模拟对比（通用8篇）
模拟对比 篇1
引言
作为飞机主要提供升力的机翼,对飞机的飞行性能和操纵性、稳定性具有很大的影响。翼型选择和设计是飞机设计前必须进行的重要工作。翼型的研究和发展经历了两个阶段:第一个阶段是1912年英国研究发展 RAF翼型,美国在之后研究发展了NACA 4位数字、5位数字、6系列层流翼型。同期,前苏联也发展研究了不同类型的翼型。在20世纪20～40年代的翼型设计主要靠半经验的方法以及风洞试验。翼型的第二个研究阶段从20世纪60年代开始,在计算机和计算空气动力学的发展下使翼型设计可以更加优化,准确制定压力分布设计,使翼型研究趋向更加优良。
在飞机设计的打样设计阶段,工程估算和数值模拟具有相当大的优点。工程估算可以在很少的信息量下运用简单的计算方法得到相对可靠的计算结果,这在早期设计阶段很重要;而CFD是飞机设计的一种非常重要的辅助工具,它可以进行多种参数和多种方案的筛选,加快设计进度,节省风洞试验的时间和减少盲目性。
本文主要对选定翼型进行给定迎角下的压力系数计算对比。
1 Fluent数值模拟及工程估算方法
1.1 Fluent数值模拟计算流程
与在基本流动方程控制下的数值模拟相比,机翼翼型工程估算方法以各种飞机气动载荷计算和实验测定的结果为基础加以概括和系统化确定。本文以CFD计算翼型压力分布,采用Fluent软件与工程估算方法计算结果进行对比。在Fluent计算中主要是导入已知的翼型坐标点,使用GAMBIT建立模型[1],针对于二维翼型使用了四边形网格划分,边界条件对来流采用了远场设置,求解器采用了压力基耦合求解,湍流模型则是采用Spalart-Allmaras模型,对于Density、Momentum、Modified Turbulent Viscosity、Energy方程采用二阶迎风格式的差分格式[2]。本文主要以按以上参数设置用Fluent软件求解翼型上下翼面的压力分布,使用Tecplot进行后期的数据处理,并以此数据与工程估算方法计算所得的翼型压力分布系数进行可视化对比[3]。Fluent计算流程如图1所示。
1.2 工程估算方法
对于工程估算方法,根据NACA系列翼型数据给出的速度分布和气动特性,可以近似估算NACA系列任意翼型的部分气动特性[4]。翼型表面上任一点的压强系数为:
式中:u—当地气流相对速度;v∞—来流速度。
式中:
式中:
苏联有Ц Α Γ И系列翼型压强系数为:
式中:cp—翼型表面压强系数;p—当地压强;p∞—自然来流的压强;v∞—自然来流的速度;Δvα—由于迎角变化引起的速度变化[5],α为迎角。
2 实例对比与结果分析
2.1 数值模拟与工程估算计算实例
选取已知翼型 NACA,在确定迎角下进行模拟。来流速度 50m/s,初始压强101325Pa,空气密度12250kg/m3,温度288.16K。Fluent 求解采用压力耦合求解器求解,对来流采用远场化处理,利用前处理GAMBIT建立翼型网格,在不同迎角下建立网格[6](见图2、图3),输入Fluent内进行相应求解得到升力系数cl、阻力系数cd、升阻比系数cl/cd、力矩系数cm。
计算结果如表1及图4、图5所示[7,8]。
已知NACA 0009m,α=0°、2°,求翼型压力系数。从NACA 0009m数据表中找到[9]如表2所示压强系数:弦向相对坐标为x=15%处得α=0°上表面的压强系数-0.3317,下表面的压力系数-0.3317。如图7所示弦向相对坐标为x=15%处得α=2°,上表面的压强系数-0.779,下表面的压强系数-0.1278 。误差计算结果如表3、表4所示,误差对比如图8、图9所示。
2.2 实例计算结果分析
对同一种翼型,通过CFD 软件Fluent计算和工程近似计算误差分析得到:计算点较少时翼型的前缘和后缘处误差较大,工程近似计算在翼型上表面的压力系数数值在前缘后缘会有一定的偏差。而前缘和后缘又往往是要特别关注的区域,在翼型前缘和后缘增加计算点的选取,使前缘和后缘误差明显减少。增加计算点可以减少误差,但是会增加很大的计算量。
翼型压力系数工程估算方法所计算的翼型压力系数在小迎角的条件下结果才是准确的,迎角超过了该翼型的失速迎角后,工程估算的结果发散与实际结果不符。
3 结论
通过CFD计算软件Fluent数值模拟和工程近似计算方法对同种翼型进行了压强系数计算,对两种不同迎角下相同翼型压力系数进行了计算对比。
为工程选择翼型节约了计算时间,可以在复杂的情况下先较为准确地确定翼型的压力分布情况,为受力分析提供了一个估算数据,提供了一种预测受力的简易快速方法。
而数值模拟计算可以模拟失速后的压力系数分布情况,可以模拟多种气流和迎角下的计算,覆盖的计算工况广泛。在计算时间方面,工程估算可以在取一定数量的计算点后计算,可以手工计算也可以编程计算,用时较少,选取计算点的多少和所需时间成正比;而数值模拟计算需要考虑较多流场条件,达到真实模拟条件复杂,用时也较多,计算时间与具体计算流场复杂程度成正比例关系。
对比实验数据可知,在飞机设计初期CFD和工程近似计算的精度满足误差在10%内的设计需要,在设计初期可以节省大量时间和资金。
摘要：通过CFD计算软件Fluent数值模拟和工程近似计算方法对同种翼型进行了压强系数计算,对两种不同迎角下相同翼型压力系数进行了计算对比,两种计算结果在允许的误差下符合精度要求,两种方法均可用于飞机初始设计阶段。
关键词：CFD,工程近似计算,翼型压强系数
参考文献
[1]张凯,王瑞金,王刚.Fluent技术基础与应用实例[M].北京:清华大学出版社,2010.
[2]于勇.Fluent入门与进阶教程[M].北京:北京大学出版社,2008.
[3]韩占忠,王敬,兰小平.Fluent流体工程仿真计算实例与应用[M].北京:北京理工大学出版社,2008.
[4]《航空气动力手册》编委会.航空气动力工程计算手册第一册[M].北京:航空工业出版社,1995.
[5]秦丕钊.航空气动力手册第一册[M].北京:国防工业出版社,1990.
[6]阎超,李君哲.热流CFD计算中格式和网格效应若干问题研究[J].空气动力学报,2006,24(l):125-130.
[7]陆超,徐志晖,张广.翼型改型对超临界翼型气动性能影响的数值研究[J].沈阳航空工业学院学报,2008,(5):35-38.
[8]夏商周,申振华.改型尾缘对翼型流场影响的数值模拟[J].沈阳航空工业学院学报,2005,(5):4-6.
[9]《航空气动力手册》编委会.航空气动力手册(第二册)[M].北京:国防工业出版社,2005.
