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數值模擬范文第1篇

[關鍵詞]支護樁；數值模擬；外界荷載

中圖分類號：TV551.4 文獻標識碼：A 文章編號：

1引言

基坑支護設計主要考慮因素是周邊環境情況。在實際工程中，由于周圍施工機械、臨時土堆和材料堆放等臨時性荷載的影響產生基坑兩側的荷載不同，本論文主要對基坑周圍滿布荷載采用二維有限元模型進行計算分析。

2幾何模型與參數的選取

設一基坑為矩形，縱向長度為100m，寬度為40m，開挖基坑支護的深度取lOm。支護結構采用直徑為0.9m，間距為0.8m的灌注樁，樁深20m。采用兩道支撐，第一道支撐采用的截面尺寸為0.6m×0.8m，第二道支撐采用的截面尺寸為0.8×0.9，支撐的水平間距取8m。樁和支撐材料均為C30的混凝土,土層分布及物理力學性質如下：

第1層土體為回填土，層厚為2m，彈性模量為10000kPa，泊松比為0.35，重度為18KN/，飽和重度為19 KN/，粘聚力為10 kPa，內摩擦角為25。

第2層土體為風化土，層厚為10m，彈性模量為50000kPa，泊松比為0.33，重度為19KN/，飽和重度為20 KN/，粘聚力為14kPa，內摩擦角為20。

第3層土體為風化巖，層厚為9m，彈性模量為150000kPa，泊松比為0.3，重度為20KN/，飽和重度為21 KN/，粘聚力為50kPa，內摩擦角為35。

3支護結構在非對稱荷載的情況下數值模擬及分析

3.1模型處理

(1)土的計算深度為基坑開挖深度的2.1倍，計算寬度為自開挖邊界向外邊取其開挖深度的2倍。

(2)邊界條件：模型左右兩邊設置x方向的水平約束，模型底面設置水平向及垂直方向的約束。

（3）兩邊對稱設置的建筑物的荷載取120kPa。

假定：基坑一邊受到的外界荷載P1由15kPa逐漸增大到60kPa，另一邊受到的外界荷載P2=15kPa一直為恒值。

3.2開挖工況

具體開挖工況為：

工況一，把第一層土體開挖到支撐底部，并用混凝土澆筑第一道支撐。

工況二，若第一道支撐的混凝土強度達到設計要求時，開始把第二層土體開挖到第二道支撐底面位置，并用混凝土澆筑第二道支撐。

工況三，若第二道支撐的混凝土強度達到設計要求時，把第三層土開挖至-10m。分別考慮(a)P1=P2=15kPa；(b)Pl=30kPa，P2=15kPa；(c)Pl=45kPa，P2=15kPa；(d)P1=60kPa，P2=15kPa四種情況下的基坑開挖。可以得出支護結構受不平衡荷載作用下產生的位移和內力在不同位置的變化情況。

3.3計算結果及分析

說明：S1為支護樁在受荷載P1作用下左側最大水平位移，S2為支護樁在受荷載P2作用下右側最大水平位移。

1、在工況一的情況下，基坑開挖到第一道支撐的底部位置時，支撐還沒有受到外界力的作用。樁體在四種不同的外部荷載P1、P2組合下作用產生的水平位移，如圖1所示。

由圖1可以看出：

（1）在工況一的情況下，支撐沒有受到力的作用時，樁頂的水平位移最大。

（2）左側的支護結構所受的外荷載Pl為15kPa時，左側支護樁樁身產生的最大水平位移Sl為5.79mm，當外荷載為60KPa時，S1為8.624mm；右側支護結構所受的外荷載P2為15KPa保持不變，當P1為15KPa時，右側樁身最大水平位移S2為5.79mm，當P2=60KPa時S2為5.694mm。對于左側樁體，水平位移逐漸增大，變化幅度較大，右側位移由于受到左側荷載增大的影響而逐漸減小，但變化幅度不大。

