變工況下車輛燃油箱多孔擋板抑浪機(jī)理研究

孫船斌 沈民民 童寶宏 黃 虎 張 坤

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 3.安徽福馬汽車零部件集團(tuán)有限公司，馬鞍山，243032

0 引言

晃動(dòng)是指封閉的充液容器受到外部激勵(lì)后，流體的自由表面出現(xiàn)復(fù)雜的界面流動(dòng)現(xiàn)象[1-2]，廣泛存在于汽車與飛行器燃油箱、調(diào)頻液體阻尼器、油罐車以及船舶等場(chǎng)合[3-6]。汽車在高變速工況下，燃油箱內(nèi)燃油劇烈晃動(dòng)，導(dǎo)致燃油供給中斷[7]，加劇油耗[8]，且晃動(dòng)產(chǎn)生的激振力可能會(huì)損壞燃油箱結(jié)構(gòu)[9]。安裝擋板是目前抑制晃動(dòng)的主要方法?？疾燔囕v燃油箱內(nèi)擋板對(duì)燃油晃動(dòng)的抑制機(jī)理，對(duì)燃油箱結(jié)構(gòu)的可靠性設(shè)計(jì)以及燃油的穩(wěn)定供給有著重要的意義。

汽車在變加速工況下燃油的晃動(dòng)會(huì)出現(xiàn)波浪翻卷、破碎以及液滴飛濺等現(xiàn)象，目前還沒有理論和等效模型對(duì)其做出具體的解析，對(duì)燃油箱內(nèi)的晃動(dòng)主要研究方法為數(shù)值和試驗(yàn)。HV等[10]采用流體體積函數(shù)(VOF)法成功預(yù)測(cè)燃油箱內(nèi)燃油晃動(dòng)的動(dòng)水壓力。楊尚霖等[11]采用ABAQUS與Star-CCM+聯(lián)合仿真的方法得到了不同充液率燃油箱內(nèi)的燃油形態(tài)變化。張恩慧等[12]采用VOF法建立燃油晃動(dòng)模型，根據(jù)試驗(yàn)中車輛在不同加速度下的晃動(dòng)壓力對(duì)數(shù)值模型進(jìn)行驗(yàn)證。

擋板可以有效抑制燃油箱內(nèi)燃油晃動(dòng)。李望等[13]發(fā)現(xiàn)采用擋板后燃油晃動(dòng)得到有效控制，燃油箱壁面壓力降低。ZHANG等[14]研究了擋板的高度、結(jié)構(gòu)、形狀、間距、數(shù)量以及位置對(duì)車輛在不同加速度下的晃動(dòng)減緩影響。關(guān)于擋板抑制燃油晃動(dòng)的機(jī)理，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)船舶領(lǐng)域液艙內(nèi)擋板進(jìn)行了大量探究。POGULURI等[15]發(fā)現(xiàn)液艙內(nèi)流體穿過擋板時(shí)會(huì)顯現(xiàn)出不穩(wěn)定的流動(dòng)以及氣化現(xiàn)象。XUE等[16]分析液艙模型的速度場(chǎng)發(fā)現(xiàn)，擋板會(huì)由于邊緣效應(yīng)產(chǎn)生渦旋。目前對(duì)特定工況下的汽車燃油箱中擋板抑制燃油晃動(dòng)的機(jī)理研究仍鮮有報(bào)道，擋板抑制燃油晃動(dòng)過程中內(nèi)部流場(chǎng)的結(jié)構(gòu)演變規(guī)律與能量耗散機(jī)制仍有待完善。

本文以某重載商用車輛燃油箱為例，對(duì)變工況下多孔擋板抑制燃油晃動(dòng)的機(jī)理進(jìn)行研究。

1 數(shù)值模擬方法

基于有限體積法，建立變工況下的燃油箱模型進(jìn)行數(shù)值模擬，有限元模型如圖1所示。假設(shè)模型壁面剛性、不滲透，流體不可壓縮。

圖1 燃油箱有限元模型

1.1 基本方程

流體在運(yùn)動(dòng)過程中是連續(xù)的，燃油箱中的流體運(yùn)動(dòng)由如下方程控制：

(1)

質(zhì)量守恒方程表示為

(2)

動(dòng)量方程表示為

(3)

