数值模拟试验（共12篇）
数值模拟试验 篇1
混凝作为水处理过程的一个工艺,对整个水处理的效果影响显著。实践证明,设计时混凝工艺选定得合理,既可提高出水水质,又能达到节能、降低运行费用的目的[1]。
絮凝主要指脱稳胶体或者微小的悬浮物聚结成大的絮凝体的过程,主要依靠机械或水力搅拌促使颗粒碰撞凝聚[2]。在这一过程中,水流的流态以及水流的结构等水力特性对絮凝效果起着决定性作用[3]。为了更好地研究絮体在絮凝池中的的形成过程,有必要对絮凝池的内部流态和结构进行研究。本文拟采用Fluent软件对絮凝池进行数值模拟,并对传统的絮凝池进行优化改进。
1 絮凝池的数值模拟
1.1 优化原理分析
理想的絮凝池应达到以最短的絮凝时间,最少的能量消耗完成最好的絮凝效果,为此必须在絮凝全过程的任何时刻,都满足最高的絮凝效率[4]。在絮凝过程中,水力条件对絮凝体的成长起决定性作用,因此合理控制水力条件,是提高絮凝效率的关键。
网格絮凝池中水流在流动过程中,水流只在通过格栅时形成涡流,如果其竖井中格栅间距过大,上升流速过小,涡流会在通过格栅后迅速消失,水流趋于均匀。穿孔旋流絮凝池中水流在流动时,主要依靠竖井对角开孔形成的旋流来形成涡流,涡流主要集中在连通各竖井的穿孔区,如果竖井尺寸较大,穿孔之间距离较长,则混凝效果会大大降低。因此,结合两者的优点,将网格絮凝池的入口流速适当增大,并切向开口,使水流流入竖井后做螺旋流动,将会增加湍流强度和絮凝颗粒的碰撞几率,提高絮凝池的效率。
根据絮凝动力学,在紊流条件下,絮凝是小涡旋作用的结果,有效能耗主要集中在微涡旋的粘性耗散[5] 。水流从穿孔旋流网格絮凝池侧向入口进入后,形成了高速旋转的水流,从而产生了自由涡、强制涡、组合涡在内的微涡流,反应器内组合涡流形式的微涡流之所以能够促进水中颗粒的扩散、碰撞、凝聚,其原因有4:①水流从穿孔旋流网格絮凝池侧向入口切向进入后做圆周旋转运动,其所受的壁面影响要远大于水流流过平壁或水流在圆管中轴向流动的情况。因为作圆周运动的水流时刻都要受到壁面的影响,改变水流方向,并进行速度分布的改组,所以在水流中存在流体微团的强烈的能量传递。这不仅大大增加流体质点的紊动程度和速度梯度,而且也大大增加了水中的传质速率和紊动扩散速率。在同一旋转流速下,旋转半径越小,壁面影响越大;在同一旋转半径时,旋转速度越大,壁面影响越强。所以要提高混凝剂的扩散效果,就是要加大旋转速度,并减少其旋转半径[6]。②组合涡形成流层之间较大的流速差。③涡流的旋流作用形成离心惯性力,造成颗粒沿涡旋径向运动,从而增加了微粒的碰撞几率。④水流流过网格,可使水流中大尺度旋涡破碎成小尺度旋涡,提高有效能耗和絮凝效率。综上所诉,理论上穿孔旋流网格絮凝池可以提供较好的絮凝水力条件。
1.2 计算模型
(1)计算模型简化及几何参数。
由于水力絮凝池大多是由多个竖井串联而成,同时池内水流的紊动较大,所以可以近似看成串联的完全混合连续式(CSTR)反应器。各个竖井的池体尺寸相等,边界条件基本不变(只是进出口不断变大),2个相连的竖井相互只是在连接口处有水力的相互作用,所以絮凝反应池的数值模拟可以简化成对单个竖井的数值模拟。拟对3种絮凝池——网格絮凝池、穿孔旋流絮凝池和穿孔旋流网格絮凝池进行数值模拟。为了便于比较,3种絮凝池的尺寸均为长×宽×高=500 mm×500 mm×2 000 mm,进出口随不同的絮凝池对流速的要求而变化,穿孔旋流网格絮凝池和穿孔旋流絮凝池的开口在壁面的一侧,而网格絮凝池的开口在壁面中央。设计流量均为600 m3/d。
(2)边界条件。
进口边界条件为速度进口,穿孔旋流网格絮凝池和穿孔旋流絮凝池的进口流速为1.0 m/s,网格絮凝池进口流速为0.25 m/s,过栅流速为0.3 m/s。出口边界条件均为压力出口,压强为10.133 MPa。
(3)数值计算模型。
计算中采用k-ε模型,该模型形式简单,并已成功模拟了许多复杂的流动问题,是目前粘性模拟使用最广泛的模型[7]。
(4)网格划分。
网格采用非结构四面体网格,网格质量较好,几何模型的网格总数在60万个以上。
1.3 数值模拟评价指标
(1)流场。
通过流场可以直观地看到絮凝池中水流流态的变化,主要观察速度矢量图和速度等值线图。
(2)湍流强度I。
较大的湍流强度使得絮凝反应强烈,有利于提高絮凝颗粒的聚集效率,但同时该处微小涡旋会产生较大的剪切作用,高湍流强度使较大絮凝体破碎。较小的湍流强度不利于颗粒充分碰撞,无法形成粒径较大絮凝体,最终影响沉淀效果。所以应该在絮凝前期保证有较大的湍流强度,后期控制湍流强度。
(3)湍动耗散率ε。
湍动耗散率即为各项同性的小尺度涡的机械能转化为热能的速率[8]。日本学者丹保宪仁在对絮凝过程的研究中,第一个提出絮凝池有效能量耗散率的概念,但是王晓昌等人研究认为,定量地计算某个絮凝池的有效能耗ε0非常困难[9]。从絮凝体形成角度看,ε0是对颗粒碰撞结合起作用的那部分能量;从紊流理论角度,ε0是指紊流涡旋在衰减过程中的粘性耗散。模拟中湍动耗散率可以代表有效能耗[6]。
2 模拟结果分析
本文通过Fluent软件对3种水力絮凝池进行模拟,图1为3种絮凝池的纵向剖面流场速度矢量图。
从图1中可以看到(b)池中,随高度的增加,流场趋向均匀,湍流强度减小。这和实际情况中由于摩擦等造成能量损耗而导致湍流强度减小相一致。(c)池的流场纵向紊动比较大,并且紊动主要集中在网格和进出口附近。纵截面反应的是纵向速度,(a)池与(b)池的速度矢量箭头较短,而(c)池的速度矢量箭头较长,主要原因是(a)池与(b)池的水流在竖井中是旋流,而(c)池的水流在竖井中是平行于壁面纵向流动。(a)池下部流场与(b)池类似,但是(a)池上部格栅的作用导致水流紊动增加。
图2为3种絮凝池在不同高度的湍流强度I的比较。从图2中可以看到,穿孔旋流絮凝池主要是进口处的湍流强度比较大,随着高度的增加,由于壁面的摩擦和能量的损耗,湍流强
度不断减小;网格絮凝池主要是在网格处的湍流强度比较大大,其他高度处的湍流强度普遍较低;而穿孔旋流网格絮凝池不仅能像穿孔旋流絮凝池那样能在高度较低的时候保持较高的湍流强度,并且在高度较高的时候,由于格栅的作用,同样保持着较高的湍流强度。3种絮凝池的湍流强度在出口附近都有不同程度的增加,从图2中可以明显看出穿孔旋流网格絮凝池的湍流强度高于其他2种絮凝池。
图3为3种絮凝池在不同高度的湍动耗散率比较。从图3可以看到网格絮凝池除了在格栅处外,其他的高度均保持较低的湍动耗散率,这和实际情况是相符合的;而穿孔旋流絮凝池和穿孔旋流网格絮凝池的湍流耗散率大致相等,但是穿孔旋流网格絮凝池在格栅处湍动耗散率有较大幅度的提高,而穿孔旋流絮凝池则没有。整体上看,穿孔旋流网格絮凝池的湍动耗散率较大。
图4为穿孔旋流网格絮凝池单个竖井在不同高度截面流场的速度矢量图。从图4可以看到在进口处,水流以很高的速度沿壁面流动,中间有明显的旋流,到700 mm高时,旋流趋于均匀;而在过栅时,水流出现较大的流速;在出口处,旋流已经基本消失。
3 絮凝池优化设计
3.1 竖井断面对流场的影响
从理论分析可知,水流由矩形断面的一侧切向流入,对于直角转角的壁面,会出现死水区[见图5(a)]。由于水流在沿壁面前进的过程中速度慢慢减小,死水区会越来越大。在死水区,水流的紊流强度低,颗粒碰撞几率小,这样会导致已经形成的细小颗粒在此处得不到有效的碰撞而在池底沉积。并且由于流道的不顺畅,水头损失会加大。为了消除转角的死水区,改善池壁的水力条件,使得水流能够平稳过渡,可将池壁转角设置成圆弧形。
从图5中(a)与(b)的对比可看出,边角圆弧化后的断面,死水区基本消失。流场过渡相对平稳,增加了颗粒的有效碰撞几率,减小了无效能耗,更加有利于絮凝。
3.2 竖井穿孔形状对流场的影响
在保证孔口面积、孔口下边缘距池底的高度位置不变的情况下,比较正方形入口和高宽比为2的矩形对流场的影响。图6为不同形状的穿孔湍流强度比较。从图6可以看到矩形入口比方形入口的湍流强度大。可能原因是矩形比正方形的周长大,因此可产生涡流的线形区域长。加大长宽比尽管有利于产生很大的紊动强度,但是局部过高的湍流强度容易将已经形成的絮凝体剪碎,因此长宽比宜控制在2左右。将理论与实际工程具体情况相结合,考虑到流量的变化,设计时孔口可采用矩形孔口。
4 模型试验验证
依据以上模拟结果,本文设计了优化后的穿孔旋流网格絮凝池模型,并通过连续流试验对其进行了验证。
4.1 试验原水水质
试验原水采用东湖水,其水质指标如表1所示。
4.2 试验模型设计
根据祝皎琳等[10]人的研究结果,本文按照弗劳德(Froude)相似准则来设计穿孔旋流网格絮凝池的实验模型。实验模型与实际模型的流场相似,其结果能较准确地反应实际模型的处理效果。实验模型与实际模型的设计参数关系见表2,设计制作完成后的模型见图7。
注:①长×宽×高,单位mm;②长×宽,单位mm。
4.3 试验条件与方法
试验用混凝剂为PAC,投加量通过前期静态试验后确定为11 mg/L。试验时水温为26 ℃。实验模型可根据需要调整水力停留时间与格栅布置间距,模型出水静置15 min后,测量清液的浊度、pH值和CODMn。测试方法见《水与废水监测分析方法》(第4版)[11]。
4.4 试验结果分析
由以上数据作相关数据分析得到不同停留时间聚合氯化铝对原水浊度和高锰酸盐指数去除效果(见图8)。
在反应器运行连续流试验中,如果水流运行时间太短,那么格栅对水流的扰动还不够完全,絮凝体形成不够稳定,而导致出水效果较差,随着扰动时间的增长,PAC与原水的反应更加充分,较稳定的絮凝体形成,因此从图8可以看出,在实验初期(8 min内)随着反应时间的增长,出水效果越来越好;随着出水时间的加长,在前期形成的较稳定的絮凝体可能会被模型中的格栅和孔口所造成的连续旋流打碎,而使下一个出水口的出水水质变差,这些被打碎而失稳的絮凝体可能在下一个反应段中因为格栅和孔口的水力作用再次进行絮凝,形成再次稳定的大颗粒絮凝体,这时检测到的出水效果会变好。由图8可知,穿孔旋流格栅絮凝池的最佳水力停留时间为10 min,对应的浊度去除率为70.00%,高锰酸盐指数去除率为34.04%。
实际水厂在设计絮凝池时,网格絮凝池的设计水力停留时间一般为12~20 min[12],穿孔旋流絮凝池的设计水力停留时间为15~20 min[13]。根据模拟和实验结果,在提高混凝效率的同时,穿孔旋流网格絮凝池的水力停留时间均较它们短。
5 结 论
(1)通过数值模拟可看出,新设计的穿孔旋流网格絮凝池的湍流强度和湍动耗散率明显大于其他2种絮凝池,它的水力条件更加适合絮凝。
(2)通过对絮凝池流场的分析,可以看出,将边壁设置倒角后可以获得更好的水力絮凝条件;矩形孔口比方形孔口湍流强度大,絮凝效率高。
(3)通过连续流试验得出,穿孔旋流网格絮凝池模型的最佳运行时间为10 min,水力停留时间较其他2种絮凝池短。
数值模拟试验 篇2
用ANSYS实现二维翼型风洞试验数值模拟.
