CFD模拟论文（精选7篇）
CFD模拟论文 第1篇
数值模拟方法在研究大型过程装备的性能中已经得到越来越广泛的应用, 但仍有较多问题亟待解决。对于大型过程装备而言, 其外形尺寸大且内部结构复杂, 分析计算过程将占用巨量计算机资源, 使计算时间大大延长。此外, 大部分过程装备数值模拟需要附加的物理模型如湍流、燃烧、传热、化学反应、旋转、多相流和多孔介质等, 使得CFD (Computationa Fluid Dynamics) 数值模拟过程中不仅要求解基本控制方程, 还要求解相应的附加物理方程。为解决这种问题, 常见的技术处理方法是增大网格尺寸、简化甚至忽略部分附加物理模型或只对重要的局部结构进行数值模拟。其中对局部结构进行数值模拟的方法, 边界条件一般采用经验值或者均匀化假设来确定, 增大了数值模拟误差中的模型误差部分。这些方法常常因为计算模型、边界条件等过于粗略或理想化, 与工程实际相差太大, 使得计算结果的精确度大受影响。对具有多单元结构的大型过程装备进行数值模拟计算时, 化整为零是一种常见且有效的简化计算方法, 即只取其单元进行数值模拟。此时, 如何准确描述单元的边界流动条件就成为了采用这一方法的关键问题。本文利用Fluent软件提供的边界轮廓定义机制很好地解决了这一问题, 并以具有多袋室结构的大型袋式除尘器为工程实例进行说明。
1 基于边界轮廓定义机制的CFD数值模拟方法
1.1 边界流动数据的获取方法
获取边界流动数据的方法主要包括实验法、计算法和数值模拟法。大型过程装备由于其复杂的结构和工况, 往往受到时间、空间和经费等条件的限制而无法进行实验;计算法在计算过程进行多次理想化假设, 得到的数据并不可靠;数值模拟方法由于其不受空间限制、周期短和成本低的特点而逐渐为各行业的设计者们所采用。本文采用数值模拟方法获取单元结构的边界流动数据。
为获得准确的单元结构边界流动数据, 需对整机进行数值模拟, 但这样无法实现简化计算的目的, 因此需对整机模型采取适当的简化, 使其不仅能够得到准确的边界流动数据并可减少计算机资源占用率。对整机模型进行简化时, 可保留对边界物理量影响较大的特征, 忽略对其影响较小的特征。
不同装备应根据其物理特征采取合适的简化方法。以袋式除尘器为例, 其整机模型由于存在大量尺寸较小的滤袋使得网格数量大大增加, 并且滤袋所产生的阻力对袋室边界流动条件有较大影响, 因此将袋室内滤袋群简化为具有一定阻力的均匀多孔区, 不仅可以减少网格数量, 也可得到准确的袋室边界流动条件。均匀多孔区代替滤袋群方法如下:
式中:
δ——滤袋厚度;
v0——气体通过滤袋的平均速度;
μ——气体的动力黏度;
k——滤袋渗透率;
ρ——气体密度;
C2——滤袋压力跳跃系数;
β——滤袋最大流量分配系数经验值;
L——气体流动方向上多孔区尺寸;
v——气体通过多孔区的平均速度。
经过简化后的袋式除尘器整机模型, 提高了数值模拟的计算速度, 见表1。由表1可知其内存占用减少了75%, 计算时间减少了80%。
1.2 边界轮廓文件的生成
边界轮廓用于指定求解域的边界区域的流动条件。为更加方便准确地定义边界条件, Fluent提供了灵活的边界轮廓定义机制, 它允许用户使用工程测试数据、实验数据、外部程序产生的数据或先前写入的数据来定义变量的边界条件[1]。
对简化整机模型进行数值模拟得到各单元结构边界流动数据并写成边界轮廓文件, 包含了边界上各节点的坐标值和所需物理量的值。
1.3 边界轮廓文件的导入
各单元结构的边界轮廓文件生成之后, 将边界流动数据准确地导入单元模型是决定模拟结果精确度的重要因素。由于整机模型与单元模型边界面上网格的不同, Fluent在导入过程中采用零阶插值 (最近邻点插值法) 获取边界所需的值。
最近邻点插值法是荷兰气象学家A.H.Thiessen提出的一种分析方法, 其采用距离网格节点最近的数据点的值来表示网格节点的值, 适合规则分布或者大多数数据点位于网格节点上的数据, 更适合于均匀间隔的数据插值, 可以有效填充无值数据区域[2,3]。
1.4 基于边界轮廓定义的CFD模拟流程
基于边界轮廓定义的CFD模拟流程见图1。
2 CFD数值模拟方法对比
袋式除尘器作为一种高效除尘设备, 在各行业得到广泛应用, 对袋式除尘器内部流场的研究也越来越多[4,5,6,7,8]。本文将袋式除尘器作为实例, 对其单元结构——袋室进行流场数值模拟, 分别采用基于边界均匀化假设的计算方法和本文方法获得边界流动数据, 并将两者的模拟结果与较符合工程实际的袋式除尘器整机数值模拟结果进行对比验证。
2.1 物理模型
袋式除尘器主要分上箱体 (净气室、喷吹箱、阀箱) 、中箱体 (过滤室) 、下箱体 (灰斗) 和风道等 (见图2) 。主要过滤元件——滤袋分布在中箱体中, 以悬挂的方式安装在花板上 (见图3) 。
本文数值模拟采用的袋式除尘器基本参数:进风方式:下进风;袋室数量:2×5;单个袋室中花板数量:2;单个花板上滤袋数量:10×8;滤袋规格:Φ160mm×5 000mm;过滤风速:1m/min。
2.2 基本假设与边界条件
2.2.1 基本假设
1) 袋式除尘器处理的气体作为理想气体来考虑, 不考虑重力, 且与壁面之间无滑移;
2) 袋式除尘器中气体做定常流动, 且不考虑传热的影响;
3) 在袋室单元数值模拟中, 滤袋较薄且为多孔介质, 故将其作为多孔跳跃边界条件。
2.2.2 边界条件
式中:
ux——位置x处的气流速度;
Px——位置x处的静压;
Γinlet———入口边界;
Γoutlet——出口边界;
Γwall——壁面边界。
2.2.3 采用不同方法得到的袋室入口边界气流速度对比
1) 采用计算方法
假设气流均匀分配到每个袋室并垂直入口进入, 速度在入口处均匀分布, 即每个袋室的处理气体量及入口速度值都相等:
式中:
v——入口气流速度, m/s;
Q——袋式除尘器处理风量, m3/s;
n——袋室数量;
A———入口面积, m2。
2) 采用本文方法
采用本文方法获得的袋室入口边界气流速度云图见图4。
3) 采用整机数值模拟方法
袋式除尘器整机数值模拟提取的袋室入口处的气流速度云图见图5。
采用本文方法获得的袋室入口边界气流速度 (见图4) 并不像计算方法假设的那样是均匀分布的, 如袋室3入口边界上气流速度最大值为8.18m/s, 最小值为0.51m/s, 速度差达到了7.67m/s。在整机数值模拟中得到的袋室入口处的气流速度分布 (见图5) 也验证了这一点。
2.2.4 采用不同方法得到的袋室分风情况对比
由本文方法获得的每个袋室分配的风量是不同的, 这与计算方法均匀分配的假设不一致, 而与整机数值模拟中得到的袋室风量分配趋势是一致的 (见图6) , 且最大误差不超过10%。
2.3 数值模拟结果分析对比
分别采用计算方法和本文方法获得边界流动数据, 以袋室5为例, 将两者得到的数值模拟结果进行对比分析, 并用整机数值模拟得到的结果进行验证。
2.3.1 滤袋分风均匀性
滤袋是袋式除尘器的主要过滤元件。滤袋分风均匀性是指袋室中各滤袋处理风量的分配均匀性, 是评判袋室内气流分布均匀性的指标之一。
一个袋室单元中包含两个花板, 滤袋数量为160个, 共10排16列, 见图7。
由滤袋质量流量曲线图 (见图8~10) 可知, 3种方法得到的曲线图都显示分布在壁面附近的相对中间的滤袋质量流量较大。采用本文方法和整机数值模拟方法得出分布在迎风壁面附近的滤袋质量流量比背风壁面附件的滤袋质量流量要大, 说明迎风壁面附近的滤袋处理风量较大, 受大量气流冲刷, 易发生破袋, 造成除尘效率大幅下降, 这个现象在计算方法的结果中体现不出。
2.3.2 袋室内气流速度分布
在袋式除尘器运行过程中, 经常出现滤袋底部破损的现象。可利用数值模拟得到的速度云图查看袋室内部气流速度分布情况, 寻找滤袋底部破损的原因。
