水动力稳定性

水动力稳定性（精选6篇）

水动力稳定性 篇1

摘要：网板是单拖网渔业中实现网具水平扩张的重要渔具构件,网板水动力性能的优劣直接关系到拖网的渔获效率。综述了国内外矩形平面网板、立式曲面网板、立式V型曲面网板和双翼型网板的相关研究进展,分析了这4种网板类型的各自水动力性能,总结了影响其水动力性能的几种主要因素,旨在为旧式网板的改良优化和新型网板的开发研制提供参考。同时,还分别从机翼理论、模型(实物)实验和CFD数值模拟技术3个角度阐明我国网板研究存在的问题和未来发展方向。

关键词：网板,水动力性能,影响因素,问题与展望

网板是单船拖网渔业中实现网具水平扩张的重要渔具构件,应具有结构简单结实、节省能源,造价低廉的特点。在作业过程中,网板类型的选择、水动力性能的优劣及对海洋环境保护的适应性,会直接影响到拖网的渔获效率和经济性［1-3］。因此,如何兼顾提高网板扩张性能,降低阻力,以及网板作业时能否维持稳定性能是研制网板的核心问题所在［4-6］。随着单船拖网技术的不断发展,目前在世界范围内使用着各式各样的网板。本文主要介绍单船拖网中常用的矩形平面网板、立式曲面网板、立式V型曲面网板以及双翼型网板的相关研究成果,了解和总结这4 种网板类型的水动力性能,为旧式网板的改良优化和新型网板的开发研制提供参考。

1 网板水动力性能的研究

1. 1 矩形平面网板

矩形平面网板(图1-A)自开发以来已经过了一个多世纪,虽然这种网板扩张性能较差,但网板结构简单,作业时受外界影响较小,至今仍被广泛应用于拖网渔业中。朴倉斗等［7］对不同展弦比的平板水动力性能进行了研究。中层时,展弦比0. 5的平板,在冲角40° 时,升力系数达到最大(1. 24);底层时,在冲角25°时,升力系数达到最大(0. 88)。与中层相比,底层时的失速角不仅小,而且最大升力系数减小了30% ,但随着展弦比的增加,中底层间的最大升力系数差值会逐渐降低,如当展弦比为1. 0 和1. 5 时,与中层相比,底层时的最大升力系数分别减小了14% 和4% ,当展弦比2. 0时,中层和底层的最大升力系数几乎没有差别。

1. 2 立式曲面网板

20 世纪60 年代,日本将一种展弦比大于2. 0的Subercrub型板改良成立式曲面网板(图1-B)。小山武夫等［8-9］验证了其水动力性能,但作业时一旦船掉头至30°左右,会出现侧翻现象,并缺乏自行恢复工作状态的能力。朴倉斗等［10］对不同弯曲度的立式曲面网板(展弦比1. 5)的水动力性能进行了研究,其最大升力系数会随着弯曲度的增加而变大,且当弯曲度15% 时,会有较大范围的冲角维持高升力系数。而后,通过氢气泡发生法,发现弯曲度10% 的网板,翼端涡仅存在于失速前,而弯曲度15% 的网板,失速后依然存在［11］。根据机翼理论［12-15］,翼端涡一旦出现,气流从高压侧向低压侧的迂回过程中会形成涡升力和诱导阻力,其中涡升力会提高网板的升力特性,这也是弯曲度15% 的网板,失速角(最大升力系数对应的冲角)过后依然能够保持较高升力系数的原因之一。

福田賢吾等［16］对不同展弦比的立式曲面网板(弯曲度15% )的水动力特性进行研究,发现随着展弦比的增加,最大升力系数并没有出现显著的增大,而是出现先变大后变小的现象,但小展弦比的网板能够维持高升力系数的冲角范围更大,其中,当展弦比1. 0 时,其对应的最大升力系数不仅为最高值(1. 78),且在冲角15° ~ 35°范围内,升力系数均维持在1. 4 以上。

刘健等［17］以展弦比1. 0、内侧弯曲度8% 、外侧弯曲度15% 的小展弦比立式曲面网板为研究对象,分别通过无倾角、横倾角、纵倾角三个方面对该网板水动力特性进行了考察,了解到这种网板的最佳工作冲角为15° ~ 30°,且在该冲角范围内,升力系数可维持在1. 1 以上,升阻比均大于1. 45。与福田賢吾研究的结果相比,虽然升力系数变小,但升力系数的整体变化情况却很相近。