模拟对比 篇2
一次超级单体的多普勒特征和数值模拟特征对比分析
首先利用多普勒雷达分析了影响广州的超级单体的典型特征.从反射率因子产品中可以观测到指状回波、V型缺口、弱回波区、回波悬垂和回波墙.截取沿着风暴低层入流方向并通过反射率因子核区的垂直剖面,分析出云内存在两支对峙的上升和下沉气流.随后利用三维对流风暴云模式模拟了此次过程.模拟的.最大反射率因子为75 dBZ,60 dBZ回波核区厚度超过了14 km,比实际探测值偏大,这是模式本身的问题,其主要原因是没有考虑衰减的影响,也可能是模式初始扰动偏大和粒子非球形的影响.模式还给出了超级单体强盛时的流场结构:近地层以辐合气流为主,为雷暴出流;其上上升气流占据主导地位,为辐合风场;但在顶端没有给出携带降雨粒子的出流所产生的云砧.另外,模式较好地模拟了云内垂直运动的演变:开始时,地面辐合形成有组织的上升气流;随后上升运动加大,具有倾斜性,促使单体进一步发展;之后,单体内出现了下沉气流,与上升气流并存,但上升气流占主导地位;风暴强盛时近地层辐散加强;此后,下沉气流逐步控制云体,单体迅速减弱.
作 者：胡胜 于华英 胡东明 蔡安安 伍志方 HU Sheng YU Hua-ying HU Dong-ming CAI An-an WU Zhi-fang 作者单位：胡胜,胡东明,蔡安安,伍志方,HU Sheng,HU Dong-ming,CAI An-an,WU Zhi-fang(广州中心气象台,广东,广州,510080)于华英,YU Hua-ying(南京信息工程大学,江苏,南京,210044)
刊 名：热带气象学报 ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF TROPICAL METEOROLOGY 年，卷(期)： 22(5) 分类号：P444 关键词：超级单体 中尺度气旋 弱回波区 三维数值模式模拟对比 篇3
以往的研究中,大多数学者采用单一数值模拟方法,分析降雨强度、降雨持时、土体的饱和系数、初始含水率对路基渗流场及稳定性的影响,缺少与现场试验结果的相互对比,得出的结论难免与工程实际有较大偏差[[6,7]];必须指出的是,数值模拟建模时,往往忽视路面结构在阻隔雨水入渗路基方面的作用,把路面结构层等同于路基土体,与工程实际明显不符[[8,9]]。另一方面,一些研究人员结合工程实际,采用现场检测方法研究路基含水率的变化趋势[10],因其它因素所限,这些工作欠缺数值模拟做相应的验证和预测,不利于人们系统深入认知路基的复杂渗流行为。
本文以广州市北二环高速公路为实例,在填方路基不同深度埋设了水分传感器,对其进行为期半年的含水率监测,得到不同深度路基土随季节的变化规律,以期为路基设计参数取值优化提供参考。同时采用饱和-非饱和渗流原理,使用MIDAS GTS NX有限元软件对工程实例进行三维数值模拟,通过与实测结果进行对比,以期为路基含水率预测提供可靠有效的计算方法。
1 北二环现场试验研究
1.1 工程概况
广州市北二环高速公路位于广州城区北部,全长42.5 km,设计车速80 km/h,为双向六车道的高速公路,路基宽度32.0 m,于2001年10月26日正式建成通车,是广州市公路交通的重要组成部分[11]。
本次试验路段选定在北二环高速公路西行线路桩号为K26+280断面。该断面的结构形式为:4cm厚AC-13上面层、5 cm厚AC-16中面层、6 cm厚AC-25下面层;厚度分别为20 cm、30 cm水泥稳定碎石基层、底基层;15 cm厚级配碎石垫层。
1.2 监测设备选用及布设
试验主要通过监测路基含水率来揭示路基路面结构内部的渗流规律。仪器选用时域反射仪(time domain reflectomery,TDR),这是一种通过测量土壤介电常数来获得土壤含水率的仪器,具有测量速度快,操作简便,精度高等特点。
考虑到传感器是在公路建成后才埋设的,因此本次试验把传感器埋设在硬路肩中心位置。具体布设如下:在K26+280断面处的硬路肩中心位置钻孔。在钻孔深度110 cm、170 cm和230 cm处埋设TDR水分传感器,共3支,并分别编号为1-1、1-2和1-3。如图1所示。
1.3 试验结果与分析
在对2015年项目所在地各月份降雨量进行统计后,可发现与当地气象统计规律基本一致。其中5月为年平均最大降雨月份,其次6月、7月和10月也出现较大降雨量。如图2所示。
监测期为2015年4月至9月,前期监测频率平均1周1次,特别在5月、6月和7月平均一周2~3次,后期降雨较小的月份监测频率为2~3周1次。为了更好揭示渗流特性,最大消除传感器个体差异化的误差,采用时间-路基含水率变化量特征曲线辅助分析。如图3所示。
1.3.1 路基含水率的时序性分析
从图3可发现,4月至5月初,含水率变化量稳定且较小,变化幅度在1%左右,而且有缓慢下降趋势。含水率下降的原因主要是施工因素导致的,回填的土体虽为同种土体,但是含水率与开挖前已有差异,同时开挖后难免有少量积水积存于钻孔内,从而短时间内初始测量的含水率比往后时间实测值大。
进入5月后,在连场暴雨的作用下,含水率变化量明显增大。其中3号传感器最大增幅约为8%,2号传感器约为12%,1号传感器约为3%。说明从少雨干旱季节进入雨季时,路基土体的含水率变化值对雨水入渗量较为敏感,尤其是路基上部土体。因此在暴雨到来前,做好路面结构的维修保养及排水设施的维护疏通成为公路养护部门的重要任务。
5月过后,离路基表层较远处的1号传感器含水率变化量在监测期内呈持续上升趋势,而2号、3号传感器含水率变化量均在6月中旬至8月出现波动阶段,距离路表1.1 m处的3号传感器波动幅度较小,而埋置深度在1.7 m处的2号传感器波动幅度较大。主要原因是离路表较远的区域受雨水作用较小,底部路基容易受地下水位的影响,而在下部土层仍未饱和时,渗透系数小于入渗的雨水流量,随着雨水持续流入,3号传感器区域含水率缓慢提高。1、2号传感器波动阶段的出现是由于路基土体进入了暂态饱和阶段,此时土体渗透系数大于入渗的雨水流量,含水率变化量受雨水作用的敏感度变小,积聚的水分只能往路基深处缓慢运移。8月过后,随着雨季逐渐远离,路基上部土层含水率有缓慢下降趋势,下部土层由于水分运移,仍呈缓慢上升趋势。
综上数据可以看出,该地区路基土体在多雨季节(5、6、7月),土体含水率变化量较大。在进行路面设计时,采用平均稠度法进行老路基干湿类型现场勘查时,最不利季节为每年的5月至7月。
1.3.2 强降雨下路基不同高程位置含水率分布规律
根据2015年气象资料,5月份为项目所在地区的最强降雨季节。为了研究强降雨时期路基的渗流特性,对钻孔不同深度位置分别选取5组监测结果绘制成图4。
5个监测期的路基含水率较大值均出现在距离路表170 cm附近。而深度在110 cm附近,路基含水率较小。路基含水率沿路基深度,明显呈先增后减的特点。原因是在强降雨作用下,路面渗透系数很小,在路面路用性能良好的情况下,大量雨水被阻隔在外,避免路基潮湿或过湿,保证路基稳定性。而雨水主要通过边坡裂缝进入路基内部,致使路基在距离路面深度170 cm附近土体含水率增幅明显。由此可见,良好的路面结构对路基结构有一定的保护作用,可减轻路基受外界降雨的影响程度,但因路面材料为多孔介质,具备一定的渗透性,在研究降雨对路基内部渗流影响时不能完全忽略。