袋室截面气流速度云图见图11~13。
由图11~13可知, 壁面附近的滤袋底部气流速度明显高于上部, 高速气流的长期冲刷造成了滤袋底部的破损。在采用本文方法和整机数值模拟方法得到的气流速度云图中还可看出, 迎风壁面附近的气流速度相对背风壁面较高, 分布在迎风壁面附近的滤袋先于背风壁面发生破损。
3 结束语
1) 为解决大型过程装备CFD数值模拟无法兼顾计算机资源和模拟精确度的问题, 通过整机简化数值模拟得到单元结构的边界流动数据, 利用Fluent的边界轮廓定义机制, 准确定义单元结构的边界条件, 实现各单元更加符合工程实际的数值模拟。
2) 以袋式除尘器为例, 采用不同方法对其进行数值模拟并分析对比发现:相对计算方法, 采用本文方法获取边界条件进行的袋室单元数值模拟结果与采用整机完整模型进行的数值模拟结果基本一致, 袋室内部气流分布符合实际工程情况, 并能准确判断破损滤袋所处位置。
3) 本文方法不仅可加快计算速度、减少计算机资源的占用而且结果可靠, 便于在企业中普及应用, 为装备的性能优化设计提供参考依据。
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基于CFD的室内热环境模拟研究 第2篇
随着我国经济的不断发展, 人民生活水平日益提高, 人们对居住建筑的要求也逐渐提高, 人们对住宅建筑的要求已不仅限于能遮风挡雨, 而且要宽敞明亮、温湿度适宜, 使居住者感到温馨舒适, 即人们更加关注影响人体热感觉、热舒适的居室热环境指标[1]。
国际上通用的热舒适的定义是1970年由美国采暖、制冷和空气调节工程师学会 (ASHARE) [2] 给出的:“热舒适是人对环境在心理状态上感到满意。”从热舒适的定义我们知道热舒适是一个很难准确定义的概念, 是人们在众多因素作用下的主观反应, 它涉及的范围很广。从大的方面讲, 其影响因素可分为两大类:热因素和非热因素。所谓热因素是指在热平衡方程中考虑到的因素。归结起来, 即:空气温度, 空气湿度, 平均辐射温度, 空气流速及人的活动水平和人体的着装。其中前四个是与环境有关的因素, 后两个是与人有关的因素。前四个因素对人体的热平衡产生影响且在各要素间很大程度上是可以互换的, 某一要素的变化所造成的影响常常可以为另一要素相应的变化所补偿。人体散热量是不可控制的, 但是人体散热量受到上述6个因素的共同影响, 其中最主要的是温度变量, 因此热舒适性研究的主要工作是确定热舒适温度变量。
2 CFD简介
CFD的全名是Computational Fluid Dynamics, 主要用于解决工程中的流体和传热问题, 目前比较好的CFD软件有:Fluent、CFX、Star-CD、Phoenics[3], 除了Fluent是美国公司软件外, 其它三个都是英国公司的产品。CFD软件结构基本一致[4], 见图1。
可见CFD软件由前处理器 (Preprocessing) 、求解器 (compute an result) 、及后处理器 (Postprocessing) 等三大模块组成, 各个模块的作用为:前处理器通常要生成计算模型所必需的数据, 这一过程通常包括建模, 数据录入 (或者从CAD中导入) , 生成网格等;做完了前处理后, CFD的核心求解器 (SOLVER) 将根据具体的模型, 完成相应的计算任务, 并生成结果数据;后处理过程通常是对生成的结果数据进行组织和诠释, 一般以直观可视的图形形式给出来, 如给出速度场、温度场、压力场、浓度场及其它参数的可视化结果及动画处理。
3室内热环境数值模拟
3.1 实验测试
3.1.1 实验目的与方法
本次实验目的在于准确测量寝室的室热环境参数, 为数值模拟提供边界参数和实验验证参数, 为以后采取相应具体措施更进一步提高寝室内热环境质量提供参考。
由于不同的寝室处在不同的地理位置, 具有不同的室热环境, 所以必须选择一些具有代表性的寝室来进行研究。选择的寝室是重庆大学B区7舍330室, 7舍属于七人间宿舍。7舍其四周没有什么大的遮挡建筑。此寝室位于宿舍三楼最西端, 到了下午临近晚上的时间, 太阳直射西墙, 西墙的温度会比其他内墙的温度高, 这对室内热环境肯定会有一定的影响。寝室的房间结构图如图2所示。
3.1.2 测点的布置
本次实验需要测试的即物理环境参数, 各测试参数 (指标) 及测试仪器如表1所示。
为了便于模拟, 测点的布置必须满足要求。由于温度场的模拟在热环境模拟中占较为重要的地位, 所以在测点布置中必须着重考虑温度传感器的位置布置。各测点布置图如图3所示。
3.2 实验房间模拟
3.2.1 简化实验房间模型
按照学生寝室的实际尺寸6.0×3.6×3.2 (m) 进行模拟。分寝室门开启和关闭时两种情况, 以便分析两种情况下的温度场和流场。为了便于数值模拟, 对一些物理模型作如下简化假设:
(1) 把人体散热量和电脑散热量均分到地面;
(2) 由于寝室的杂物较多, 不能把所有的物体考虑其中。而床相对流速场的影响较大, 所以在模拟中只假设床存在。寝室的床是上下铺形式, 在对无蚊帐的床而言, 用两个面代替上下床铺, 如床上挂有蚊帐, 则假设其为一个矩形, 矩形的高度和宽度与相应的床一致;
(3) 夏天天气较热, 寝室门大多数时候都是开启的, 由于测试时的不便, 只对门开启的时候进行了测试, 模拟时也只对门开启时这种情况进行模拟。
房间内的气流流动一般属于紊流流动, 应用PHOENICS程序对工况进行数值模拟, 采用的是自然对流时的k-ε两方程模型, 控制方程包括连续性方程、动量方程、能量方程、紊流动量k方程及紊流能量耗散ε方程。
3.2.2 边界条件
在PHOENICS软件中可以给出第一类和第二类边界条件, 即给出壁面温度或热流密度。本文的模拟计算中, 给出第一类边界条件, 即壁面温度。房间的测点见图4。
3.3 模拟结果
由于篇幅的限制, 此处仅给出模型房间12∶00时刻的模拟结果。构建的房间模型如图5。
3.3.1 模型房间模拟结果
(1) 12∶00时的空气温度分布如图6～19所示。
4实验验证
4.1 模拟值与实测值对比分析
为了对模拟结果作进一步的验证, 把现场调查测试结果与模拟计算结果进行了比较, 见表2。
表2中空气温度的四个值是在房间中间位置周围测得, 测点距地面的高度分别是0.1 m、0.6 m、1.1 m和1.7 m。空气流速的两个流速则是在房间中间位置和邻阳台的门口处测得, 距地面高度是1.1 m。
从表2可以看出, 大部分空气温度的模拟计算值与实测值吻合得较好, 相对误差在10%以内。存在误差较大的是距地面0.1 m的测点, 其相对误差都在30%左右, 这主要是因为:由于在简化模型时把人体的散热和电器设备的散热都分摊到了地板上, 从第3章的空气温度分布图可看出, 在距地板0.3 m的范围内温度变化较快, 人体和电器设备的散热量使邻近地板的空气温度提升, 所以在距地板0.1 m时受到假设的热流通量的严重影响, 使模拟的温度值较实测值高出许多。同时从表中可以看出速度的模拟计算值和实测值相差很大, 这主要原因有:①学生寝室是采取自然通风形式, 房间内的空气流速主要是受到室外气流的影响, 且由于室外空气流速风速和风向都不定, 对室内的空气流速影响较大;②由于所选择的寝室都不是在迎风面, 自然通风进入室内的空气流速都较小, 在测量时人员的走动会对空气流速造成较大影响;③由于学生寝室的杂物较多, 而在模型简化时只考虑了床的因素, 忽略了其它因素的影响, 对流速场的影响也较大。
4.2 模拟结果分析
4.2.1 温度场模拟结果分析
(1) 12∶00时的温度场模拟结果分析。