（3）左側樁身位移變化可以看出：靠近變化荷載的支護結構水平位移變化相對較大，所以設計基坑時，需要考慮周圍荷載的影響，確保基坑在外力作用下保持安全狀態。

2、在工況二的情況下，基坑開挖到第二道支撐底部的位置，第一道支撐開始受到力的作用。左側樁體、右側樁體在四種不同的外界荷載P1、P2組合下的水平位移，如圖2所示。

由圖2可以看出：

（1）工況二下，與工況一相比，樁身最大位移不大于為工況一的2倍。由此可以得出：懸臂開挖產生的水平方向的變形在基坑圍護結構產生的總變形中所占的分量比較大。

（2）左側支護樁體在受外界荷載P1為15kPa，左側支護樁產生的最大水平位移S1為11.97mm，當受到的外界荷載P1達到60kPa，與之相對應的最大位移S1則由11.97mm逐漸增至15.49mm；右側支護樁受到的外界荷載P2保持不變，右側支護樁樁身的水平位移S2變化幅度仍然很小，其最大位移逐漸減小，主要原因是仍然受到左側荷載增大的影響。

3、在工況三的情況下，支護樁在四種不同的外界荷載P1、P2組合下產生的的水平位移，如圖3所示。

由圖3可以看出：

（1）工況三和工況二最大位移比較可知，工況三支護樁的水平最大位移比工況二略小，原因是第二道支撐已經發揮作用，由兩次開挖產生的最大位移結果分析知：兩道支撐共同限制支護結構的水平位移。

（2）左側支護樁在受到外界荷載P1為15kPa，左側支護樁的最大水平位移S1為11．38mm，當受到的外界荷載達到60kPa，與之相對應的S1由11．58mm增大到15.16mm；右側支護樁受到的外界荷載P2保持不變，當P1為15Kpa時，右側支護樁的最大水平水平位移為11.38mm，當P1為60KPa時，右側支護樁的最大水平位移為10.34mm，變化幅度約為10%。

4 結語

由數值模擬知：基坑開挖產生的最大位移不大于20mm，符合規范要求，說明內支撐和支護樁的截面設計符合實際工程，由于在支撐與支護樁之間的接觸點會產生應力集中，我們在設計時，需要在接觸點加一塊板，防止應力集中的現象發生。

參考文獻：

數值模擬范文第2篇

關鍵詞：有限元；橋；模擬

桁架橋是以桁架作為上部結構主要承重構件的橋梁。一般由主橋架、上下水平縱向聯結系、橋門架和中間橫撐架以及橋面系組成。在桁架中，弦桿是組成桁架的桿件，包括上弦桿和下弦桿，連接上、下弦桿的桿件叫腹桿，按腹桿方向之不同又區分為斜桿和豎桿。弦桿與腹桿所在的平面就叫主桁平面。大跨度橋架的橋高沿跨徑方向變化，形成曲弦桁架；中、小跨度采用不變的桁高，即所謂平弦桁架或直弦桁架。桁架橋之所以廣泛應用得益于其施工工期較短且施工階段不妨礙交通，結構本身受力明確、易于分析，對于土質較差地區的地基的要求也不是十分苛刻的諸多優點。隨著計算方法的改進，在同樣跨徑的橋梁中，因為有成熟的方法和施工技術作保障，桁架橋往往成為首選。借助于預應力技術的發展，桁架橋將會擁有一個更加廣闊的前景。

1 有限元法的發展

Clough在他的論文“The Finite Element Method in Stress Analysis”［1］中最先引入了有限元這一術語。一些有限元分析的專著大多出自土木工程領域中的專家、學者之手，例如ADINA的研制者K.J.巴特和SAP的研制者E.L.威爾遜。隨著社會經濟和科學技術的快速發展，造橋技術不斷進步，橋梁結構逐步向輕巧、纖細方面發展。于此同時，橋梁的載重、跨徑和橋面寬不斷增長，結構形式不斷變化，傳統的橋梁平面桿系結構程序也越來越不能滿足設計要求。有限元分析軟件正是這種綜合程序的代表。它可以模擬橋梁鋼筋預應力的松弛、混凝土的開裂［2］以及溫度應力等因素對橋梁的影響，同時也可以方便的計算出箱梁的畸變應力、剪力滯效應以及橋梁構件與支撐部位的接觸狀態。橋梁結構是土木行業中字常見的建筑工程結構之一，對橋梁進行較為精確的受力分析，合理模擬其各種工況下的動態相應，對于橋梁的設計與安全控制有著十分重要的現實意義。

2 桁架橋受力分析

近年有限元方法和計算機技術的發展,為土木工程非線性分析提供了有力工具,橋梁的有限元建模和分析,可以實現橋梁承載力的動態預測,并能方便結合數據庫技術,實現橋梁的智能評價和管理。