另外一方面,对比5个监测期在相同深度处的含水率,可以发现在强降雨月份的上中旬,路基内部土体含水率变化较小,直到下旬路基含水率才发生较明显的变化,其中在6月初测得含水率值有较大提高。说明雨水入渗存在一个缓慢变化过程,在距离路面深度100~120 cm、160~200 cm和200~240cm范围内,路基土体的平均含水率依次达到30%、48%和44%。
2 数值模拟对比分析
2.1 有限元理论基础
根据达西定律,饱和土的渗流速度与水力梯度成正比关系,如式(1)。
式(1)中:q为流量;v为流速;ks为渗透系数,其值等于水力梯度为1时水的渗流速度;A为圆筒断面积;i为水力梯度,也称水力坡降;Δh为高度差;l为水面高度。
对于非饱和土渗流分析,渗透系数是土体含水率的函数。本文采用美国学者Van Genuchten提出的水土特征曲线方程(VG模型)[12],如式(2):
式(2)中:θw、θr、θs为体积含水率、剩余含水率和饱和含水率;a、n、m为拟合参数;s为吸力水头。
使用MIDAS GTS NX有限元软件进行渗流分析,应用软件中的孔隙水非稳定渗流的微分方程,解决非稳定流问题。对该路段钻孔取土,确定土质主要为砂质黏土,并且通过室内试验,参考文献[13,14],应用VG模型进行拟合来估计路基路面材料水土特征曲线,得出路基路面材料非饱和参数如表1所示。
2.2 三维有限元模型及边界条件
考虑路基路面结构的对称性,取半幅路基路面结构为研究对象,使用Midas GTS NX有限元软件建立广州北二环高速公路三维数值模型。模型宽度为31 m,高度为10 m,边坡坡度为1∶1.5。三维模型如图5所示。
模型左侧为不透水边界,可设为零流量边界。模型底面位于地下水位以下,可假定为H=1 m。路表在没降雨时取自由边界,降雨时根据降雨强度之间的关系确定,如果降雨强度小于路表的渗透系数,按流量边界处理,大小为降雨强度;当降雨强度大于路表材料的渗透系数时,将产生地表径流,仅有部分雨水入渗,此时可以定水头边界处理。
根据气象资料,5月份降雨量达到805.6 mm,且降雨天数大约有20 d。因此在进行数值计算时,模型工况设置为:降雨历时20 d,降雨总量800 mm,40 mm/d,计算总时长40 d。
2.3 数值模型对比研究
2.3.1 路基含水率的时序性对比
对数值模型进行运算,提取对应3号传感器(硬路肩中心位置路基路表110 cm处)的计算结果,且与5月份3号传感器实测数据进行对比,绘制成图6。
对仿真结果进行分析,降雨前10 d基本保持在含水率24%;第10 d至第17 d范围内,含水率增速明显,最高可达38%左右;随后至25 d范围内,含水率变化有稳定波动期;25 d到计算周期结束时,含水率缓慢下降,达34%。而实测结果表明,在降雨前10 d范围内,含水率缓慢上升。在第10 d至第25 d,含水率增速较大。从25 d到计算周期结束时,含水率几乎维持在36%~38%。可发现实测与仿真结果的变化趋势较为相似,最大含水率值基本一致,计算周期结束时含水率值也较为接近。因此,采用此模型对本项目的含水率规律进行预测有较高的可靠度。
2.3.2 路基不同高程位置含水率分布对比
在路基深度1~2 m内,随着路基深度的增加,土体的含水率大致呈线性递增,峰值约为36%,随后2~2.2 m内,含水率总体下降。而从TDR埋设的三个位置数据来看,含水率规律也是先增后减。可见,采用基于非饱和渗流原理的三维有限元模型,预估路基含水率与实测值变化规律基本一致,预估误差最小为4.2%,最大为9.3%,满足可靠度要求。如图7所示。
仿真分析结果与实测数据存在些许差异的主要原因如下:其一,仿真模型的初始条件仅考虑地下水位的影响,没有考虑先前降雨对路基路面内部渗流场的影响,而实测结果则受到前期降雨等因素的影响。其二,在实际情况下,降雨并非连续,且降雨强度在变化,在仿真计算中为了简化计算,做了统一划定计算。其三:水分传感器采用钻孔埋设,钻孔中的回填土体的压实度难以保证。
3 结论
(1)雨水入渗是影响路基内部含水率、稳定性的重要因素,雨季来临前含水率变化值在1%左右,而雨季到来时变化值最大达到12%,甚至在距离路基路表较近的路基处,土体还会出现暂态饱和阶段。强降雨来临前,应做好排水设施检查保养工作。在进行路面设计时,采用平均稠度法进行老路基干湿类型现场勘查时,最不利季节为每年的5月至7月。
(2)路面结构具有一定的防水性,在路面结构层的保护下,路基顶部土层受降雨的影响并不敏感,雨水主要通过边坡裂缝进入路基内部。
(3)强降雨月份的上中旬,路基内部土体含水率变化较小,直到下旬路基含水率才发生较明显的变化,雨水入渗存在一个缓慢变化过程。
模拟对比 篇4
1 模拟电子技术分析与应用
电子技术一般主要应用于电路中, 电路的放大器, 反馈期以及后期的电流增益等。这些电子技术是以基本的元器件为基础的, 从而实现电路所需功能。在自然界中, 一般以模拟和数字两种方式来作为基础的分析方向。模拟实际上就是连续的, 而数字则是不连续。模拟电子技术, 实际上就是针对连续的电子信号进行处理的。在模拟电子技术使用的领域中, 其使用范围最为广泛, 在电路以及工业控制设备中, 模拟电子技术都有所应用。但是, 模拟电路一般造价相对较低, 使用的技术也会比较娴熟, 其传输的效果还是有一定的差异。由于容易受到噪声的影响, 对于信号的接收效果也是产生了一定的影响。
2 数字电子技术分析与应用
数字电子技术一般应用于对于精度要求较高的设备中, 数字电子技术是一种相对技术, 即通过抽样定理, 对模拟信号进行抽样, 从而形成相对精度较高的电子信号。在数字电视中, 使用的就是数字电子技术, 可以将信号的传播精度有效提高, 并且在传输的过程中, 可以减少噪声对于信号的影响。在加密过程中, 由于数字信号可以使用较高级的加密系统, 因此对于信号传递的安全性, 数字电子技术有一定的保障。数字电视的推广, 实际上就是由于信号传播一般都要使用译码和解码的过程, 而收到噪声影响的越少的信号, 其还原和解码的过程就越简单。因此, 数字信号的优势也非常明显。在实际生活中, 目前市场上使用的数字电视就是采用的数字信号进行传输的, 数字电视的效果更好, 画面更清晰, 原因也就是因为数字信号的优势体现。
3 模拟电子技术与数字电子技术对比分析
电子技术通常会与计算机技术进行结合, 从而实现电子技术的多功能性。在电路领域中, 数字电子技术与模拟电子技术才会真正可以进行优势对比, 从而根据不同的电路实现不同的功能。一般情况下, 电路以信号为主导, 信号的形式在一定程度上决定了使用怎样的电子技术。
3.1 信号形式与电路形式对比
在电路工程中, 信号的形式在很大程度上决定了采用怎样的电子技术。或者是根据电路的要求, 进行相应的技术匹配。模拟电路中, 一般采用的是模拟电子信号, 从而根据模拟电路的特点, 进行模拟电子技术的相关技术标准进行设计。例如需要设计增益与放大器的电子电路中, 模拟电路就会更加适合。此外, 在电路的精度要求方面, 会相对比较明显。模拟电路一般造价相对较低, 使用的技术也会比较娴熟, 但是其传输的效果还是有一定的差异。由于容易受到噪声的影响, 对于信号的接收效果也是产生了一定的影响。因此, 即便模拟信号有一定的缺陷, 但是依然有较大的市场占有率。原因就在于其原理相对简单, 并且造价较低, 在一些低端的应用中比较适合。而数字电子技术一般适合采用高端的电子电路中, 尤其是对信号传播的精度要求高的电路中, 一般都要采用数字电子技术。数字电子电路的设计比较高端, 对于信号的传播效率以及接收效果要求也比较高。但是, 数字电子电路的造价相对较高。所以, 一般都会在比较高端的设备中使用。因此, 不同的电子技术对应不同的信号形式, 模拟电子技术一般就针对模拟信号进行使用, 数字电子技术一般就会针对数字信号进行使用。电路形式方面, 则会根据电路的要求以及其复杂程度和精度进行相应的使用。总之, 要依据电路的形式以及信号的传播要求, 进行相应的电子技术选择。