1) 在竖直方向上, 空气温度场仅在距地0.3 m的范围内出现明显条纹分层, 如图6。在同学们的主要活动区, 即在0.1 m (脚踝) 到1.1m (坐姿头部) 范围内空气温度的最大差值达到7.01 ℃ (以12∶00时为例) , 不符合ISO7730热舒适标准中规定的t1.1-t0.1≤3.0 ℃的热舒适要求。前面已作出分析, 这主要是简化模型不当造成的。如按距地0.3 m以上的模拟值与实测值的相对误差平均值计算, 则可得出脚踝到坐姿头部的温差在3.0 ℃范围内, 满足热舒适标准。
从模拟的结果可以得出, 寝室内的最高温度出现在贴近地面处, 然后向上温度逐渐降低, 在距顶棚0.1 m温度达到最低值, 然后向上温度又开始上升。前面已作过分析, 温度沿着上方逐渐降低的原因是人体散热和电器设备散热的影响逐渐减弱, 在距顶棚0.1 m处温度开始上升的原因是受到简化模型中的照明散热的影响。从表2中也可以得出, 随着离地面距离的加大, 模拟值与实测值的相对误差也在减少, 即越到上方模拟的结果与实测值越接近, 相对误差最小值出现在距地面1.7 m处。主要原因是在此处受到人体、电器设备和照明散热的影响最小。
2) 在水平方向上, 随着高度的增加, 空气温度分布逐渐趋于均匀一致, 如图7～9。在距地面0.1m处的水平面上见图7, 空气受到分摊到地板上的人体散热、电器设备散热和四周墙体的影响, 主要分成了四种颜色。在挨着外墙的区域温度最高, 向着内墙的方向温度逐渐降低, 在带有蚊帐的床四周温度达到最低, 温度在此处达最低的原因是在简化模型时把带蚊帐的床当成一个材料为铁的实体, 吸收了周围大量的热, 使周围的温度较低。随着距离地面高度的增加, 空气温度受到地面散热的影响逐渐减弱, 在距离地面1.1 m和1.7 m处的水平面温度已经基本一致, 只是在距地面1.1m水平面处, 在邻近阳台的门 (即气流进风口) 四周的温度较高, 主要是受到室外较高温度进入室内的影响, 但影响范围都不在同学们的活动范围内, 见图8～9。
3) 在与外墙平行的竖直平面上, 随着与外墙的距离的增加, 空气温度分布的分层逐渐变得规整平滑, 见图10～11。在距离外墙较近的区域, 空气受到外墙和床布局的影响, 空气的扰动较大, 在布有床的区域空气温度的分层不规则, 在贴近地面和距空气流进风口较近的区域温度较高, 在床的上部区域, 温度分布基本一致, 见图10。而在距外墙较远的区域仅有很小的区域受地面散热的影响, 其它部分温度分布基本一致, 见图11。
4) 在以上的分析中, 地面对空气温度的分布影响较大, 而外墙对空气温度的影响不突出, 这可能与大多数人的实际感受不同。这是因为在此例中, 由于测试房间的外墙是在背阴面, 而我取的测试时间是在中午, 在之前太阳未能直接照射外墙吸收太阳热较少, 外墙的温度还未提升, 所以外墙对室内温度影响较小。地面对室内温度影响较大的原因已在前面作出分析。
(2) 不同时刻温度场模拟结果比较分析。
从温度场的模拟结果中可以看出, 时间的不同对温度场的分布没有太大影响, 只是随着时间的延后, 室外温度逐渐升高, 导致其它时刻的温度模拟结果值较前一时刻的模拟值要高。但是在各个时刻的距外墙0.5 m的纵断面处, 见图20～22可知, 越到下午此断面上的温度分布越不均匀。主要原因是此房间的外墙是西墙, 到了下午太阳就直射此墙, 使得外墙的温度升高速度较其它墙的温度升高速度快, 影响了室内距外墙较近的纵断面上的温度分布。
4.2.2 速度场模拟结果分析
房间的流速场分布与时间没有联系, 不同时刻呈现出的流速场都不一致, 无规律可循。可认为造成此种现象的原因是:不同时刻室外的风速和风向都不一致, 且在不同时刻测试时由于人员走动的影响造成的误差也不一致。
4.3 热舒适分析
根据我国暖通空调设计规范GBJ—1987规定, 舒适性参数标准应符合如下要求:夏季民用建筑:t=22～28℃;Ф=40～65%; v风≤0.3 m/s
前面综述中提到对人体热舒适性影响的六个因素中, 温度变量起着最主要的作用。由于我们测试当天是雨后天晴, 温度还未回升, 除去不正常的温度模拟参数 (距地面0.1 m时的温度参数) , 室内温度模拟值均在22～28 ℃之间, 在此温度范围内, 人们的舒适感最佳。通过对速度场的模拟可以得出速度场内的流速大多数小于0.3 m/s, 在此种风速下, 人们的舒适感最佳。这也与人们的主观感觉一致。
总之, 由于测试当天气候条件较适宜, 可认为获得了较舒适的室内热环境。
5总结
本文选择了有代表性的学生寝室为模型房间, 选择了几个有代表性的时间段, 对室内空气流动进行了模拟, 给出了室内空气的温度场和速度场, 并把模拟结果与实测结果进行了比较分析。结果表明, 温度场的模拟结果与实测结果吻合较好, 但速度场的误差较大, 并对引起误差的原因进行了分析。并以模型房间7330室12∶00时为例, 对室内空气温度场和速度场的模拟结果进行了详细分析, 对不同时刻的模拟结果也作了比较分析, 最后得出学生寝室在较适宜的气候条件下热舒适感较好的结论。
但在此次模拟中物理模型还有待完善。模拟计算时所建立的物理模型比较简单, 与实际房间差别较大。首先只考虑了寝室内床的存在, 没有考虑其它杂物的影响, 其实在学生寝室内杂物较多, 同学们可活动的区域相对较小, 杂物对温度场和速度场的分布影响也较大;其次, 在简化模型时, 把人体散热和电器设备散热分摊到地面上, 把照明电器的散热分摊到顶棚上, 这就造成了邻近地面和顶棚的区域内温度场分布不均匀, 且在贴近地面和顶棚的平面上温度比实测值高出许多;在对风速的测试中采用的仪器是热球风速仪, 而且测试的时间又是每隔两个小时测试一次, 所以测得的风速参数不具有代表性, 那么以此参数模拟的速度场也不具备说服力, 得出的结论也不能应用到具体的实例中去。
参考文献
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CFD模拟论文 第3篇
油气扩散后的浓度变量Cv是空间坐标 (x, y, z) 、时间t、源强s、气象条件wa、大气湍流wt、地表特征G等各变量的相关函数, 即Cv=f (x, y, z, t, s, wa, G, …) , 油气组分及其性质、扩散环境条件均会影响油气运移规律及其浓度分布[3], 数值解算和量化描述十分复杂。本文将采用ANSYS公司的CFX5.7软件对大型原油罐区事故液池的油气扩散进行数值模拟, 重点解算油气浓度在时间和空间位置上的变化规律, 以及罐壁、防火堤等结构体对油气扩散轨迹的影响。
1 流动控制方程和湍流模型[4]
无化学反应的单相多组分扩散问题, 需要求解的方程是一个连续方程、三个动量方程、一个能量方程和一个组分方程, 以及两个湍流量的方程;大气运动是非定常湍流流动, 还需要选择适当的湍流模型。
(1) 连续性方程:undefined为混合物的密度, uj为 (x, y, z) 三个方向上的速度。
(2) 动量守恒方程:undefined
其中, μt是流体的湍流粘度, g是重力加速度, p是绝对压力。
(3) 能量守恒方程:undefined
其中, T为流体的温度, kl为流体的湍流导热系数, σT为常数, 一般为0.9～1.0, cP为混合流体的定压比热, cPv为泄漏物质的定压比热, cPa为空气的定压比热。
(4) 组分质量守恒方程:undefined
其中, ω为组分的质量分率, Dl为流体的湍流扩散系数。
(5) 湍流流动模型
由于重气的输送和扩散通常发生在大气边界层内, 而绝大多数发生在大气边界层内的物理过程都是通过湍流输送来实现的[5]。罐区油气扩散在防火堤、罐壁等障碍物附近会产生回流, 油气贴罐壁流动时会产生流线弯曲, 因此采用RNG k-ε湍流模型, 计算考虑浮力影响, 在近壁区使用壁面函数法处理。
undefined
其中, undefined。
2 气象条件
(1) 风速
