JP5644459B2 - Low gravity sloshing damping ratio prediction method and low gravity sloshing design model creation method - Google Patents
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Description
本発明は、宇宙機のタンク等の低重力場に配置されるタンク内の貯蔵液体に生じるスロッシングの解析を行う際に必要とされるスロッシングのモード減衰比を予測するために用いる低重力スロッシングの減衰比予測方法、及び、該減衰比予測方法を用いる低重力スロッシングの設計モデル作成方法に関するものである。 The present invention is low weight Chikarasu used to predict the mode damping ratio of sloshing that is required when performing analysis of the sloshing that occurs in the storage liquid in the tank which is arranged in a low gravitational field, such as the tank of the spacecraft The present invention relates to a lossy damping ratio prediction method and a low-gravity sloshing design model creation method using the damping ratio prediction method.
一般に、液体を貯蔵するタンクについてタンク構造設計する場合は、タンク内で生じる液体(貯蔵液体)のスロッシングに伴うスロッシング動液圧による荷重の正確な予測が必要不可欠である。そのために、上記のようなタンク内の液体のスロッシングについては、その粘性減衰比の予測が求められる。 In general, when a tank structure is designed for a tank that stores liquid, it is essential to accurately predict a load due to sloshing dynamic pressure accompanying sloshing of the liquid (storage liquid) generated in the tank. Therefore, prediction of the viscous damping ratio is required for the sloshing of the liquid in the tank as described above.
ところで、宇宙衛星等の宇宙機に搭載される推進薬タンクのような液体貯蔵用のタンクでは、該タンク内で液体のスロッシングが生じると、宇宙機自体の姿勢制御に影響を及ぼす虞がある。 By the way, in a liquid storage tank such as a propellant tank mounted on a spacecraft such as a space satellite, if the sloshing of the liquid occurs in the tank, the attitude control of the spacecraft itself may be affected.
そのために、この種の宇宙機に搭載される液体貯蔵用のタンクにおいても、貯蔵された液体のスロッシングについての粘性減衰比の予測が求められる。 Therefore, even in a liquid storage tank mounted on this type of spacecraft, it is required to predict a viscous damping ratio for sloshing of the stored liquid.
なお、地表重力場に設けられたタンクにおいては、タンクに貯蔵された液体に働く表面張力は、該液体に作用する重力に比して大幅に小さいために、該タンク内の液体の液面はほぼフラットで、その外周縁部にわずかに表面張力の影響によるメニスカスが形成されるに過ぎない。よって、地表重力場におけるタンク内液体のスロッシングの減衰比を予測する場合は、該液体の表面張力はほぼ無視することができる。 In the tank provided in the ground gravity field, since the surface tension acting on the liquid stored in the tank is significantly smaller than the gravity acting on the liquid, the liquid level of the liquid in the tank is It is almost flat, and a meniscus is formed only slightly on the outer peripheral edge due to the influence of surface tension. Therefore, when the damping ratio of the sloshing of the liquid in the tank in the ground gravity field is predicted, the surface tension of the liquid can be almost ignored.
しかし、宇宙空間は低重力場であるため、宇宙機のタンク内に貯蔵された液体については、重力の影響が小さくなることに伴って表面張力の影響が大となり、形成されるメニスカスも大きくなる。そのため、宇宙機用のタンク等の宇宙空間という低重力場に配置されるタンクに貯蔵された液体については、該液体の表面張力を考慮した低重力スロッシングについての粘性減衰比の予測が重要になる。 However, since the outer space is a low-gravity field, the liquid stored in the spacecraft tank has a greater influence of surface tension and a larger meniscus as the influence of gravity decreases. . Therefore, for liquids stored in tanks that are placed in a low-gravity field such as a spacecraft tank, it is important to predict the viscous damping ratio for low-gravity sloshing considering the surface tension of the liquid. .
実際上は、タンク加振入力に対する液体の基本次モードが共振する場合が多くあり、このような共振下においては、タンク内で生じる液体の低重力スロッシングのモード減衰比を正確に知ることが、上記タンク内液体の低重力スロッシングによるスロッシング波高、タンクに作用する力、モーメントの計算に必要である。 In practice, there are many cases where the fundamental mode of the liquid resonates with respect to the tank excitation input, and under such a resonance, it is possible to accurately know the mode damping ratio of the low-gravity sloshing of the liquid that occurs in the tank. It is necessary to calculate the sloshing wave height due to the low gravity sloshing of the liquid in the tank, the force acting on the tank, and the moment.
なお、上記のような低重力場に置かれるタンク内の低重力スロッシングについて、円筒タンク以外の一般軸対称タンクでは、非粘性スロッシングの場合でも解析的方法の適用は困難であるとされていたが、本発明者は、適切な球座標を導入することにより、一般軸対称タンクに関しても、ラプラス方程式を満たす速度ポテンシャルと液面変位を解析的に表すことができるようにした手法を提案している(たとえば、非特許文献1参照)。 As for the low-gravity sloshing in the tank placed in the low-gravity field as described above, it has been said that it is difficult to apply the analytical method even in the case of non-viscous sloshing in the general axisymmetric tank other than the cylindrical tank. The present inventor has proposed a method in which a velocity potential and a liquid level displacement satisfying the Laplace equation can be expressed analytically for a general axisymmetric tank by introducing appropriate spherical coordinates. (For example, refer nonpatent literature 1).
又、低重力スロッシングについて、減衰を含まない場合のマスばね設計モデルの作成法についても提案している(たとえば、非特許文献2参照)。 In addition, a low-gravity sloshing has also been proposed as a method for creating a mass spring design model when damping is not included (see, for example, Non-Patent Document 2).
更に、球形タンク及び楕円体形の底を有する円筒タンク内のモデル化された低重力スロッシングの減衰比に関しては、実験的研究によりいくつかの経験式が報告されている(たとえば、非特許文献3参照)。なお、上記非特許文献3におけるモデル化とは、実際に低重力宇宙で実験したわけではないが、地表でもタンクのサイズを小さくして重力に対して相対的な表面張力の効果を強めることができることを利用して、地表で小さいタンクを使って表面張力の効果が強くなる低重力環境をモデル化したということを意味するものである。
Furthermore, several empirical formulas have been reported by experimental studies on the damping ratio of the modeled low gravity sloshing in a spherical tank and a cylindrical tank having an ellipsoidal bottom (see Non-Patent
ところが、上記非特許文献3に示されたように、タンク内液体の低重力スロッシングについて実験的研究を行う手法では、パラメータスタディのために多くの時間とコストが必要とされるため、不便である。
However, as shown in Non-Patent
なお、非特許文献1及び非特許文献2では、低重力場で表面張力が重要となるタンク内液体の低重力スロッシングの粘性減衰比の予測については特に触れておらず、又、低重力スロッシングに関して液体の粘性による減衰を含んだマスばね設計モデルについても特に触れていない。
Note that Non-Patent
そこで、本発明は、宇宙機のタンク等の低重力場に配置されるタンク内に貯蔵された液体に生じるスロッシングについて、該液体の有する粘性に基づいて減衰が生じるときの減衰比を、理論的に且つ容易に予測することができるようにするために用いる低重力スロッシングの減衰比予測方法、及び、該減衰比予測方法で予測される減衰比を備えた低重力スロッシング系に対応した設計モデルを作成できるようにするための低重力スロッシングの設計モデル作成方法を提供しようとするものである。 Therefore, the present invention theoretically calculates the damping ratio when the sloshing generated in the liquid stored in a tank arranged in a low-gravity field such as a spacecraft tank is generated based on the viscosity of the liquid. And a low-gravity sloshing damping ratio prediction method used to enable easy prediction, and a design model corresponding to a low-gravity sloshing system having a damping ratio predicted by the damping ratio prediction method. It is intended to provide a design model creation method of low gravity sloshing so that it can be created.