基于有限元的ANsYs软件,可以分析二维翼型流场,解决作用于气动翼(叶)型上的升力和阻力,并可以得到流场中翼型表面的压力与速度分布.与此同时,通过对ANSYs的`二次开发,编制相关的三分力系数求解模块,得到各系数曲线.现以标模翼型为例,利用此模块得到的三分力系数与NF-3风洞试验值作对比,验证了用ANSYS实现二维翼型风洞数值模拟的可行性.
作 者：张鹏 马玉清 ZHANG Peng MA Yu-qing 作者单位：西北工业大学国家翼型叶栅重点实验室,西安,710072刊 名：科学技术与工程 ISTIC英文刊名：SCIENCE TECHNOLOGY AND ENGINEERING年，卷(期)：8(2)分类号：V211.4关键词：数值模拟 风洞试验 翼型
数值模拟试验 篇3
关键词：高瓦斯煤层；深孔爆破；预裂圈；瓦斯运移
中图分类号：TD713.1
文献标识码：A
文章编号：1672－1098(2009)04－0017－05
煤炭是我国的主要能源，2007年全国煤炭产量25.5亿吨，95％以上为井下开采，其中国有重点煤矿产煤12.4亿吨，占49％。2008年全国煤炭产量为2z.16亿吨，同比增长7.63％。三类煤矿产量累计增速均下降，其中乡镇煤矿降幅较大，国有重点煤矿相对稳定。国有重点煤矿大部分是高瓦斯矿井，长期以来技术问题没有解决，瓦斯事故多发、生产效率低下，安全高效开采难以实现。
煤矿采掘过程中，瓦斯带来的灾害主要有两种，即瓦斯爆炸和煤与瓦斯突出。为了防治瓦斯灾害的发生，人们一直进行着不懈的努力，主要从两方面着手研究，一是研究导致瓦斯灾害发生原因、机理，寻求瓦斯灾害发生的规律；二是研究防治瓦斯灾害发生技术方法、措施和装备，保障煤矿安全生产。关于防治瓦斯爆炸灾害，近年来从防治理论研究、防治措施、技术装备和监控体系等日趋成熟。在煤与瓦斯突出灾害防治理方面，地应力、瓦斯压力及煤的力学性质等综合因素作用学说普遍被认可。但是，由于煤与瓦斯突出灾害发生过程复杂，影响因素较多，关于煤与瓦斯突出发生的机理、规律和动态过程的表征，至今尚无可靠的、完整的理论体系，防治煤瓦斯突出的预测预报、监控体系和防治措施与方法技还存在一些不足。
低透气性煤层(λ＜0.1m2／(MPa2·d))的瓦斯由于难以抽采，原始煤体内的瓦斯含量和瓦斯压力难以降低，在采掘生产过程中经常发生瓦斯积聚和煤与瓦斯突出灾害事故，为解决这一难题，国内外进行大量的研究工作。强化增透方面：一是利用液体介质对煤体作用效果与流体机械相配合，处理煤体的措施，如水力冲孔技术，水力割缝技术，水力压裂技术；再是利用炸药爆炸对煤体的破碎和子弹对煤层造孔作用，增加煤层透气性，如深孔松动爆破，煤层射孔技术。保护层卸压增透方面：如上保护层，下保护层，掏心式保护层等。上述各项技术在煤矿中的应用，对防治瓦斯灾害的发生起到了一定的作用。本文将介绍采用深孔爆破预裂煤层后，预裂圈内瓦斯运移规律的数值模拟及现场试验结果。
2深孔爆破裂隙瓦斯运移数值模拟
2.1预裂作用
原始煤体在炸药爆炸能量的作用下，炮眼周围煤体破裂与松动形成卸压圈，多个裂隙卸压圈的交合形成煤层预裂卸压带，致使煤体原始集中应力带及高压瓦斯带向煤体深部转移，卸压松动区域煤体的应力趋于一个新的平衡状态，由煤层因软硬不均及地质构造引起的应力集中得以消除，降低煤体瓦斯压力梯度和应力梯度，有利于防止煤与瓦斯突出的发生和发展，为工作面掘进创造了较长的安全区和防护区。由于深孔预裂爆破使工作面前方煤体裂隙增大，即煤体透气性大大增加，有利于煤层内吸附瓦斯向游离瓦斯的转变和工作面前方煤体瓦斯排放，使煤体瓦斯压力降低，瓦斯含量减少，从而降低煤体瓦斯压缩内能，同时提高了煤体的机械强度，达到减弱或消除煤与瓦斯突出危险。
爆破对煤层的预裂作用效果与炸药的爆炸释放能量、煤层的力学特性和爆破孔与控制孔的布局结构密切相关。当有两个爆破孔和一个控制孔时，爆破煤层致裂过程如图1所示。在裂纹扩展阶段初期爆破孔之间的相互影响是非常小的，裂纹生长均在各自爆生气体的控制范围之内。在应力波、爆生气体产生准静态应力场和媒体中的瓦斯压力的共同作用，两爆破孔3850μs时完全沟通，加速了两孔间煤体的破碎，形成大量径向交叉裂隙网；对于有两个爆破孔和一个控制孔存在时，由于控制孔为爆破提供了辅助自由面，增加煤体裂隙的产生速度，并于3800μs时三孔之间完全贯通，裂隙发育完全，产生的裂纹、裂隙呈网状相互交织。并且发现当有控制孔存在时，两爆破孔的裂纹密度明显大于没有控制孔时的裂纹密度。由于爆破裂纹、裂隙的生成，增加了高瓦斯低透气性煤层的透气性，为瓦斯的运移提供了充足的通道，增加了煤层的瓦斯抽采效果，为瓦斯的防治提供了技术保障。
低速高威力炸药有利于煤层预裂，脆硬型煤体较软煤体有利于裂隙的形成，使用同样的爆破器材，脆硬型煤产生的裂隙松动圈大于软煤层，越靠近爆破孔，增透效果越显著，淮南矿区硬度，f＝0.3～0.5煤层，爆破增透影响半径3～4.m。为提高孔钻孔和裂隙的利用率，待深孔爆破完成以后，所有爆破孔中的炮泥用高压水冲出，用当作抽放孔抽采瓦斯。
2.2数值模拟
采用大连力软公司的数值模拟软件RFPA2D－Flow进行建模(见图2)。模型采用二维平面应变分析，尺寸是5m×5m，划分为200×200个网格，计算共分为30步，每步计算表示0.5天，爆破孔(爆后当作抽采孔)抽放负压为13kPa。因只研究抽放作用下瓦斯流场和瓦斯压力演化情况，不考虑煤体内质点单元的位移变化，故X方向与y方向为固定约束(位移约束)。具体煤体和裂隙的力学和渗流参数如表1所示。
2.3数值模拟结果及分析
将抽放作用下的裂隙内瓦斯运移情况进行数值模拟可了解孔隙压力(见图3)和瓦斯的流场(见图4)。
从图3可以看出，随着抽采时间的推移，第28计算步(第14天)抽放孔周围2.5m处(坐标(200，100))的质点单元孔隙压力由原来的2.7791MPa降低为0.1691MPa，瓦斯流速由初始阶段的16.57m／s降低为0.79m／s。
由图4可以看出，随着时间推移，抽采孔附近裂隙内的瓦斯被抽出，如果没有新生游离瓦斯继续补充便会枯竭。若煤体透气性很低，裂隙不发育，吸附状态的瓦斯很难运移进入裂隙通道，演变为游离状态，也就很难被抽出。可见，瓦斯抽采的关键是，增加煤体的裂隙发育程度，增加长期有效的裂隙通道，使吸附瓦斯尽可能多地转变为游离瓦斯，进入与抽放钻孔导通的裂隙通道。
3现场试验
3.1试验区概况
皖北某矿为新建矿井，该矿地质条件复杂，且岩浆岩普遍发育，主要以顺层侵入的方式侵入煤层，对煤层的破坏作用较大。建井期间，南翼回风巷揭开8煤层时，发生了炮后煤与瓦斯突出动力灾害，突出煤岩量92t，其中煤量68t，抛出距离4.2m，
突出瓦斯6000m3。
试验区103工作面位于南一采区，为该矿首采工作面形开采10号煤层。工作面起止标高－530～－360m，工作面宽150m，长1050m。工作面位于岩浆岩侵入边界，区间有几条压性与压扭性断层，煤厚1.81m～3.05m，平均2.52m，瓦斯压力为3.1MPa瓦斯含量平均为9.9m3／t，煤层透气性系数小于0.1m3／(MPa2·d)，属于难以抽放煤层。
3.2布孔方式
在掘进工作面迎头布置5个钻孔，其中爆破孔3个，控制孔2个，孔深70m，孔径91mm，爆破孔与控制孔布置在同一水平(见图5)。同时在高抽巷向下布置扇形抽采瓦斯钻孔，抽采风巷待掘煤层内瓦斯，以掩护风巷掘进施工。在风巷两帮交错施工巷帮钻场，每个钻场布置3个瓦斯抽采钻孔。爆破后要求将爆破孔中炮泥冲出，当作抽放孔合茬抽放。
3.3爆破效果分析
2007年4月17日夜班3:02分在103风巷进行了深孔预裂爆破。原设计4#、6#、8#孔为爆破孔，考虑到装药和现场施工工程中，8#孔穿煤深度只有60m，故用7#孔代替8#孔进行装药爆破。
同时增加了对巷帮顺层钻孔(共施工顺层钻孔10个，选择了其中1个孔)进行深孔预裂爆破。本次深孔预裂爆破共装药234m，平均爆破孔装药孔深为58.5m，爆破孔封孔深度12m，控制孔封孔深度3.5m(见表2)。
根据爆破前后瓦斯抽采效果的考查，本次深孔预裂爆破后5天瓦斯抽放量共增加1.44万m3。103风巷深孔预裂爆破前，正常进尺(综掘机)瓦斯浓度平均为0.52％，深孔预裂爆破后正常进尺时瓦斯浓度平均为0.24％。同时爆破时，掘进工作面瓦斯浓度基本无大的变化。
经煤与瓦斯突出效果检验，突出危险性值指标明显降低。103风巷实施深孔预裂爆破前，该巷道未采取措施，效果检验K1值平均为0.43；实施深孔预裂爆破措施后，该巷道经采取措施效果检验K1值平均为0.3。由于实施了深孔预裂爆破增透技术和高抽巷和巷旁钻孔边抽边掘综合防突技术，促使煤层吸附瓦斯向游离瓦斯的快速转化，煤层瓦斯含量降低，提高了煤体的强度，瓦斯放散初速度大幅降低，使煤与瓦斯突出综合指标值K1、K处于正常值范围以内，有效地预防和消除了掘进工作面煤与瓦斯突出危险的可能性。
巷道掘进进尺大大提高。103风巷实施深孔预裂爆破前，每天最大进尺为5m，实施深孔预裂爆破后平均每天进尺超过6.5m，平均每天增加进尺1.5m。
4结论
(1)在煤的瓦斯含量中，一般吸附瓦斯80％～90％。为使煤体中的吸附瓦斯通过渗透运移进入导通裂隙，成为可以抽采的游离瓦斯，必须保证有效的瓦斯运移空间和时间。因此，爆破增透技术的关键在于增加煤体的弹性裂隙，降低裂隙塑性，为吸附瓦斯在瓦斯压力梯度下进入导通裂隙演变为可以高效抽采的游离瓦斯提供宝贵的时间和空间。
(2)煤和岩石的透气性能的本质区别在于其孔隙率和裂隙发育程度。有效裂隙少、透气性低的煤层内的瓦斯同样不能被有效抽采。因此，通过深孔爆破增加煤体裂隙，提高其透气性，可以保证瓦斯的有效抽采，同时降低瓦斯压力、瓦斯含量，均匀集中应力场分布，降低煤与瓦斯突出危险性。
(3)深孔预裂控制爆破下一步研究的方向是增加有效导通裂隙，增长弹性裂隙保持时间，避免爆破新生裂隙因塑性变形而闭合，从而延长有效抽放时间，增加瓦斯抽放率。
数值模拟试验 篇4