在近地面边界层内空气流动受涡流、粘性和地面植物、建筑物的影响, 风向基本不变, 但是越往高处风速越大, 风速随高度的变化规律一般采用指数公式, 即:
undefined
式中:v—距地面高度h为处的风速, m/s;
v1—高度为hi处的风速, m/s;
n—经验指数, 取决于大气稳定度和地面粗糙度, 其值约为1/2～1/8, 在近地面可以使用地面粗糙度代替。数值模库的油库区内多绿化植被, 取草地地面粗糙度α=0.14。
本次数值模拟设定离地面10m高度处的风速为4m/s, 风速沿竖向高度 (Z轴) 遵守指数规律分布。
(2) 地面粗糙度[6]
植被覆盖地表的空气动力学粗糙度使用sellers在1965年提出的经验估算公式:z0=0.04 H1.417, 式中H为植被高度。本次数值模拟油罐区植被高度约5cm, 计算出的地面空气动力学粗糙度z0=0.39cm。
(3) 大气稳定度和环境温度
大气稳定度:中性;油品温度与环境温度相同:19℃。
(4) 质量蒸发速率
随着轻组分不断蒸发损失, 油品质量蒸发速率是不断衰减的, 为便于计算, 假定在短时间内 (如60s) 质量蒸发速率为恒定值。油品液池的质量蒸发速率采用如下公式计算[6]:
Q3=a×p×M/ (R×T0) ×u (2-n) / (2+n) ×r (4+n) / (2+n)
式中:Q3—质量蒸发速度, kg/s;a, n—大气稳定度系数;p—液体表面蒸气压, kPa;M—摩尔质量, kg/mol;R—气体常数, 8.314J/mol·k; T0—环境温度, k;u—风速, m/s;r—液池半径, m。
泄漏出油品的表面蒸汽压为19.29kPa;摩尔质量为68.2kg/kmole;油品蒸汽密度:3.045kg/m3, 油品的温度与环境温度相同。
3 计算模型及网格划分
计算模型如图1所示, 罐组内设置4座直径D=80m的原油储罐, 罐高H=21.8m, 罐间距L=32m。外围防火堤为正方形, 高度2m, 边长220m。泄漏油品处于原油储罐之间, 在地表形成不规则形状, 面积约3377.6m2, 泄漏油品质量蒸发速率为5.82kg/s[6]。模型计算区域为半径R=500m, 高度He=100m的扁圆柱形空间。对区域采用规则四面体和六面体混合网格, 总网格数1014256, 采用IBM小型机计算。
4 模拟类型、边界条件和初始条件
在CFX-Pre预处理模块, 加载瞬态/稳态模拟类型、边界条件、初始条件等解算数据。
(1) 模拟类型
模拟类型 (Simulation type) 为瞬态 (transient) , 总时间 (total time) 为60s, 时间步长 (timestep) 为0.1s。
(2) 域、边界条件和初始条件
使用组分输送方程, 空气 (air) 设定为constraint, 油气 (OilVapour) 设定为transport equation;上风向:风速入口边界 (inlet) , 风速分布遵循指数规律经验公式, 设定表达式VH;下风向:开放边界 (openning) , 设定static pressure值;地面:固壁边界 (wall) , 地面粗糙高度为0.0039m;顶部:开放边界 (openning) , 设定static pressure值; 油品蒸汽释放源:入口边界 (inlet) , 流量为5.82kg/s; 罐壁、防火堤:固壁边界 (wall) , 无滑移条件 (no slip) ;初始条件:风速VH, 相对静压力为0, 油气浓度为0。
(3) 湍流模型
使用RNGk-ε湍流模型, 考虑浮力影响。
5 数值模拟结果分析
5.1 防火堤处的流场变化
如图2所示, 在防火堤背风侧产生了涡漩, 影响高度约3m、长度约15m;由于防火堤的阻滞和抬升作用, 降低了罐组内气体流速, 不利于油气的稀释和扩散。在下风侧防火堤外部, 由于油气重力下沉效应和涡漩作用, 此处油气较其他位置容易达到爆炸极限。
5.2 侧向油气扩散规律
如图3所示在第5s、第10s、第20s、第40s、第50s、第60s时刻, 油气在垂直风向的横截面 (距罐组中心40m) 上浓度和运移变化。
在罐组防火堤内, 油气贴地面向下风向移动, 影响高度约10m;侧向扩展的动力来自于大气湍流, 侧向掺混缓慢, 在第42s时达到罐壁位置。由于油气密度、浓度的变化, 与空气有明显的分界面, 且呈半圆形对称分布, 高浓度油气出现在界面中间、底部位置。
在第5s最高油气浓度0.6mg/m3, 第10s2.6mg/m3, 第20s5.4mg/m3, 第40s时11mg/m3, 第50s为7.4mg/m3, 第60s7.8mg/m3, 虽然受湍流影响, 最高油气浓度值有高低波动, 但总的变化趋势是不断增加的。
5.3 顺风向油气的扩散规律
油气顺风向扩展速度主要受风速和大气稳定度的影响, 较高的风速和不稳定的大气环境对油气稀释是有利的。风速越大, 油气顺风向扩散速度越快, 大气湍流越剧烈, 油气与空气掺混效果越好, 越容易被稀释;大气稳定度越高, 油气越不容易被稀释, 危害时间和距离都会增加。
从图4所示6幅照片可以发现, 油气运动速度与风速相当, 由于油气密度比空气密度大, 油气贴地面顺风移动, 高浓度仍出现在贴地面处, 由于重力沉降卷吸作用外围首先被空气稀释, 浓度降低。受地面摩擦阻力和风速垂直梯度的作用, 上部油气比底部移动快, 且因为比空气重, 在向前运移一段距离后又沉降到地面, 在此过程受卷吸效应, 油气浓度不断降低, 所以出现了油气云前端低、中部高, 前端浓度低、后部浓度高的特征。
从第40s、第50s、第60s图片看到, 油气在防火堤外被抬升, 底部出现“空腔” (零油气浓度区域) , 这是因为此时防火堤背风侧漩涡的油气积聚效应尚未表现出来, 结合图1流场速度矢量分析, 随着时间的延长, 漩涡将造成油气积聚, 且无新鲜空气稀释, 很容易形成燃爆性混合气体。
第10s最高质量浓度 (mass concentration) 为6.14mg/m3, 第20s最高质量浓度为9.77mg/m3, 第30s最高质量浓度为12.1mg/m3, 油气向已经下风向移动至防火堤处;第40s最高质量浓度为10.7mg/m3, 第50s最高质量浓度9.73mg/m3, 第60s最高质量浓度11.2mg/m3。
5.4 油气的平面扩散过程
图5的4幅照片显示的是第10s、第20s、第30s、第60s时刻离地面5m高度平面上, 油气的影响面积和浓度变化规律。
气流流经储罐间隙时, 通道变窄、流速增加, 油气顺风的主流向运移速度超过两侧展向速度。从图中看出, 在释放源特定蒸发速率下, 高浓度油气区域是在不断运动、变形的, 因为液池面积大, 液池表面油气受罐组内气流组织影响, 高浓度油气呈“V”型、全部油气呈“Y”型顺风扩散。在第60s时刻, 出现了两个高浓度区域, 这是由于防火堤的阻滞作用, 在防火堤内脚堤侧也积聚了较高的油气浓度。
6 结论和展望
通过利用CFX软件进行罐区油气扩散数值模拟研究, 形成以下研究结论:
(1) CFD方法是模拟重气扩散过程的一条有效途径, 选用合适的湍流模型可以模拟重气在大气湍流中的传质、传热和流动等物理现象, 建模和解算时还可以考虑地形变化、建构筑物对流动的干扰, 并可后处理工具中显示浓度分布、重力沉降、速度矢量等重要数据;而且可以数值计算静风条件下油气扩散规律, 较其他扩散模型和污染物扩散计算软件有更强的优势。
(2) 在防火堤背风侧漩涡位置, 向下流动空气携带的油气会在此积聚, 导致油气浓度不断升高, 且不易被稀释, 属于重点危险部位。
(3) 在风速较大时, 顺风向扩散的速度大于侧向扩散速度, 油气密度大于空气密度, 高浓度油气贴地面向两侧和下游移动, 由于地面位置油气浓度高, 遭遇静电、动火、汽车尾气火星的可能性大, 泄漏扩散的危险性更高。