式中，ui、xi、Si分別為i方向的流體速度、位移以及動(dòng)量守恒方程的廣義源項(xiàng)；i、j的取值為(1,2,3)；p為流體壓力；ρ為流體密度；g為重力加速度；gZ′為重力場(chǎng)勢(shì)函數(shù)；為梯度算子；μ為流體的運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)；為雷洛應(yīng)力。

標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型在時(shí)均應(yīng)變率比較大時(shí)，可能會(huì)出現(xiàn)負(fù)的正應(yīng)力。為了符合湍流的物理定律，本文采用Realizablek-ε模型，相比于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，該模型適用于包含有均勻剪切流、射流以及混合流的自由流動(dòng)，可以更好地模擬燃油箱中燃油在變加速度下的晃動(dòng)。

湍動(dòng)能k的輸運(yùn)方程為

(4)

耗散率ε的輸運(yùn)方程為

(5)

式中，Gk為由層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；σk、σε分別為與湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的Prandt1數(shù)；μt為流體的湍動(dòng)黏性系數(shù)；C1、C2為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；v為y方向的速度分量。

1.2 VOF方法

VOF模型可以通過求解單一的動(dòng)量方程并追蹤每種流體在計(jì)算域內(nèi)的體積分?jǐn)?shù)來模擬兩種或兩種以上的不相容流體。采用體積分?jǐn)?shù)F代表某單元內(nèi)各相的成分，利用F的梯度決定自由邊界的法線方向，進(jìn)而捕捉自由邊界。F的質(zhì)量守恒方程為

(6)

式中，u為速度。

(7)

1.3 離散方法與網(wǎng)格劃分

在進(jìn)行CFD計(jì)算之前，首先要將計(jì)算區(qū)域離散化，用變量的離散分布近似解代替連續(xù)數(shù)據(jù)的精確解。采用二階迎風(fēng)格式對(duì)控制方程進(jìn)行離散以減小數(shù)值上的擴(kuò)散誤差。壓力速度耦合求解器采用壓力的隱式算子分割(PISO)算法，通過預(yù)測(cè)—修正—再修正，可以更好地同時(shí)滿足動(dòng)量方程和連續(xù)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)算高度旋流的預(yù)差交錯(cuò)選項(xiàng)(PRESTO)；界面重構(gòu)采用幾何界面重構(gòu)方法。

數(shù)值模型中箱壁的網(wǎng)格單元尺寸為4 mm；由于流體通過多孔擋板后形態(tài)較為復(fù)雜，為更好地捕捉界面，通過網(wǎng)格加密技術(shù)對(duì)該區(qū)域進(jìn)行處理，網(wǎng)格單元尺寸為2 mm。根據(jù)WANG等[17]的試驗(yàn)結(jié)果，有機(jī)玻璃的壁面接觸角為69°。變加速度驅(qū)動(dòng)工況通過編譯自定義函數(shù)(UDF)實(shí)現(xiàn)，網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)通過與VOF模型耦合來實(shí)現(xiàn)。POGULURI等[15]發(fā)現(xiàn)當(dāng)時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為運(yùn)動(dòng)周期的1/2000時(shí)，每個(gè)時(shí)間步20次內(nèi)部迭代后將得到一個(gè)足夠精確的結(jié)果。

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕?/h2>

為探究長(zhǎng)時(shí)間燃油晃動(dòng)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)以及觀測(cè)復(fù)雜的界面流動(dòng)現(xiàn)象，搭建了水平激勵(lì)試驗(yàn)平臺(tái)。試驗(yàn)平臺(tái)采用曲柄滑塊機(jī)構(gòu)施加變加速度激勵(lì)給運(yùn)動(dòng)平臺(tái)，運(yùn)動(dòng)平臺(tái)通過導(dǎo)軌、滑塊來實(shí)現(xiàn)在工作臺(tái)上的滑動(dòng)，并將燃油箱模型固定在運(yùn)動(dòng)平臺(tái)上。同時(shí)，采集與控制裝置完成對(duì)信號(hào)的采集與處理，如圖2所示。通過伺服電機(jī)控制運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的激勵(lì)頻率，調(diào)節(jié)速度控制器實(shí)現(xiàn)運(yùn)動(dòng)平臺(tái)按照指定的規(guī)律運(yùn)動(dòng)。采用5 mm厚的透明有機(jī)玻璃制作燃油箱模型，其長(zhǎng)寬高分別為400 mm、200 mm、400 mm，與車輛燃油箱尺寸成比例。