2.1 建模與加載

上下弦梁、橫梁和端斜腹梁單元用BEAM4來模擬。它是一個軸向受壓、扭轉和彎曲的單元，每個節點有6個自由度，包括三個平動和轉動自由度，本單元具有應力剛化和大變形功能。進入后處理模塊，得到變形圖和位移云圖如下圖所示：

從圖1中可以看出，在載荷作用下桁架橋中間位置的橋面板及其上部構件向下發生彎曲變形最為明顯，而兩側的端斜腹梁的變形最小，整個變形呈堆成分布。

2.2 應力圖

由圖2可看出，最大應力發生在橋面板跨中位置，應力隨著跨中向兩側逐漸減小并呈對稱分布。

3 結 論

橋梁受使用環境和自然環境的長期作用,經常產生各種缺陷,如混凝土開裂和碳化、鋼筋銹蝕、預應力損失等。本文通過對桁架橋的一般受力情況進行了數值模擬分析，得出了受力時的各種力學特征。模擬結果表明與實際工程中的情況吻合的較好，這表明借助與有限元方法模擬桁架結構在橋梁中的應用是可以替代部分試驗研究的。

參考文獻

數值模擬范文第3篇

關鍵詞：空化 多相流 水翼 數值模擬

空化是液體介質流動中所特有的一種現象，空化被重視主要源于其危害性。空化現象的發生不僅會造成水利機械的性能下降，非定常的空化流動還會引起一些非定常流動特性出現，如振動、噪聲以及由非定常流動引起的剝蝕。因此大多研究都是集中在如何抑制空化現象的發生。空化現象是液體內局部壓強降低到液體的飽和蒸氣壓時，液體內部或液固交界面上出現的蒸氣或氣體空泡的形成、發展和潰滅的過程 。描述空化狀態的無量綱組合量稱為空化數σ。

其中P0、V分別為液體未擾動處的壓強和流速，ρ為液體密度，Pv為液體在環境溫度下的飽和蒸氣壓。空化數越小，空化現象越顯著。通過改變來流壓強或速度，可改變空化數和空化狀態。

數值計算方法

整個CFD計算將采用RANS方法，結合兩方程湍流模型以及基于氣泡動力學方程的兩相流空化模型，邊界條件則采用速度入口與壓力出口，通過改變出口壓力來得到不同的空泡數下的空化流動。

1、雷諾平均方法（RANS）及湍流模型

雷諾平均數值模擬是湍流數值模擬最常用的方法，它是將瞬態的湍流脈動量通過某種模型在時均化的方程中體現出來。Reynolds平均法的核心是不直接求解瞬時的NS方程，而是想辦法求解時均化的Reynolds方程。

雷諾平均就是把NS方程中的瞬時變量分解成平均量和脈動量兩部分來描述湍流流動，建立各種湍流模型，通過低階函數來表達未知高階時間平均值，來使時均方程封閉。

雷諾平均N-S方程：

方程中出現了雷諾應力項，因此需要引入湍流模型來使方程封閉。一個通常的方法是應用Boussinesq假設，認為雷諾應力與平均速度梯度成正比：

基于RANS的湍流模型有零方程、一方程和兩方程模型等，對于本文的研究，將采用應用普遍的兩方程模型，主要包括 湍流模型（標準 模型、RNG 模型、Realizable 模型）和 湍流模型（標準 模型和SST 模型），每種湍流模型都有各自的優勢與適用范圍。

2、兩相流模型

在二維水翼空化數值模擬時，需要用到FLUENT中的多相流模型，本文僅計及氣液兩相，因此采用的是混合兩相流模型。該模型假定流體介質是兩種流體（水和水蒸氣）的混合物，并把它當成一種流體。此時的連續性方程如下：

其中 為混合流體的密度，它的定義如下（ 為液體的密度， 為氣體的密度）：

與連續性方程處理方法相同，兩相流模型下的動量方程：

當流體介質為牛頓流體時，

為混合流體的動力粘度， 、 分別指水和水蒸氣的動力粘度。

二維水翼的空泡數值計算

先計算水翼在無空泡狀態的水動力性能，計算結果與XFOIL軟件的結果對比，驗證本文采用的計算模型與邊界條件設置的合理性。然后控制流速不變，改變場內壓強來得到不同的空泡數下的流動特性。

1、計算模型

采用NACA0006水翼作為計算模型，其計算域和網格劃分如下圖所示：

計算域 局部網格劃分

網格質量

設水翼的特征長度為L，計算域如上圖所示，模型右端為出口，距離水翼右端20L；其它邊均為入口，上下前端距離水翼10L，前端為半徑為10L的半圓，預設攻角為60，計算中水翼實際尺寸L=1m。網格劃分采用C型結構化網格，網格質量如上圖所示。