(4) 在罐组内会产生两个高浓度油气区域, 一处是液池表面, 因为此处刚开始与空气发生卷吸、掺混作用, 空气分率较远处小;另一处在防火堤内脚线附近, 这是由防火堤阻滞气流产生的油气积聚效应引起的。
(5) 储罐罐壁、防火堤会直接影响到油气扩散轨迹, 防火堤内侧、背风侧漩涡处会形成高浓度油气, 属危险性较高部位;而罐壁会“分散”油气, 有助于降低油气浓度。大型罐区发生油品泄漏事故后, 高浓度油气可以贴地面移动到很远距离, 危害范围较大。
但是, 因为数学模型的限制, CFD油气扩散模拟方法仍有一定的缺陷:
(1) 流动数学模型没有考虑大气稳定度对扩散的影响。白天与夜晚、晴天与阴雨天等气候状况有不同的大气稳定度, 而稳定度高的大气对扩散是不利的, 大气稳定度参数在数学模型和计算软件中没有体现。
(2) 计算机配置要求高。虽然本次利用CFX5.7软件数值模拟的边界条件、初始条件、地形特征都简单, 但仍在xeon double core 2.33G (CPU) /4GB (DDR内存) 配置的IBM小型机上运行5天的时间。如果要实现高效地数值模拟长时间连续泄漏扩散、复杂地形的扩散规律, 计算量是非常庞大的, 对计算机性能要求很高。
参考文献
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CFD模拟论文 第4篇
风灾是自然灾害中发生最频繁的灾害之一。20世纪80年代, 高频率、次生灾害大的风灾, 在西方社会损失1亿美元以上的自然灾害统计结果中表明:风灾次数所占比例高达51.4%[1]。2013年, 在我国风灾害已导致1865.4万人次受灾, 92人死亡或失踪, 直接经济损失高达250.14亿元, 可见风灾给人类生命财产带来了巨大危害。在研究桥梁抗风中, 风荷载是桥梁常遇的作用荷载, 尤其是对大跨度和轻质的桥梁所引起的响应在总荷载中占有相当大的比重。由于自然风的特性以及桥梁跨中断面形状的复杂性, 用数学解析方法难以精确描述风对桥梁的作用, 通常是制作一定比例的节段模型, 通过风洞试验测定风压系数。然而, 风洞试验有着费用高、周期长、设备测试复杂等缺点, 并随着计算机技术的高速发展, 计算流体力学 (CFD) 的发展给桥梁风工程提供了一种可能替代风洞试验的研究手段, 即数值模拟。它已经逐步成为继风洞试验后预测建筑物表面风压、周围风速和湍流特性的一种有效的新方法[2~3]。目前几个主要专业的CFD软件有CFX、FIDNAPD、STAR-CD、FLUENT等。1997年, Slelvam等采用LES对得克萨斯建筑科学研究进行了数值模拟, 结果表明对平均值的预测与实测结果均吻合较好[4]。2002年, 唐锦春, 陈水富 (浙江大学) 等运用standardκ-ε以及RNGκ-ε模型对低层坡屋面建筑物进行了三维风场的数值模拟, 所得结果与风洞试验值基本吻合[5]。2006年, 金新阳 (中国建筑科学研究院) 等利用各种湍流模型对某立方柱建筑模型分别作了数值模拟, 得出RNGκ-ε模型的数值预测结果相对较好[6]。本文以计算流体力学理论为基础, 以FLUENT软件为平台计算模拟并提取斜拉桥主梁断面不同湍流模型下的风压系数, 为桥梁的抗风设计提供一定的参考。
1 工程概况
某大桥为宽阔湖面地形条件下特大PC斜拉桥, 主桥桥面高52 m (黄海) 。设计通航等级Ⅲ级。主桥桥型为不等高三塔、双索面空间索、全飘浮体系的预应力钢筋混凝土肋板梁式结构的斜拉桥, 引桥为连续梁桥, 跨径为130 m+310 m+310 m+130 m。本文只针对主梁标准断面进行数值模拟, 主梁横断面图如图1所示。
2 桥梁断面的数值模拟
2.1 模拟的工况
桥梁跨中断面为规则对称断面, 为使得计算精确, 采用尺寸之比为1进行三维建模数值模拟计算, 模型测点布置与实测测点布置一致 (共46测点) , 具体测点布置图位置如图2~3所示。
2.2 数值计算模型的建立及网格划分
选取计算域需要考虑计算机硬件以及计算精度等因素, 计算区域的合理选择有助于模拟结果准确性的提高和计算量的减少。由于保证进口截面的堵塞度小于等于5%。本文计算域为225 m×125 m×50 m, 桥梁跨中断面置于计算域沿风流向的前1/3处。由于计算结果的准确性受网格类型和网格数量影响大, 计算域进行网格划分时主要采用具有良好拓扑性的非结构混合网格 (TGrid) 。在桥梁跨中断面附近进行网格加密, 远离桥梁跨中断面区域网格则由密到疏逐渐变稀疏。划分得到的网格总数为1 041 700个, 数值模拟计算模型如图4所示。
2.3 边界条件的设置
合理设定边界条件对于流场分析至关重要[7], 本文针对结构绕流流场的特点, 边界条件的定义如下:
1) 入口边界条件:本文为不可压缩流, 可将入口边界条件定义为速度入口 (velocity-inlet) , 由于本文是在不同湍流模型条件影响下的风压系数, 故可在流域进口处设定恒定风速值。
2) 出口边界条件:本文采用出口完全发展出流边界条件 (Outflow) 。Outflow边界条件用于流域出口充分发展且流域流速变量和出口处压力都是未知的情况。
3) 壁面边界条件:将流域的顶部、两侧、地面及桥梁跨中断面的表面定义为无滑移壁面条件 (Wall) 。
2.4 求解参数的设置
离散格式的合理选择能加速计算迭代的收敛, 有助于提高解的精度和求解的速度[8]。本文需要将风对桥梁跨中断面的作用进行定量的分析, 所以采用二阶迎风格式, 本文在进行多次数值模拟尝试后采用压力欠松弛系数取为0.6和SIMPLEC算法, 计算至所有控制方程的相对迭代残余量均小于10-4以下且桥梁跨中断面的表面平均风压值基本不再变化, 即认为计算流场已基本稳定。
2.5 风压系数的定义
建筑物表面风压通常用风压系数表示, 其定义为:
式中, Pi为作用在结构表面某点i的静压力;ρ为空气密度, 本文均取1.225 kg/m3;Uref为参考高度处 (本文取为离桥梁跨中断面高度15 m处) 远前方的平均风速;P∞为参考高度处远前方的静压。
3 桥梁断面的数值模拟结果
本文进行数值模拟计算时分别采用3种湍流模型 (Standardκ-ε、RNGκ-ε、RSM) , 模拟190.45°风向角, 风速为6.08 m/s (与实测风向角及风速一致) 计算桥梁跨中断面的表面平均风压值和风压系数, 并与实测风压系数进行比较。风压和风压系数符号的规定:压力向内或向下为正, 向外或向上为负值。数值模拟计算的表面风压如图5~7所示, 风压系数与实测试验结果比较如图8~10所示。
4 结果分析
桥梁跨中断面通过数值模拟计算得到的原始数据可得出以下规律:
1) 在任一湍流模型下 (见图5~7) , 桥梁断面迎风面均出现正压, 背风面一般为负压, 由于气流有分离现象, 则最大的负压则出现在转角处以及桥梁护栏附近。
2) 在3种湍流模型下 (图5~7) , RNG模型 (RNGκ-ε) 所计算模拟得到的正压力值最大, 雷诺应力方程模型 (RSM) 则最小, 但三者的正压区域形状以及大小则相似。
3) 通过计算结果与实测试验结果的风压系数对比 (图8~10) 可知, 采用标准模型 (Standardκ-ε) 与雷诺应力方程模型 (RSM) 计算的风压系数计算的各个测点的风压系数与实测试验值相差稍大, 而RNG模型 (RNGκ-ε) 则相差不多且RNGκ-ε模型的计算值与实测试验值吻合程度较其他湍流模型理想。
4) 从计算结果与实测试验结果的风压系数对比 (图8~10) 可知桥梁断面46个测点的误差值除某些点以外基本都在15%左右。
5 结论