(a)試驗(yàn)設(shè)備工作原理示意圖

以某重載商用車輛燃油箱內(nèi)具有較大參考價(jià)值的多孔擋板為例，多孔擋板的長(zhǎng)度和高度分別為200 mm和185 mm，材料同樣采用5 mm厚的有機(jī)玻璃，兩塊擋板的位置關(guān)于燃油箱中心對(duì)稱，其間距為150 mm；圓孔的孔徑為40 mm，孔與孔的距離為58 mm，且均勻分布。燃油箱中液深h=92.5 mm，為多孔擋板高度的1/2，如圖3所示，圖中的P0～P9為壓力測(cè)點(diǎn)。

圖3 三維多孔擋板模型與切面示意圖

根據(jù)勢(shì)流理論的假設(shè)，二維矩形燃油箱的固有頻率計(jì)算公式為

(8)

kn=(2n+1)π/ln=0，1，2，…

式中，l為燃油箱長(zhǎng)度；ωn為n階固有頻率。

由式(8)可以計(jì)算出該燃油箱的一階固有頻率ω1=6.9008 rad/s。曲柄滑塊機(jī)構(gòu)中連桿長(zhǎng)度為500 mm，則燃油箱模型水平運(yùn)動(dòng)變加速度函數(shù)為

(9)

其中，行程A=70 mm。當(dāng)角頻率ω=0.75ω1時(shí)，加速度函數(shù)符合汽車在復(fù)雜路況下變加速度行駛的要求。運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的加速度信號(hào)由加速度傳感器記錄，晃動(dòng)時(shí)的壓力信號(hào)由壓力變送器記錄。

考慮到試驗(yàn)安全，將燃油箱內(nèi)燃油用室溫下的自來水代替，密度ρ=1.0×103kg/m3，黏度μ=1.003×10-3kg/(m·s)。在水中加入淺藍(lán)色染色劑，可以增加拍攝的清晰度，該染色劑不影響流體的密度和黏度。高清攝像機(jī)固定在燃油箱的正前方，用于拍攝晃動(dòng)時(shí)的液面輪廓。

3 結(jié)果與討論

在燃油箱中安裝擋板可以有效減緩燃油晃動(dòng)，避免箱壁承受劇烈載荷，并且擋板還能增強(qiáng)燃油箱的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，延長(zhǎng)使用壽命。下文對(duì)燃油箱內(nèi)多孔擋板抑浪的效果和機(jī)理展開研究。

3.1 抑浪效果

晃動(dòng)作用在箱壁的動(dòng)壓力主要分為兩種類型：一種是沖擊型脈沖壓力，該類型壓力是由行進(jìn)波或水躍波拍擊箱壁表面產(chǎn)生的一種瞬時(shí)高壓力脈沖，也可能是由液面快速連續(xù)上升的大駐波導(dǎo)致的，該壓力幅值較大并且持續(xù)時(shí)間短；另一種是非沖擊型壓力，是由駐波產(chǎn)生的一種常見的緩變動(dòng)壓力。

將試驗(yàn)平臺(tái)中P0位置壓力傳感器記錄的壓力時(shí)程數(shù)據(jù)與動(dòng)網(wǎng)格耦合VOF的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，如圖4所示。在無擋板壓力時(shí)程曲線的波峰和波谷位置，試驗(yàn)與數(shù)值模擬之間存在較小偏差，這是因?yàn)楫?dāng)燃油箱中沒有擋板的阻礙作用時(shí)，燃油箱中流體晃動(dòng)幅度會(huì)十分劇烈，發(fā)生復(fù)雜的界面流動(dòng)現(xiàn)象，導(dǎo)致數(shù)值方法對(duì)流體的追蹤與捕捉能力降低，但更重要的原因是試驗(yàn)的結(jié)果包含了試驗(yàn)平臺(tái)的振動(dòng)以及其他環(huán)境因素的影響；而在多孔擋板模型中，數(shù)值模擬與試驗(yàn)的壓力曲線吻合較好，并且在時(shí)間t>5 s后，晃動(dòng)會(huì)逐漸趨向于穩(wěn)定，數(shù)值模擬與試驗(yàn)之間的差異會(huì)進(jìn)一步減小?？傮w來說，無擋板與多孔擋板的數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果擁有較高的重合度，表明采用的動(dòng)網(wǎng)格耦合VOF數(shù)值方法可有效地用于燃油箱變工況晃動(dòng)問題的模擬。