底流消能[1,2,3]常见的消能工形式主要有消力池、消力坎、综合式消力池等。它不但适用于低水头大单宽流量的平原河道或通航河道,在高水头、大流量的泄水建筑物上也得到普遍应用。低佛氏数底流消能以消力池最为常用,由于低佛氏数底流消能的消能效率低,消力池的工程量往往较大,因此通常需要设置辅助消能工[4,5,6,7,8,9],辅助消能工的形式主要有T形墩、消力墩、尾坎、连续坎等,一般而言,辅助消能工的体形及设置部位不同,消能效果也不同。工程上往往将两种或两种以上辅助消能工联合运用且与传统消力池相结合称之为综合式消力池,实现其消能效果叠加发挥其群体效应,这种综合式消力池与单一模式的消力池相比,具有显著优点。邱秀云,侯杰[10]将悬栅消能工与消力池相结合,通过新疆喀什河吉林台一级水电站引水隧洞水力学模型试验研究,提出消力池内设置悬栅的新型消能工,取得了良好消能效果。然而,悬栅消能工与其他辅助消能工联合运用方面研究较少,因此,深入研究悬栅消能工与其他辅助消能工联合运用下消力池内水流流场及结构,对改善消力池内水流流态和优化悬栅辅助消能工结构有重要的现实意义。
数值模拟技术因其具有优化体型方便,节约财力,节省时间,不存在比尺效应,能够得到详细的流场水力特性,如特征流速及其分布、涡量强度和分布、紊动能分布以及紊动能耗散率分布等诸多优点,被广泛地应用到工程实践中。利用实验室已有的迪那河五一水库工程溢洪洞模型,采用FLUENT流体计算软件,对悬栅和梯形墩辅助消能工联合作用下消力池内流场进行数值模拟[11]。
1 工程概况
迪那河五一水库枢纽工程位于新疆巴音郭楞蒙古自治州轮台县群巴克乡境内,距轮台县以北40 km,是迪那河干流上的控制性工程,具有工业供水、防洪、灌溉等综合效益。
水库工程由大坝、溢洪洞、导流兼泄洪洞、发电洞和供水管线等主要建筑物组成,水库正常蓄水位1 370.0 m,最大坝高102.5 m,设计洪水位1 370.69 m,校核洪水位1 373.17 m,初期导流最高水位1 321.29 m,后期导流最高水位1 334.26 m,设计洪水下,溢洪洞泄流量1 351.97 m3/s,校核洪水位下,溢洪洞泄流量1 767.16 m3/s。溢洪洞布置在左岸导流洞兼泄洪冲砂洞的外侧,轴线与坝轴线交角68°,由进口引渠段、控制段、洞身段、陡坡段、消力池段及出口明槽段组成。进口引渠为复式梯形断面,长426.106 m,底板高程1 353.50 m,底板宽度15.0 m。控制段为开敞式进口,采用WES堰型,堰顶高程1 358.0 m,堰宽15.0 m。控制段设平板检修门、弧形工作门各一道。洞身纵坡i=0.05,9.5 m×11 m城门洞形断面。出口消力池长70 m,底宽18 m,墙高25 m,底板高程1 272.70 m,坎顶高程1 281.00 m,墙顶高程1 297.70 m,出口明槽段长43.0 m、宽18.0 m。梯形墩消力池布置见图1,在不改变梯形墩位置和消力池尺寸的基础上,制定悬栅—梯形墩综合式消力池见图2。
2 物理模型试验
2.1 物理模型试验情况
在设计和校核流量下,分别对梯形墩消力池和悬栅—梯形墩消力池进行放水试验。试验结果表明:在设计流量下,消力池内水面波动较大,前部水深偏低,但翻滚、波动较大,偶尔溅起水花。中部水深由于受到梯形墩的阻水作用,水深明显加大,消力池内最大水面壅高达到23.73 m;校核流量下,随着流量的加大,跃前断面后移,高速水流直接击打到梯形墩上,水流受到阻挡被挑射到空中,造成水花溅出池外,不能形成淹没水跃,消力池内流态紊乱。设计和校核流量下梯形墩消力池内流态见图3。设计流量下,悬栅—梯形墩消力池内水面平稳,最大水深发生在尾坎桩号0+698.496处,其值为21.125 m。较梯形墩消力池最大水深23.73 m下降2.605 m。跃前断面处水花水面翻滚减弱,水面相对平稳;校核流量下,水深较设计流量有所增大,最大水深发生在尾坎桩号0+698.496处,其值为22.48 m。水流在池内形成淹没水跃,水流流态较梯形墩消力池有大幅度改善。设计和校核流量下悬栅——梯形墩消力池内流态见图4。
2.2 悬栅高度合理性验证
为了避免在不同流量下,跃前断面水深刚好与栅条同高或是稍高于栅条,水流直接击打到栅条上,造成水花飞溅问题。避免在小流量情况下,水流直接从栅条下流过,栅条不起作用。在溢洪洞泄流量分别为200、400、600、800、1 000 m3/s等不同流量下,对悬栅消力池悬栅的安装高度合理性进行验证。
试验结果表明:在各级流量下,悬栅消力池内都可以形成淹没水跃,栅条都处于水面以下,没有发生水流直接拍打栅条造成水花飞溅的现象。随着流量的增加,池内水深在不断增大,栅条的消能及稳定水流的作用逐渐明显,悬栅的最佳设置高度应与消力池池深相同。
悬栅的置入,破坏了水跃的结构,增加了池内水流强烈的混掺、碰撞,使得在不改变消力池尺寸的前提下,解决了梯形墩消力池水面波动较大、水流溅出池外的问题,可见,悬栅对增加池内能量耗散、稳定水面效果显著。为了详细了解悬栅—梯形墩消力池内复杂水流流场,通过FLUENT流体力学计算软件,对悬栅—梯形墩辅助消能工联合作用下消力池内流场进行数值模拟。
3 数学模型
3.1 控制方程
在紊流模型中,采用Yakhot和Orszag建立的RNG k～ε紊流数学模型,其考虑了平均流动中的旋转及旋流流动情况,可以更好的处理高应变率及流线弯曲程度较大流动,使得RNG k～ε模型具有更高的可信度和精度。其连续方程、动量方程和k、ε方程分别表示如下:
连续方程:
动量方程:
紊动能方程(k方程):
紊动能耗散率方程(ε方程):
以上表达式中,i=1,2,3,即{xi=x,y,z},{ui=u,v,w};j为求和下标;方程中通用模型常数Cμ=0.09,Cε1=1.44,Cε2=1.92,σk=1.0,σε=1.3。
对自由液面的处理,采用数值模拟中常用的VOF模型[12]。采用有限体积法对控制方程组进行离散,离散方程组的求解采用欠松弛迭代方法,数值计算采用PISO算法。
3.2 计算网格划分及边界条件处理
建立三维数学模型,模拟区域桩号范围:0+521.319 ～ 0+745.236。模型在网格划分时采用六面体结构化网格,网格单元数76 128个。进口采用速度进口,其值通过实测流量换算成进口流速。出口边界设定为压力出口,其总压强为大气压强。上边界采用压力进口边界,其总压强为大气压强。湍流近壁区采用标准壁面函数进行处理,壁面采用无滑移条件。悬栅—梯形墩消力池计算区域网格划分见图5。
4 计算结果分析
4.1 消力池内流速分布
在设计和校核流量下,悬栅—梯形墩消力池内典型断面的平均流速计算值与模型实测值比较见表1,计算结果表明:无论是在设计还是在校核流量下,断面平均流速实测值与计算值吻合较好,误差在5%以内,各典型断面的流速矢量和等值线见图6～7(速度单位:m/s)。由图可知:为了加强水流的混掺消能,悬栅的间距至少为一个涡的长度。悬栅对梯形墩挑起的水流有一定的削减抑制作用,导致水流在池内能量得到消减,梯形墩后流速明显小于墩前流速,水流动能得到明显的耗散。
4.2 消力池内压强分布
通过数值模拟计算得到设计和校核流量下消力池内详细的压强分布。不同流量下典型断面的压强等值线见图8～9,由图可知:在设计流量下,消力池内最大压强发生在桩号0+644.236处(即第1排梯形墩的迎水面),其最大值为46 2373 Pa(即压强46.24 m),负压出现在桩号0+644.236～0+646.636范围内(即消力池底部第1排梯形墩墩脚处),其最大值为-42 627.6 Pa(即压强-4.263 m),其余各处均无负压出现;在校核流量下,消力池内最大压强发生在桩号0+644.236处(即第1排梯形墩的迎水面),其最大值为512 654 Pa(即压强51.27 m)。负压出现在桩号0+644.236～0+646.636范围内(即消力池底部第1排梯形墩墩脚处),其最大值为-59 271.1 Pa(即压强-5.93 m)其余各处均无负压出现。梯形墩与悬栅所受压强的大小,能够为其结构计算和设计提供参考。负压区范围的确定,弥补了物理模型试验因测点布置导致的误差,同时,也为消力池设置合理的掺气减蚀措施提供参考。
4.3 消力池内水深变化
通过提取消力池内水—气两相分布图,得到了设计和校核流量下,消力池内水面线及各典型断面的水深。悬栅—梯形墩消力池内典型断面的水深计算值与模型实测值比较见表2。计算结果表明:模型实测值与数模计算值基本吻合,两者误差在6%以内。
5 结 论
通过新疆迪那河五一水库溢洪洞梯形墩消力池物理模型试验结果发现,在设计流量下,消力池内流态紊乱,水面波动剧烈,池中部涌浪较高;校核流量下,高速水流直接被底部梯形墩挑射到空中,不能形成强迫水跃,水花溅出池外。笔者通过物理模型试验和数值模拟,对消力池结构形式进行了优化,并得出以下结论。
(1)在设计和校核流量下泄洪时,溢洪洞梯形墩消力池不能满足泄洪消能要求。单独设置辅助消能工——梯形墩不能改变消力池流态、降低跃后水深。
(2)在不改变消力池尺寸的前提下,首次将悬栅和梯形墩两种辅助消能工联合运用组成综合式消力池,通过在不同流量下,悬栅高度合理性验证试验,得到悬栅的最佳设置高度应与消力池池深相同。悬栅的置入,使消力池内水流流态得到明显改善,水面平稳,波动较小,解决了在单独设置梯形墩的情况下,水流溢出池外,不能形成淹没水跃的问题。同时避免了因增加消力池深度、长度、边墙高度导致工程投资增大的问题。
(3)利用流体力学计算软件FLUENT,得到了悬栅-梯形墩消力池内详细的流场,如池内流速分布、压强分布、池内水面线变化及典型断面的水深等,计算结果表明:悬栅的间距至少为一个涡的长度。最大压强的位置和负压区范围的确定,为辅助消能工的结构计算和设置合理的掺气减蚀措施提供参考。
(4)为了使过栅水流更加平顺,消能效果更加明显。笔者设想今后可改变矩形悬栅为楔形悬栅,将悬栅多层布置,把水跃分成多个区域进行消能。
参考文献
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数值模拟试验 篇5
水泥土挤密桩复合地基静载荷试验的数值模拟分析
水泥土挤密桩在客运专线的地基处理中得到了广泛应用,但其设计施工多以经验为主,许多问题还有待于深入的研究.水泥土挤密桩单桩复合地基静载荷试验复杂,耗资大,而郑西客运专线利用有限元数值模拟的方法对其进行较深入的.分析,得出了一些与现场试验相符的结论,说明利用数值模拟的方法能够很好地模拟水泥土挤密桩单桩复合地基静载荷试验.