2、流場及邊界條件設置

計算采用的兩相流，計算介質采用25攝氏度的水（密度為998kg/m3，動力粘度為0.0011kg/（ms））和水蒸氣（密度為0.023kg/m3，動力粘度為0.00000995kg/（ms）），飽和蒸汽壓PV為3540Pa。其它設置如下表所示：

3、NACA0006的二維無空泡模擬

首先計算穩態的無空炮繞流，速度入口為6m/s，壓力為30500Pa，即空泡數為1.5，計算結果如下圖所示：

通過對比壓力系數分布圖，發現計算的結果與XFOIL的結果基本是吻合的（圖形的大致形狀），說明選取的計算模型與邊界條件的設置是合理的，理論上能得出有價值的結果。

4、二維水翼NACA0006的空泡數值模擬

4.1 的數值模擬

流速V=6m/s，壓強P=30500Pa，SST模式。各種計算結果圖如下所示：

從上面幾個圖示可以看出，在水翼背面已經明顯發生空泡，壓力系數分布圖與不發生空泡時有明顯的區別。空泡形態比較穩定。

4.2 的數值模擬

流速V=6m/s，壓強P=21500Pa，SST模式。各種計算結果圖如下所示：

此時空泡處于不穩定狀態，是動態的過程，如下圖所示：

0.04s時的壓力系數分布云圖

由上圖可知，此時空泡處于不穩定狀態，前端的空泡后移，結合壓力系數分布云圖，后面有空泡不斷的生成和脫落，屬于云空泡。

4.3的數值模擬

流速V=6m/s，壓強P=12500Pa，SST模式

時間截圖如下所示：

由上圖可知，此時空泡處于不穩定狀態，前端的空泡不斷的擴大隨流動游移、遺滅，屬于泡空泡。

5、結果分析

數值模擬范文第4篇

關鍵詞:微孔注塑 數值模擬

中圖分類號: TQ153 文獻標識碼:A 文章編號:1007-3973 (2010) 05-082-02

微孔塑料是一種泡孔直徑比聚合物中所有已存在的微隙都要小的泡沫材料,是由麻省理工學院(MIT)的Martini和Suh等在20世紀80年代初提出并研制成功的,微孔塑料的泡孔小且分布均勻細密(直徑為1~100m,分布密度為109~1012個/cm3),使聚合物中的微隙圓孔化,泡孔實際起到了一種類似橡膠顆粒增韌塑料的作用,具有吸收外界剪切、沖擊能量的作用,所以,微孔塑料既保持了泡沫塑料的優點,又改善了泡沫塑料的力學性能。微孔注塑是近幾年開發的一種新工藝,旨在生產具有微孔結構的注塑制品。由于微孔注塑引入了超臨界流體,可以取消保壓階段、降低鎖模力、注射壓力、縮短成型周期,所以相對傳統注塑工藝,微孔注塑具有高效節能的優點。

微孔注塑正受到越來越多的關注,但近幾年微孔注塑的應用受到一定的制約,主要表現在泡孔結構較難控制,影響了制品的力學性能。微孔注塑制品的泡孔結構受多種因素的影響,如注射壓力、注射速度、模腔溫度、模腔結構以及塑料的黏彈性、結晶性能等。單純地通過實驗研究來控制泡孔結構,不僅成本高而且實驗周期較長;數值模擬技術可以以較低的成本較短的周期完成泡孔結構的優化。

1 微泡長大的基本模型

1.1海島模型

海島模型國外又稱“Single Bubble Growth Models”, 最早由Lord Rayleigh 提出的,模型如圖1所示,假設:單個泡孔在無限大的熔體中長大;各處的氣體濃度是其距離泡孔壁長度的二階函數;氣體的擴散時間要長于泡孔的膨脹時間。

海島模型把泡孔長大所有機理都囊括在一個簡單的公式中,如式(1-1)所示:

式中,R為泡孔半徑;R0為泡孔初始半徑;pg0為泡孔內部的初始壓力;pf為熔體壓力; 為熔體黏度;為泡孔壁處的表面張力。

從1917至1984年的文獻,均采用海島模型進行泡孔長大過程的數值模擬,該模型一定程度上揭示了泡孔長大過程中的氣體擴散與壓力變化、黏度變化之間的相互作用。對塑料發泡過程具有一定的指導意義,但由于該模型的沒有限制影響泡孔長大區域,所以在實際應用受到了局限。