本発明は、上記課題を解決するために、請求項1に対応して、低重力場に配置される一般軸対称タンクを球座標で表して、該一般軸対称タンクの内部の液体を非粘性と仮定して非粘性流体の表面張力を含む変分原理に基く非粘性スロッシングのモード方程式を求め、次に、ナビエ・ストークス方程式の粘性項にて、タンク壁面にできる粘性境界層内での仮想仕事をモード座標で表し、該モード座標で表された上記タンク壁面にできる粘性境界層内での仮想仕事を、上記非粘性スロッシングのモード方程式に加えて、速度項に対応するモード座標の時間による1階微分項を含むモード方程式を求める低重力スロッシングの減衰比予測方法とする。
In order to solve the above-mentioned problems, the present invention, corresponding to
又、請求項2に対応して、低重力場に配置される一般軸対称タンクを球座標で表して、該一般軸対称タンクの内部の液体を非粘性と仮定して非粘性流体の表面張力を含む変分原理に基く非粘性スロッシングのモード方程式を求め、次に、ナビエ・ストークス方程式の粘性項にて、タンク壁面にできる粘性境界層内での仮想仕事をモード座標で表し、該モード座標で表された上記タンク壁面にできる粘性境界層内での仮想仕事を、上記非粘性スロッシングのモード方程式に加えて、速度項に対応するモード座標の時間による1階微分項を含むモード方程式を求め、次に、上記モード方程式の解として求まるモード座標を用いて、上記一般軸対称タンクの内部の液体の水平な一軸方向へのスロッシングが生じるとした場合のスロッシング系について、該スロッシングに伴って上記一般軸対称タンクに働く上記一軸方向の力と、水平面内で該一軸方向に直交する軸回りのモーメントを求めると共に、該スロッシング系における一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの加振加速度に対する応答を求め、一方、タンク内における或る高さ位置に固定マスを固定し、且つ別の或る高さ位置に配置した可動マスを、タンク壁面に、ばね要素とダンパを介して支持させてなる構成の仮の設計モデルを設定して、該設計モデルにおける上記可動マスの運動方程式より、該仮の設計モデルのタンクに作用する上記一軸方向の力と、それに直交する軸回りのモーメントを求めると共に、該設計モデルにおける一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの上記と同一の加振加速度に対する応答を求め、次いで、上記スロッシング系における上記一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの加振加速度に対する応答と、上記仮の設計モデルにおける上記一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの上記と同一の加振加速度に対する応答が任意の加振周波数について等しくなる条件の下で必要とされる減衰係数を求め、更に、上記スロッシング系における上記一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの加振加速度に対する応答と、上記仮の設計モデルにおける上記一軸方向の力と、それに直交する軸回りのモーメントの上記と同一の加振加速度に対する応答との差を補正するために必要な補正力と補正モーメントを求め、しかる後、タンク内に、可動マスを、上記一軸方向のばね要素とダンパを介して取り付けてなり、且つ上記ダンパによる力とモーメントが、上記補正力と補正モーメントと等価になるように、上記可動マスの質量とその取付位置とを定めて設計モデルを作成する低重力スロッシングの設計モデル作成方法とする。
Further, according to
本発明によれば、以下のような優れた効果を発揮する。
(1)低重力場に配置される一般軸対称タンクを球座標で表して、該一般軸対称タンクの内部の液体を非粘性と仮定して非粘性流体の表面張力を含む変分原理に基く非粘性スロッシングのモード方程式を求め、次に、ナビエ・ストークス方程式の粘性項にて、タンク壁面にできる粘性境界層内での仮想仕事をモード座標で表し、該モード座標で表された上記タンク壁面にできる粘性境界層内での仮想仕事を、上記非粘性スロッシングのモード方程式に加えて、速度項に対応するモード座標の時間による1階微分項を含むモード方程式を求めるようにする低重力スロッシングの減衰比予測方法としてあるので、液体の表面張力を考慮した変分原理より導かれる上記非粘性スロッシングのモード方程式に加えて速度項に対応するモード座標の時間による1階微分項を含むモード方程式を基に、液体の表面張力を考慮した低重力スロッシングの減衰解析を行うことができる。
(2)したがって、低重力場に配置される一般軸対称タンク内に貯留された液体に生じる低重力スロッシングの粘性に基づく減衰比を、理論的に求めることができる。このため、従来の実験的研究を行う手法に比して、低重力スロッシングの減衰比を求めるための解析を大幅に容易なものとすることができる。
(3)上記(1)と同様の手順で非粘性スロッシングのモード方程式に加えて速度項に対応するモード座標の時間による1階微分項を含むモード方程式を求め、次に、上記モード方程式の解として求まるモード座標を用いて、上記一般軸対称タンクの内部の液体の水平な一軸方向へのスロッシングが生じるとした場合のスロッシング系について、該スロッシングに伴って上記一般軸対称タンクに働く上記一軸方向の力と、水平面内で該一軸方向に直交する軸回りのモーメントを求めると共に、該スロッシング系における一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの加振加速度に対する応答を求め、一方、タンク内における或る高さ位置に固定マスを固定し、且つ別の或る高さ位置に配置した可動マスを、タンク壁面に、ばね要素とダンパを介して支持させてなる構成の仮の設計モデルを設定して、該設計モデルにおける上記可動マスの運動方程式より、該仮の設計モデルのタンクに作用する上記一軸方向の力と、それに直交する軸回りのモーメントを求めると共に、該設計モデルにおける一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの上記と同一の加振加速度に対する応答を求め、次いで、上記スロッシング系における上記一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの加振加速度に対する応答と、上記仮の設計モデルにおける上記一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの上記と同一の加振加速度に対する応答が任意の加振周波数について等しくなる条件の下で必要とされる減衰係数を求め、更に、上記スロッシング系における上記一軸方向の力とそれに直交する軸回りのモーメントの加振加速度に対する応答と、上記仮の設計モデルにおける上記一軸方向の力と、それに直交する軸回りのモーメントの上記と同一の加振加速度に対する応答との差を補正するために必要な補正力と補正モーメントを求め、しかる後、タンク内に、可動マスを、上記一軸方向のばね要素とダンパを介して取り付けてなり、且つ上記ダンパによる力とモーメントが、上記補正力と補正モーメントと等価になるように、上記可動マスの質量とその取付位置とを定めて設計モデルを作成する低重力スロッシングの設計モデル作成方法とすることにより、実験等で求められた減衰比をそのまま設計モデルの減衰比として採用するようにしてある従来の一般的な考えに基づく設計モデルを修正して、低重力場に配置されたタンク内の液体に生じる低重力スロッシングの粘性による減衰比を良好に与えることが可能な低重力スロッシング設計モデルを構築することができる。
According to the present invention, the following excellent effects are exhibited.