3.2 应用优势对比
数字化已成为当今电子技术的发展潮流。与模拟电路相比, 数字电路有很多无法超越的优点。数字电路广泛应用在通信系统、控制装置、电子计算机等领域。值得肯定的是, 数字电路采用开关电路, 它不要求物理量的精确值, 能够确定大致适用范围即可, 极大提高了使用方便性。数字电路更便于信息的存储与传输, 而且数字电路可以控制精确数字, 可靠性高, 抗干扰能力强。数字电路便于实现程控, 便于集成化、系列化生产。高精度就代表这高造价, 而数字电子技术可以实现高精度, 但是要考虑市场造价。而模拟电子技术虽然存在一定不足, 但是由于电路要求相对简单, 而造价也有一定的优势, 因此才会依然有很大的市场。从实际的案例中分析, 电视信号的接收就是非常常用的案例, 一般的电视信号就是采用的模拟电信号。因此, 对于电视的效果而言, 也存在一定的不足。有时候电视的效果不佳, 或者是存在一定的失真, 就是模拟信号在传输的过程中, 出现了噪声的混杂。而数字电子技术, 一般是将原有的模拟信号进行抽样处理, 从而生成数字信号。数字信号虽然是相对存在, 但是在优势方面比较突出。数字信号可以进行高精度的加密, 这样就可以避免噪声的影响, 同时也保证了信号传播的安全性。
4 结语
在信号处理与电子电路应用中, 模拟电子技术以及数字电子技术实际上可以认为是针对不同的信号的应用技术。模拟信号是连续信号, 在自然界中普遍存在, 而数字信号则是通过抽样定理进行抽样所获得的信号, 针对数字信号即可使用数字电子技术。在两者的对比中, 一般情况下, 模拟电子技术的使用会相对方便, 由于是客观存在, 在较为低端的电路设备中, 一般会采用模拟电子技术, 由于造价相对低廉, 原理也比较简单, 在增益与放大的过程中, 对信号的误差率要求相对较低。而在比较精端的电路设备中, 通常要使用数字电子技术, 利用抽样定理, 提高信号的精准度, 从而保证电子电路的高精度运行。总之, 两者在不同的领域有不同的应用优势。
参考文献
[1]于笑平, 崔剑平.电子技术在汽车上的应用现状及发展趋势[J].科技信息 (科学教研) , 2007 (20) .
模拟对比 篇5
关键词：报废设备,估价,模拟竞价,分析
0 前言
估价是资产重组、资产盘盈和资产处置时的必要环节, 报废设备作为固定资产的重要组成部分, 在处置前也要做好估价工作。首先从市场比较法分析入手, 然后使用该方法对两个实例进行计算评估并组织开展模拟竞价, 最后用实践数据对理论方法进行验证和分析。
1 估价方法
对报废机器设备进行估价, 目前主要采用市场比较法、收益法和成本重置法3 种评估方法。其中市场比较法也称为现行市价法, 是一种简单有效的方法。随着我国市场经济的建立和完善, 其重要性逐步凸显。在运用市场比较法对报废设备的变现价值或残余价值进行估算时, 按照评估对象的现状具体可分为整体变现和拆零变现两种情况。
1.1 整体变现估价
整体变现估价的前提条件是待评估的报废设备能被拆迁安装, 且经过维修后能够恢复功能继续使用。方法是根据市场上相似参照物的市场价格, 通过比较它们在效用、能力、质量和新旧程度等方面的差异, 按照一定方法做出调整, 从而确定评估对象的价值, 该方法的关键是参照物的选择。
整体变现估价计算公式为:评估值=A× (1-B) ×C (1)
式 (1) 中A为全新参照物市场价, B为评估对象已用年限/预计寿命, C为调整系数。其中调整系数C可结合市场需求、使用状态和性能质量等实际情况进行探讨后再定。
1.2 拆零变现估价
拆零变现估价的前提条件是待评估的报废设备已完全丧失使用功能且无法被修复, 可按可拆零变现材料现行市场价进行评估, 计算被估对象清理变卖后的净收益额时, 通常认为该报废设备是按可拆零变现材料的价值减去清理费用来计算评估值。
拆零变现估价计算公式为:评估值=ΣE× (1-F) (2)
其中ΣE=E1+E2+…= (C1×D1) + (C2×D2) +…
C1、C2表示材料收购单价, 是指评估基准日废品站实际发生的可拆零变现材料收购价。
D1、D2表示材料重量, 即报废设备中可分解的某材质的重量, 如含废钢量、废铝量、废铜量等。对于大型报废设备, 可通过查阅该设备原始报价单、订货合同或相关技术文档、设备铭牌、台账和专业预算手册等资料获得该数据。对于难查资料的小型设备, 亦可采用现场称量或直观估测的方法测其重量。
F为清理费用率, 即拆除费、运杂费等在清理过程中发生的合理支出, 以及设备在报废后的耗损缺失与理论重量的差异等, 按一定比例折算成清理费用率。E1、E2表示市场回收价格。
2 估价实例
2.1 运用市场比较法做整体变现估价
例如, 1 台线切割机的型号为DK7725g, 工作台规格250×400 mm, 苏州三光机床厂生产, 出厂时间为1994 年1 月, 资产原值为10.6 万元。已使用年限20 年, 预计寿命30 年。由于使用率高, 时常处于连续运转的状态, 故已用年限/预计寿命的取值应该比20/30 更大, 建议取值为0.8。由于当前市场对此类设备需求量不大, 且该设备现状较差, 故调整系数C建议取值0.7。市场上同规格的新设备价格约为6 万元, 按照式 (1) 计算得到评估值为8400 元。
2.2 运用市场比较法做拆零变现估价
例如, 1 台热处理炉, 型号规格为 Φ1.5×2 m, 原北京昌平建兴电炉厂生产, 出厂日期1997 年11 月, 设备原值约28 万元, 包括炉体、支撑钢架、水槽、液压系统和配套电柜等。因炉体漏温严重、温度均匀性差, 且各部件已出现故障多和老化严重等问题, 已无修复和使用价值。设备主要材料为碳钢, 以及少量的不锈钢、铜、铝、炉砖、保温棉等。
当报废设备含有多种材料时, 可用两种方法进行计算。一是当某种材料占该设备主材的绝对多数时, 便可视为主材计算, 同时考虑其他材料含量多少及价值高低, 用清理费用率加以调节, 从而使变现值更接近合理。虽然该方式简洁易用, 但运用时往往受到条件制约。二是调查报废设备的材料组成, 然后检测或估算各种材料所占比重, 按含量比重及价值高低分别计算, 加和后得出该项整体评估值。该方式较为繁琐, 所需采集的数据信息多, 但计算结果更加精确, 而且运用范围广。
按方法1 计算。经查询当时市场价格, 废钢回收价C为1500 元/吨, 热处理炉的总重量D约为20 t, 因结构复杂和拆除难度大, 故清理费用率F可在常用值10%~15%中的最大值来取, 依据式 (2) 计算的评估值为25 500 元。
按方法2 计算。方法2 在计算前, 需要收集很多的数据和参数, 但计算结果更为精确。计算结果如表1。
经过比较2 次的计算结果, 发现二者相差1360 元, 差价约为第2 次评估值的5%, 可以认为两个计算结果较为接近。由此也验证了方法1 中当某种材料占该设备主材的绝对多数时, 便可视为主材计算的说法。并且经过多次计算与验证后发现, 当主材料占设备材料构成的百分比 (记为m) 越大, 两次的计算结果越接近, 差价与估值的百分比 (记为n) 越小。当m的取值范围为 (0.6, 1) 时, n的取值范围为 (1, 0) 。且二者对应关系与正态分布概率密度函数相符。