1. 3 立式V型曲面网板

20 世纪80 年代,日本为了改良立式曲面网板的缺点,引入机翼的上反角和后退角,开发了立式V型曲面网板(图1-C)。松田皎等［18］对展弦比1. 67、弯曲度14. 1% 、上反角12°、后退角15°的立式V型曲面网板其水动力特性进行了研究,在冲角22°时得到最大升力系数(1. 27),且在常用工作冲角范围(10° ~ 22°) 内,升阻比均会保持在2. 0 以上。

在考察上反角和后退角对立式V型曲面网板(展弦比1. 5、弯曲度15% )其水动力性能影响的研究中,朴倉斗等［19］发现上反角对网板水动力性能的影响较小。但附加一定的后退角会提高网板的最大升力系数,且在小冲角时即可得到较高升力系数,对网板投放时的快速扩张及减少曳纲之间的缠绕起着重要作用。

王明彦等［20］考察了上反角、后退角和展弦比对立式V型曲面网板其水动力性能的影响,在以升阻比作为指标的前提下,得到影响网板水动力性能的最重要因素是上反角,其次是展弦比和后退角。但胡夫祥等［21-22］在推算中层拖网中各渔具阻力大小的研究中,认为网板阻力只占不到全渔具阻力的1 /9,即使船速达到4. 5 kn(节) 也未超过1 /8,因此用升阻比来判断网板水动力性能的优劣还不够,需要兼顾网板的升力特性的验证。

1. 4 双翼型网板

20 世纪80 年代,日本东北及北海道沿岸一带出现由两片附加有后掠角的立式曲面网板所构成的双翼型网板(图1-D),与相同翼面积的单翼型网板相比,双翼型网板不仅在性能上可以与其相媲美,而且操作时也更加容易,且稳定性良好。

福田賢吾［23］在研究双翼型网板其前、后两翼在升力分配中的作用时,发现当冲角20°时,前翼约占总升力的40% ,后翼约占60% 。而后,福田賢吾等［24-25］通过改变前后翼间隔和交错角,对双翼型网板(展弦比3. 0,弯曲度15°,后掠角10°)的水动力性能进行了研究,发现当前后翼间隔8. 5 cm,交错角30° 时所构成的双翼型网板体现出最佳水动力性能,且与单翼型网板比较时,发现这两种板分别在冲角为20°和18°时,升力系数达到最大(均为1. 68),但维持升力系数在1. 4 以上的冲角范围,双翼型网板是单翼型网板的2 倍左右。

2 影响网板水动力性能的几种主要因素

2. 1 展弦比

中层时,展弦比对矩形平面网板和立式曲面网板的影响是有差别的,前者随着展弦比的增加,最大升力系数会逐渐变小,而后者则会出现先增大后减小的情况。大体来说,网板升力的产生主要来源于网板内背侧的压力差和因翼端涡而形成的涡升力,但随着展弦比的增加,翼端涡强度会变弱。因此,当展弦比增加时,网板在较弱翼端涡的影响下,形成的涡升力对网板升力特性的贡献减小;另外,翼端涡会抑制网板背侧发生水流分离现象,延缓失速,对网板升力特性的提高起着关键作用,但随着展弦比的增加,翼端涡对水流分离的抑制能力减弱,造成网板的升力特性降低［26］。再者,随着展弦比的增加,网板重心上移,压力中心系数波动增大,造成网板的稳定性能下降［7］。

2. 2 弯曲度

与矩形平面网板相比,立式曲面网板的升力特性有了很大的提升。因此,附加一定的弯曲度,可以提高网板的升力特性。但随着弯曲度的增加,网板的升力特性虽然得到了提升,可是网板阻力的增加也是需要考虑的。另外,弯曲度的不同会影响到网板内背侧的压力差,进而造成翼端涡强弱及其抑制水流分离能力的不同［11，27-28］。

2. 3 作业水层

当展弦比较小时,网板分别在中、底层所表现的水动力性能是不同的。大体上,中层时的最大升力系数和失速角会大于底层时的最大升力系数和失速角,这是由于小展弦比的网板受翼端涡影响更大。当在底层时,网板下端的翼端涡受阻,造成部分涡升力缺失,同时也减弱了对网板背侧水流分离的抑制作用。当展弦比大到某一程度后,网板分别在中、底层所表现的水动力性能差别变小,但从稳定性的角度考虑,当展弦比过大时,受底层影响后更容易发生翻倒现象［7，10，16，18-20］。