(1) Based on the variation principle including the surface tension of a non-viscous fluid assuming that the general axisymmetric tank placed in a low-gravity field is expressed in spherical coordinates and the liquid inside the general axisymmetric tank is non-viscous. The mode equation of non-viscous sloshing is obtained, and then the virtual work in the viscous boundary layer formed on the tank wall surface is expressed in the mode coordinate by the viscosity term of the Navier-Stokes equation, and the tank wall surface expressed by the mode coordinate the virtual work in a viscous boundary layer that can be, in addition to the mode equations above inviscid sloshing, low gravity sloshing that way determine the mode equations including first-order differential term due to the time mode coordinates corresponding to the speed terms Since it is a damping ratio prediction method, in addition to the above-mentioned non-viscous sloshing mode equation derived from the variational principle considering the surface tension of the liquid, the time of the mode coordinate corresponding to the velocity term Based on the mode equations including first-order differential term with, it is possible to perform the damping analysis of reduced gravity sloshing in consideration of the surface tension of the liquid.
(2) Therefore, the damping ratio based on the viscosity of the low gravity sloshing generated in the liquid stored in the general axisymmetric tank disposed in the low gravity field can be theoretically obtained. For this reason, the analysis for obtaining the damping ratio of the low gravity sloshing can be greatly facilitated as compared with the conventional method of performing experimental research.
(3) In the same procedure as in (1) above, in addition to the mode equation of inviscid sloshing, a mode equation including a first-order differential term depending on the time of the mode coordinate corresponding to the velocity term is obtained, and then the solution of the mode equation is performed. With respect to the sloshing system in which sloshing occurs in the horizontal uniaxial direction of the liquid inside the general axisymmetric tank using the mode coordinates obtained as follows, the uniaxial direction acting on the general axisymmetric tank along with the sloshing And the response around the axis perpendicular to the uniaxial direction in the horizontal plane, and the response to the excitation acceleration of the uniaxial force and the moment around the axis orthogonal to the sloshing system, A fixed mass is fixed at a certain height position and a movable mass arranged at another certain height position is placed on the tank wall with a spring element and A temporary design model configured to be supported via a pad is set, and from the equation of motion of the movable mass in the design model, the uniaxial force acting on the tank of the temporary design model and the orthogonal And a response to the same excitation acceleration of the uniaxial force in the design model and the moment around the axis orthogonal thereto, and then the uniaxial force in the sloshing system The response to the excitation acceleration of the moment around the axis perpendicular to it, and the response to the same excitation acceleration of the force in the uniaxial direction and the moment around the axis perpendicular to the uniaxial force in the temporary design model are arbitrary excitation frequencies. To obtain the damping coefficient required under the condition that is equal to each other, and further, the uniaxial force in the sloshing system Corrects the difference between the response to the excitation acceleration of the moment around the axis orthogonal to it, the force in the uniaxial direction in the temporary design model, and the response to the same excitation acceleration of the moment about the axis orthogonal to it The correction force and the correction moment required for the operation are obtained, and then the movable mass is mounted in the tank via the uniaxial spring element and the damper, and the force and the moment caused by the damper are corrected as described above. The low-gravity sloshing design model creation method that creates the design model by determining the mass of the movable mass and its mounting position so that it is equivalent to the force and the correction moment. Is adopted as the damping ratio of the design model as it is, and the design model based on the conventional general idea is modified and placed in the low gravity field. A low-gravity sloshing design model capable of satisfactorily giving a damping ratio due to the viscosity of the low-gravity sloshing generated in the liquid in the tank can be constructed.
以下、本発明を実施するための形態を図面を参照して説明する。 Hereinafter, embodiments for carrying out the present invention will be described with reference to the drawings.
図1乃至図10(a)(b)は本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法の実施の一形態として、たとえば、低重力場に配置される一般軸対称タンクとしての図1に示す如き球形タンク1におけるタンク内に貯蔵された液体の低重力スロッシングの減衰比の予測に適用する場合を示すもので、以下のようにしてある。
FIGS. 1 to 10 (a) and 10 (b) show an embodiment of the low-gravity sloshing damping ratio prediction method according to the present invention, for example, as shown in FIG. 1 as a general axisymmetric tank arranged in a low-gravity field. A case where the present invention is applied to the prediction of the damping ratio of the low gravity sloshing of the liquid stored in the tank in the
すなわち、一般に、液体は粘性を有するが、液体の表面張力を考慮した低重力スロッシングの減衰解析を行うには、予め、液体を非粘性と仮定した完全流体(非粘性流体)についての非粘性スロッシングのモード方程式を導く必要がある。そこで、先ず、完全流体(非粘性流体)の場合の変分原理にガレルキン法(モード展開法)を適用して、非粘性スロッシングのモード方程式を導出する方法を、1.1〜1.3節で説明する。なお、ここで変分原理を用いる必要性は、非粘性スロッシングのモード方程式に導入すべき減衰比を変分原理に基づき決定することから生じる。 That is, in general, the liquid is viscous, but in order to perform the attenuation analysis of the low gravity sloshing considering the surface tension of the liquid, the non-viscous sloshing for a complete fluid (non-viscous fluid) in which the liquid is assumed to be non-viscous in advance. It is necessary to derive the mode equation of Therefore, a method for deriving a mode equation of non-viscous sloshing by applying the Galerkin method (mode expansion method) to the variational principle in the case of a perfect fluid (non-viscous fluid) is described in Sections 1.1 to 1.3. I will explain it. Here, the necessity to use the variation principle arises from determining the damping ratio to be introduced into the mode equation of inviscid sloshing based on the variation principle.