作 者：王海波 杨有海 WANG Hai-bo YANG You-hai 作者单位：兰州交通大学土木工程学院,甘肃,兰州,730070刊 名：交通标准化英文刊名：COMMUNICATIONS STANDARDIZATION年，卷(期)：2009“”(5)分类号：U416.03关键词：复合地基 载荷试验 数值模拟
弹性介质中二维波动方程数值模拟 篇6
关键词：波动方程；ONADM；波场快照
4. 结论
本文在采用NAD类算法，在粗网格的条件下，对均匀介质和水平层状介质进行模拟，获得了清晰的波场快照，表明该方法能够较好地压制数值频散，得到清晰的地震波场快照和地震记录。该方法对我们认识地下介质构造，提高地震勘探精度获得更加准确的地震成像结果具有重要意义。同时，运用该方法进行地震波场模拟对防震减灾也具有一定的指导意义。
参考文献：
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致谢：
1.大北区块构造数值模拟研究，中石油集团股份有限公司科技公关重大专项，2011zx05046—3.
2.41674141，分数阶粘性地震波场的高精度有限差分算法研究，国家自然科学基金面上项目.
3.西南石油大学地震波传播与成像（2015CXTD07）青年科技创新团队.
数值模拟试验 篇7
关键词：消力池,噪声,气动声学,数值模拟
本文通过建立物理模型进行试验,利用较为高级的EZAnalyst噪声与振动分析软件进行实测,对溢流堰的声场进行测量,采集声场频谱数据,绘制声场频谱曲线图,反映出各水力要素与噪声值大小和变化规律之间的关系,今后可以为泄水建筑物产生噪声方面的研究提供理论依据,然而现阶段的研究仅仅止于模型试验,无法对整个声场更深入全面地分析,另一种方法运用数值模拟的手法,改变边界条件和模型尺寸,得到不同的工况下水噪声的声场,这都对水利工程水噪声的研究和探索起到很有重要的意义[1]。本文数值试验的计算尺寸完全参照物理模型建立,采用非稳态求解,配合VOF模型和k-ε模型,并与物理试验成果进行比较[2]。
1物理模型试验
本次试验的物理模型采用横截面为矩形的有机玻璃水槽, 水槽布置图见图1(a)。水槽内的 水流由水 箱循环系 统供给。 水槽宽50cm,槽内放置相同宽度的WES堰模型,可拆卸。在堰体下游每隔30cm设有一卡槽,通过其调节消力池长度和隔板的高度。进而调节水箱改变其出水流量,通过改变流量、不同尾坎高度建立物理模型。在试验过程中,将矩形水槽的卡槽分别安置于堰体下游45cm处、75cm处、105cm处,准备3cm厚的不透水有机玻璃挡板放在卡槽内,视作消力池尾坎用来挡水,调试出3种出水流量,完成WES堰堰型,3种流量的 工况模拟。将整个消力池的内部区域作为物理试验的测量、观测区域。具体内容包括:水位、流消力池底板脉动压力、水槽内产生的噪声频谱。试验中,采用钢尺测量水槽内的 水位高度 ,使用直读式旋桨流速仪测量水流流速,使用DJ800型多功能监测系统来测量 消力池底 板的脉动 压力,使用EZ振动仪和AWA6270手持噪声测量仪测量水流流场的声学相关数据。
1水箱一;2水箱二;3上水区;4紊流区;5试验区;6尾水区;7紊流板;8测流区;9测流堰;10水箱水面高度;瑏瑡球形阀门
试验选取3种流量(Q=12.5、10.3、6.9L/s),消力池长度分别为45、75、105cm,尾坎高度分别为1、2、3cm,从而共组成WES堰各7种试验工况。具体工况及建模边界条件参数见表1。
如表1所示,工况W3、W6、W7为与已完成实测的物理模型相对应的模拟工况。其余工况分别在W3工况的基础 上改变了消 力池长度 和尾坎高 度,从而构成 了7种虚拟的 试验工况。
2数值模型的建立
2.1 CFD计算模型的简化及网格划分
在不考虑工况条件下,数值模型沿水流的计算区域长度选择方式为:WES堰的上游 边界及下 游消力池 尾坎为中 心,此外,从堰体向上游延伸0.6m,从消力池尾坎向下游延伸1m。 计算区域的垂直高度为0.44m(即水槽深度),计算宽度为0.5 m(即实际水槽宽度)。本文计算模型中,对消力池部分的网格采用不同的尺度,对于模拟的关键部位,如消力池池内区域采用较密的网格;对于其他的计算区域采用较疏的网格。取W3工况示意图如图2,图3。
2.2 CFD中边界条件参数设置
本次计算模型中,采用非稳态求解,配合VOF模型和k-ε模型。操作环境,7种工况统 一设置为 一个标准 大气压 (101 325Pa);y方向添加负方向的重力 加速度,大小为 -9.8 m/s。在边界条件的设置方面,需要特殊设置三个边界条件,分别为流速入口、压力入口和压力出口[4],如图工况W3为例三者的位置示意图,见图4。
图2 W3工况计算区域示意图(单位:mm) Fig.2 The computational domain of program W3
如果没有特殊标明边界条件的面都按照壁面处理。其中速度入口位置处和压力出口位置处的边界条件参照试验结果进行计算后设置。不同工况下的两处边界条件的设置见表2, 表3。
所有工况下pressure inlet处的边界条件[5],依照经验值取湍动能为0.02m2/s3;湍流耗散率为0.008m2/s3。
解算算过程运用piso算法,迭代计算时采用时间步长均为0.005s。通过流场 的数值模 拟得到了 计算区域 内流场分 布后[6],需要从CFD软件中将提取流场中的三向流速和密度值, 并将其保存成ensight格式,以此作为声学计算中的声源文件。
2.3声场数学模型建立
在进行声场的数值模拟前,需要在保证计算区域外形尺寸不变的情况下对区域内的网格重新进行划分,使得到的网格在整个计算区域内分布均匀,且使每个波长包含至少4个网格长度。依据公式进行网格划分:
式中:fmax为最大频率,取声速340 m/s;λmin为最小波 长;Lmax为网格最大长度。
在本文的计算中,c取340m/s,fmax取值为8 000Hz,由此依照上式可以计算得到最小需要的网格尺寸为0.010 625m。 由于声在水中的传播速度为1 430 m/s,对于该最小的网格尺度,也能够满足在0Hz至8 000Hz平率情况下,每个声波波长至少包含有4个网格。
取W3工况示意如图5所示。
常见的流体发声的机理主要有三类:1脉动质量源,指表面的流体收到自身同步的排挤和填补,形成为流体自身气泡, 效果等同于附加质量所形成的单极子源;2脉动力源,指固体边界振动等外力对流体产生影响,使流体边界收到脉动压力作用,效果等同于偶极子源;3流体内部应力源,指由于流体在流动过程中由流体本身内部的湍流作用或不规则扰动所产生的源(孙晓峰,1994年)。
本文主要讨论的是上述第三种情况下产生的噪声,并进行数值模拟。
3数值模拟与试验结果分析对比
3.1水位流态分析对比
通过改变WES堰流量变化,分析水位流态影响。
取工况W3、W6、W7作为讨论对象,三者具有相同的消力池尾坎高度和消力 池长度。上游来流 流量分别 依次为12.5、 10.3、6.9L/s。现截取各工 况轴线位 置处、消力池内 区域,依照工况分类,将流态及水面线模拟结果呈列如下。
将三者的流态模拟结果与实测结果进行对比,可以发现水面线的变化趋势基本与实测结果相互吻合。从模拟的结果来看,W7工况的水跃区域最长,约有0.5m左右的长度。W6工况的水跃区域长度约有0.3m左右。
3.2流速分析对比
截取整个水槽轴线位置作为研究对象,结合物理实验测得的水面位置流速数据,分工况进行分析,讨论不同的堰下流量对流速的分布影响。
取W3、W6、W7工况作为讨论对象。结合实测结果和数值模拟结果,可以发现两者基本吻合。从水面流速分布来看,越靠近上游位置,水面位置处的流速越大。水面位置的流速最大值出现在W3工况,大小为1m/s。三种工况在池底位置附近都存在有高速的水流区 域。其中W6和W7工况的最 大流速能达到1.8m/s。高速区域从WES堰与池底交接位置处起向下游延伸[7],按照区域长度范围给三种工况排序为W6>W3> W7。
3.3消力池水噪声数值模拟结果分析
为了方便示意与讨论,分别在消力池内部中间位置、纵断面轴线上、距离消力池底7、15、30cm高度的位置处各设置一个监测点。以此三处位置的声场频谱值作为对应工况的声场频谱代表。此外,在消力池起始位置及下游地区、轴线位置处, 建立空间纵断面,依照频率变化,计算并绘制出0至8 000 Hz不同频率下的声压分布图[8]。
监测点坐标系确定为:原点布置在溢流堰的堰首与水槽底部中点的交点处;X轴为水槽底部中线,顺水流方向为正;Y轴垂直于水流方向,起点为溢流堰堰首边缘,指向左岸为正向;Z轴为铅直线,向上为正。则测点位置坐标见表4。
取W3工况为例,水槽轴线处测点位置如图12所示。
取工况W3、W6、W7作为讨论对象。三者具有相同堰型、 消力池长度和尾坎高度。流量分别为12.5、10.3、6.9L/s。三者各自测点位置的实测结果与模拟结果,及声场声压分布如图13~图18所示。
图12 W3工况声场测点位置示意图(单位:mm) Fig.12 The position of the measure point of program W3
在工况W3、W6、W7的情况下,水槽中点位置处的升压总体上随着测点水平高度的增高而减小,且频谱关系曲线的变化近似相同。从频谱图可以得到三种工况下的共同特点:虽然三种工况下的流量不同,测点的高度也不同,但是三种工况在频率为40Hz处,声压均达到了最大值。
W3工况在0~4 000 Hz范围内,三个高度位置的声压值都随着频率的增高而单纯减小。在4 000~8 000 Hz范围内, 频谱关系曲线出现波动,但整体依旧随着频率的增高而减小。
W6工况三个高度位置的声压值在0~5 500 Hz范围随着频率的增高而减小,在5 500Hz位置处达到最小值后,声压值开始随着频率的增加而增大。
在工况W7的情况下,三个高度的频谱曲线在总体上呈现出了一个W型的变化规律。在4 000和6 000Hz位置处出现了声压极低值。
上述三种工况的流量关系大小为W3>W6>W7。综合比较三种工况的声压分布图,可发现声压的最大值都出现在消力池的尾坎位置左右。W6工况中的总体声压值最小,最大声压会出现在高频区域。W7工况和W3工况的较大声压值在低频区域和高频区域都会出现。
取工况W1、W2、W3作为讨论对象。三者具有相同堰型、消力池长度和上游来流流量。其消力池尾坎尾高度分别为1、 2、3cm。三者各自的声场频谱声压关系如图19、图20所示。