3 模拟竞价
模拟竞价结果虽与最终成交价不尽相同, 但二者的参考对象和竞价方法都一样, 故通过模拟竞价可以衡量出报废设备的真实市场价值。在模拟竞价开始前, 为规避相关风险和经济纠纷, 组织方应提前将双方的责任、权利及义务告知各参与者, 并签署告知书。模拟竞价结果见表2。
4 对比分析
对于第1 个实例线切割机设备, 模拟竞价的均价为8600元, 与用市场比较法的整体变现估价8400 元非常接近。可以认为该估价是科学合理的。
对于第2 个实例热处理炉来说, 模拟竞价的均价为31 875元, 而与用市场比较法做拆零变现估价的估值26 860 元相差较大。这里不排除某些厂家给出的收购价过高, 不符合市场规律。但是即使去掉一个不合理高价38 000 元后, 再计算出的均价仍然与估价结果有一定差距。
经过分析发现造成热处理炉的估价比市场预期低的原因是, 在做拆零变现估价时还应注意区分设备整机报废和局部 (部分) 报废两种情况, 二者估价方式不同, 最主要的区别是对于设备局部 (部分) 报废中尚可利用部件不能简单的用拆零变现方法去计算。报废设备中某附机或某部件尚可使用的, 其主机部分可按市场比较法做拆零变现估价, 其附属的通用配机与备件则应参照尚可利用价值进行评估, 即对其按照整体变现方法来估价, 最后再进行加和计算便可得出总估价。
对于上例中的热处理炉, 经调查发现其液压系统相对于其他部件状况更好, 尚能独立稳定运行且功能正常。因此对液压系统应按照整体变现方法来估价, 计算时首先对全新参照物市场价进行询价, 市场上同规格的全新液压系统价格约为3 万元, 估算B (已用年限/预计寿命) 为0.7, 由于该液压系统目前状况良好, 且市场需求大, 故除去拆运费等折损, 调整系数C可取值为0.9, 按照式 (1) 计算得到结果为8100 元。对于液压系统之外的设备部分估算总重量为18 t, 再依据式 (2) 计算评估值为22950 元。二者加和后得出的总估值为31 050 元。这个结果与模拟竞价结果接近, 与市场规律相符合, 也是科学合理的。
5 结语
综上所述, 依据市场比较法对报废设备做出的估价是科学合理的, 该估价结果可以用作资产盘点清算、资产强制变现或竞价拍卖处置的底价。在运用市场比较法做拆零变现估价时, 还应注意区分设备整机报废和局部 (部分) 报废两种情况, 局部报废时设备主机部分可做拆零变现估价, 其附属的通用配机、备件等则应按照整体变现方法估价, 最后对它们进行加和计算便可得出总估价值来。
参考文献
[1]孙颖.浅谈报废设备的评估计算方法及注意事项[J].中国科技纵横, 2011.
模拟对比 篇6
近年来,电子技术迅速发展,电子器件的高频、高速以及集成电路的密集和小型化,使得单位容积电子器件的发热量快速增大。电子器件正常的工作温度范围一般为-5～+65℃,超过这个范围,元件性能将显著下降,不能稳定工作,因而也势必影响系统运行的可靠性。研究和实际应用表明,单个半导体元件的温度每升高10℃,系统的可靠性将降低50%。因此电子技术的发展需要有良好的散热手段来保证。传统的散热方式采用铝制、铜制散热片,或者采用风扇散热,这已经不能够满足电子器件稳定工作的需要[1],必须研究和开发新的散热方式应用于电子设备中散热和温度分配。由于热管技术具有良好的等温性和导热性、热流密度可变性等优点,可以满足电子设备对散热装置紧凑、可靠、高散热效率等的要求[2]。热管技术已在电子设备散热方面取得很多应用成果[3],但对于热管技术的基础研究仍不足,目前基础研究主要集中在性能试验方面,在理论分析和数值模拟研究还很不多[4,5]。为了缩短产品的研制周期,提高市场竞争力,热分析软件技术已逐步成为电子设备热设计的必须手段[6]。
本研究过程中,借助Icepak热分析软件分别对有热管和无热管散热器进行了数值模拟,通过分析比较两者的数值模拟的过程和结果,来揭示热管散热器和无热管散热器的散热特性。
1 模拟过程比较
热管散热器由肋片、热管、风扇等组成(见图1);无热管散热器由肋片、风扇等组成(见图2)。热管散热器的基本参数如下:
肋片:材料为紫铜,每个肋片的面积为18 cm2,共32片;
热管:材料为紫铜,直径为6 mm,传热系数为25 000 W/(m2·℃);
风扇:材料为塑料,流量为0.6 m3/min;
导流风道:材料为塑料,截面尺寸为70 mm×15 mm。
无热管散热器的除无热管外,其他的参数与热管散热器的其他参数均相同。
图3,4分别为按照上述参数建立的热管散热器和无热管散热器的物理模型。
两种散热器的模拟过程的异同点:
a.边界条件的设置。环境温度均设定为55℃;风扇的风压均设定为149 Pa,风量均设定为0.6 m3/min;材料属性均相同。
b.建立模型时,除热管外,其他的几何尺寸和物理特性均相同。
c.显卡芯片的发热功率均设定为85 W,容许的最高温度为86℃。
d.划分网格过程中,热管散热器的网格比无热管散热器的要密,前者的网格数为79 666×103,后者的网格数35 238×103。
e.两者均采用Icepak热分析软件进行模拟。
2 模拟结果比较
(1)两种散热器在55℃的环境温度下工作的流速场比较
图5为热管散热器的流速分布图,图6无热管散热器的流速分布图。从两图分析出空气流动的过程和速度变化情况,空气均由风扇吸入散热器内,吹向散热器内的肋片,同时运动的空气局部受到肋片的阻扰,气流方向改变杂乱,从而强化传热,但另一方面由于受到了局部的阻扰,空气流动速度显著降低,不利于吸入更低温度的空气进行散热。
但两图中空气流动的过程和速度变化不同。无热管散热器的空气仅受到肋片的阻扰,而热管散热器的空气既受肋片的阻扰,又受热管的阻扰,因此空气速度降低幅度和气流方向紊乱程度更为显著。
(2)两种散热器在55℃的环境温度下工作的温度场分布(X-Z平面)情况。
图7为有热管的散热器的温度分布图(X-Z平面)、图8为无热管的散热器的温度分布图(X-Z平面)。两图均能反应出散热器在X-Z平面的温度分布情况,沿着空气流动的方向,温度逐渐降低,而且散热器的散热铜片与显卡芯片接触的地方温度最高。但两者温度分布的数值上存在差异,有热管散热器的中心温度明显低于无热管散热器的中心温度,说明有热管散热器具有比较好的散热能力。
(3)两种散热器在55℃的环境温度下工作的温度场分布(X-Y平面)情况。
图9为有热管散热器的温度分布图(X-Y平面)、图10为无热管散热器的温度分布图(X-Y平面)。两图均能方面X-Y平面上,散热器上的温度分布情况,散热器的散热铜片中心温度最高,越远离散热铜片的地方温度越低,图中清楚表明了一些特殊点的温度数值。两图不同的是,前者的中心温度为77.915 1℃,后者的中心温度为81.806 2℃,由此可见热管散热器的散热能力明显强于无热管散热器的散热能力。
4 结论
通过对热管散热器和无热管散热器的数值模拟结果的比较分析发现,虽然热管在一定程度上增加了散热器的形体阻力,但它也增强了空气的紊乱程度和提高了散热器的散热能力。由于目前电子设备热管散热器的尚无成熟的理论分析模型以及热管的管径、肋片尺寸等匹配与优化等问题都有待深入研究。
参考文献
(1)杨建军.计算机芯片热管散热技术分析(J).农业装备技术,2006,32(4):25-27.