圖4 數(shù)值模擬與試驗(yàn)中無擋板和多孔擋板的壓力時(shí)程曲線對(duì)比(P0測(cè)點(diǎn))

對(duì)比圖4中多孔擋板和無擋板的壁面壓力,多孔擋板的壓力幅值明顯低于無擋板的壓力幅值，壁面最大壓力降低了29%，說明在燃油箱中加入多孔擋板可以抑制流體對(duì)壁面的沖擊壓力。

進(jìn)一步分析壓力曲線的特征發(fā)現(xiàn)，無擋板的壓力曲線會(huì)出現(xiàn)短暫的雙峰現(xiàn)象。第一個(gè)峰值來源于晃動(dòng)造成的行進(jìn)波對(duì)箱壁的沖擊型脈沖壓力，伴隨著行進(jìn)波的繼續(xù)爬升，產(chǎn)生第一個(gè)峰值(圖5a)；隨后行進(jìn)波失去動(dòng)能，在重力效應(yīng)的影響下，流體會(huì)快速回落并且部分流體會(huì)脫離波浪而破碎，回落的水團(tuán)撞擊自由液面，產(chǎn)生第二個(gè)峰值[18]。

需要注意的是，圖4中無擋板的流體晃動(dòng)周期短于多孔擋板。這是由于無擋板中流體劇烈晃動(dòng)時(shí)，行進(jìn)波爬升到箱壁最高點(diǎn)后快速回落，撞擊自由液面，加速了行進(jìn)波的運(yùn)動(dòng)速度(圖5b)，進(jìn)而導(dǎo)致無擋板與多孔擋板在相同外激勵(lì)頻率下，壓力時(shí)程曲線的頻率不同[19]。以上結(jié)果表明，多孔擋板可以抑制流體對(duì)壁面的沖擊壓力；無擋板中流體晃動(dòng)幅度較大，劇烈晃動(dòng)會(huì)讓壓力曲線出現(xiàn)多峰以及晃動(dòng)周期縮短的特征。

(a)t=1.8144 s (b)t=2.0664 s

晃動(dòng)過程中的液面輪廓以及自由液面高度是評(píng)價(jià)多孔擋板抑浪效果最直觀的方法。圖6所示為數(shù)值模擬和試驗(yàn)在3個(gè)時(shí)刻的液面輪廓，這些時(shí)刻包含了晃動(dòng)過程中行進(jìn)波的傳遞以及沿壁面爬升。由圖6可知，同一時(shí)刻下無擋板和多孔擋板在數(shù)值模擬與試驗(yàn)的液面輪廓能夠較好地匹配。比較多孔擋板與無擋板的液面輪廓差異，在1.23 s時(shí)，無擋板中波浪沿壁面大幅爬升，而多孔擋板中液面高度較低。圖7所示為無擋板與多孔擋板在箱壁處自由液面高度對(duì)比。無論是在燃油箱的左側(cè)壁面還是右側(cè)壁面，相對(duì)于壁面壓力，多孔擋板對(duì)自由液面高度的抑制效果更加顯著。無擋板左右兩側(cè)壁面自由液面高度最大值分別為267.9 mm和104.4 mm，多孔擋板的最大值為29.5 mm和27.9 mm，分別降低了約88.9%和73.2%。在無擋板的自由液面高度曲線中，流體晃動(dòng)出現(xiàn)拍振現(xiàn)象(自由液面時(shí)高時(shí)低)，同時(shí)顯現(xiàn)出了非常明顯的非對(duì)稱現(xiàn)象和跳躍現(xiàn)象，波峰的幅值也明顯大于波谷的幅值。需要注意的是，在無擋板的自由液面高度曲線中出現(xiàn)了多峰以及晃動(dòng)周期縮短的現(xiàn)象，這與前文壓力曲線所表現(xiàn)的特征一致。

(a)無擋板(t=0.63 s,a=0.86 m/s2)