在W1工况的情况下,水槽中点位置处的声压总体上随着测点水平高度的增高而减小。且各个高度位置的频谱关系曲线变化趋势极其相似。其中,7cm处的最大声压值为30db,出现在5 000 Hz处;15cm处的声压 最大值为24db,出现在5 000Hz处;30cm处的声压最大值为18db,出现在5 000 Hz处。在0~8 000Hz范围内3个高度位置的频谱曲线波形同时在4 000和7 500Hz位置处出现了两个波谷,在5 000Hz位置处出现波峰。
在W2工况的情况下,水槽中点位置处的声压总体上随着测点水平高度的增高而减小,且频谱关系曲线的变化规律极其近似。其中,7cm处声压的最大值为26db,出现在40 Hz处; 15cm处声压的最大值为26db,出现在40 Hz处;30cm处的声压最大值为23db,出现在40 Hz处。在0~7 000 Hz范围内,3个位置处的频谱关系曲线,总体上都随着频率的不断增高而减小,在7 000Hz处达到最低值后,声压都随着频率的增高而增加。
W3工况下消力池中点 位置处的 频谱曲线 分析见上 一节内容。
上述三种工况的尾坎高度大小关系为W3>W2>W1。综合比较上述三种尾坎高度情况下的声压分布图,声压的最大值都出现在消力池的尾坎位置附近。在低频区域内,W2工况的总体声压值较大。高频区域 内W1工况的总 体声压值 较大。 随着频率的增加,尾坎附近高声压值的区域逐渐扩大。
4结语
(1)本章首先将由数值计算得到的水位、流速值与物理实验的结果做了比较,两者的结果基本吻合。
(2)通过利用CFD软件中的VOF和k-ε黏度模型来处理,是可以近似模拟出低水头情况下WES堰消力池内水流流态的[9]。
(3)在完成了对WES堰的消力池内噪声的数值模拟并对所得到的数据(流场)进行分析后,得到以下结论。1水位。由于上游来流量相互之间相差不大,WES堰消力池 内的水位 受上游来流影变不大;随着尾坎高度的增加,池内水位亦随之明显增加;消力池长度的变化对消力池内水位的变化影响不大。 2流速。结合7种工况的水面位置流速分布来看,水流从堰体刚入池时的流速最大,随后逐渐减少,直至尾坎位置。整个水池内流速的最大值不完全只出现在水面位置,而更多的是存在于消力池底部,由堰体向下游延伸的一段区域内。在堰型、上游来流、消力池长不变的情况下,尾坎高度越低,消力池底的高速水流区域越长。3频谱规律。在0~8 000 Hz的频域范 围内,综合比较7种工况所取测点位置的频谱关系曲线,可以发现随着水平位置的升高总体的声压值会减小。同种工况下,不同高度位置测点处的频谱曲线变化规律近似。除了部分工况7 cm位置,其余测点的主频位置都在低频区域40Hz左右,与物理模型的测量结果类似。4声场声压 分布规律。在不同频 率下,声场声压值分布规律来看,尾坎位置及堰体与水槽衔接位置处的声压值最大。尤其在尾坎位置处,高声压值的区域会以尾坎位置为中心向消力池上下游区域扩散。
此外,本次数值模拟仅是对水工模型按照一比一的尺寸进行了计算,在今后的实验中如能与实践工程项目结合起来,解决原型噪声相似比 尺的问题,将会更好 地解决实 际工程中 的问题。
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数值模拟试验 篇8
空气管理系统是飞机的重要机载系统之一, 它主要包括引气、座舱压力调节、座舱温度调节、 防冰以及为满足地面环境控制要求而设计的辅助动力装置等子系统,各子系统之间通过空气导管进行交联。因此可以说,空气导管是飞机的生命线,其安全性关系到整个空气管理系统功能的实现[1]。
在飞机空气导管正常运行过程中,由于管道的腐蚀、外力作用等因素产生的管道泄漏现象会给管道周围的结构和部件带来安全隐患,若能及时地发现并维修则能预防更大的泄漏或事故。针对可能出现的泄漏情况,世界上许多国家都开展了管道泄漏的检测和定位研究,尝试了许多新方法和新技术,取得了许多较显著的研究成果,并在工程实践中得到了一定程度的应用[2,3,4,5,6,7,8]。本文对管道泄漏特性进行了模拟试验及仿真计算,得出的结论可为国内相关研究工作提供参考。
1飞机空气导管泄漏探测系统
1.1泄漏探测系统布置
空气导管的管道泄漏探测系统已成为现代飞机火警探测系统的重要组成部分,目前的民航客机如波音737、MD-90、A319、A320、A340等型号的客机都有相应的空气导管泄漏探测系统,其典型布置如图1所示。
1.2探测系统的工作原理及流程
探测系统的核心元件为感温器。目前飞机上用于管道泄漏探测的感温器主要是电阻式感温线,其构造如图2所示。
电阻式感温线利用浸过低熔点共晶盐的电阻随温度变化的特性而工作,它包括一根内部镍导线和镍金属外壳,以及夹在中间的多孔氧化铝陶瓷。探测系统工作时,感温线合金外壳与内导线接入探测环路中,正常温度下,陶瓷电阻视为无穷大,环路断路;发生泄漏时,高温气体经绝热层上的导流洞弥散,感应到温度变化的感温线段的内部陶瓷电阻阻值会突然下降,合金外壳与内导线接通,探测环路产生电流信号,进而监控系统会给出泄漏警报。图3给出了感温线工作的等效电路图。当所监控的管路系统没有泄漏时,A、B两端由陶瓷电阻阻断;当任何一段感温线感应到泄漏高温气体时,A、B两端的电路就会接通,监控系统会给出泄漏警报。
1.3探测系统的问题及不足
当前国内外飞机空气导管泄漏探测技术的主要问题在于探测系统的泄漏信号捕 捉效果不理想,其原因是探测系统布置不合理导致泄漏发生时探测环路不能及时探测到高温并 反馈报警信号。本文就该问题对探测系统进行了试验模拟及理论研究,本文所指的探测系统主要包括导流洞、 空气绝热层、泄漏孔、感温线等。
2泄漏探测性能试验
本文模拟空气导管的泄漏现象,搭建管道泄漏试验台来对空气导管泄漏特性进行研究,试验的目的主要是验证不同绝热层导流洞大小、绝热层厚度及泄漏位置情况对泄漏探测性能的影响, 以期获得探测系统合理的布置方式以保证感温线所在的位置能准确及时地捕捉到泄漏信号。
2.1试验装置与系统
试验系统主要包括空压机、电控加热炉、试验主管道、空气绝热层、管压调节阀。试验连接示意图和试验装置 布置图见 图4和图5。如图4所示,试验操作时,气体经由空压机引进,通过电控加热炉加热,送入试验主管道中,通过调节试验主管道后阀门的开度来控制管内气体压力。试验中,试验主管道上开有小孔形式的泄漏孔,空气绝热层外的护管上有一定数量的导流洞用以进行泄漏探测。试验主管长2.5m,内径为100mm,空气绝热层 厚度为12.7 mm,绝热层的 护管长1.5m,空气绝热层两侧通过岩棉和704胶混合进行密封(密封处在后文中称为挡板)。
试验中除图5中描述的主要部件外还有试验数据采集装置、传感器等设备。
2.2数据采集系统
数据采集系统包括传感器、数据采集硬件和数据采集软件三部分。传感器将采集到的信息传给数据采集模块,采集模块再与用户编好的数据采集软件建立实时通信,最后将实时的特性数据显示给用户,供用户分析。
其中,传感器选用PT123FB的压力传 感器和PT100的铂电阻温度传感器;数据采集硬件选用ADAM-4015、ADAM-4561和ADAM-4018+ 等系列通信模块;试验数据采集软件采用北京亚控自动化软件科技有限公司的工业自动化通用软件“组态王”,该软件具有丰富的绘图工具、庞大的图形库,且支持多媒体,支持ODBC数据库,满足用户对软件的二次开发要求。
2.3试验过程
试验中通过在主管道上设置小孔来模拟泄漏现象,小孔开在管道长度中央部分;绝热层采用空气绝热,其外表面护管设置一定数量的导流洞,护管两端实施密封处理。考虑到现有飞机泄漏探测系统多为双环路布置[9,10],两探测环路的间隔一般为25.4mm(即偏离导流洞12.7mm),感温线设置在管道上方12.7~25.4mm的位置,因此, 试验取偏移导流洞12.7mm处的两个测点来考察感温线处泄漏温度的分布规律;为了做对比试验,另取导流洞正上方3个测点进行温度测量。 两处导流洞共10个测点的布置示意图见图6,其中测点4、5、9、10位置对应实际感温线所处位置。 试验步骤如下:
(1)运行空压机,开启引气阀门供气,控制流量到250kg/h;启动电控加热炉加热气体,控制管内温度到170℃。调节试验主管道后阀门开度, 控制管内静压到0.3MPa。
(2)监测导流洞a、b(测点1~10处)的温度, 测点温度值通过多次测量取平均值获得。
(3)改变导流洞孔径的大小,记录不同孔径下导流洞a、b(测点1~10处)的温度。
(4)改变绝热层护管的直径,记录不同绝热层厚度下导流洞a、b(测点1~10处)的温度。
(5)改变泄漏孔与绝热层护管的相对位置,记录不同泄漏位置下导流洞a、b(测点1~10处)的温度。
(6)关闭电控加热炉,待管内气体温度降至环境温度后关闭引气阀门,停止空压机运行。
3泄漏探测数值模拟
3.1模型结构与网格
为了更加形象深入地了解试验现象,本文对管道泄漏进行了FLUENT数值模拟。模型结构和网格划分如图7和图8所示,在ICEM软件中对泄漏孔周围、导流洞周围以及壁面处的网格进行了局部加密处理。
3.2FLUENT设置及后处理
设置基于压力的三维定常流动求解器,采用标准k-ε方程;设置理想气体为研究对象,管道钢材料热导率取50W/(m·K);边界条件为,设置压力出口101 325Pa,壁面设置绝热,质量流速为0.077kg/s。
为了清晰地了解测量位置上的温度情况,对温度场进行了切面,如图9所示。其中X方向做两个切面以对比不同位置切面的温度分布。
管内温度为170℃时不同切面的温度场分布如图10、图11所示。由图10可知,靠近泄漏孔位置的两个导流洞气流发生侧向偏移,远离泄漏孔位置的两个导流洞气流基本垂直向上,并且温度沿气流上 升方向衰 减。 由图11可知,X = 12.7mm剖面导流洞上方的温度场较X=0剖面低很多。
3.3数值模拟结果与试验数据对比分析
分别对不同导流洞大小、不同绝热层厚度以及不同泄漏位置下导流洞a、b(图6)10个测点处的温度值进行分析,以期获得压力管道泄漏的温度规律以及感温线合理的布置方案,从而满足探测系统的要求。
3.3.1导流洞直径对测点温度的影响
由图12可知,导流洞a和b在10个不同测点处的试验值和计算值的最大误差为14%。导流洞直径d的大小对导流洞a和b在图6所示1、2、3三处正上方位置的温度影响较小,其主要原因是正上方的三个位置处于泄漏气体的核心区域,导流洞大小的改变只是改变了该核心区域的范围并未改变核心区域的温度,而正上方的3个测量位置处于导流洞附近,扩散的泄漏气体的能量衰减速度较小。测量点9、10受导流洞大小的影响较大。由于飞机空气 导管双环路布置的要求,感温线处于偏移导流洞12.7mm的位置,因此,由上述分析可知,导流洞要尽可能大一些,当然,其大小要同时兼顾无泄漏时感温线的温度不超过探测温度以防止误报警。
1.计算值(d=4mm) 2.试验值(d=4mm) 3.计算值(d=8mm) 4.试验值(d=8mm) 5.计算值(d=12.7mm) 6.试验值(d=12.7mm)