(2)姚寿广,马哲树,罗林,陈如冰.电子电器设备中高效热管散热技术的研究现状及发展(J).华东船舶工业学院学报,2003,17(4):9-12.
(3)邱海平.电子元器件及仪器的热控制技术(M).北京:电子工业出版社,1991.
(4)VAFAI K,WANG W.Analysis of flow and heat transfercharacteristics of an asymmetrical flat plate heat pipe(J).Interna-tional Journal of Heat and Mass Transfer,1992,35(9):2087-2099.
(5)WANG Y,VAFAI K.Experimental investigation of thethermal performance of an asymmetrical flat plate heat pipe(J).In-ternational Journal of Heat and Mass Transfer,2000,43(15):2657-2668.
模拟对比 篇7
随着盾构隧道施工技术的不断完善,盾构法施工得到了越来越广泛的应用。但是,由于开挖面支护压力、注浆压力、注浆量、建筑空隙等施工参数和地质条件的限制,盾构掘进不可避免的会对周围体层产生扰动,产生地面沉降[1,2,3,4]。数值计算是分析和处理岩土工程问题的一种重要方法,目前常用的计算软件有ABAQUS,ANSYS,FLAC,COMSOL等等,其中,ABAQUS以其强大的非线性处理能力和自动调节收敛限度的功能,在基坑开挖、隧道施工等问题的模拟中得到广泛应用[5,6],但是用数值模拟的方法对盾构下穿铁路时造成的铁路地基沉降规律研究还不是很多,也鲜有文章对盾构穿越不同环境进行数值模拟的详细分析对比[7],因此有必要对此领域开展研究,以探求盾构在穿越道路以及铁路的地表变形规律和差异。
1工程概况
天津市津滨轻轨西段地下线工程,西起天津站,东接已建成并投入运营的河东区中山门站。天津站～七经路站盾构施工区间段,从天津站开始,至七经路站结束。工程采用土压平衡式盾构机掘进,管片外径6 200 mm,内径5 500 mm,厚350 mm,长1 200 mm,每环由6块组成,错缝拼装。主要土层自上而下依次为①填土、③3黄色粉质粘土、④5黄灰色粉土、⑤1灰色粉质粘土、⑦5黄色粉砂、⑧2灰褐色粉质粘土、⑩粘土。该区间段沿线两侧建筑物较多,地下管线复杂,地面交通比较繁忙,盾构掘进施工中须穿越天津站全部23条铁路股道,是西段工程五个区间段中最困难的施工段之一。
2数值模拟
2.1 建模及参数
如图1所示,模型宽100 m、高50 m,道路段隧道中心埋深14 m、铁路段隧道中心埋深22 m,两盾构中心水平间距13 m。
土体本构采用DP模型,道砟层、管片、注浆材料采用线弹性材料。隧道开挖的应力释放率取为80%[9]。采用齐次边界条件,约束底部竖向位移和左右两侧边界的水平位移。铁路荷载转换为静荷载计算[8],考虑到铁路股道间距,转化为二维问题为100 kN/m。推进参数按实际工况取值。各材料参数取值如表1所示。
2.2 模拟结果
1)盾构穿越道路结果。
图2为不同施工步骤下的地表沉降,STEP1平衡地应力;STEP2右线应力释放;STEP3右线开挖、拼装管片、注浆;STEP4左线应力释放;STEP5左线开挖、拼装管片、注浆。从沉降数据可以看出,总沉降量为31.3 mm,由于先施工的右线隧道注浆压力和注浆量与后施工的左线不同,造成了沉降槽最低点向右偏移(5.2 m处)。从STEP2与STEP3的对比可以看出,地表沉降主要由应力释放引起,而开挖、拼装管片、注浆步骤引起的沉降所占比例很小。右线施工对总沉降的贡献率较大,占总沉降的88.5%,这一方面与盾构施工参数有关,因为右线施工在前,施工参数的调整尚处于摸索阶段,导致了较大的地表沉降;另一方面,左线盾构施工时,同一断面处的右线盾构隧道开挖、注浆等步骤已经完成,右线隧道周围土体得到一定程度的加固,所以左线隧道开挖导致的沉降较小。
2)盾构穿越铁路结果。
图3为不同施工步骤下的地表沉降,各步骤含义与图2相同,不再赘述。从沉降数据可以看出,总沉降量为19.7 mm,曲线变化规律也与图2相似,但最大沉降点的偏心量(3.1 m)没有图2明显。从STEP2与STEP3的对比也可以看出,地表沉降主要由应力释放引起,而开挖、拼装管片、注浆步骤引起的沉降所占比例很小。右线施工对总沉降的贡献率较大,占总沉降的76.1%,但是其贡献率要小于盾构在道路下施工的情况。
3与监测结果的对比
为配合盾构在建(构)筑物下推进施工,掌握盾构在关键施工部位对土体及周围环境影响,以便迅速调整,优化施工方法,对整个区间段实施了地表沉降全程监测。选取有代表性的监测断面与数值分析的结果进行比较。
1)盾构穿越道路结果。
图4是右线盾构通过道路时地表沉降数值计算与监测值的对比,由图4可以看出,数值解与监测结果比较吻合。但是在与盾构中心水平距离较远处,数值解的沉降量小于实测值。这与地表堆载,建筑物的影响有关。左线盾构在通过道路时地表监测点与右线的地表监测点不同,故没有考虑左右线的叠加效应(即总沉降)。
2)盾构穿越铁路结果。
图5是左右线盾构都通过铁路时地表沉降数值计算与监测值的对比,由图5可以看出,数值解与监测结果基本吻合,但是监测数据在最大沉降点的偏心方面规律性不明显;距离盾构中心较远处的数值解与监测值有一定的差异。
4结语
1)数值模拟结果表明,盾构在道路和铁路下方推进时引起的沉降分别在30 mm和20 mm左右,与监测值较为吻合。沉降量的差异与盾构埋深、施工参数、土体参数及地表荷载等有关。沉降量过大对车辆尤其是列车的安全运营不利,可以采取土体加固、增加注浆量和及时补浆等措施加以改进。
2)右线隧道施工对地表沉降的影响远大于左线,在盾构过道路段,右线盾构对地表沉降的贡献达88.5%;在盾构过铁路段,右线盾构对地表沉降的贡献为76.1%,说明右线盾构先期施工时对周围土体注浆产生的加固作用显著,另外右线盾构施工对道路和铁路沉降的贡献率不同反映了盾构推进参数及列车荷载等周围环境的差异。
3)盾构过道路段,地表最大沉降点偏心量为5.2 m,与监测值较为符合;盾构过铁路路段,地表最大沉降点偏心量为3.1 m,与监测值相比有一定差异,与实际推进过程中参数的不断调整变化有关。
4)二维模拟也存在一定的局限性,对于盾构推进的土舱压力等参数及两盾构开挖面之间的纵向间距不能进行很好的模拟,因此,有必要建立三维的计算模型,对该类工程进行更加深入的分析和研究。
参考文献
[1]孙玉永,周顺华,宫全美.软土地区盾构掘进引起的深层位移场分布规律[J].岩石力学与工程学报,2009,28(3):500-506.