1.1 球座標の導入
図1のような低重力場に配置された一般軸対称タンクとしての球形のタンク1の場合を考える。図1において、メニスカスとは、上記タンク1内に貯留された液体2の静的平衡時の液面であり、表面張力のない場合にはz軸に垂直な平面であるが、表面張力のある場合には、図1のような軸対称な曲面となる。
1.1 Introduction of spherical coordinates Consider the case of a
円筒タンク以外の一般軸対称タンクに対しても解析的な方法を適用可能とするため、メニスカスとタンク1壁面との接触交線でタンク壁面に接する円錐の頂点を原点Oとして、以下の球座標
上記において、球座標の原点Oが図1に示したようにタンク1の上側となるのは、メニスカスのタンク1壁面との接触線において、タンク1壁面のr座標のzに関する微分が負のときである。この微分が正のときは、球座標の原点Oはタンクの下側となる。
In the above description, the origin O of the spherical coordinate is on the upper side of the
円筒タンク以外の一般軸対称タンクでは、非粘性スロッシングの場合でも解析的方法の適用は困難であったが、前述した非特許文献1では、図1のような球座標
1.2 変分原理
上記タンク1内の液体2について表面張力を考慮しない場合、液体2のラグランジュアン密度(単位体積当たりのラグランジュアン)は液圧に等しいので、変分原理は次式である。
上記式(1.4)における[ ]内がラグランジュアンである。表面張力を考慮する場合の変分原理は、ラグランジュアン=(運動エネルギ)−(ポテンシャルエネルギ)であること、したがって、気圧と界面張力によるポテンシャルエネルギを差し引く必要があること、によって次のようになる。
液圧plを、液体2の速度ポテンシャルで表すと、
上述した式(1.6)を式(1.5)に代入し、速度ポテンシャル、液面変位、任意時間関数について変分をとることより、次式を得る。
ここで、下記のように定義している。
上記において、速度ポテンシャル、液面変位、任意時間関数についての変分δφ、δζ、δGの任意独立性より、式(1.7)は下記のような支配方程式E1=0等を与え、これらの支配方程式系の物理的意味は下記の通りである。
E1=0:液体領域V内での連続条件(ラプラス方程式)。
E2=0:タンク1壁面Wでの運動学的境界条件(タンク1壁面を剛体とするため、流速 の液面の法線方向成分が0となる条件)。
E3=0:振動液面Fでの運動学的境界条件(流速と液面振動速度の、液面の法線方向の 成分が等しい条件)。
E4=0:振動液面Fでの力学的境界条件(液圧と気圧の差の、表面張力とのつりあい条 件)。
E5=0:接触線C(静的平衡時の液面ではなく運動する液面のタンク壁面との交線)で の界面張力間のつりあい条件。界面張力によって運動液面とタンク壁面との接 触角θC´が定まることを表すので、接触角条件という。
E6=0:液体2の非圧縮性に基づく液体2の体積一定条件(この条件は、他の運動学的 条件から導くことができる)。
In the above, from the arbitrary independence of the variations δφ, δζ, and δG with respect to velocity potential, liquid level displacement, and arbitrary time function, Equation (1.7) gives the following governing equation E 1 = 0, etc. The physical meaning of the governing equation system is as follows.
E 1 = 0: Continuous condition in the liquid region V (Laplace equation).
E 2 = 0: Kinematic boundary condition on the
E 3 = 0: Kinematic boundary condition at the vibrating liquid level F (a condition in which the components in the normal direction of the liquid level of the flow velocity and the liquid surface vibration velocity are equal).
E 4 = 0: Mechanical boundary condition on the vibrating liquid surface F (balance condition between the surface tension and the difference between the hydraulic pressure and the atmospheric pressure).
E 5 = 0: Balancing condition between the interfacial tensions on the contact line C (intersection line with the tank surface of the moving liquid surface, not the liquid surface at the time of static equilibrium). Since the contact angle θ C ′ between the moving liquid surface and the tank wall surface is determined by the interfacial tension, it is called a contact angle condition.
E 6 = 0: a constant volume condition of
次に、上記式(1.7)を、前述の1.1節で導入した球座標で表す。すなわち、微分幾何の定理を用いて、法線ベクトルNF,NW;曲面要素dF,dW;線要素dC、及びcosθ´Cを、式(1.2)、式(1.3)のRF,RWで表す。更に、微小振幅線形理論の基で、液面での境界条件を線形近似し、メニスカスの形状を決定するために用いる静的つりあい条件を考慮することにより、上記変分原理の式(1.7)を球座標で次のように表す。
計算の便宜のため、下記の量を用いて無次元化を行う。
代表長さb*(タンク1の高さの半分、図1参照)
代表周波数ωch *(後述する式(1.12)で定義)
液体の密度ρf *
For convenience of calculation, the following quantities are used for non-dimensionalization.
Representative length b * (half the height of
Representative frequency ω ch * (defined by equation (1.12) described later)
Liquid density ρ f *
すなわち、有次元量と無次元量の関係をつぎのように定義する。
なお、上記式(1.10)、式(1.11)のように、以降、有次元量には*を付することによって無次元量と区別する。 In addition, as in the above formula (1.10) and formula (1.11), the dimensional quantity is distinguished from the dimensionless quantity by adding *.
上記式(1.11)で定義したBoは、重力g*と表面張力σ*の相対的強さを表す無次元数で、ボンド数と呼ばれる。ボンド数Boに応じて、代表周波数ωch *を以下の式(1.12)のように定義し、式(1.13)のような定数を導入する。
無次元表示の一般軸対称タンク内スロッシングの変分原理(式(1.9))は、下記のようになる。
1.3 非粘性スロッシングのモード方程式
前述の1.1節で導入したような球座標を用いることによって、一般軸対称タンクに関しても、ラプラス方程式を満たす速度ポテンシャルと液面変位を次のように解析的に表すことができる(非特許文献1参照)。
上記において、固有値λkを次の境界条件によって決定すれば、特性関数、特性指数が定められる。
液面のタンク壁面との接触線ではθ方向がタンク壁面の法線方向になるので、上記式(1.18)は、流速のタンク壁面法線方向成分が0になる境界条件である。 In the contact line between the liquid level and the tank wall surface, the θ direction is the normal direction of the tank wall surface, so the above equation (1.18) is a boundary condition where the tank wall normal direction component of the flow velocity is zero.
そこで、下記の点が、本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法の特徴となる。
第1に、図1の円錐で定義される本発明で用いる球座標は、θの最大値が90度未満のため、前記式(1.17)の特性関数の解として陪ルジャンドル多項式を公式的に利用できず、無限級数解(ガウス超幾何級数)として新しく求める必要がある。
第2に、この無限級数は180度未満のθまで収束能力を有するが、上記したように、図1よりθは90度未満のため収束が速く、解析的手法による高速計算を助長する。
Therefore, the following points are features of the low-gravity sloshing attenuation ratio prediction method of the present invention.
First, since the maximum value of θ is less than 90 degrees, the spherical coordinate used in the present invention defined by the cone in FIG. 1 is officially expressed as a Legendre polynomial as a solution of the characteristic function of the equation (1.17). Therefore, it is necessary to obtain a new infinite series solution (Gaussian hypergeometric series).
Secondly, the infinite series has a convergence ability up to θ of less than 180 degrees, but as described above, θ is less than 90 degrees as shown in FIG. 1, so that convergence is fast and facilitates high-speed calculation by an analytical method.
上記式(1.14)に式(1.15)を用いてモード方程式を導くために、先ず、自由振動解析を行う。上記式(1.15)で
未定定数が全て0になる無意味な解以外の解が存在するためには、上記式(1.20)の係数行列式が0となる必要があり、この条件から固有振動数ωと固有モード(未定定数間の比)を求める。その結果を上記式(1.15)に代入した式を、式(1.14)に代入して、モード座標について変分をとることにより、次の形のモード方程式を導く。
1.4 減衰解析
上記1.1〜1.3節で導出された非粘性スロッシングのモード方程式(1.21)は、速度項に対応するモード座標q(t)の時間による1階微分項(qドットの項)を含まないため、減衰が生じることはない。
1.4 Damping Analysis The non-viscous sloshing mode equation (1.21) derived in the above-mentioned sections 1.1 to 1.3 is a first-order derivative term with respect to the time of the mode coordinate q (t) corresponding to the velocity term ( Since no q-dot term is included, no attenuation occurs.