2. 4 附加特殊结构

立式V型曲面网板中后退角和上反角的附加,改善了立式曲面网板易翻倒的劣势;双翼型网板在保留了单翼型网板水动力性能的基础上,变得小型化、易操控,且稳定性良好。另外,为了提高网板的稳定性能,部分地区使用着多翼型网板［29-30］;再者,为了适应劣质海底作业,将矩形平面网板改进成矩形V型平面网板和椭圆型平面开缝网板［31-33］;为了提高网板的扩张性能,开发了矩形V型开缝曲面网板、椭圆型开缝曲面网板及圆型曲面网板等［34-36］。表1 对各种类型网板的水动力性能进行了详细的对比［37-38］。

3 问题和展望

3. 1 利用机翼理论开拓“研发新型网板”思维

网板的开发研制与机翼理论是密不可分的。深入研究机翼理论,掌握新型机翼类型,可为新型网板的研发提供新的视野。如日本东京海洋大学胡夫祥、沈晓丽等［39-40］,利用层流机翼原理,结合机翼中小翼附加的作用,开发研制了一种上下端附有翼端板,且网板前缘改良后的高升力网板(HLTD),这种网板兼有中底层作业的特点,且扩张性能良好。

3. 2 完善模型( 实物) 实验的相关设备

渔业发达国家对渔具模型实验非常重视,均具备所需的循环型回流水槽。图2 所示的日本东京海洋大学的水平循环型回流水槽,以及英国WFA( 维尔特郡渔业协会) 的大型垂直循环型回流水槽、丹麦DANISH渔业研究开发中心的大型垂直循环型回流水槽和加拿大纽芬兰纪念大学海洋研究所的大型垂直循环型回流水槽等,以及六分测力仪、三分测力仪、动应变测定仪、A/D转换器、螺旋式流速计及张力计等相关仪器［37］。

中国关于渔具研发还未达到渔业发达国家的重视度［1］。多数网板模型实验是在航空模型实验中的风洞中进行的［20，34］,而网板模型实验需要在低速条件下的风洞进行。对于底拖网网板模型实验,由于需要考虑底面对网板的影响,开展水槽模型实验较为有利。因此,针对网板研究,应该从基础实验设施的建设着手,如构建渔网具模型实验所需的大型循环型回流水槽,以及完善相关仪器等,以适应开展不同类型网板水动力性能的深入研究。再者,网板的实物试验,由于缺乏相应实验船及试验器材的配合,国内研究者习惯采用海上作业方式进行考察［31，33］。而渔业发达国家均具备为渔网具实物试验所建造的实验船,通过海上实物试验,找出网板实际作业时的不足,改进优化,再实现普及。因此,实验船的建造和海上试验设备的完善需要认真考虑。

3. 3 掌握CFD数值模拟技术辅佐验证基础模型实验

随着计算机技术的高速发展,运用数值计算解决复杂物理问题已经成为当今科研的发展趋势。在流体研究领域,一种非常重要的新的研究方法———计算流体力学(Computational Fluid Dynamics,CFD) 已在航空、交通等领域得到广泛应用,成为理论流体力学研究、实验流体力学研究之外的第三种方法。CFD数值模拟技术既可以作为研究工具,也可以作为设计工具［41-42］,网板的研究也可以应用CFD数值模拟技术进行完善。如在模型实验中无法精确掌握网板周围的流态分布,但可通过CFD数值模拟技术模拟出网板周围的流场,实现模型实验和CFD数值模拟技术的相互辅佐和验证。如李崇聪等［43］利用CFD数值模拟技术对矩形V型平面网板进行研究,并提出改良方案。因此,应当将CFD数值模拟技术充分地应用到我国网板研究中去。

4 结语

4 种网板类型均属于基础板型,普及范围较广,了解其各自水动力性能的特点,掌握展弦比、弯曲度、不同水层以及附加特殊结构对网板水动力性能的影响是很有必要的,可为旧式网板的改良和新型网板的开发研制提供可靠基础。目前,东京海洋大学正在研发HLTD系列网板类型,其网板的水动力性能得到了显著提升。为了拉近与渔业发达国家关于渔网具研发技术的距离,有必要从机翼理论、模型(实物)实验和CFD数值模拟技术3 个角度对中国网板研究所存在的问题及今后的研究方向提供一些建议。此外,中国近海和远洋渔业中,单拖网渔船数量、作业范围及渔获量均处于上升趋势,掌握基础网板类型及其水动力性能的特点,可为中国近海和远洋拖网渔船的设计及合理选用网板提供科学依据。□

水动力稳定性 篇2

四大家鱼是中国重要的经济鱼类,长江是四大家鱼的天然种质库,长江四大家鱼的自然繁殖数量对四大家鱼的资源保护意义重大.四大家鱼产卵与河流水文水动力关系密切.较为全面的阐述了四大家鱼产卵与水温、涨水过程的`关系,并对四大家鱼产卵场的分布和水动力特性进行了简要描述.本工作将为针对四大家鱼产卵的水库生态凋度和四大家鱼产卵场修复提供一定技术支持.