3.3.2空气绝热层厚度对测点温度的影响
由图13可知,导流洞a和b在10个不同测量位置 处的试验 值和数值 计算值最 大误差为13%。空气绝热层厚度δ对导流洞a在图6所示1、2、3、4、5这5处位置的温度比对导流洞b相同位置的温度影响要小。随着绝热层厚度的增大, 测量点7、8、9和10的温度升高,且升幅较大。由上述分析可知,尤其是在接近泄漏位置处的导流洞上方区域,绝热层厚度越大区域温度越高。因此,在设计时,可增大绝热层的厚度来增强探测系统的探测效果。当然,空气绝热层的厚度设计还应考虑安装等要求。
1.计算值(δ=6mm) 2.试验值(δ=6mm) 3.计算值(δ=8mm) 4.试验值(δ=8mm) 5.计算值(δ=12.7mm) 6.试验值(δ=12.7mm)
3.3.3不同泄漏位置对测点温度的影响
设泄漏孔中心距挡板的距离为L,如图14所示,试验取L分别为500mm、300mm、100mm, 则3种情况下的温度结果如图15所示。
1.计算值(L=500mm) 2.试验值(L=500mm) 3.计算值(L=300mm) 4.试验值(L=300mm) 5.计算值(L=100mm) 6.试验值(L=100mm)
如图15所示,导流洞a和b的10个不同测量位置的试验值和计算值最大误差为15%。不同泄漏位置引起的泄漏对X=12.7mm的剖面温度影响较大,并且泄漏位置越靠近挡板,测量点4、5、9、10的温度越低。其主要原因是,对于上述布置方式,泄漏孔越靠近挡板,泄漏的气流衰减的能量越大。因此,在设计时应考虑挡板设置对泄漏信号捕捉效果的影响,充分保证任一点的泄漏都能反馈出报警信号。
需要指出的是,在上述分析过程中,试验值和FLUENT理论计算值存在一定的误差。误差的来源主要有以下几个方面:1在数值模拟时,挡板是完全密封的,然而在试验过程中,存在一定量的微小泄漏;2在泄漏孔和导流洞的打孔过程中,孔的中心存在一定的偏差;3试验中温度测量尽管采用多次测量取平均值的方法,但仍有一定的人为误差,包括测量点高度的定位误差等。
4泄漏流量计算模型
除上述影响因素之外,管道本身的泄漏情况包括泄漏流量大小、泄漏气体特征等都会影响探测效果,本文针对小孔泄漏流量的计算给出了数学模型推导。
考虑图16所示的气体泄漏模型,管内气体绝对压力、气体温度、气体密度分别为p1、t1、ρ1,管外气体绝对压力、气体温度、气体密度分别为p2、 t2、ρ2,气体由小孔泄漏。
如图16所示,点1处于管内流体区域且在泄漏口的垂直下方,点2处于泄漏口正中间。 为了推导小孔泄漏的流量计算公式,作如下假设:1管内为等温流动,泄漏处做等熵流动;2模型为一维流动模型[11,12]。
气体的一维流动欧拉方程为
式中,p为空气绝对压力;ρ为空气密度;u为断面气流的平均速度。
假设泄漏为等熵过程,因此有
式中,k为空气的等熵指数,取值1.4;C为常量。
空气看作理想气体,所以
式中,R为气体常数,取8.314J/(mol·K);T为气体温度;Z为压缩因子;M为气体的分子量。
将式(2)和式(3)代入式(1)并在点1和点2积分,整理可得
式中,u2为点2在泄漏面的平均流速;u1为点1在管内沿泄漏面垂直方向的流速。
一般情况下,u1比u2小很多,可以忽略不计, 因此式(4)可简化为
则泄漏口流体的质量流量为
式中,C0为流量系数,对于小孔该系数为1.0;A为泄漏处面积。
联立式(1)~式(6)可得到如下表达式:
孔口处气体泄漏的速度取决于气体在孔口处是临界流还是非临界流。考虑飞机空气导管管路泄漏多数属于临界流,因此式(7)可整理成
由此可见,在飞机空气导管发生泄漏时,泄漏部位面积、管道气体温度及压力都会影响泄漏流量,进而会对探测系统的探测效果产生影响。
5结论
本文通过搭建管道泄漏试验台,考察不同导流洞大小、绝热层厚度及泄漏位置时各测量点的温度变化情况,结合Fluent数值模拟,得出如下结论:
(1)绝热层导流洞孔径的增大可以一定程度地增强感温线捕捉泄漏信号的效果,但孔径过大会导致热流动损失加大以及出现误报警的情况, 设计时应综合考量。
(2)绝热层厚度的增大可以一定程度地增强感温线捕捉泄漏信号的效果,但过厚的绝热层会带来管道安装布置上的不便,设计时应综合考量。
(3)泄漏发生在越靠近挡板的位置,则感温线捕捉到泄漏信号的概率越低。
(4)导流洞正 上方区域 温度明显 高于偏移12.7mm处剖面的温度,实际探测系统布置时可减小感温 线间隔,使其尽可 能地靠近 导流洞中 轴线。
(5)泄漏空气温度的迅速衰减是泄漏信号捕捉不到的主要原因,实际探测系统布置时可在导流洞外设置引流装置,使泄漏空气直接喷射到感温线上,减少空气温度损耗,从而增强泄漏信号捕捉效果。
摘要：在研究国内外现有空气导管泄漏探测系统的基础上,搭建了管道泄漏探测试验台,并结合FLUENT三维泄漏流场的数值模拟,研究了不同导流洞大小、绝热层厚度及泄漏位置情况对泄漏探测性能的影响。试验结果与FLUENT计算结果表明:绝热层导流洞孔径及绝热层厚度的增大均能一定程度地增强感温线捕捉泄漏信号的效果;泄漏位置也会影响探测性能。给出了小孔泄漏流量的计算方法。研究结论可为国内飞机空气导管的相关研究工作提供参考。
数值模拟试验 篇9
关键词：锅炉,NOx,数值模拟,定性分析
锅炉是一个多变量系统,其NOx生成特性非常复杂,很难用简单的公式进行估算,往往需要采用现场测试的方法加以确定,并通过试验摸索出降低NOx的方法。但是,由于试验煤质及负荷不能长时间维持在某一稳定状态下,现场测试难度较大,因此如何辅助、简化现场试验显得尤为重要。影响NOx排放量及锅炉燃烧的因素大致可以分为2类:一类为可控因素;另一类为不可控因素。对于氧量、一次风压、二次风配风方式、制粉系统投用方式等运行参数而言,它们均属于可控因素。然而对于负荷、煤种、煤粉粒径来说,由于受生产调控、燃料供给、制粉系统运行方式等限制条件影响,在实际运行中不能随意调整或调整周期较长,因此属于不可控因素。不可控因素导致现场试验不能维持较长时间或调整较为困难,但是通过较为完善的NOx生成数值模拟的辅助,可以消除它的限制,以达到简化试验的目的。
1 数值模型的建立
利用已有的Fluent燃烧数值模型对炉内NOx生成进行模拟,为了使模型更具针对性及实用性,该模型网格及数值模型均通过现场试验数据(冷态空气动力场测试、热效率性能测试等数据)对其进行检验及修正[1]。
1.1 锅炉对象
研究的锅炉对象为410 t/h燃煤锅炉,该炉为单锅筒、自然循环、集中下降管、Π形布置的固态排渣煤粉炉。该炉采用四角布置、直流式燃烧器,中储式制粉系统、干燥剂送粉系统,其炉膛尺寸如图1所示,燃烧器一、二次风喷口间隔布置,其喷口布置如图2所示。
1.2 燃烧器及炉膛网格
模拟利用Gambit软件提供的非一致化网格生成技术,对炉内进行网格划分及生成。网格划分时,尽量采用结构化网格,以提高网格质量及模拟效果。对该炉进行数值模拟之前,首先以相关空气动力场数据为依据,对燃烧器喷口附近及各物理量剧烈变化的区域进行网格加密处理,修正后燃烧器区域网格系统如图3所示。
1.3 数值模型
数值模型中模拟气相湍流输送采用标准k-ε湍流模型,模拟焦炭的燃烧采用动力学/扩散控制反应速率模型,对煤粉挥发分的释放采用两步竞争反应模型,煤粉颗粒的跟踪采用随机轨道模型,用混合分数—概率密度函数模型模拟气相湍流燃烧,采用P-1辐射模型计算辐射传热,NOx与湍流之间耦合的模拟采用较为普遍的有限反应的PDF模型,压力—速度的耦合采用SIMPLE法求解。
数值模拟计算是Fluent软件计算分析中较为关键的一环,将直接影响数值计算的结果。其边界条件包括流动变量和热变量。模拟之前,通过该炉以往试验数据为Fluent提供热态边界条件和已知参数,并对数值模型进行修正。
2 数值模拟的分析
数值模拟的不可控因素(煤质、负荷及煤粉粒径分布等)均维持在同一状态(即稳定状态)下,分别对氧量、一次风速、二次风配风及配粉方式不同水平下的炉内燃烧进行了模拟,以分析各参数对NOx排放的影响规律及主次,筛选出影响NOx排放的主要因素,用以合理安排及设计试验工况。
2.1 相关边界条件的设置
利用修正后的模型,对不同运行参数(氧量、一次风压、二次配风方式及配粉方式)在不同水平下的炉内燃烧进行了数值模拟。模拟中所用到的煤质数据均取自该炉以往试验的样品分析数据,其煤的元素分析如表1所示,煤粉粒径分布数据如表2及图4所示,其他边界条件的设置,可见文献[2]。
2.2 数值模拟分析
不同运行参数(氧量、一次风压、二次配风方式及配粉方式)在不同水平下的炉内燃烧数值模拟结果,如图5—8所示。
由图5可知,保持其他因素不变的情况下,当运行氧量在3%～5%内,其NOx随氧量单调递增,其NOx排放量由693 mg/m3升高至773 mg/m3,增量为80 mg/m3,升高率为11.5%。分析认为,由于氧量的增加,导致燃烧器区域的温度水平有所下降,温度型NOx虽会有下降,但氧量的增加会导致燃料性NOx上升。当运行氧量在3%～5%时,由于燃料性NOx占主导因素,因此,随着氧量的增长,NOx排放量有所递增。
由图6可知,保持其他因素不变的情况下,当一次风压递增时,其NOx也随氧量单调递增,其NOx排放量由649 mg/m3升高至711 mg/m3,增量为62mg/m3,升高率为9.6%。分析认为,一次风压的增加,对于炉膛流场及燃烧器区域温度水平的改变较小,但由于一次风量的增加,提高了一次风粉气流中的氧浓度,使得燃烧器区域NOx的生成量有所增加,最终导致炉膛出口NOx排放量增加。
由图7可知,保持其他因素不变的情况下,当采用不同的二次风配风方式时,其NOx排放量由缩腰配风的671 mg/m3升高至均等配风的698 mg/m3,增量为27 mg/m3,升高率为4.0%,因此,二次风配风方式对NOx生成的影响相对较小,分析认为,这主要是燃烧器固有结构所致。
由图8可知,保持在其他因素不变的情况下,当改变三层一次风燃烧器的配粉方式时,其对NOx排放量的影响及炉膛内的NOx分布影响均不明显,分析认为,可能是由于三层喷口较近的缘故导致煤粉的分级效果不明显,因此,对NOx排放量的影响较小。
通过数值模拟分析得知,运行氧量、一次风压对NOx排放影响较大,而二次风配风方式及燃烧器的配粉方式对其影响较小。综合考虑数值模拟结果及燃烧调整的需要,计划安排2个主要影响因素(氧量、一次风压)对NOx生成影响规律的试验研究。
3 降低锅炉NOx排放的试验研究
根据试验前的预测分析结果可知,该炉二次风配风及给粉机配粉方式对NOx的影响相对较小。因此,从简化试验的角度出发,只对运行氧量及一次风压进行NOx生成及燃烧效率的试验研究。本次试验原计划进行12个工况(4个运行参数、每个运行参数进行3个水平的测试),经简化后降为6个试验工况。其后,再对习惯运行方式及推荐运行方式下的运行工况进行对比试验。