计算风工程 (CFD) 虽处于起步研究阶段, 但蓬勃生机和发展潜力日渐显现。目前作为风洞试验的辅助手段越来越多地应用到大跨度桥梁的断面选型、静力和动力的分析, 取得了良好的研究进展与经济效益。本文以实际工程为例, 说明CFD技术应用到风对建筑物作用方面进行研究的可行性与可靠性, 通过数值模拟计算得到的风压系数与实测试验风压系数对比, 最终选取了合理的湍流模型, 即RNGκ-ε模型。RNGκ-ε模型虽计算结果较为精确但计算所需时间较长, 对于三维复杂体型的建筑物只需建筑物表面风压值建议采用RNGκ-ε模型, 而需要得到建筑物周围流场湍流信息时则采用RSM模型。以上研究结论可为大跨度桥梁的抗风设计及建筑物风荷载的数值模拟提供一定的参考。
[ID:001059]
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CFD模拟论文 第5篇
关键词：柴油机,燃烧,燃烧室结构,数值模拟,滚流强度
近几年来,随着能源和环境问题的日益突出,内燃机的发展面临巨大挑战。燃烧过程是内燃机工作循环中最重要和最复杂的过程,直接决定着内燃机的燃烧效率及排放结果[1]。影响内燃机燃烧性能的因素很多,但是经过大量研究表明,燃烧室的结构形状对混合气的形成和燃烧过程有决定性的影响,燃油喷射系统和进排气系统必须与燃烧室配合才能获得较好的性能指标[2]。结构形状不同的燃烧室会形成不同的缸内气流特性和喷雾特性,从而直接影响内燃机的燃烧特性和排放特性。因此燃烧室结构形状对提高燃烧效率和降低排放有着巨大的影响,对其结构形状的优化匹配是整个燃烧系统开发过程中的一个关键环节[3]。
数值模拟可以加深对内燃机缸内流动及燃烧过程中复杂的物理、化学过程的理解,揭示燃烧系统参数对燃烧过程及排放的影响[4]。笔者采用数值模拟的方法,以YC6M220增压直喷柴油机为研究对象,设计了三种形状不同的燃烧室,利用CFD软件AVL Fire,对三种不同形状的燃烧室进行三维瞬态模拟,根据结果对其缸内气流特性、喷雾特性、燃烧特性以及排放特性进行分析,从而研究燃烧室形状的变化对内燃机性能的影响,为内燃机的设计提供依据。
1 物理模型
1.1 柴油机参数
笔者所研究的发动机为YC6M220型增压直喷柴油机。其主要参数见表1。
1.2 燃烧室结构参数
三种燃烧室的结构形状相似,区别在于三种燃烧室的缩口直径Di和燃烧室的深度有所不同。三种燃烧室的结构关系是Di1>Di2>Di3,T1
2 计算模型
在进行数值模拟的过程中,柴油机缸内的气体流动模拟是根据基本的能量守恒定律,对总的混合物质量、动量和焓的平均输运方程进行求解而实现的[5]。考虑到紊流的影响,采用了k-ε紊流模型的可压缩性描述。液滴破碎模型为WAVE模型,该模型假设喷射的油滴与喷孔直径尺寸相同,并且其它分散的小油滴都是由于空气流动促使液―气互相作用而形成的。这种方法的优点是,仅在一个连续模型中就可以把影响最初扰动的喷嘴管道内的流动和喷嘴的几何形状等相互联系的不确定因素结合起来[6,7]。
在预测NO的生成机理时,运用了扩展的Zeldovich反应机理,采用小火焰方法模拟排放物化学动力学和湍流的相互影响[8]。NO的生成包含了三种反应机理:O+N2圮NO+N,N+O2圮NO+O,N+OH圮NO+H,对三种反应同时考虑向前和向后速率的影响,基于平衡机理确定原子物质(O,H,OH)的浓度。在预测碳烟的生成机理时,采用Lund Flamelet模型,可以建立起求解碳烟体积分数的输运方程,将碳烟晶核的形成,表面生长,裂解以及氧化过程都考虑在内,具有很高的模拟准确性。
根据设计好的的燃烧室形状,利用Fire软件对燃烧室进行网格划分。在不影响计算精度的前提下,为了提高计算效率,根据喷油器的喷孔数(7孔),选择1/7扇形燃烧室为计算域。计算从进气门关闭(154℃A BTDC)开始,到排气门开启(135℃A ATDC)结束,720℃A代表活塞位于上止点。
3 计算结果及分析
3.1 气流特性
通过Fire软件的数值模拟计算,可以根据有限网格计算出任意瞬间燃烧室空间任意点上的速度矢量和质量,再由动量矩守恒原理可计算出该瞬间围绕该计算断面形心的当量角速度,由此求得当量压缩滚流,即单位时间内绕燃烧室纵断面形心的气流旋转次数[9]。然后利用下式计算滚流强度保持性SW。
式中,φ1为出现压缩滚流峰值对应的曲轴转角位置,φ2为上止点后扩散燃烧基本结束的点所对应的曲轴转角位置,S(φ1)为φ1点上的压缩滚流峰值。
通过各曲轴转角对应的离散的滚流值,用曲线拟合的方法得到滚流强度函数S(φ),再由上式计算得到三种燃烧室的滚流强度保持性SW曲线见图2。
由图2可以看出,燃烧室1的滚流强度保持性曲线下降最快,而燃烧室3内曲线下降最慢,说明燃烧室3内的滚流强度的保持性最好。可见燃烧室的形状对缸内的气流特性具有明显的影响。从缩口直径来分析,燃烧室3的缩口直径最小,即燃烧室3的流通面积是最小的,当三种燃烧室通过的体积流量基本相同时,流通面积越小,流速就会越慢,所以燃烧室3的滚流强度下降最慢,滚流强度保持性最好。从燃烧室深度来分析,燃烧室3的燃烧室深度最大,三种燃烧室中央凸台的高度是一致的,这样就使得燃烧室3对气流的导向作用相对更加明显,再加上由于缩口直径小而形成的高速气流运动,所以形成的滚流更加稳定。
柴油机缸内的气体流动,特别是燃烧后期的气体流动对柴油机缸内混合气的形成和燃烧有重要的影响,决定着柴油机的经济性和排放性能[10]。在扩散燃烧阶段燃烧室内的气流运动对组织燃料和未燃空气之间的相对扩散运动是非常重要的,如果不当就会产生大量的碳烟。很明显,燃烧室3由于具有较好的滚流强度保持特性,会使扩散燃烧阶段的燃烧性能良好,从而也会具有较好的排放特性。
3.2 喷雾特性
通过数值模拟计算可以得到三种燃烧室内油粒的索特平均直径(SMD)和燃油喷射距离,以便于分析三种燃烧室形状对喷雾特性的影响。
图3为三种燃烧室油粒的索特平均直径变化曲线图。在喷油的初始阶段,即液体燃料一经喷出,燃油的索特平均直径由某一最大值急速减小到一个较小值,说明在燃料喷出的一瞬间发生了急速的雾化,液滴破碎程度很高,变得更加细小。在712℃A左右,缸内燃料开始发生燃烧现象,此时缸内的温度有较大幅度的上升,这样就使得气体密度减小,液滴的贯穿阻力也变小,所以液滴的索特平均直径会有增大的趋势。但是随着燃烧的进行,缸内温度升高很快,所以油粒的表面会被加热,温度也会升高,所以液滴的黏度会下降,相应的油粒间的表面张力减小,这样就会使油粒的索特平均直径减小。两者相互作用,所以油粒的索特平均直径基本维持在某一个较小值,在这个值上下摆动,直到喷油结束。
从图3中可以看出三种燃烧室内油粒的索特平均直径变化曲线基本上是一致的,这与三种燃烧室的形状相似有关。但是也可以看出,在喷射的中间阶段,燃烧室1的曲线基本上是要高于燃烧室2和燃烧室3的,说明燃烧室3内的燃油雾化相比前两者是更好的。燃烧室3由于缩口直径和燃烧室深度更加合理,缸内气流特性保持性是最好的,所以会产生良好的喷雾特性。
图4为三种燃烧室的燃油喷射距离变化曲线图。从图中可以看出,在喷射的开始阶段,由于三种燃烧室内部的气流密度基本一致,喷雾所受的空气阻力相当,所以三种燃烧室内部的喷雾贯穿距离基本上是一致的。但是随着燃烧的进行,可以看出燃烧室1内的喷雾贯穿距离逐渐高于燃烧室2和燃烧室3内的喷雾贯穿距离,燃烧室3内的贯穿距离基本上是最小的。这是因为在燃烧过程中,三种燃烧室由于具有不同的缩口直径和燃烧室深度,导致燃烧室3内的温度最高,见图5。缸内的密度最低,所以喷雾具有的惯性也会较小。燃烧室3内油粒的索特平均直径是最小的,见图3。即燃烧室3内喷注的撕裂、破碎和细化的效果是最好的,所以喷雾在发展过程中蒸发速度较快,所以燃烧室3内的喷雾贯穿距离有变小的趋势。而燃烧室1内的状况是相反的。
3.3 燃烧特性