[2]曹剑锋,韦凯.软土地区盾构下穿铁路地表变形规律研究[J].甘肃科技,2008,24(4):111-113.
[3]璩继立,葛修润.软土地区盾构隧道施工沉降槽的特征分析[J].工业建筑,2005,35(1):42-46.
[4]杨天亮,李新,董金奎,等.地铁盾构铁路下推进引起的地面沉降分析[J].矿山测量,2009(1):12-14.
[5]陈卫忠,伍国军,贾善坡.ABAQUS在隧道及地下工程中的应用[M].北京:中国水利水电出版社,2010.
[6]费康,张建伟.ABAQUS在岩土工程中的应用[M].北京:中国水利水电出版社,2010.
[7]龚伦,郑余朝,仇文革.列车动载引起下穿隧道振动三维数值分析[J].现代隧道技术,2008,45(4):23-28.
[8]TB 10001-2005,铁路路基设计规范[S].
模拟对比 篇8
由于这些模型的假设条件和实验数据不同,对各模型之间的差异和各模型的适用条件进行论证是很有意义的。笔者运用CFD软件FDS对羽流进行数值模拟,结合各实验羽流模型,对通过实验羽流模型和数值模拟得出的中心线温度、中心线速度和质量流率等进行对比分析,对各模型之间的差异和各模型的适用条件进行论证。
1 羽流特征参数
1.1 火源强度
Zukoski提出的无量纲火源强度表达式见式(1):
式中:Q·为火源热释放速率,kW;d∞为环境密度,kg m2;cp为热烟气的定压比热容,kJ/(kg·K);T∞为环境温度,K;g为重力加速度,m/s2;D为火源直径或等面积圆形的直径,m。
QD*表达式中的Q·/D5/2也可作为描述火羽流规模的参数单独使用。Hasemi等人通过实验得到,大多数自然火焰的QD*值在0.1~10之间。
1.2 火焰高度
关于火焰高度的问题,Zukoski基于实验数据,通过间歇率I(H)的概念,给出了平均火焰高度的定义所谓间歇率I(H)是指在统计的所有火焰高度中,火焰高度大于H的时间占总时间的比率。平均火焰高度的定义为间歇率为0.5时对应的H值。由于火焰高度受环境因素、燃料特性等多种因素影响,所以此定义在应用于实际实验时有一定的局限性。
Heskestad给出了更为实用的平均火焰高度:
1.3 火羽流区域
目前,一些普遍采用的轴对称羽流模型将Heskestad给出的平均火焰高度L作为判别标准,将火羽流分为平均火焰高度以下区域和平均火焰高度以上区域。McCaffrey等人基于实验数据和对轴对称羽流中心线温度和中心线速度的量纲分析,将火羽流分为3个区域:连续火焰区、间歇火焰区和羽流区,如图1所示。并通过对实验结果的分析,将z/Q·2/5的值作为判别标准,给出了3个区域的划分方法:当0≤z/Q·2/5<0.08时,为连续火焰区;当0.08≤z/Q·2/5<0.2时,为间歇火焰区;当z/Q·2/5≥0.2时,为羽流区。
2 羽流模型
2.1 Zukoski模型
Zukoski等人通过对实验中得到的烟气层厚度和羽流质量流率实验数据的分析,对理想羽流(点源羽流)进行了系数上的修改,给出了计算羽流质量流率的计算公式,见式(3)。
在通常情况下,设d∞=1.1 kg/m2,g=9.81 m/s2,cp=1.0 kJ/(kg·K),T∞=293 K,则式(3)可表示为:
羽流速度可由式(5)求得。
羽流温升为:
Zukoski模型是基于弱羽流假设的模型,应用时只适用于羽流区。
2.2 Heskestad模型
Heshestad对火羽流、火焰高度、羽流的空气卷吸、羽流温度和速度等一系列问题进行了讨论,并对理想羽流模型作了以下改进:
(1)用虚拟点火源概念代替理想羽流模型中的点源,并给出了点火源距燃料表面的计算式,见式(7)。
该计算式是基于实验数据的经验公式,比较适合于池火燃烧。
同时,Heskestad模型还考虑了火源热释放速率的对流部分Qc·,并且基于实验数据得出Qc·=0.6Q·~0.8Q·。
(2)用Gaussian分布假设代替了帽型分布假设,并引入了羽流中心线速度和羽流中心线温升ΔT0。
(3)考虑了羽流密度和环境密度的差异,去掉了Boussinesq假设。
该模型将羽流分为两个区域分别计算羽流质量流率,见式(8)、式(9)。
在平均火焰高度以上区域(z>L)为:
在平均火焰高度以下区域(z
羽流中心线速度可由式(10)求得:
羽流中心线温升为:
Heskestad模型虽然考虑了羽流密度和环境密度的差异并去掉了Boussinesq假设,但应用时仍应注意,该模型对火羽流的描述只是在平均火焰高度以上区域(z>L)较为准确。
2.3 McCaffrey模型
McCaffrey通过对实验数据的分析,地针对连续火焰区、间歇火焰区和羽流区分别给出了区域羽流质量流率、羽流中心线速度和羽流中心线温升的计算式。
连续火焰区羽流质量流率:
间歇火焰区羽流质量流率:
羽流区羽流质量流率:
羽流中心线速度:u0=k(z/Q·2/5)Z,Q·1/5羽流中心线温度:
式(14)、(15)中的Z和k在3个区域的取值见表1。McCaffrey模型和上述其他模型在对火羽流进行描述时,均只考虑了Q·和Qc·对火羽流特性的影响,不考虑燃料的特性。
2.4 Thomas模型
Thomas通过实验研究发现:在连续火焰区或进场区羽流质量流率更依赖于周长P和距离液面的高度z,并给出了羽流质量流率的计算式见式(16):
式(16)适用于L/D<1的圆形或以P为周长的非圆形池火。
3 模拟及对比结果
将上述各模型以及应用CFD软件FDS对于羽流质量流率、羽流中心线速度和羽流中心线温度的描述进行对比。Ma和Quintiere针对FDS对于火灾模拟的可靠性和适用性进行了研究,引出了火羽流模拟分辨率的概念,定义火羽流分辨率为式(17):
式中:Wx,Wy和Wz分别为FDS中划分的网格在x,y,z轴上的长度,FDS支持非均匀网格的划分,但是在式(17)中取Wx,Wy和Wz的最大值代入。z*为特征羽流长度见式(18):
经过多次模拟研究,Ma和Quintiere发现R*=0.05为FDS进行火灾模拟的最佳分辨率。另外Baum指出,只有在R*≤1的条件下FDS才能对羽流运动作出较准确的模拟。因此,笔者在R*=0.05的条件下确定实验空间的网格划分。
由于McCaffrey采用边长为0.3 m的方形油池进行过一系列的实验,故笔者采用0.3 m的方形油池,以丙烷为燃料。模拟的相关参数见表2。
火源强度QD*在0.1~10的区间内分别选取QD*=0.1,QD*=1.0,QD*=10,代表不同规模的火源。当QD*=0.1时,L/D<1;QD*=1.0和QD*=10时,L/D>1。
笔者分别用上述4个模型以及FDS数值模拟方法,从羽流质量流率、羽流中心线速度和羽流中心线温度3个方面,对上述3个实验场景进行描述,并分析对比其结果。FDS数值模拟方法对于3种场景的描述分别基于各实验场景4~10 s稳定燃烧阶段的数据。
3.1 羽流质量流率
Zukoski模型、Heskestad模型、McCaffrey模型和Thomas模型以及FDS在3种模拟实验场景下对羽流质量流率的描述见图2~图4,图中均以特征高度z/Q·2/5为横坐标,高度z外的羽流质量流率mp·为纵坐标。