(a)左側(cè)壁面 (b)右側(cè)壁面

基于以上的研究，可以得出如下結(jié)論：在燃油箱模型中加入多孔擋板可以有效降低燃油箱模型的壁面壓力、自由液面高度以及液面輪廓起伏。由于多孔擋板所承受的壓力大小關(guān)系到該結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，因此對(duì)多孔擋板壁面處的壓力研究顯得尤為重要。圖8為多孔擋板壁面P1～P8測(cè)點(diǎn)的壓力曲線。研究表明，在0～0.025 s內(nèi)，P1、P2、P7和P8位置處的壓力出現(xiàn)短暫的大幅上升，而P3、P4、P5和P6位置處的壓力出現(xiàn)短暫的大幅下降。圖9為燃油箱中間切面在運(yùn)動(dòng)瞬間的壓力云圖。在0.025 s時(shí)，P1、P2、P7和P8位置處出現(xiàn)局部高壓，P3、P4、P5和P6位置處出現(xiàn)局部低壓。在0.100 s時(shí)，這種現(xiàn)象立刻消失。分析這兩個(gè)時(shí)刻右側(cè)擋板壁面壓力情況，如圖10所示。在0.025 s時(shí)，擋板壁面壓力大于擋板孔隙壓力，表明此時(shí)流體拍擊擋板固體表面；在0.100 s時(shí)，擋板壁面壓力與擋板孔隙壓力相近，此時(shí)流體從擋板孔隙穿過，壁面壓力減小。

(a)右側(cè)擋板

(a)t=0.025 s (b)t=0.100 s

(a)t=0.025 s

結(jié)合圖9、圖10對(duì)瞬態(tài)高壓現(xiàn)象進(jìn)行解釋：運(yùn)動(dòng)瞬間，燃油箱與內(nèi)部流體之間存在較大加速度差，導(dǎo)致流體拍擊固體表面，產(chǎn)生局部高壓；隨著燃油箱運(yùn)動(dòng)的進(jìn)行，燃油箱模型與內(nèi)部流體之間的加速度差減小，部分流體從擋板孔隙穿過，對(duì)擋板壁面進(jìn)行卸壓，高壓現(xiàn)象消失。擋板的壁面壓力和多孔擋板模型箱壁壓力大小近似，都小于無擋板模型箱壁壓力?；谝陨涎芯勘砻鳎加拖湓谶\(yùn)動(dòng)瞬間，多孔擋板壁面會(huì)出現(xiàn)瞬態(tài)局部高壓和低壓現(xiàn)象，穩(wěn)定后的擋板壁面壓力仍然小于無擋板的箱壁壓力，表明多孔擋板在有效抑制晃動(dòng)的前提下，晃蕩沖擊對(duì)多孔擋板結(jié)構(gòu)的疲勞損壞程度較低。

3.2 抑浪機(jī)理

在燃油箱中安裝多孔擋板，多孔擋板的物理結(jié)構(gòu)會(huì)影響晃動(dòng)過程中行進(jìn)波的傳遞。高速的行進(jìn)波撞擊多孔擋板，多孔擋板的實(shí)體部分阻礙了行進(jìn)波中大部分流體的運(yùn)動(dòng)，并且由于多孔擋板的孔隙存在間距，剩余小部分流體被分割成多股射流通過擋板的孔隙，如圖11所示，通過孔隙后行進(jìn)波的速度已經(jīng)急劇減緩，減小了流體對(duì)壁面的沖擊壓力。但擋板對(duì)流體的抑浪機(jī)理遠(yuǎn)不止這一點(diǎn)，因此本節(jié)主要從流體內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)方面對(duì)多孔擋板的抑浪機(jī)理進(jìn)行探究。

圖11 流體穿過多孔擋板孔隙瞬間

多孔擋板會(huì)改變?nèi)加拖鋬?nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，對(duì)劇烈晃動(dòng)產(chǎn)生影響。圖12為多孔擋板和無擋板在4個(gè)不同時(shí)刻的液面輪廓、流速以及流線的耦合圖。

(a)無擋板(t=0.1260 s)(b)多孔擋板(t=0.1260 s)