よって、次に、上記非粘性スロッシングのモード方程式(1.21)を、粘性境界層を含む場合に拡張することにより、図1に示したタンク1内に貯留された液体2の低重力スロッシングの該液体2の粘性に起因する減衰を解析する。
Therefore, next, the non-viscous sloshing mode equation (1.21) is expanded to include the viscous boundary layer, thereby reducing the low gravity sloshing of the liquid 2 stored in the
タンク1壁面に沿ってできる境界層の直ぐ外側(液体側)の、タンク1壁面の接線方向の流速成分を、式(1.15)の速度ポテンシャルから次式により計算し、モード座標q(t)の時間微分(qドット)で表す。
この際、ナビエ・ストークス(Navier-Stokes)方程式の粘性項の仮想仕事表示を得るためには、流速成分をナビエ・ストークス方程式が記述できるような曲線座標系で表す必要がある。 At this time, in order to obtain a virtual work display of the viscosity term of the Navier-Stokes equation, it is necessary to represent the flow velocity component in a curved coordinate system in which the Navier-Stokes equation can be described.
なお、図1の球座標
タンク1壁面の法線方向に内向きにとった座標(無次元)を、タンク壁面を原点として次のように定義する。
境界層内流速のξに対する依存性は、境界層が非常に薄いため、スロッシング周波数ωに等しい振動数を有する平板に沿う振動流の流速で近似できる。したがって、境界層内流速の
無次元化した境界層厚さの尺度として、次のようなパラメータを導入する。
タンク1壁面にできる境界層内で、ナビエ・ストークス方程式の粘性項がなす仮想仕事は、以下のようになる。
上記式(1.28)で、無次元の粘性係数μは、前述の式(1.10)及び式(1.11)の無次元化により、粘性係数μ*と次の関係にある。
式(1.24)を式(1.27)に代入し、実部をとることにより、仮想仕事をモード座標(q(t))で次のように表す。
上記式(1.31)を式(1.21)に加えて
上記式(1.32)は、速度項に対応するモード座標q(t)の時間による1階微分項(qドットの項)を含むため、減衰が生じることになる。 Since the above equation (1.32) includes a first-order differential term (q dot term) depending on the time of the mode coordinates q (t) corresponding to the velocity term, attenuation occurs.
したがって、上記式(1.32)を基に、より具体的には、モード座標q(t)の時間による1階微分項(qドットの項)の係数を基に、次式によって低重力スロッシングにおける減衰比(モード減衰比)を求めることができる。
このように、本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法は、流体の仮想変位を考えるようにしてあり、このようにして仮想変位を考えることは、次の考えに基づく。すなわち、多くの流れの問題では、流体の変位は無限であるため考えることはできない。しかし、流体振動問題では、流体の変位を考えることができ、本発明では、タンク1内の液体2の粘性力の仮想仕事としての上記式(1.27)の評価に効果的に用いることができる。
As described above, the low-gravity sloshing damping ratio prediction method of the present invention considers the virtual displacement of the fluid, and considering the virtual displacement in this way is based on the following idea. That is, many flow problems cannot be considered because the fluid displacement is infinite. However, in the fluid vibration problem, the displacement of the fluid can be considered, and in the present invention, it is effectively used for the evaluation of the above formula (1.27) as the virtual work of the viscous force of the liquid 2 in the
又、上記式(1.33)を導出する過程では、液体の表面張力を考慮した変分原理(式(1.5)参照)を用いるようにしてあるため、液体の表面張力を考慮した低重力スロッシングの減衰解析を行うことができる。 In addition, in the process of deriving the above equation (1.33), the variation principle (refer to equation (1.5)) considering the surface tension of the liquid is used. Gravitational sloshing attenuation analysis can be performed.
したがって、本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法によれば、低重力場に配置される一般軸対称タンクとしての球形のタンク1内に貯留された液体2に生じる低重力スロッシングの粘性に基づく減衰比を、理論的に求めることができる。このため、非特許文献3に示された如きタンク内液体の低重力スロッシングについて実験的研究を行う手法で必要とされていたようなパラメータスタディのための多くの時間とコストが不要になることから、低重力スロッシングの減衰比を求めるための解析を大幅に容易なものとすることができる。
Therefore, according to the method for predicting the damping ratio of low gravity sloshing of the present invention, it is based on the viscosity of low gravity sloshing generated in the
次に、上記本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法の効果として、以上のようにして導かれた上記式(1.33)に基づいて求められるモード減衰比の妥当性を、数値例題を用いて検証した結果について説明する。 Next, as an effect of the low-gravity sloshing attenuation ratio prediction method of the present invention, the validity of the mode attenuation ratio obtained based on the above equation (1.33) derived as described above is shown as a numerical example. The result verified by using will be described.
2.1 減衰比の変動
図1に示した球形のタンク1内の液体2について、以下のようにパラメータを設定し、上記式(1.33)に基づいて低重力スロッシングの減衰比を計算した。
タンク1の半径a*=b*=0.2m(すなわち、一般軸対称タンクの典型例として半径0.2mの球形タンクとした場合)、液体2の液体密度ρf *=1000kg/m3、液体2の表面張力σ*=0.0725N/m、液体2の粘性係数μ*=0.0011Ns/m2
2.1 Variation of damping ratio For the
The radius a * = b * = 0.2 m of the tank 1 (that is, a spherical tank having a radius of 0.2 m as a typical example of a general axisymmetric tank), the liquid density ρ f * = 1000 kg / m 3 of the
又、この際、重力g*と表面張力σ*の相対的強さを表す無次元数であるボンド数Boを、1000、100、10、1にそれぞれ変化させた場合について低重力スロッシングの減衰比を計算した。 At this time, the damping ratio of the low gravity sloshing when the bond number Bo, which is a dimensionless number representing the relative strength of the gravity g * and the surface tension σ * , is changed to 1000, 100, 10 and 1, respectively. Was calculated.
上記したように、ボンド数Boは、重力g*と表面張力σ*の相対的強さを表しているものである。したがって、上記ボンド数Boの低下は、重力g*の低下に伴って表面張力σ*の効果(影響)が相対的に大きくなる状態、すなわち、より低重力な場の状態を示している。 As described above, the bond number Bo represents the relative strength of gravity g * and surface tension σ * . Therefore, the decrease in the number of bonds Bo indicates a state where the effect (influence) of the surface tension σ * is relatively increased as the gravity g * is decreased, that is, a lower gravity field state.
図2はその計算結果を示すもので、横軸をタンク1における液体充填率(Liquid filling level:液体2の体積/タンク1の体積)として、上記各ボンド数Bo毎に算出された減衰率(Damping ratio)について、液体充填率に対する依存性(以下、単に、液体充填率による変化、と記す。後述の図3乃至図10(a)(b)についても同様。)が示してある。
FIG. 2 shows the calculation result. The horizontal axis is the liquid filling rate (Liquid filling level: volume of
上記図2より、ボンド数Boが低下すると(すなわち、重力g*の低下に伴って表面張力σ*の効果が相対的に大となると)、減衰比は増加することが分かる。 As can be seen from FIG. 2, when the number of bonds Bo decreases (that is, when the effect of the surface tension σ * becomes relatively large as the gravity g * decreases), the damping ratio increases.