场景1~3中火焰高度尺度L/Q·2/5分别为0.079 7,0.173 2和0.210 4。Heskestad模型适用于大于火源高度尺度的区域,Zukoski模型适用于z/Q·2/5>0.2的羽流区,因此笔者只针对大于火源高度尺度的羽流区进行讨论。从图2~图4可以看出,Zukoski模型、Heskestad模型、McCaffrey模型和Thomas模型计算出的轴对称羽流质量流率普遍大于FDS模拟得到的数值。图2所示无量纲火源强度较小时,靠近火焰的羽流区4个模型计算结果接近,随着高度的升高,McCaffrey模型和Thomas模型的计算结果逐渐大于Zukoski模型和Heskestad模型的计算结果。由于场景1中L/D<1,Thomas模型适用于此场景。因此,无量纲火源强度较小时,建议采用McCaffrey模型和Thomas模型计算羽流区的质量流率。场景2、3中L/D<1,Thomas模型不适用,而McCaffrey模型的计算结果较大。
3.2 羽流中心线速度
Zukoski模型、Heskestad模型、McCaffrey模型和FDS在3种模拟实验场景下对羽流中心线速度的描述如图5~图7,图中均以特征高度z/Q·2/5为横坐标,羽流中心线速率u/Q·1/5为纵坐标。
由图5~图7可知,Zukoski模型、Heskestad模型、McCaffrey模型和FDS模拟对于羽流区的羽流中心线温度的描述比较一致,且在3个情景中的大小关系比较一致,Heskestad模型和McCaffrey模型的计算结果较接近,Zukoski模型和FDS模拟的计算结果较接近。而在连续火焰区和间歇火焰区,Zukoski模型、Heskestad模型和McCaffrey模型的计算结果与FDS模拟以及实际实验结果差异很大。
3.3 羽流中心线温升
Zukoski模型、Heskestad模型、McCaffrey模型和FDS模拟在3种模拟实验场景下对羽流中心线温升的描述如图8~图10,图中均以特征高度z/Q·2/5为横坐标,羽流中心线温升T-T∞为纵坐标。
由图8~图10可知,3个场景中,Zukoski模型、Heskestad模型、McCaffrey模型计算得到的羽流区的羽流中心线温升均高于FDS模拟结果,但随着z/Q·2/5的增加,四者计算结果逐渐接近。随着无量纲火源强度的增加,McCaffrey模型的计算结果逐渐偏小,Heskestad模型的计算结果逐渐偏大。无量纲火源强度QD*为0.1和1.0时,McCaffrey模型的计算结果最大,无量纲火源强度QD*为10时,Heskestad模型的计算结果最大。
5 结束语
应用Zukoski模型、Heskestad模型、McCaffrey模型、Thomas模型以及FDS分别计算了3种场景下轴对称羽流中心线的质量流率、速度和温度。3种场景下,4种模型对于羽流中心线质量流率、速度和温度的计算结果均大于FDS模拟的结果,而McCaffrey模型的计算结果普遍偏大。从计算结果可以看出,4种基于实验的羽流模型针对连续火焰区和间歇火焰区以及平均火焰高度以下区域的计算结果与实际实验结果和FDS模拟的结果差异很大。因此,针对连续火焰区、间歇火焰区以及平均火焰高度以下区域羽流中心线质量流率、速度和温度的计算,不宜采用以上4种模型。随着z/Q·2/5的增大,4种实验模型以及FDS模拟对于羽流中心线速度和温度的计算结果逐渐接近,尤其是对于中心线温度的计算该趋势更为明显。由于FDS模拟应用于复杂建筑结构的场景时,较其他实验模型计算更加便捷,因此FDS模拟得到的羽流中心线温度和速度在相关研究中可作为有益的参考。
摘要：运用Zukoski、Hsjestad、McMaffrey、Thomas和FDS模型在三种无量纲火源强度场景中比较羽流质量流率、羽流中心线速度和羽流中心线温升的计算结果。结果:1对于羽流质量流率,无量纲火源强度较小时建议采用McCaffrey和Thomas模型来计算;2对于羽流中心线速度,Zukoski、Heskestad、McCaffrey及FDS模拟结果比较一致;3对于羽流中心线温升,在三个场景中,Zukoski、Heskestad和McCaffrey模型计算结果均高于FDS模拟结果。结论:为计算不同轴对称羽流场景时模型的选择及FDS的适用性提供参考。
关键词：火灾,火灾模型,数值模拟
参考文献
[1]Zukoski E E,Kubota T,Cetegen B.Entrainment in fire plumes[J].Fire Safety Journal,1981,3(3):107-121.
[2]Heskestad G.Fire dymanics,SFPE handbook of fire protectionengineering[Z].Third Edition.Quincy,MA:National FireProtection Association,2002.
[3]McCaffrey B J.Purely buoyant diffusion flames:some experimentalresults[R].NBSIR 79-1910,National Bureau of Standards,1979.
[4]Jones W W,Forney G P.NIST TN 1431,A technical reference forCFAST:an engineering tool for estimating fire and smoke transport[R].National Institute of Standards and Technology,Building andFire Research Laboratory,Gaithersburg,MD 20899 March 2000:17-77.
[5]Thomas P H,Hinkley P L,Theobald C R,et al.Investigationsinto the flow of hot gases in roof venting,fire research technicalpaper No.7[Z].London:HMSO,1963.
[6]Zukoski E E.Mass flux in fire plumes.Fire safety science—proceedings of the fourth international symposium[C].Gaithersburg,MD,USA,1995:137-147.
[7]Hasemi Y,Tokunaga T.Flame geometry effects on the buoyantplumes from turbulent diffusion flames[J].Fire Science andTechnology(S0285-9521),1984,4:15-26.
[8]Zukoski E E,Cetegen B M,Kubota T.Visible structure of buoyantdiffusion flames,20th symposium(International)on combustion[C].Ann Arbor.MI,USA,1984:361-366.
[9]Heskestad G.Luminous heights of turbulent diffusion flames[J].Fire Safety Journal,1983,5(2):103-108.
[10]Karlsson B,Quintiere J G.Enclosure fire dynamics[M].CRCPress,2000.
[11]Ma T G,Quintiere J G.Numerical simulation of axi-symmetricfire plumes:accuracy and limitations[J].Fire Safety Journal,2003,25(38):467-492.