作 者：陈永柏 廖文根 彭期冬 陈大庆 高勇 CHEN Yong-bai LIAO Wen-gen PENG Qi-dong CHEN Da-qing GAO Yong 作者单位：陈永柏,CHEN Yong-bai(中国科学院遥感应用研究所,北京,100101;中国长江三峡工程开发总公司,湖北,宜昌,443002)

廖文根,彭期冬,LIAO Wen-gen,PENG Qi-dong(中国水利水电科学研究院,北京,100044)

陈大庆,CHEN Da-qing(长江水产研究所,湖北,荆州,434000)

高勇,GAO Yong(中国长江三峡工程开发总公司,湖北,宜昌,443002)

柱面网壳结构动力稳定性分析 篇3

网壳结构的应用被越来越多的人关注, 尤其是柱面网壳结构, 由于其结构简单, 造型优美, 同时由于其施工工艺技术成熟, 造价成本低, 柱面网壳结构是大多数建筑师们设计网壳的优选形式。但柱面网壳结构的稳定性问题是采用此结构的最大难点问题, 尤其是在地震作用下的稳定性问题, 目前国内还没有统一的研究理论, 破坏的准则也没有统一的准则, 有的采用BudianskyRoth准则、有的采用能量准则、还有刚度准则、时间冻结法等等, 最有代表性的是Budiansky-Roth准则。本文采用Budiansky-Roth准则对计算模型在地震作用下的稳定性问题进行分析。

2 计算模型和材料模型

模型为目前常用的有限元分析软件ANSYS内的柱面网壳结构模型, 网壳结构的跨度20 m, 长度为30 m, 矢跨比为1/3, 网壳中的杆件为梁单元杆件即Pipe20, 支座采用固定支座, 即假定结构在破坏时, 不因支座的承载力不足而产生破坏。因为本文主要研究在动荷载作用时, 静荷载的影响力大小, 因此需要考虑屋面的恒载作用, 所以在杆单元上施加上质量单元Mass21单元。杆件的材料采用Q235钢, 材料关系假定为等向强化弹性线性材料, 阻尼采用瑞雷阻尼, 阻尼比0.02。利用ANSYS软件中的动力分析程序, 研究柱面网壳在地震作用下失稳时, 静荷载和杆件局部的失稳对结构整体失稳的影响程度。

3 结果与分析

3.1 结构自重及屋面荷载影响

由于结构自重和屋面荷载对结构在地震荷载作用下结构动力响应有很大的影响, 在许多文献中研究网壳在地震荷载作用下的动力响应时均考虑了结构自重和屋面荷载的影响。然而在ANSYS程序中如何考虑这些影响以及采用的方法是否正确, 至今为止仍然没有一个公认的方法。本节对结构在自重、自重+地震震、、只只有有地地震震三三种种荷荷载载组组合合下下结结构构的的动动力力响响应应进进行行对对比比分分析析。。为为了能清晰判断出在ANSYS程序所用方法是否正确, 在计算时暂时不考虑材料非线性和几何非线性的影响。同时也不考虑阻尼的影响, 从理论上来说考虑自重影响的地震荷载下节点位移应等于只有地震作用和只有自重作用下节点的位移之和。表1为地震加速度峰值为220 gal特征节点的位移比较。从表1可以看出, 在只有地震作用下的节点最大位移和考虑自重作用下的节点最大位移出现的时刻完全相同, 且通过比较分析可得节点位移的绝对误差在0.001以下, 相对误差在1%以内。因此此种方法在计算地震作用下结构的响应时能正确考虑结构自重的影响。

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在上述研究基础上, 分别对结构在加速度峰值为220 gal, 400 gal, 6 000 gal, 800 gal, 1 200 gal等各级地震荷载作用时, 结构形态进行分析和研究, 结果表明, 在地震加速度峰值较小时考虑自重的地震荷载下节点位移应等于只有地震作用和只有自重作用下节点的位移之和, 当荷载峰值较大时, 静荷载对结构的稳定性影响较大, 因此在施加动荷载时, 必须充分考虑静荷载的影响力。

3.2 杆件局部失稳对整体失稳的影响

为研究单根杆件的局部失稳对整体承载力的影响, 通过把各根杆件划分为1个单元、2个单元、4个单元来研究单根杆件是否有失稳现象以及对整体结构失稳的影响。通过计算分析研究得出:

1) 虽然杆件划分的单元数不同, 但结构的动力临界荷载基本相同, 杆件分1个单元的临界荷载为1 600 gal, 2个单元的为1 550 gal, 4个单元的为1 600 gal。三种不同结构的加速度峰值—节点最大位移曲线基本重合。

2) 杆件的单元数不同, 对结构的刚度影响较小, 在不同峰值加速度作用下, 不同结构节点最大位移位置有所不同。研究表明, 在相同加速度峰值作用下, 三种结构最大节点位移相差不多。

3) 对杆件划分为2个单元结构进行详细分析, 一方面通过对同一根杆件三个节点位移时程和左节点与中间节点、右节点与中间节点位移相对差的时程曲线进行分析。从三节点的时程曲线可以看出, 无论在弹性、弹塑性、大变形、失稳后的任何阶段, 杆件的三节点往复振动中, 中间节点振动幅度比端节点振动幅度小, 且位移时程曲线比较松散, 说明结构在地震波作用下中间节点与端节点振动不太同步, 有一定的相位差, 在振动中间节点来不及恢复到平衡位置就继续振动, 但三节点振动平衡位置基本一致。从三节点位移差的时程曲线看出, 当加速度峰值为220 gal时, 节点位移差最大值为0.019 m, 当加速度峰值为1 000 gal时, 节点位移差最大值为0.039 m, 当加速度峰值为1 550 gal时, 节点位移差最大值为0.169 m。虽然随着加速度峰值的增大, 节点位移差也不断增大, 但最大位移差对应的并非同一根杆件, 而是在不断的变化。另一方面通过对同一根杆件左、中、右三个截面上8个积分点的应力情况分析来判断单根杆件的局部失稳对结构失稳的影响。经过对结构跨中、1/4跨、边跨的一些杆件在进入弹塑性状态后各截面积分点应力的分析, 同根杆件中间截面积分点的应力进入塑性的比例比端截面进入塑性杆件的比例要少很多。

哈达山水库水动力与水质模拟研究 篇4

摘要：利用哈达山水库枯水年的实测数据,基于Delft-3D软件,建立适合哈达山水库的`二维水动力数学模型,并得到CODCr浓度在库区的分布.结果表明:水流自上游向下游移动比较平稳,流速约为0.15 m/s;沿着水流方向,CODCr浓度呈现出一个连续的降低过程;CODCr随季节变化较大,5-7月浓度最高,1-4月、10-12月浓度较高,8-9月浓度最低,全年峰值出现在6月,小于20 mg/L,符合饮用水标准.作 者：潘晓东 王伟卓 唐健生 田竹君 作者单位：潘晓东(中国地质科学院,岩溶地质研究所,广西,桂林,541004;吉林大学,吉林,长春,130026)

王伟卓(吉林大学,吉林,长春,130026)

唐健生(中国地质科学院,岩溶地质研究所,广西,桂林,541004)

田竹君(松辽流域水资源保护局,吉林,长春,130000)

黄土地区土桥的水稳定性分析 篇5

在黄土地区, 修筑有不少公路, 但它通过腰岘、跨越冲沟时, 常采用类似民间打土墙工艺建造的一种特殊的高填土路堤, 其边坡较陡, 填土夯实程度较高, 这种路堤在当地俗称土桥。土桥具有缩短路线, 可就地取材, 降低工程造价, 便于大面积施工, 养护方便等优点。然而, 随着经济的飞速发展和交通业的成倍增长, 以及设计、施工过程中存在的一些问题, 加之自然气候、工程地质及水文地质等方面因素的影响, 使得土桥出现了各种病害。其中, 由于忽视了土桥的排水系统, 水对土桥的破坏尤为严重。

基于以上原因, 为研究土桥的水稳定性, 本文拟采用有限元法模拟土桥边坡脚积水时的情况, 并与坡脚无积水的情况做比较, 分析水对土桥的影响。

1 基本方程

1.1 基本假设

此处提出的固结耦合方程系假定气相是连续的。采用的若干其他假定与Terzaghi和Biot提出的类似: (1) 材料为各向同性; (2) 应力-应变关系为可逆; (3) 应力-应变关系为线性; (4) 土骨架变形为小应变; (5) 空隙水不可压缩; (6) 在固结过程中, 液相和气相的渗透系数是土的体积-质量特性的函数; (7) 忽略空气在水中扩散、空气在液相中的溶解, 以及水蒸气运动的影响。

1.2 固结方程

(1) 平衡方程

非饱和土单元体的应力状态满足下列平衡条件:

(2) 液相连续性方程

液相的连续性方程可由液相的本构方程对时间的倒数等于流速的散度得出:

式中:

Ew为与 (σ-Uw) 变化有关的水体积模量;

Hw为与 (Ua-Uw) 变化有关的水体积量;

H为土结构对应于 (Ua-Uw) 变化的弹性模量;

v为土体应变;

Ua为压力表的空隙气压力;

Uw孔隙水压力;Kw为水的渗透系数;

ρw为水密度;

Δ2为拉普拉斯算子。

(3) 气相的连续性方程

气相的连续性方程可由气相本构方程对时间的导数和气流的净质量速率得到:

式中:

Ea为与 (τ-Ua) 变化有关的空气体积模量;

Ha为与 (Ua-Uw) 变化有关的空气体积模量;

Da为气相的传导系数;为空气的密度;

Ua为绝对空隙气压力 ( ) , 其中 为大气压 (101KPa) ;

S为饱和度;

n为空隙率。

联立以上 (1) (2) (3) 式, 即为非饱和土的固结耦合方程。

2 模型的建立

采用有限元软件进行土桥的水稳定性分析, 模拟土桥在自重作用下, 坡脚积水与不积水两种情况下土桥的变形。根据土桥的对称性, 取半幅路宽作为研究对象, 且考虑二维空间的平面应变即可满足分析要求。取地基厚度40m, 路堤宽度30m, 路面宽度12m, 边坡坡度1:1.5, 积水宽度2m (从坡脚处算起) 。

2.1 边界条件

(1) 应力边界条件

荷载仅考虑路堤与土基的自身荷载。

(2) 位移边界条件

中心对称面与右边界无水平位移, 底部节点无竖向位移。

(3) 水分边界条件

坡脚2m处为透水边界, 施加零孔压边界条件, 模型两侧与底部均不透水。

2.2 网络的划分

采用平面应变四节点减缩积分孔单元 (CPE4RP) , 使用线性减缩积分单元可保证位移的精确度, 网络存在扭曲变形时, 分析精度也不会受到太大影响。模型总的节点数为1258个, 总的单元数为1177个。

2.3 基本参数

(1) 物理参数

整个模型的初始孔隙比为0.98, 初始含水量为12.1%, 初始饱和度为0.36, 初始孔压为-149.2KPa, 干密度为1.407g/cm3。

(2) 水分运动参数

土体在饱和状态下的渗透参数为3.12×10-7m/s, 非饱和时, 渗透系数确定:K=Ks×K饱其中Ks=S3, S为土体的饱和度。

孔隙水压力是随着土体含水率的变化而变化的, 其关系曲线称为土水特征曲线。坡脚处的积水由于毛细作用而上升到土桥内部, 土体的毛细作用由土水特征曲线定义。

(3) 力学参数

编写用户子程序, 定义不同含水量下的弹性模量, 其中, 饱和度和弹性模量的关系如表1。

3 计算结果与分析

采用有限元软件进行渗透-变形耦合分析, 总的分析时间为1年, 根据计算结果, 分别绘出坡脚积水与不积水时模型的变形等值图, 并对结果进行分析。

3.1 竖向变形分析

坡脚积水与不积水情况下竖向变形趋势相同, 最大的竖向变形都繁盛在土桥顶部, 越靠近土基底部变形越小。且同一水平线上, 中心线处的竖向位移比坡面较大。即变形趋势在土桥顶部表现为呈向内向下移动的趋势, 呈现“凹盘”。

坡脚有积水时, 土桥顶部的最大变形为23.3cm, 而坡脚无积水时, 顶部的竖向位移为6.58cm, 在水分的作用下, 土桥的变形明显更大。这是由于坡脚积水改变了土桥内部的水分分布, 进而引进了模量的改变, 在自身重力的作用下, 变形随之增大。由此可以看出, 水分对土桥的危害是比较严重的。

3.2 横向变形分析

坡脚积水与无积水时, 向左移动的最大位移都发生在边坡中部一定范围, 向右移动的最大位移都发生在土基内部一定深度。这是由于一部分土体向道路中线移动, 同时挤压下部土体, 使得土基里面的部分土体向右移动。

坡脚无积水时, 土内部土体向右移动的最大位移为5.81cm, 土桥边坡中部土体向左移动的最大位移为6.9cm;坡脚积水时, 土基内部土体向右移动的最大位移为19.9cm, 土桥边坡中部土体向左移动的最大位移为28.0cm, 即坡脚有积水的情况下变形要比无积水时大一个数量级。因此, 坡脚与土基结合处有可能发生裂缝。对比坡脚向右边界十几米范围内的土体可以发现, 坡脚积水时土基内的土体向右移动的趋势更明显。主要是因为坡脚积水时, 土基内部土体模量降低, 更容易受到上部土体的挤压, 产生更大的位移。