3.1 氧量变化对效率及NOx排放量的影响
试验中进行了3种不同氧量水平(2.10%,2.90%,3.57%,氧量为炉膛出口运行氧量的修正值)对效率、NOx排放量影响规律的试验研究,试验结果如图9和图10所示。
从图9和图10可看出,效率在氧量为2.5%～3.0%达到最高点;NOx排放量随氧量的增大而增大,升高率为15.2%,可见其变化趋势及大小与模拟结果(升高率为11.5%)较为吻合。因此,低过量空气燃烧可以作为一种最简单地降低NOx排放的方法[3,4]。高负荷运行中,建议运行氧量维持在2.5%～3.0%,煤质较差时可取其上限。
3.2 一次风压变化对效率及NOx排放量的影响
试验中进行了3种不同的一次风压水平(1 786Pa,1 942 Pa,2 196 Pa,一次风压为排粉机出口风压)对效率、NOx排放量影响规律的试验研究,试验结果如图11和图12所示。
从图11和图12可看出,在正常一次风压下,随着一次风压的逐渐增大,锅炉效率呈现降低趋势;NOx排放量则随一次风压的增大,有较为明显地增大趋势,升高率为15.8%,可见其变化趋势及大小与模拟结果(升高率为9.6%)较为吻合。因此,对于该炉来说,通过在一次风燃烧区域建立富燃料区以降低NOx排放的方法[3]具有较为明显的效果。高负荷运行中,为保持较高的燃烧效率及较低的NOx排放,建议煤质较差时,一次风压维持在1 800 Pa左右,而煤质较好时,可适当提高上述风压,以防止煤粉气流烧坏喷嘴。
3.3 运行方式的对比
根据现场得出氧量、一次风压对NOx排放及锅炉效率的影响规律,结合模拟预测得出相关结论,将低氧、低一次风压、缩腰二次风配风、正塔式配粉方式定为低NOx优化运行方式。同时,综合锅炉运行状况、生产的安全性及经济角度出发,推荐低NOx排放优化运行方式,如表3所示。
(1)习惯运行方式下,炉膛出口氧量约为3%,该值较为合理。因为从数值模拟及试验数据可知,当氧量维持在2.5%～3.0%时,即可以保持较高的锅炉效率,又可以保持较低的NOx排放量。
(2)习惯运行方式下,排粉机出口压力为2 000Pa左右,该值略有偏大,但考虑到燃用优质煤时,一次风压较低会导致喷口高温变形,因此可适当降低至1 900 Pa左右。
(3)习惯运行方式下,由于该炉满负荷运行时风量不足,二次风配风调节受限,因此采用“均等”配风方式。推荐运行方式则维持原有配风方式,但是建议在低负荷运行时,采用“缩腰”配风方式。
从上述分析可知,习惯运行方式与低NOx优化运行方式较为接近,习惯运行方式已较为合理。但是,通过推荐优化运行方式,可以在保持锅炉原有较高热效率的情况下,使NOx排放量进一步降低13.8%左右,这对降低NOx排放仍有一定效果。
4 结束语
通过试验研究可知,该炉原有习惯运行方式已较为合理,如果通过进一步优化运行,可以保持锅炉在原有高热效率的情况下,使得NOx排放量仍有所降低。
借以数值模拟辅助试验的设计及安排,可较为有效地简化试验工况,较大地降低试验工作量。同时,利用修正后的FLUENT燃烧模型,还可以对不可控因素(如不同煤质、不同煤粉粒径、不同负荷)及燃烧设备改造进行炉内燃烧及NOx生成的数值模拟分析。
参考文献
[1]陈强飞.410 t/h锅炉高效低NOx排放的试验研究及数值模拟[D].南京:东南大学,2009.
[2]宋亚强,刘霞.400 t/h煤粉炉分级燃烧的数值研究[J].锅炉技术,2004,35(3):31-34.
[3]毛健雄.煤的清洁燃烧[M].北京:北京科学出版社,1998.
数值模拟试验 篇10
注浆技术能够达到改善岩土体的物理力学性质的目的[1]。虽然注浆已经经历了飞速的发展, 但是注浆理论仍远远落后于工程上的实践, 理论的完善与进展是相当缓慢的[2], 其中动水及静水条件下的裂隙突涌水注浆理论虽然取得了初步发展, 但同样滞后。注浆数值模拟研究同样落后于工程实践。
本文采用室内试验与FLUENT数值模拟相结合的研究方法[3], 用山东大学研制的准三维裂隙注浆模型系统得到在动水条件下注浆过程中浆液产生的注浆压力随浆液扩散的分布规律, 同时验证FLUENT裂隙注浆堵水模型的浆液扩散形态及静压分布.
1 岩体裂隙注浆堵水模型
1.1 建立岩体裂隙注浆堵水模型
数值模拟的目的是建立一个模拟在动水条件下裂隙注浆的模型。通过Fluent前处理软件Gambit建立三维注浆几何模型及网格划分, 其中长方体是模拟裂隙, 宽度为2m, 长度为4m, 厚度为0.02m。圆柱体是模拟注浆管, 长度为1m, 半径为0.025m。
1.2 不同注浆速度的数值模拟
岩体裂隙注浆堵水模型取动水和浆液的两相流, 动水速度取0.6m/s, 浆液速度分别取0.6m/s和1.6m/s, 分别取注浆35s和注浆100s时的相液扩散形态表明:注浆速度为1.6m/s时与注浆速度为0.6m/s时扩散形态及变化完全一致, 先在动水条件下呈近似椭圆型扩散, 稳定后呈现U型扩散;注浆速度为1.6m/s时比注浆速度为0.6m/s时扩散范围更广, 开度更大。
从压力曲线可以得到以下规律: (1) 入水口处到注浆管处水的静压基本保持不变; (2) 注浆管处的浆液静压变化很大, 到注浆孔处, 浆液的静压与水的静压基本相同。 (3) 从注浆管到出口, 静压呈衰减变化, 到达出口处静压变为零。
2 裂隙注浆模型试验
2.1 试验装置
研制的室内注浆模型考虑到模型试验的条件与原型的相似性, 模型试验的结果与原型的相似性, 所以要求研制的装置必须满足模型试验的一般理论, 即相似理论, 试验系统选用室内注浆模型试验装置, 注浆模型试验装置共分为以下几个部分:模型架, 注浆动力系统, 进水出水系统, 录像监测系统。其中注浆试验模型架模拟的裂隙上层面是由一整块高强度的钢化玻璃组成, 模型的框架是使用不锈钢框架;裂隙下层面主要包括三个面, 由上到下为找平层、填充层和承力层。表面找平层是预先埋设压力、流速和温度三种传感器的环氧树脂层。通过该系统采集的数据能够实时记录下流速和地下水压力, 并且记录浆液扩散迹线形态。
2.2 试验初始条件
本动水试验采用水灰比 (W/C) 为1:1.5的水泥浆液, 用搅拌机搅拌15min后通过注浆系统注入, 采用动水初始流速为0.6m/s, 注浆孔的半径为0.025m, 持续注浆2min, 浆液法向流速取0.6m/s、1.6m/s两种工况。
2.3 数据记录
本次试验记录数据分别为浆液扩散形态和静压分布。其中浆液扩散直接采用录像记录方式进行记录。本实验通过压力传感器对注浆过程中压力分布进行记录, 从而能够得到注浆过程的静压分布情况, 本实验得到的静压分布曲线不是完全平滑的, 主要是由于传感器分布密度小所导致的。
3 模拟结果与试验结果对比及分析
3.1 扩散形态结果对比及分析
室内试验注浆扩散形态:浆液进入稳定扩散状态后, 其扩散区域是稳定不变的, 即浆液的稳定扩散形态都呈现标准的U形。
由裂隙注浆模型试验可得到以下规律: (1) 在试验注浆刚开始进行的时候, 注浆孔周围浆液的流动的状态是紊流的, 而且浆液流速较快。随着注浆量的增加, 浆液的扩散范围是逐渐变大, 但是扩散范围也是有一定极限的, 即其扩散范围到一定程度便不再增加了。 (2) 在充填扩散范围与动水接触面上, 有一个过渡扩散区, 该区域呈现紊流状态, 并且该区域的浆液是不断的从紊流状态向层流状态转化的, 随着注浆量的增加, 这种转换是不断加快的。在过渡扩散区内, 会出现浆液析水分层的现象。 (3) 最稳定的是最外层流场, 水和浆液都属于层流状态。而且在试验中, 可以明显的看到稳定的流线, 浆液分层明显, 但是水和浆液不相互干扰, 水的流场相对较稳定, 浆液的流场也是相对稳定的。 (4) 浆液的扩散始终没有将整个裂隙充满。由比较可知, Fluent模型相液也分层, 由里到外依次为充填扩散区, 过渡扩散区和分层扩散区, 且未完全充填整个裂隙。模型模拟结果与试验结果基本一致。
3.2 静压分布结果对比及分析
由裂隙注浆模型试验可得到静压规律: (1) 注浆孔处静压最大, 随着扩散距离的增大静压一直衰减, 直到衰减为零。 (2) 静压衰减在注浆孔处最显著, 随着扩散距离的增大, 衰减速率在减缓。 (3) 注浆速度增大, 静压分布也明显增大。
模拟与试验静压分布对比可知, 试验结果普遍比模拟结果偏大, 推断原因为:在实际的扩散过程中由于水泥颗粒的沉积作用, 颗粒会不断沉积, 以致堵塞裂隙, 阻止浆液的扩散;但是在数值模拟中在计算两相流体运动时, 水泥颗粒的沉积作用是没有考虑进去的, 沉积作用对浆液扩散的阻力是不存在的, 所以试验结果比计算结果偏大。模拟静压分布所得基本规律与试验静压分布基本一致。
4 结论
本文利用Fluent建立岩体裂隙注浆堵水模型, 并通过山东大学研制的准三维裂隙注浆模型系统验证裂隙注浆堵水模型的浆液扩散形态及静压分布。通过室内试验得到了裂隙注浆过程中的一系列基本规律, 如浆液扩散形态规律和浆液静压分布规律, 对裂隙注浆技术做了一些有意义的探索。
摘要：介绍运用fluent成功的建立岩体裂隙注浆堵水模型, 并通过山东大学研制的准三维裂隙注浆模型系统验证裂隙注浆堵水模型的浆液扩散形态及静压分布。通过室内试验得到在动水条件下注浆过程中浆液产生的注浆压力随浆液扩散的分布规律。
关键词：Fluent,水泥浆液,注浆扩散形态,压力分布规律,模型试验,数值模拟
参考文献
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数值模拟试验 篇11
以汽车用玻璃为主的玻璃成形工艺包括落模成形、热弯成形、模压成形、辊压成形及玻璃面板热加等。这些工艺过程中，具有热粘弹塑性特性的玻璃在高温接近软化状态下进行成形，重力也将对其成形结果产生影响。与其他工业产品成形类似，玻璃的成形在成形工艺及模具设计不合理的情况下，仍然会产生成形缺陷，如贴膜不紧、形状未完全成形和表面裂纹等。目前国内企业在面临这些问题时大多采用试错法，也就是完全凭工程师经验进行大量的实际试验，这种方法的弊端在于对工程师经验依赖性大，经验又难以快速进行有效的积累和传承，多次试验使得产品的生产周期长，成本增加，质量不高。因此，企业需要一种有效地工具来面临挑战，专业材料成形工艺数值模拟工具 DEFORM可以应对这些难题。
二、材料成形工艺数值模拟工具 DEFORM
