig;slamming impact load;comparative study

TV131.66

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2015.07.010

1007-7294（2015）07-0841-09

2015-03-26

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

衛(wèi)志軍（1985-），女，博士研究生，E-mail：weizj@mail.dlut.edu.cn；

陳曉東（1987-），男，碩士生。