在实际工程中, 除了坡脚积水, 水对土桥的危害是对方面的, 包括地面水对土桥坡面的冲刷, 地面水对桥体的直向溶蚀和侵蚀, 地下水对桥基的水平溶蚀和侵蚀, 水对土体的冻融作用和洪水的破坏等因素。可以说, 水是引起土桥病害的根本原因。为此, 对排水系统进行合理的设计施工时很重要的。

4 结语

(1) 利用有限元软件对土桥边坡坡脚处理积水与不积水情况进行模拟, 得出了变形等值图, 对比分析了水分对土桥稳定性的影响。

(2) 在自身重力作用下, 土桥变形在积水与不积水的情况下均表现为向中心和向下移动的趋势。但积水时的竖向变形比不积水时要大得多。

(3) 最大横向位移均发生在边坡中部, 同时挤压下部土体向右边界移动, 边坡积水时这种现象更加明显。

唐岛湾水动力环境影响预测模拟 篇6

1潮流数值模拟

研究海域为唐岛湾和唐岛湾外长宽各约5km的海域。由于湾内海域水浅, 海水在垂直向上混合比较充分, 因此选择垂向积分的浅水方程组作为潮流预测的控制方程。

1.1模式基本控制方程

连续方程:

动量方程:[1]

其中:

ξ为从平均海平面算起的水面高度;

H =ξ+H0为水深(H0为从平均海平面算起的水体深度);

f =2ωsinψ为科氏系数(ω 为地球自转角速度,ψ为纬度);

g=9.8m/s2为重力加速度;

ε为水流涡动系数[2];

c为Chezy系数;

τsx,τsy为水面的风应力。

1.2边界条件与初始条件

1.2.1边界条件

在闭边界处法向流速为零。即, 是闭边界法向向量;

开边界处输入潮波:

其中:σi是第i个分潮的角速度(共取4个分潮:M2、S2、O1、K1);fi、θi是第i个分潮的交点因子和迟角订正;Hi和Gi是调和常数,分别为分潮的振幅和迟角;Vi是分潮的时角(东八区)。

1.2.2动边界的处理

唐岛湾海域滩涂广阔,水深较浅,坡降小于1‰,随潮水涨落水面面积变化显著,因此在进行数值模拟时做动边界处理[3],即在每一计算步检查计算周围点是否被淹没或干出来确定水-陆边界的位置。选定一标准水深H0(通常H0=0.1~0.3m),当在某一时刻某一网格结点的实际水深H≤H0时,则认为该结点干出,并将其水位储存;当在某一时刻某一干出点滤波后的水位值小于保留值时,则该点仍处于干出状态,不予计算;大于保留值并且H >H0时, 说明该点已淹没,重新参加计算对于有可能出现干出和淹没的网格结点,要每隔一时间步长均进行干出与淹没的判断。

1.2.3初始条件［４］

计算开始时 “冷态”起动,即:

1.3模拟区域及计算参数［５］

流场的数值模拟采用前一个计算域计算的结果,为后一个计算域提供边界条件。第一个范围为渤海、黄海和东海,模拟范围为24°20′N—41°10′N、 117°20′E—130°10′E, 网格距为1/12经纬度, 开边界的水位边界条件参照日本海上保安厅1984年出版的调和常数表和渤黄东海水文图集(水文1993)得出,时间步长外模态为10s,内模态为120s;第二个范围为唐岛湾附近海域,模拟范围为35°43′15″N—35°58′36″N、120°0′32″E— 120°18′16″E,网格距为1/1 200经纬度,采用POM二维模式,时间步长0.8s。

1.4潮流的模拟结果

1.4.1潮流的模拟结果检验

根据2008年7月5-6日和7月10-11日国家海洋局北海海洋工程勘察研究院对唐岛湾内及湾口外的4个测流点(图1)进行的表、中、底层连续25h的周日海流观测,利用上述模式进行潮流场数值模拟。01站大潮期流向、流速模拟计算值与实测值的比较如图2所示。从图2中可以看出两者变化基本一致、吻合较好,这说明该计算模式能较好地再现该海区的实际潮流状况。