图5和图6分别为缸内平均温度变化曲线和平均压力变化曲线。从图5中可以看出,在燃烧开始以前的阶段,三种燃烧室内部由于温度较低,其理化特性基本上没有发生变化,所以温度基本上是一致的。在712℃A左右,缸内开始出现燃烧,三种燃烧室内的温度快速升高。但是由于燃烧前期缸内的气流运动基本一致,燃料喷射后的雾化效果也基本一致,所以三种燃烧室内的温度基本上保持一致。随着燃烧的进行,燃烧室1内的气流特性变差,燃油雾化效果也出现下降,所以温度的最高值是最小的。相反燃烧室3内的温度最高值是最大的。在730℃A左右,三种燃烧室内的温度达到最大峰值。在扩散燃烧阶段,燃烧室3由于良好的气流强度保持特性,使燃烧效果始终要比燃烧室2和燃烧室1要好,所以燃烧室3内的平均温度始终要高于燃烧室1和燃烧室2内的平均温度。图6为缸内平均压力曲线,可以看出其变化趋势与温度变化曲线基本上一致,燃烧室3由于缸内燃烧特性好,所以其缸内压力升高也是最快的,并且能达到更高的压力值。
3.4 排放特性
柴油机在燃烧过程中会产生多种排放物,其中NO和碳烟(SOOT)是最主要的两种排放物。分析燃烧室的形状对排放物产生的影响,具有非常重要的意义。
图7为NO质量分数变化曲线。从图中可以看出,三种燃烧室内的NO的质量分数在燃烧刚刚开始的阶段是一致的,随着燃烧的进行,NO的生成量迅速增加。燃烧室3的增加速度是最快的,到达大约745℃A左右,三种燃烧室内的NO的生成量达到最大值并且保持不变。很明显,燃烧室3内的的生成量是最高的。
NO是空气中的N2在燃烧室的高温条件下与O2反应而生成的氮的氧化物。NO的生成量与燃料本身无关,而是与燃烧室温度、高温持续时间以及N2和O2的浓度有关[11]。由于燃烧室3温度升高较快,平均温度高,所以NO的生成速率较大,总的生成量也较高。在三种燃烧室内温度达到最大峰值以后,迅速下降,在745℃A左右,缸内温度下降到某一值,NO在化学反应上“冻结”,含量基本保持稳定。所以从总体上来看,缸内温度和NO的变化曲线是相符的,由于燃烧室3的扩散燃烧质量较好,可以采用推迟喷油的手段,降低最高燃烧压力和温度,从而大大减少NO的生成量,又不至于造成燃烧品质的恶化,达到同时改善氮氧化物和颗粒排放的目的。
碳烟主要在扩散燃烧阶段生成。在扩散燃烧阶段,在前期喷射的燃料在速燃期内已基本燃烧完,所以后续喷射的燃料在气缸内空气量减少而燃烧产物不断增加,而且气缸容积逐渐增加的条件下燃烧,所以燃烧速率缓慢,造成边喷边燃烧的现象。在这一阶段如果燃烧组织不当,后续喷射的燃料直接喷射到高温缺氧的火焰面上,就会造成碳烟的生成[9]。
图8为SOOT质量分数变化曲线。从图中可以看出,燃烧室1内的碳烟的生成量是最高的,相反,燃烧室3内的最低。在扩散燃烧阶段,燃烧室内的碳烟生成量迅速增加,燃烧室1内的增加速度是最快的。通过前面燃烧室内气流特性的分析,燃烧室3由于合理的缩口直径和燃烧室深度,使得扩散燃烧阶段的燃烧性能良好,所以碳烟的生成量也是最少的。
4 结论
a.燃烧室的结构形状对柴油机的性能具有明显的影响。燃烧室3的缩口直径小,燃烧室深度大,结构更合理,因而缸内能形成良好的气流特性,其滚流强度的保持性也是最好的,燃油的喷雾特性也得到了一定程度的改善,从而提高了扩散燃烧的质量。
b.从减少排放的角度考虑,燃烧室3也存在不足,燃烧室3内的碳烟排放虽然是最低的,但是NO排放却是最高的。所以,在选择燃烧室的结构形状时,不仅要考虑缸内形成良好的气流特性、喷雾特性等,还要使得排放尽可能地低。同时,可以使燃烧室的结构形状与喷油过程合理匹配,使柴油机的各种性能均能达到一个良好的水平。
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CFD模拟论文 第6篇
关键词：海上平台,可燃气泄漏,计算流体力学
随着全球对油气资源需求量日益增加, 油气勘探开发采集不断深入。到2015年, 我国还将建造70多座海上平台 (offshore platform) , 新建或改装10多艘海上浮式生产储油轮[1]。海上平台是海上钻井采油的必备设施之一。海上平台的安全性极为重要, 世界上曾经多次发生海上平台安全事故, 造成了巨大的人员伤亡和经济损失[2-3]。
在海上平台油气生产中, 其生产装置时常可能泄漏易燃易爆气体或蒸汽。当这些气体或蒸汽在空气中浓度达到一定数值时, 随时都可能发生爆炸火灾事故, 严重威胁着人身与设备的安全。在海上平台的油气日常生产过程中, 有效合理的监控海上生产设备可燃气的泄漏, 预测可燃气泄漏后可能发生的状况, 并能及时采取相应的保护措施, 是保证油气生产和人身安全的重要一环。
1 计算流体力学在海洋石油行业的应用
计算流体力学 (CFD) 技术是一种研究流体及传热的方法, 可得到速度和浓度等的分布及随时间的变化等[4]。应用计算流体力学的方法可以代替许多实验室研究和实物研究, 而且可以完成实验室和实物研究中无法观测到得现象、机理和过程。
CFD在海洋石油行业应用较为广泛, 主要包括: (1) 可燃气体泄漏模拟; (2) 火灾爆炸模拟分析; (3) 机械设备优化设计; (4) 结构分析; (5) 冲刷腐蚀分析; (6) 多相流分析。
随着计算机技术的发展, CFD模拟仿真的精度和速度大幅度的提高, 对石油化工过程和现象进行数值模拟和分析, 开始逐渐成为设计、研究的重要手段。许多经过验证的数学模型和CFD软件, 可以十分详细和逼真地描述出石油化工的过程和现象, 可以定量地给出实际运行参数和做出评估, 为设计和生产控制提供依据。
2 计算流体力学在气体泄漏研究上的应用
国外在气体扩散方面的研究工作始于七、八十年代, 直到现在该领域的研究还比较活跃, 提出了许多扩散计算模型, 包括高斯模型、BM模型、Sutton模型、FEM3模型、板块模型和重气模型等。Wang等[5]针对地震时有毒有害气体泄漏扩散, 从不同的角度进行了数值模拟和危险性分析模型研究。Blackmore等[6]对已有的15种重气模型进行了分析总结, 对比了不同模型的优劣势。
国内对天然气泄漏扩散过程研究多基于国外学者提出的模型。潘旭海等[7]分析了气象及地形条件对危险性物质泄漏扩散过程的影响, 并对不确定参数的选取进行了探讨。肖淑衡[8]对天然气等轻质气体泄漏扩散运动进行了数值模拟, 研究了大气风向风速、泄漏源位置、泄漏射流方向和泄漏时间对天然气泄漏扩散浓度场和危险性区域的影响。
3 结语
海洋石油风险很高, 特别是开采高压天然气的生产设施, 其现场的容器、管线和阀门等有大量的静密封点, 极有可能因设备出现故障问题发生可燃气泄漏, 探测系统报警也无法确认泄漏气体扩散影响的范围。CFD模拟方法可以实现分析、判断和预测可燃气泄漏后所影响到的扩散区域。通过该非稳态模拟研究, 可以得到泄漏发生后随时间所对应的可燃气体扩散影响范围的变化, 在事故的预防、控制以及平台应急、逃生方面均具有重要的指导意义, 避免因盲目施救或逃生不当造成更大的伤亡和损失, 对现场探测系统配置的优化以及旁通信号后风险控制也具有较高的指导性。
参考文献
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CFD模拟论文 第7篇
潜水泵作为通用机械广泛应用于农田灌溉、污水排放与处理等国民经济以及人民生活各个领域和部门。目前,投放市场的潜水泵机组的效率不高,还具有很大的提升空间。因而,从节能降耗的角度出发,探索提高潜水泵效率的有效途径,研究提高潜水泵性能的设计方法与生产水平,具有重要的理论与学术意义和工程应用的价值。本文针对采用导流器的潜水泵,围绕导流器的工作原理与工作特性,采用数值模拟的手段进行了深入系统的研究。
1 计算方法及计算区域
对于同一叶轮,其与不同流道几何参数的导流器组合后,导流器特性曲线发生改变,因而可以得到性能不同的潜水泵。本文选择不同进口安放角的导流器,研究导流器变化对潜水泵性能的影响。潜水泵设计流量为125m3/h,扬程为16m,导流器Ⅰ和导流器Ⅱ的结构参数如表1所示。