この理由を考察するために、上記式(1.33)を有次元化した式を、
図3及び図4の結果より、ボンド数Boの低下による減衰係数Cs *と質量パラメータMs *の変化について、下記のことが分かる。 From the results of FIG. 3 and FIG. 4, the following can be seen for changes in the attenuation coefficient C s * and the mass parameter M s * due to a decrease in the number of bonds Bo.
すなわち、(1)低い液体充填率では、減衰係数Cs *は質量パラメータMs *ほど顕著には増加しない。又、(2)高い充填率では、減衰係数Cs *は質量パラメータMs *と異なり単調に減少する。 (1) At low liquid filling rates, the damping coefficient C s * does not increase as significantly as the mass parameter M s * . (2) At a high filling rate, the damping coefficient C s * decreases monotonously unlike the mass parameter M s * .
したがって、Cs */Ms *は、図5のように、充填率に関係なくボンド数Boの低下により減少する。しかし、図5と図6の結果より、上記のようにボンド数Boが低下した場合、Cs */Ms *の減少(図5参照)よりも、固有周期2π/ω*の増加(図6参照)の方が著しい。 Therefore, C s * / M s * decreases with a decrease in the number of bonds Bo regardless of the filling rate as shown in FIG. However, from the results of FIGS. 5 and 6, when the number of bonds Bo is decreased as described above, the natural period 2π / ω * is increased more than the decrease of C s * / M s * (see FIG. 5) (see FIG. 5). 6) is more remarkable.
その結果、これらの積に比例する上記式(2.1)の減衰比は、ボンド数Boが低下すると、図2に示したように増加する。 As a result, the attenuation ratio of the above formula (2.1) proportional to these products increases as shown in FIG. 2 when the bond number Bo decreases.
このことは、ボンド数Boの低下による減衰比の増加は、固有周期2π/ω*の増加に起因することを意味する。このような固有周期2π/ω*の増加により、ボンド数Boの低下に伴い、図2の減衰比は、図3の減衰係数Cs *と異なり、単調に増加する。 This means that the increase in the damping ratio due to the decrease in the number of bonds Bo is due to the increase in the natural period 2π / ω * . As the natural period 2π / ω * increases, the attenuation ratio in FIG. 2 increases monotonously as the bond number Bo decreases, unlike the attenuation coefficient C s * in FIG. 3.
2.2 高い液体充填率での減衰係数のボンド数Bo依存性
図2と図3の結果において注目される点として、液体充填率が高いときに、ボンド数Boが低下すると、減衰比が増加するにもかかわらず(図2参照)、減衰係数は減少していることが挙げられる(図3参照)。この理由は、減衰係数と類似した変化を呈する相関パラメータを見い出すことによって、次のように説明される。
2.2 Dependence of bond coefficient Bo on damping coefficient at high liquid filling rate As noted in the results of FIGS. 2 and 3, when the liquid filling rate is high, the damping ratio increases as the bond number Bo decreases. However, the attenuation coefficient is reduced (see FIG. 3). The reason for this can be explained as follows by finding a correlation parameter that exhibits a change similar to the attenuation coefficient.
減衰係数は、ナビエ・ストークス方程式の粘性項のなす仮想仕事(式(1.27)参照)から計算され、この仮想仕事は、タンク1壁面に沿って形成される粘性境界層内での、図1に示した球座標
そこで、先ず、境界層の厚さ方向の積分の相関パラメータ(具体的には、似た変化を呈する、すなわち相関の高い、物理的に理解しやすいパラメータ)を見出す。境界層の厚さのオーダは、
境界層は非常に薄いので、ナビエ・ストークス方程式の粘性項のうち、厚さ方向の2階微分が支配的となり、これを厚さ方向にR1積分したものは、次の量と相関する。
次に、
図7に上記接触線の半径(Contact line radius)rc *の液体充填率(Liquid filling level)による変化を示すと、実際に、図3及び図7より、液体充填率が高いとき、ボンド数Boが低下すると減衰係数及び接触線の半径rc *は共に減少する。この接触線の半径rc *の減少は、液体充填率が高いときに該液体充填率が一定のままボンド数Boが下がり、液面が表面張力で図1のように湾曲すると、接触線がタンク1の頂点に近づくことから理解される。
When showing a change due to the radius of the contact line (Contact line radius) r c * liquid filling rate (Liquid filling level) in FIG. 7, in fact, from FIG. 3 and FIG. 7, when the high liquid filling rate, number of bonds As Bo decreases, both the damping coefficient and the contact line radius r c * decrease. Reduction of the radius r c * of the contact line, when the high liquid filling factor liquid filling rate decreases constant while the bond number Bo, when the liquid surface is curved as shown in FIG. 1 by surface tension, contact line It is understood from approaching the top of the
以上に基づき、液体充填率が高いときの減衰係数のボンド数Bo依存性を説明する相関パラメータとして、上の2つの相関パラメータの積、すなわち、動粘性係数が一定の場合、接触線の半径rc *と、固有振動数の平方根との積が導入できる。図8にこの相関パラメータ(Correlation parameter)rc *(ω*/2π)1/2の液体充填率による変化を示す。図3及び図8より、上記相関パラメータrc *(ω*/2π)1/2と減衰係数の液体充填率が高い場合のBo依存性は、類似していることが分かる。 Based on the above, as a correlation parameter for explaining the dependence of the damping coefficient on the bond number Bo when the liquid filling rate is high, the product of the above two correlation parameters, that is, the kinematic viscosity coefficient is constant, the radius r of the contact line The product of c * and the square root of the natural frequency can be introduced. FIG. 8 shows the change of the correlation parameter r c * (ω * / 2π) 1/2 depending on the liquid filling rate. 3 and 8, it can be seen that the above-described correlation parameter r c * (ω * / 2π) 1/2 and the Bo dependency when the liquid filling rate of the damping coefficient is high are similar.
2.3 質量パラメータMs *の相関パラメータ
次に、図4に示された質量パラメータMs *について考える。該質量パラメータMs *と関係する運動エネルギは、メニスカス液面M上での面積分
2.4 文献の実験との比較
本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法による減衰比予測結果を、非特許文献3のTable III(p.12,13)の実験の一部(液体としてアセトンを用いた場合のデータ)と比較した。該非特許文献3における実験では、地表重力場において小型実験モデルを用いることにより、ボンド数Boが小さくなる低重力環境を実現している。
2.4 Comparison with Literature Experiments The damping ratio prediction results obtained by the low gravity sloshing damping ratio prediction method of the present invention are shown in Table III (p. 12, 13) of
双方の結果(データ)を、図10(a)(b)に液体充填率(Liquid filling level)による変化として示す。 Both results (data) are shown in FIGS. 10A and 10B as changes due to the liquid filling level.