1.4.2潮流的模拟结果分析

我们模拟了潮流场在一个潮周期内潮流场分布状况, 并由此可知: 唐岛湾海域的潮流为正规半日潮流, 潮流运动形式主要为往复流, 湾外涨潮流方向主要为NW—SW向, 落潮流方向主要为SE—NE向; 湾内涨潮流方向主要为N—NE向, 落潮流方向主要为S—SW向; 高潮后1h左右转为落潮流, 落潮中间时落潮流最大, 最大落潮流速为72cm/s,出现在湾口附近; 低潮后1h左右转为涨潮流, 涨潮中间时涨潮流最大, 最大涨潮流速为70cm/s, 同样出现在湾口附近。 涨落潮中间时刻潮流场如图3和图4所示。

1.4.3欧拉余流场的模拟结果［６］

模拟海域欧拉余流场分布状况如图5所示。 从图5可以看出:整个模拟海域的欧拉余流不大,均小于2cm/s,湾内的欧拉余流方向基本指向湾口,由于受到湾中部及湾口地形的影响,牛岛附近的欧拉余流大于湾口的欧拉余流,湾口的欧拉余流基本为0cm/s。湾外在刘家岛东侧海域形成了一个逆时针旋转的环流,湾内没有形成明显的余流渦。

2纳潮量的计算

纳潮量计算海域取整个唐岛湾(图1)。 经潮汐模式计算: 大潮期湾内总纳潮量为3 654.22万m3; 中潮期湾内总纳潮量为3 285.55万m3; 小潮期湾内总纳潮量为2 647.10万m3。

3唐岛湾水体交换数值模拟

3.1水体交换数值模式

以溶解态的保守物质为湾内的示踪剂,建立一种对流—扩散型的海湾水交换数值模型。浓度对流、扩散方程表示[1]:

式中:C为示踪剂浓度;kx、ky为水平紊流扩散系数。

边界条件:

在闭边界上没有物质通量,即

在开边界上满足

流入边界清洁水满足C(x,y,k,t)=0

在建立二维潮流以及浓度对流扩散数值模型以后,给定的湾内示踪剂的初始浓度假定为c (t0)。对于给定的某一分界线,假设在水体交换模式运行之前,需要计算水体交换率的海域均含有浓度值为c (t0) 的溶解态保守性示踪剂, 而界线外的新鲜海水不含有这种物质(即浓度为零),数学模型中水边界入流时给定这种物质在开边界的浓度为零。 湾内水在不同时刻被外海水置换的比率R (x,y, t),通过湾内示踪剂的浓度计算:

相应余留在原位置未置换的水体比率为:

3.2水体交换数值模拟结果

我们自湾顶至湾口依次选择了6个点(图1),输出的水体交换率随时间变化。自湾顶至湾口水体交换能力逐渐增强, 且随时间的增加水体交换率增大或被置换的海水增多。 湾顶A点30d后水体置换率仅72.81% (表1)。

%

4唐岛湾海域水动力研究［７］结论

唐岛湾海域的潮流为正规半日潮流,潮流运动形式主要为往复流, 涨潮流大于落潮流; 湾外涨潮流方向主要为NW—SW向,落潮流方向主要为SE—NE向。湾内涨潮流方向主要为N—NE向,落潮流方向主要为S—SW向;湾口以北的区域被牛岛分成两部分,牛岛以东的水域面积较大,其东侧的狭窄水道造成潮流急流,牛岛以西的水域面积较小,地势较缓,为潮流的弱流区。

唐岛湾内的欧拉余流方向基本均指向湾口, 牛岛附近的欧拉余流大于湾口和湾底的欧拉余流,但是由于整个模拟海域的欧拉余流不大, 均小于2cm/s,湾口的欧拉余流基本为0cm/s。

水交换模拟结果显示,自湾顶至湾口水体交换能力逐渐增强,湾顶A点30d后仅有约73%的水体被置换;而湾口的F点交换5d后就有92.58%的水体被置换。因此排入唐岛湾的污染物至少经过约一个月的时间,才能恢复到排放前的水平。造成唐岛湾水交换周期变化较大的原因是狭湾内、外水交换控制机制的区域性变换较大,湾口相对湾内是强流区,最大落潮流速为72cm/s,最大涨潮流速为70cm/s,湾口水体与口外新鲜海水平流混合和潮弥散较强烈,水交换速度较快。湾内地势较缓,尤其是牛岛附近海域为弱流区,湾内水域横向尺度较小,虽然重力环流和潮振荡在水体的纵向弥散中作用显著,但是水体在随潮流的往复运动中纵向混合无法充分开展,潮混合能力较狭湾外小得多,因此湾内的水交换周期比狭湾外长得多,水交换速度很慢。