圖12a、圖12c是無擋板中流體即將沿壁面爬升的時(shí)刻。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，圖12a中流體的流速小于圖12c，液面高度也低于圖12c，這說明液面高度與流體的流速成正比。在加入多孔擋板后(圖12b、圖12d)，燃油箱壁面處流體中各粒子的流速明顯減小，流體沒有足夠的速度沿壁面爬升，減小了燃油箱壁面處的沖擊壓力和液面高度，進(jìn)一步驗(yàn)證了壁面處液面高度與流體流速成正比。

圖12e、圖12g所示是無擋板中流體沖擊燃油箱一側(cè)壁面后，以高速的行進(jìn)波準(zhǔn)備沖擊另一側(cè)壁面的時(shí)刻。發(fā)現(xiàn)此時(shí)的行進(jìn)波擁有較高的流速，且圖12f、圖12h中多孔擋板孔隙位置的流速也明顯大于圖12b、圖12d。結(jié)果表明，多孔擋板模型內(nèi)流體會(huì)快速撞擊多孔擋板壁面，擋板孔隙處的流速會(huì)明顯增大。

綜合分析圖12b、圖12d、圖12f、圖12h發(fā)現(xiàn)，流速的降低與多孔擋板改變流體中流線的軌跡息息相關(guān)。在多孔擋板壁面附近，會(huì)出現(xiàn)流線旋轉(zhuǎn)的現(xiàn)象。這是由于流體從擋板的高壓側(cè)經(jīng)過孔隙流向低壓側(cè)，產(chǎn)生速度間斷面，從而產(chǎn)生渦旋。且渦旋的尺寸與流體通過擋板孔隙處的流速及液深有關(guān)，流速和液深越大，渦旋的尺寸就越大。

圖13為多孔擋板模型1/2個(gè)晃動(dòng)周期內(nèi)主要時(shí)刻動(dòng)能云圖。從云圖中可以發(fā)現(xiàn)，每個(gè)時(shí)刻動(dòng)能較大的位置總是出現(xiàn)在多孔擋板孔隙附近。觀察自由液面的位置發(fā)現(xiàn)，隨著晃動(dòng)過程中更多流體通過多孔擋板的孔隙，能量開始慢慢聚集。在3.6540 s時(shí)，多孔擋板左右兩側(cè)自由液面高度差達(dá)到峰值，此時(shí)能量達(dá)到最大值。結(jié)合圖12 h中的流線軌跡可解釋渦旋降低流體晃動(dòng)幅度的原因：隨著流體運(yùn)動(dòng)，渦旋首先以最大尺度的漩渦吸收能量，然后這些能量逐漸傳到越來越小的漩渦中，直到在最小的漩渦尺度上，能量逐漸散失到流體中，導(dǎo)致流體內(nèi)部沒有足夠的能量沖擊壁面，降低箱壁位置處的流速，抑制自由液面高度的爬升，完成抑制晃動(dòng)的過程。

(a)t=3.4020 s (b)t=3.4524 s

4 結(jié)論

(1)建立了充液燃油箱動(dòng)網(wǎng)格耦合VOF的流體動(dòng)力學(xué)模型，并構(gòu)建了變加速度水平激勵(lì)試驗(yàn)平臺(tái)，從數(shù)值與試驗(yàn)兩方面分析多孔擋板抑浪過程。

(2)多孔擋板能夠顯著減小壁面壓力、自由液面高度及液面輪廓起伏。劇烈晃動(dòng)會(huì)導(dǎo)致無擋板的時(shí)程曲線出現(xiàn)拍振、多峰以及晃動(dòng)周期縮短的特征，而多孔擋板時(shí)程曲線平穩(wěn)且幅值較??；多孔擋板壁面會(huì)產(chǎn)生瞬態(tài)局部高壓，但對(duì)擋板結(jié)構(gòu)的疲勞損壞程度較低。

(3)多孔擋板從其物理結(jié)構(gòu)及內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)完成抑浪過程。多孔擋板的物理結(jié)構(gòu)阻礙大部分流體運(yùn)動(dòng)，并將小部分流體分割成多股射流，急劇減緩行進(jìn)波的傳遞速度。多孔擋板附近流場(chǎng)產(chǎn)生渦旋，渦旋聚集和耗散能量，降低流體運(yùn)動(dòng)速度，達(dá)到抑制流體劇烈晃動(dòng)的目的，而更深層次的機(jī)理過程值得進(jìn)一步研究。