図10(a)(b)について使用したパラメータは、以下の表1の通りである。
ここで、上記表1に示したパラメータのうちのガリレオ数Ga(無次元数)は、次式によって定義されるものである。
なお、非特許文献3では、平均の液深がhav=0.5a,a,1.5a(aは球形タンク半径)となる液体の体積について実験結果が与えられている。又、ボンド数Boを定義するために用いられた代表長さachは、本解析と異なり、z=havでのタンク壁面のr座標の2倍、すなわち、hav=0.5a,a,1.5aの場合に関して、それぞれ
図10(a)(b)の結果より、本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法による減衰比の解析結果と、非特許文献3に示された実験値とは概ね一致することが確認できる。
From the results of FIGS. 10A and 10B, it can be confirmed that the analysis result of the attenuation ratio by the attenuation ratio prediction method of the low gravity sloshing of the present invention and the experimental value shown in
以上により、上記非特許文献3で経験的(実験的)に導かれた式の物理的意味、及び、理論的根拠が、本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法によって理論的に説明することができるようになる。
As described above, the physical meaning and theoretical basis of the expression derived empirically (experimental) in
なお、本発明者によれば、非特許文献1における固有振動数に関する実験との良好な一致を確認している。
In addition, according to this inventor, the favorable agreement with the experiment regarding the natural frequency in a
したがって、本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法によれば、低重力場に配置されたタンク1内で生じる液体2のスロッシングの減衰比について、地表重力場とは大きく異なる値を予測可能とし、又、その物理的原因を究明することが可能になる効果を得られることが明らかである。
Therefore, according to the low-gravity sloshing damping ratio prediction method of the present invention, the sloshing attenuation ratio of the liquid 2 generated in the
次に、図11及び図12は本発明の実施の他の形態として、上記図1乃至図10(イ)(ロ)に示した本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法を用いて行う、減衰を含む場合のマスばね設計モデルである低重力スロッシングの設計モデル作成方法を示すもので、以下のような手順としてある。 Next, FIGS. 11 and 12 show another embodiment of the present invention, using the low-gravity sloshing attenuation ratio prediction method of the present invention shown in FIGS. 1 to 10 (b) and (b). A design method for creating a low-gravity sloshing, which is a mass spring design model in the case of including damping, is shown in the following procedure.
なお、設計モデルを作成する、とは、後述するように仮に設定する図11のタンク1の設計モデルについて、下記の条件、
条件:タンク1に働くx軸方向の力とy軸回りのモーメントの、x軸方向のタンク加振加速度(fツードット(x))に対する周波数応答が、図1のスロッシング系と図11の設計モデルとで等しくなる。
が満たされるように、該図11の設計モデルにおける後述する各パラメータ(可動マス(スロッシングマス)、固定マス、これらのマスの取り付け高さ、ばね定数、減衰係数)を決定することを意味するものである。
The creation of the design model means that the design model of the
Condition: The frequency response of the force in the x-axis acting on the
Means to determine parameters (movable mass (sloshing mass), fixed mass, mounting height of these masses, spring constant, damping coefficient) to be described later in the design model of FIG. It is.
3.1 スロッシング系の周波数応答
すなわち、先ず、図11に示すように、水平面内で直交する2方向のx軸及びy軸と、鉛直なz軸とによって形成されるxyz座標空間内に、一般軸対称タンクとしての球形のタンク1を、該タンク1の底部の中心を上記該xyz座標空間における原点に一致させて配置した状態にて、該タンク1内に液体を貯留すると仮定した場合、該液体のx軸方向に沿う方向のスロッシングによってタンク1に働くx軸方向の力Fxと、y軸回りのモーメントMyは、前述の本発明の低重力スロッシングの減衰比予測方法で導いた式(1.32)の解として求まるモード座標q(t)を用いて、次の形に表される。
上記式(3.1)及び式(3.2)の右辺第3項と第4項は、低重力で重要になる表面張力によって生じている項である。 The third and fourth terms on the right-hand side of the above equations (3.1) and (3.2) are terms caused by surface tension that becomes important under low gravity.
更に、上記式(1.32)を次のように変形する。
次いで、加振加速度
3.2 設計モデルの周波数応答
次に、図11に示す如く、上記タンク1内におけるz軸上の高さl0の位置、すなわち、座標(0,0,l0)に、質量m0の固定マス3を配置して、該固定マス3をタンク1壁面に固定し、且つ、上記タンク1内におけるz軸上の高さl1の位置、すなわち、座標(0,0,l1)に、質量m1の可動マス(スロッシングマス)4を配置して、該可動マス4のx軸方向の両側部を、そのx軸方向の両側に位置するタンク1壁面に、x軸方向のばね要素5とダンパ6を介し取り付けて、該可動マス4が上記ばね要素5とダンパ6によってx軸方向に沿う方向に往復動可能に保持された設計モデル(メカニカルモデルとも称する)を仮に設定する。
3.2 Frequency response of the design model Next, as shown in FIG. 11, at the position of the height l 0 on the z-axis in the
上記可動マス4とタンク1壁面との間のばね要素5のばね定数はk1、ダンパ6の減衰係数はc1とする。
The spring constant of the
上記仮の設計モデルにおける可動マス4の運動方程式、及び、タンク1に作用するx軸方向の力Fx,mechとy軸回りのモーメントMy,mechの式は、次のように求められる。
上記式(3.9)のモーメントMy,mechの式における右辺第4項は、可動マス4のx軸方向変位による重力モーメントを表す。 The fourth term on the right side of the equation of moment My , mech in the above equation (3.9) represents the gravitational moment due to the displacement of the movable mass 4 in the x-axis direction.
そこで、上記式(3.8)を、
3.3 設計モデルのパラメータの決定
次いで、上記仮の設計モデルにおけるパラメータの決定について説明する。
3.3 Determination of Design Model Parameters Next, determination of parameters in the temporary design model will be described.
上記式(3.7)及び式(3.13)が任意の加振周波数ωfについて等しい条件を課す。先ず、双方の式の分子及び分母の実部が等しくなる条件
具体的には、上記条件における第1式、第2式、第4式から、上記仮の設計モデルの固有周波数ωmech、及び、固定マス3の質量m0とそのタンク1に対する取り付け位置l0を定める。
Specifically, the natural frequency ω mech of the temporary design model and the mass m 0 of the fixed
次に、上記条件における第3式及び第5式を次のように変形して、可動マス4の質量m1とそのタンク1への取り付け位置l1を定める。
このようにして、上記仮の設計モデルについて、減衰以外のパラメータを下記のように決定する。
次に、上記式(3.7)及び式(3.13)における分母の虚数部が等しいという条件から、
3.4 補正力、補正モーメント
従来、低重力スロッシングの減衰比は計算されていないが、もし実験等で求まれば、求まった減衰比をそのまま設計モデルの減衰比として採用するというのが従来の一般的な考えであった。
3.4 Correction force and correction moment Conventionally, the attenuation ratio of low-gravity sloshing has not been calculated, but if it is obtained through experiments, etc., it is conventional to adopt the determined attenuation ratio as it is as the attenuation ratio of the design model. It was a general idea.