采用FLUENT数值计算软件,对潜水泵内的三维不可压缩定常湍流流动进行数值计算。选用分离式求解器,采用非结构化交错网格的SIMPLEC算法[1]及隐式求解。采用有限体积法离散计算区域,动量方程、湍动能和耗散率均采用一阶迎风格式离散。一阶迎风格式所生成的离散方程的截差等级较低,限制了解的精度,但采用该离散格式计算一般不会出现解的振荡。
运用AutoCAD对潜水泵进行三维实体造型。为了使叶轮前后盖板带动旋转的液体能够顺畅地流入压水室,回收一部分圆盘摩擦功率[2],提高泵的效率,同时也为了能更准确地描述潜水泵中的速度和压力等参数的变化规律,在叶轮的进口边添加一段高为60mm的同心圆柱体。与此同时,在导流器出口边也添加一段高为60mm的同心圆柱体,使出流液体能够得到充分发展。
以潜水泵单级泵壳内流道为计算区域,采取全流道模拟方式[3],同时将整个计算区域划分为4个部分,即泵的进口延伸段、叶轮室的旋转部分、导流器区域的静止部分和出口延伸段。两个子区域之间连接的平面作为分界面。对于旋转部分和静止部分之间的耦合采用多参考系模型。由于导流器叶片形状复杂且扭曲严重,为使计算网格更好地描述模型的结构特征,尽量做到不失真,故采用对复杂边界适应性强的混合网格。同时,对导流器叶片表面进行网格细化。图1为潜水泵计算网格模型。
2 控制方程及边界条件
2.1 控制方程
流体流动要受物理守恒定律的支配,对于潜水泵内部的液体流动,可以用以下控制方程描述。
1)连续方程。
2)动量方程。
3)能量方程。
4)湍流输运方程。
式中ρ—流体的密度;
t—时间;
—速度矢量;
p—流体微元体上的压力;
τxx,τxy,τxz—分子粘性作用产生的作用在微元体表面上的粘性应力τ的分量;
Fx,Fy,Fz—微元体上的体积力;
cp—比热容;
T—温度;
k—流体的传热系数;
St—粘性耗散项;
—通用变量;
Γ—广义扩散系数;
S—广义源项。
控制方程采用三维雷诺时均N-S方程,选用RNGk-ε湍流模型组成的封闭方程组。近壁处理采用固壁无滑移假设[4],并应用标准壁面函数处理。模型常数为:k=0.039,ε=0.19,Cμ=0.0845,C1=1.42,C2=1.68。
2.2 边界条件
流动的液体为水,密度取ρ=998.2kg/m3,水的动力粘度为μ=1.0×10-3N·s/m2。进口边界条件为垂直于进口的平均流速V,即
出口边界条件为自由出流。
3 模拟结果及分析
潜水泵性能试验曲线如图2所示。从图2中可以看出,潜水泵Ⅰ数值模拟结果与设计参数要求基本吻合。同一种叶轮分别与两种不同的导流器组合,可以得到不同的最佳工况点。可见,导流器不但影响泵的效率,还深刻影响泵的性能以及最佳工况点的位置。连接最佳工况点与坐标原点得一射线,则导流器Ⅰ射线与水平坐标轴的夹角小,导流器Ⅱ射线与水平坐标轴的夹角大。
3.1 误差分析
通过理论计算和试验,可以分别得到潜水泵Ⅰ与Ⅱ最佳工况点的扬程和流量,如表2所示。理论计算与试验所得的最佳工况点相比,其相对误差如下:
1)扬程相对误差。
2)流量相对误差。
计算所得的最佳工况点与试验所得的最佳工况点基本吻合。
3.2 流场分析
3.2.1 速度场
当设计流量为125m3/h时,导流器Ⅰ和Ⅱ叶片工作面的绝对速度矢量图如图3所示。
从图3可以看出:液体进入导流器Ⅰ时,在叶片的进口处速度较大,且与轴向方向夹角大,带有较强的环量;但到了导流器的出口处,液体的速度相比进口处减小很多,且流动方向基本变为轴向。这表明导流器的作用明显,即把经叶轮旋转流出的高速水流所具有的速度能进一步转换为压力能,同时消除液体所具有的旋转分量。导流器Ⅱ相对导流器Ⅰ来说,流场分布不是很均匀,这是因为导流器Ⅱ较导流器Ⅰ短,导叶片曲率大,导致流场分布不是很均匀。可见,在导流器设计中加长轴向长度利于减少流体损失,提高泵效率。
导叶片工作面上内外流线绝对速度圆周分量分布如图4和图5所示。从图4和图5可以看出:整个叶片靠近轮毂处的速度小于靠近轮缘处的速度。最小速度区域在叶片出口边靠近轮毂处,而最大速度区域在叶片进口边靠近轮缘处。这是由于导流器是一个回转体,从进口到出口,回转半径逐渐减小,液体所受的离心惯性力作用也逐渐减弱所致。沿内外流线绝对速度的圆周分量由进口处的较大值逐渐趋于0,变化曲线无明显突变。导流器Ⅰ相对于导流器Ⅱ来说,其圆周速度变化曲线更加光滑,速度变化更加趋于缓和,进一步表明导流器Ⅰ的几何形状优于导流器Ⅱ。同时还说明,导流器在转换速度能为压力能的过程中能够很好地消除圆周速度分量。
3.2.2 压力场
在Q=125m3/h工况下,导流器叶片工作面静压分布如图6所示。
从图6可以看出:对于导流器Ⅰ和导流器Ⅱ叶片的工作面,它们的静压分布从导流器进口到出口是逐渐增大的,说明导流器起到了明显转换能量的作用,但导流器Ⅰ变化相对平缓,表明导流器Ⅰ叶片设计比较合理;总压从进口到出口逐渐减小,表明导流器内存在能量损失。叶片工作面靠近轮毂处有一范围较小的低压区,在此处易产生漩涡;而靠近轮缘处有一范围较小的带状高压区,此处叶片进口安放角需做局部调整,以使进口水流更加顺畅。
两种导流器沿轴线方向不同截面的总压平均量变化曲线如图7所示。
从图7可以看出:沿轴线方向从导流器进口到出口的总压分布呈下降曲线,导流器Ⅰ曲线变化比较均匀,只是在Z=64mm这一位置变化梯度相对较大,这是由此处截面面积突然减小、能量损失相对增大引起的。与导流器Ⅰ相比,导流器Ⅱ内的能量损失则较大,从而使得其扬程不如前者高。选用导流器Ⅰ比导流器Ⅱ在能量损失方面要小得多,并且能量递减的趋势较缓。这一方面表明导叶片进口安放角对潜水泵性能有着直接的影响;另一方面也证实了在选用进口流量Q=125m3/h的条件下,用导流器Ⅰ要比用导流器Ⅱ能更好地与设计叶轮匹配。与导流器Ⅰ相比,导流器Ⅱ叶片从进口到出口的总压变化范围远大于导流器Ⅰ,表明在导流器Ⅱ内部存在较大的能量损耗,而这部分相对多出的损耗则主要发生在进口处,反映出导流器Ⅱ的结构要劣于导流器Ⅰ。此现象说明,导流器设计更加重视导流器进口冲角和壁角的选择。
3.3 面积比系数研究
作者在文献[5]中通过理论推导得出了面积比系数是决定泵性能参数的重要因素这一结论。要获得较高的水泵扬程,面积比系数y≤1。250QJ125型潜水泵叶轮配导流器Ⅰ和导流器Ⅱ时,其面积比分别为0.966和0.85,它们各自的最佳工况点数据如表3所示。面积比系数基本能反映叶轮和导流器的匹配关系,今后要加大这方面的实验研究和理论分析。
4 结论
1)通过CFD数值计算,预测出了250QJ125型潜水泵配两种导流器性能。经与设计工况比较,证明运用CFD数值模拟方法来预测潜水泵性能是完全可行的,在实际中有实用价值。
2)将解析法求得的潜水泵最佳工况点与模拟试验所得的最佳工况点进行比较,其结果较吻合。可见,本文所论述的潜水泵性能预测计算方法是具有实用价值的。
3)通过对两种不同导流器内部的速度场和压力场分析,指出导流器流道的几何参数,特别是进口几何参数直接影响着泵性能以及最佳工况点的位置。为此,提出了增加导流器长度、增大导叶片进口冲角和壁角等方法,来提高泵效率。
4)笔者在文献[5]中通过对面积比原理的理论分析得知:要获得较高的水泵扬程,面积比系数γ≤1。同时,计算了同一叶轮配两种导流器的面积比系数,指出面积比系数基本能够反映叶轮和导流器的适配关系。
摘要：针对同一叶轮配不同导流器,通过试验分析,探索提高潜水泵效率的途径。通过CFD数值计算,预测了250QJ125型潜水泵配两种导流器的性能,将解析法求得的潜水泵最佳工况点与模拟试验结果进行了比较,其结果较为吻合。经对两种导流器内部的速度场和压力场分析,提出了增加导流器长度、增大导叶片进口冲角和壁角等方法,以提高潜水泵的效率,并根据计算进一步指出面积比系数基本能反映叶轮和导流器的适配关系。
关键词：潜水泵,数值模拟,性能预测,流场分析
参考文献
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