DEFORM源自塑性有限元程序 ALPID（Analysis ofLarge Plastic Incremental Deformation）。在 20世纪 80年代初期，美国 Battelle研究室在美国空军基金的资助下开发了用于塑性加工过程模拟的有限元程序 ALPID，后来开发人员对程序进行了逐渐完善，并采用 Motif界面设计工具，将程序发展成为商品化的软件 DEFORM（DesignEnvironment for Forming）。经过 30余年的发展，DEFORM已经成为材料成形领域著名的工艺数值模拟软件。
DEFORM是一套基于有限元的工艺仿真系统，用来分析变形、传热和热处理之间复杂的相互作用，常被用于分析金属、玻璃及聚合物的成形现象。系统具有刚粘塑性及粘弹塑性算法，并同时耦合热分析，其有限单元采用 Lagrangian算法并通过单元自适应进行大变形计算。如图 1所示，各种现象之间相互耦合。这些耦合效应将包括：由于塑性变形功引起的升温、加热软化、温度控制、热损耗、塑性和应变应力对材料的影响等，对于玻璃成形的热固耦合及温度场分析具有很强的计算能力。
图1 DEFORM技术体系
三、DEFORM玻璃成形工艺的工业应用
1.DEFORM玻璃成形的技术特点
玻璃成形的基本理论涉及传热、流动及变化的边界条件，玻璃材料在成形过程将产生高的应变率、温度的不断变化及高的材料非线性问题。成形过程中，发生玻璃的自然散热、玻璃与模具的热传导等现象。因此，非线性模拟程序必须包括玻璃材料在热状态下的材料流动性能、温度边界的计算能力及热应力计算。
DEFORM具有常用玻璃的成形流动应力应变数据，该流动应力数据涉及不同温度、不同应变率条件下的多种应力应变曲线，常用的温度范围为 20～1250℃，应变率范围为
0.0001～100，因此可以分析复杂大变形的玻璃成形问题，如模压成形和辊压成形等。另外，如果有特殊的玻璃材料流动应力数据，也可通过自定义模式直接输入到材料库中进行分析计算。
2.玻璃落模成形分析
玻璃落模成形分析一般在将玻璃加热到 500℃以上，玻璃材料呈软化状态，在重力作用下产生弯曲并贴合模具表面形成一定形状的产品。通过对玻璃落模成形过程的数值模拟计算，预测不同温度及模面设计条件下玻璃的成形结果，预测贴合间隙等缺陷，优化工艺参数，如图 2、图 3所示。
图2玻璃落模成形过程及应变分布云图
图3贴模成形不足的缺陷预测
3.玻璃模压成形分析
DEFORM玻璃成形数值模拟能够分析玻璃模压成形过程中的物理现象，这些现象是实验很难预测的，如图 4～ 6所示。DEFORM玻璃模压成形需要考虑的要点如下。
图4玻璃模压成形材料流动分析
图5成形温度分布等值线
图6模压成形等效应力云图
（1）金属模内的形状尺寸变化。玻璃产品形状尺寸与上下模的闭合间隙相关，而模具在冷热状态下的尺寸可能产生变化。可以通过 CAD建立模具冷温下的形状，通过金属热膨胀的热计算获得模具的温度分布及热变形。
（2）模压过程的玻璃材料流动行为。在设计的工艺参数下玻璃是否完全填充模具型腔是模压成形的重要因素，成形过程中，有些地方可能因流动特性而更快地填充，而其他地方有可能无法完全充型。
（3）材料充型过程和停留过程中玻璃材料的温度分布情况。玻璃需在可控速率下进行冷却，以避免玻璃因热损耗而产生畸变，过快的冷却速率将产生不理想的热应力现象。
（4）模具的温度分布。过冷的模具表面可能造成玻璃产品的局部应力而产生扩展性裂纹，过热的模具表面可能造成玻璃粘在模具表面上。
（5）玻璃应力。与模具接触位置的玻璃在成形和停留过程中会产生较为明显的热变化。在某些部位可能达到其流动温度点以下，因此粘性和结构松弛现象成为玻璃应力计算的重要影响因素。
（6）重力影响。因模压前期重力作用造成的玻璃变形将在计算中予以考虑。
4.玻璃辊压成形分析
DEFORM具有专业的辊压成形分析模板，采用流程化操作方式，可以参数化建立玻璃辊压模型，并采用全六面体单元进行计算，预测辊压成形形状及缺陷，优化辊压工艺参数，如图 7所示。
5.玻璃加热分析
数值模拟试验 篇12
沥青垫层材料是一种黏弹性材料,具有滞回耗能特性且性价比高,作为垫层材料被广泛应用于道路工程建设、建筑基础隔震等方面,在防护工程的缓冲耗能结构中也有广阔的应用前景。与弹性材料不同,沥青垫层材料具有蠕变特性[1,2],这给工程应用带来了诸多问题。因此,对沥青垫层材料的蠕变性能进行试验研究是非常必要的。但蠕变试验需要用高精度仪器,且耗时较多。而数值仿真计算只需要代入蠕变模型参数,不仅能较好地实现蠕变试验过程的模拟,还能够用于沥青垫层材料的结构分析,是一种高效、实用的分析方法[3]。
描述黏弹性材料蠕变行为的模型有很多[4,5,6],其中,Burgers模型的参数较少,并且能够较好地反映沥青垫层材料在不同应力下的蠕变过程,因此,在实际中得到一定的应用。作者通过不同应力水平下SBS改性沥青与Ca(OH)2垫层材料的单轴蠕变试验,利用Origin8.0软件进行模型参数拟合[7],获得了Burgers模型蠕变柔量的表达式,并将模型参数代入有限差分法软件FLAC3D中进行数值模拟计算,取得了预期的效果。
1 黏弹性材料蠕变特性及模型
蠕变指在恒定荷载作用下材料变形随时间发展而逐渐增长的现象。根据应变速率的不同,蠕变过程可分为衰减蠕变、等速蠕变和加速蠕变[8]。
描述一般黏弹性本构关系时,最简单的数学模型是以弹簧代表虎克弹性,以黏壶代表牛顿黏性流动,通过两者不同的组合形式来表达材料的力学性能。最常用的模型包括标准线性固体模型、Burgers模型、广义Maxwell模型和广义Kelvin模型等。其中Burgers模型为4参数流体模型(见图1),其本构关系可表示为:
式中:ε——应变;
σ———应力,MPa;
EM、EK———弹性模量,MPa;
ηM、ηK——黏性系数,MPa·s。
为了讨论模型的蠕变行为,考虑突加应力σ(t)=σ0H(t)的作用:
将式(2)代入式(1)进行拉普拉斯变换,得蠕变方程为:
式中:J(t)———蠕变柔量。
方程中的4个参数可以通过拟合蠕变试验数据的方法获取。
2 改性沥青垫层材料蠕变试验
2.1 试样制备及试验设备
试验选用SBS改性沥青,并在其中添加质量比为20%的Ca(OH)2。利用Fisco-30L型改性沥青组套设备[见图2(a)]将2种材料在175℃下拌合均匀,并在高温硫化床[见图2(b)]上热压成型,硫化床热压温度设为70℃,压力设为1.5 MPa,保压时间15 min。试件尺寸为Φ100 mm×100 mm。为保证试件的均匀一致性,一次同时成型一批试件(8个),选择5个端面平度好的试件,在室温下冷却24 h备用。使用HYD-20高低温电子力学试验机[见图2(c)]进行蠕变试验。
2.2 加载方式
采用分别加载方式进行单轴蠕变试验。试验温度设定为18℃,试验开始前将试件在环境试验箱内保温1 h。5种试验荷载应力分别为2.53、4.18、6.79、8.19、9.37 k Pa。分别对5个相同的试件进行蠕变试验,试验时在试件两端各垫2张薄膜纸以减小端面摩擦。
2.3 试验结果及分析
18℃时5个不同加载应力下的单轴蠕变曲线见图3,蠕变时间为1200 s,根据试验数据作改性沥青垫层材料的应变-应力等时曲线,如图4所示。
从图3可以看出,曲线呈现出明显的非线性特征。应变随时间、应力的增长而增长。应变率随时间的增长而减小,随应力的增加而增加。应力水平较低时,曲线后部分近似为直线。从图4可以看出,应变与应力的比值(即蠕变柔量)随着时间的延长而增大。
3 Burgers模型参数拟合
对图4中每组应变-应力等时曲线做通过(0,0)点的线性拟合,所得直线的斜率即为该时刻这种材料的蠕变柔量。以时间t为横坐标,J(t)为纵坐标,作散点图。利用Origin8.0的自定义函数拟合功能,将Burgers模型的蠕变柔量方程编入软件中,并对试验数据进行非线性拟合回归,得到模型参数为:EM=124.34 MPa、EK=3.71 MPa、ηM=4108.65 MPa·s、ηK=384.04 MPa·s。拟合曲线如图5所示,相关系数为0.9960。
4 FLAC3D模拟蠕变试验
FLAC(三维快速拉格朗日法)[9,10]是一种基于三维显示有限差分法的数值分析方法。FLAC3D可以模拟材料的蠕变行为,软件中内置有Maxwell体、二分量幂函数、WIPP、Burgers等几种蠕变模型。
4.1 数值模型建立
FLAC3D所建模型为Φ100 mm×100 mm的圆柱体[见图6(a)],为了减小因网格尺寸相差较大而引起的应力不均匀,作者利用FLAC3D内嵌的fish程序语言编程,对模型的径向采用质量较好的蝴蝶形网格进行划分[见图6(b)]。材料属性按拟合参数代入Burgers模型中进行计算。对建立的模型施加边界条件:底部轴向固定;无侧限;顶端施加4.18 k Pa、8.19 k Pa荷载。
4.2 计算结果及分析
通过数值模拟,可以得到模型轴向应变-时间的关系,模型轴向应变试验数据与FLAC3D模拟结果的对比见表1。分析可知,FLAC3D数值模拟计算与蠕变试验得到的轴向应变-时间曲线的趋势相同;由于数值模拟建立的模型为连续均质体,这种假设与试验材料的实际情况不同,所以两者的结果有所偏差,但绝对误差维持在较低的水平(-0.1×10-3~0.5×10-3);由于试验初期材料应变小,所以两者的相对误差值比较大,在试验前期(600 s之前)最大为27.88%,但随着试验的进行,应变逐渐增大,相对误差不断减小,在试验后期相对误差不超过10%,说明利用FLAC3D模拟改性沥青垫层材料的长期蠕变过程是较为合理可行的。
5 结论
(1)对SBS改性沥青与Ca(OH)2垫层材料进行单轴静压蠕变试验,利用Origin8.0软件对试验数据进行非线性拟合,得到了Burgers模型蠕变柔量方程的参数。
(2)将材料参数代入FLAC3D软件,利用其自嵌的Burgers模型模拟蠕变过程,得到的轴向应变-时间曲线与蠕变试验结果的趋势相同。
(3)由于数值模型的均匀化假定与材料实际情况不同,所以两者轴向应变-时间曲线有所偏差。
(4)试验初期材料应变小,数值模拟与蠕变试验结果的相对误差值比较大,但随着试验的进行,应变逐渐增长,相对误差不断减小,在试验后期相对误差不超过10%。
(5)利用FLAC3D模拟改性沥青垫层材料的长期蠕变过程是较为合理可行的。
摘要：进行了18℃时不同加载应力下SBS改性沥青垫层材料的单轴蠕变试验,利用Origin8.0软件对试验数据进行回归分析,得到了Burgers模型的蠕变柔量表达式。将提取的模型参数代入FLAC3D的蠕变模型中,模拟蠕变试验进程,结果显示,FLAC3D软件能够较好地模拟改性沥青垫层材料的长期蠕变试验,计算结果与试验结果符合较好。
关键词：改性沥青,蠕变试验,Burgers蠕变模型,数值模拟
参考文献
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