これに対し、本発明は、このような一見妥当な従来の考えでは、前述の式(3.7)と式(3.13)の分子の虚数部の差から、図1に示したようなスロッシング系と、図11のような設計モデルとではタンクに働くx軸方向の力と、y軸回りのモーメントに次式で表される差異が生じることを示唆し、この差異の補正を行うことができるようにするための低重力スロッシング設計モデルを作成することを特徴とする。
この差異を補正(correct)すべきx軸方向の力Fcと、y軸回りのモーメントMcは、上記式(3.16)を基に、
上記において、A4とC4の項は数値的検証により小さく、省略することができる。したがって、上記式(3.21)における補正すべきx軸方向の力Fcと、y軸回りのモーメントMcは、低重力で重要になる式(3.1)及び式(3.2)の表面張力項(A2,C2の項とA3,C3の項)、及び、式(3.9)のモーメントMy,mechの式の右辺第4項の可動マス4の水平変位による重力モーメント項に起因する。 In the above, the terms A 4 and C 4 are small by numerical verification and can be omitted. Accordingly, the force Fc in the x-axis direction to be corrected and the moment Mc about the y-axis in the above equation (3.21) are the surfaces of the equations (3.1) and (3.2) that are important in low gravity. Due to the tension term (A2, C2 term and A3, C3 term) and the moment of gravity due to the horizontal displacement of the movable mass 4 in the fourth term on the right side of the equation of the moment My , mech in the equation (3.9) To do.
よって、本発明では、低重力で粘性減衰を考慮した低重力スロッシング設計モデルを作成する際に、上記したような表面張力による新たな力と、モーメントの補正を行うようにする。 Therefore, in the present invention, when creating a low-gravity sloshing design model that takes into account viscous damping with low gravity, new forces and moments due to surface tension as described above are corrected.
3.5 補正力、補正モーメントを発する設計モデルの作成
すなわち、本発明の低重力スロッシング設計モデルでは、ダンパによるx軸方向の力と、y軸回りのモーメントが、上記式(3.21)によって与えられる補正力Fcと、補正モーメントMcと等価になる設計モデル(メカニカルモデル)の構造として、図12に示す如き系を構成するものとする。
3.5 Creation of design model that generates correction force and correction moment In the low-gravity sloshing design model of the present invention, the force in the x-axis direction by the damper and the moment about the y-axis are expressed by the above equation (3.21). a correction force F c given, the structure of the design model (mechanical model) to be corrected moment M c equivalent shall constitute such system is shown in Figure 12.
具体的には、図12に示すように、図11に示したものと同様にxyz座標空間に配置したタンク1内におけるz軸上の高さlcの位置、すなわち、座標(0,0,lc)に、質量mcの可動マス(スロッシングマス)4Aを配置して、該可動マス4Aのx軸方向の両側部を、そのx軸方向の両側に位置するタンク1壁面に、x軸方向のばね要素5Aとダンパ6Aを介し取り付けて、該可動マス4Aが上記ばね要素5Aとダンパ6Aによってx軸方向に沿う方向に往復動可能に保持させた構成とする。
Specifically, as shown in FIG. 12, the position of the height l c on the z axis in the
更に、上記式(3.21)の分母より、系の減衰比はζd、固有振動数はωである。これにより、上記可動マス4Aとタンク1壁面との間に介装させるダンパ6Aの減衰係数はζd2(mckc)1/2となり、同様に、上記可動マス4Aとタンク1壁面との間に介装させるばね要素5Aのばね定数はkc=mcω2に設定する。
Furthermore, from the denominator of the above equation (3.21), the damping ratio of the system is ζ d and the natural frequency is ω. As a result, the damping coefficient of the
この設定の下で、上記可動マス4Aの運動方程式は、次のようになる。
図12の系のダンパ6Aによるx軸方向の力Fdampと、y軸回りのモーメントMdampは、
上記式(3.22)の加振加速度(式(3.5))に対する解である
よって、上記式(3.26)おけるx軸方向の力Fdampと、y軸回りのモーメントMdampが、前述の式(3.21)における補正すべきx軸方向の力Fcと、y軸回りのモーメントMcに一致する条件より、図12に示した低重力スロッシング設計モデルの補正モデルにおける可動マス4Aの質量mcとその取り付け位置lcを次のように決定する。
このように、本発明の低重力スロッシング設計モデル作成方法によれば、新たな離散系を設定して、実験等で求められた減衰比をそのまま設計モデルの減衰比として採用するようにしてある従来の一般的な考えに基づく設計モデルを修正して、低重力(場)で重要になる表面張力項(式(3.1)及び式(3.2)のA2,C2の項とA3,C3の項参照)、及び、可動マス4Aの水平変位による重力モーメント項(式(3.9)のモーメントMy,mechの式の右辺第4項参照)を用いて、補正力、補正モーメントを加えるようにしてあるため、低重力場に配置されたタンク1内の液体2(図1参照)に生じる低重力スロッシングの粘性による減衰比を良好に与えることが可能な低重力スロッシング設計モデルを構築することができる。
Thus, according to the low-gravity sloshing design model creation method of the present invention, a new discrete system is set, and the attenuation ratio obtained by experiments or the like is directly adopted as the attenuation ratio of the design model. The surface tension term (formula (3.1) and the term of A2, C2 of formula (3.2) and formula A3, C3) becomes important in low gravity (field) by modifying the design model based on the general idea of And the gravity moment term due to the horizontal displacement of the
ここで、上記低重力スロッシング設計モデルにおける上記可動マス4Aの質量mcの物理的意味を考察する。
Here, consider the physical meaning of the mass m c of the
前述の式(3.14)より、以下の式が導かれる。
ところで、非特許文献2における式(58)から2章の最後までの記述より、以下の二点が判明している。
(1)上記式(3.28)の右辺が液体の質量に等しいという質量保存則を満たす。
(2)−B1は、メニスカスのタンク壁面との接触線を含む平面(図1に二点鎖線で示す平面)と、タンク壁面とで囲まれた空間を占める液体の質量である。
By the way, the following two points are found from the description from Equation (58) to the end of
(1) The mass conservation law that the right side of the above formula (3.28) is equal to the mass of the liquid is satisfied.
(2) -B 1 is the mass of the liquid that occupies the space surrounded by the plane including the contact line with the tank wall surface of the meniscus (the plane indicated by the two-dot chain line in FIG. 1) and the tank wall surface.
これら点に基づき、上記式(3.27a)のmcは、上記接触線を含む平面と、メニスカスとで囲まれた空間を満たす液体の質量という物理的意味をもつ。 Based on these points, m c in the formula (3.27a) has a plane including the line of contact, the physical meaning of the mass of liquid filling the enclosed space in the meniscus.
なお、本発明は上記実施の形態のみに限定されるものではなく、上記各実施の形態では、球形のタンク1に適用する場合を示したが、球座標を用いてラプラス方程式を変数分離解法で解くことにより、式(1.15)と同様にして速度ポテンシャルと液体2の液面変位を解析的に表すことができれば、楕円体形タンクや、円筒形の胴部と該胴部の両端部に接続された半球形または半楕円体形の鏡板部を有するタンク等、球形以外のいかなる形式の一般軸対称タンクに付いて適用してもよい。
The present invention is not limited only to the above-described embodiment. In each of the above-described embodiments, the case where the present invention is applied to the
又、低重力場で液体を貯蔵する形式のタンクであれば、宇宙機の推進薬タンク以外のいかなるタンクに適用してもよい。 Further, any tank other than the propellant tank of the spacecraft may be applied as long as the tank stores liquid in a low gravity field.
その他本発明の要旨を逸脱しない範囲内で種々変更を加え得ることは勿論である。 Of course, various modifications can be made without departing from the scope of the present invention.
1 タンク(一般軸対称タンク)
2 液体
4A 可動マス
5A ばね要素
6A ダンパ
1 Tank (General Axisymmetric Tank)
2
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