1.2細胞模型

細胞模型國外又稱“Cell Model”或“Unit Cell Model”是由Amon和Deson于1984年提出的“Unit Cell”模型,該模型限定了影響氣泡膨脹的熔體區域,如圖2所示,氣泡半徑r的長大過程只受到初始半徑為R0的區域內的熔體的影響。細胞模型的其它假設與海島模型的基本一致,兩者氣泡長大的數學表達式也一致。

2微孔注塑數值模擬

Young、Kyung等對聚氨酯(PU)注塑發泡過程進行了3D模擬,假設熔體的流動遵循Navier-Stokes本構方程,采用六面體網格進行計算,并利用有限體積法修正發泡過程中的自由表面以及熔體壓力。模擬結果所顯示的流動形式和充模位置能夠與實驗結果很好地吻合,并且很好地預測了泡孔質量與流動位置之間的關系。圖3所示為Young等預測的和實驗拍攝的充模時間為19 s時的熔體前沿流動情況。雖然Young等人當時并沒有對發泡制品的泡孔尺寸進行預測,但他們工作對泡孔尺寸的計算奠定了很好的基礎。

Han等利用 “細胞模型”計算了利用超臨界二氧化碳(CO2)和氮氣(N2)作為發泡劑的微孔注塑充模過程中氣泡半徑的演變過程,為了便于計算,Han等人簡化了模型,將微觀的多相流體視為宏觀的單相流體,假設熔體成核均勻,并且單位質量熔體的成核數目一定。圖4為Han等人預測得到的距離主流道不同位置的泡孔半徑。他們把模擬得到的熔體壓力、氣泡半徑分布與實驗結果相比較,結果顯示:在靠近澆口的位置,預測直徑與實驗值較為相近;而在遠離澆口的位置,預測直徑則與實驗值存在較大差別,這是因為他們的模擬假設了充模過程中,熔體前沿承受的壓力為一個大氣壓,而實驗中,由于熔體前沿承受壓縮氣體的作用,所以熔體前沿的實際壓力大于一個大氣壓。

Osorio和Turng[8, 9]利用“細胞模型”模型,對注塑發泡過程中位于主流道上的泡孔尺寸及密度做了預測。考慮了質量守恒方程、擴散系數、聚合物/CO2熔體的體積溶脹性等因素,但由于該模擬沒有考慮成核過程,以及所用到的模型參數不夠準確,所以模擬結果并不能很好地反映實驗結果,如圖5為預測的和實驗觀察的泡孔、熔體影響區域半徑隨時間的變化情況,從圖可以看出預測與實驗之間的誤差隨著時間的積累逐漸放大,在初始階段(1 s內)預測值與實際值偏差較小,而到后期(8 s)預測值與實際值偏差較大。

王建康等[10,11]利用微孔注塑中氣泡長大過程的數學模型,模擬了利用注塑機直接把PS/CO2熔體注射到空氣中時氣泡的長大過程。在模擬中,首先根據壓力降和壓力降速率計算了成核密度,然后把計算得到的初始泡孔直徑輸入泡孔長大模型。在計算中考慮了熔體密度、擴散系數、溶解度常數、黏度等模型參數受時間和氣體含量變化的影響。

3結束語

利用數值模擬技術來優化微孔注塑制品的泡孔結構,提高的力學性能,具有成本低、機理明確、研發周期短等優點。近年來隨著微孔注塑技術的逐步推廣,數值模擬技術在這一領域的應用逐漸增多。雖然在模型簡化、宏微觀轉化、算法技巧等方面還有很多需要改進的地方,預測結果還不是很準確,但隨著計算技術的發展,算法的改進,以及越來越多研發人員的投入,微孔注塑數值模擬技術將會有更廣闊的應用前景。

參考文獻:

[1]Martini J., Waldman F., Suh N.P. Production and analysis of microcellular thermoplastic foams [C]. SPE ANTEC Proc., 1982: 674-676.

[2]Lord Rayleigh, Phil. Mag., 6th Series, 1917, 34:94.

[3]Lee S. T., Foam Extrusion principles and parctice. CRC Press LLLC. 2000.

[4]Amon M., Denson C. Study of the dynamics of foam growth analysis of the growth of closely spaced spherical bubbles [J]. Polym. Eng. Sci., 1984, 24(13): 1026-1034.

[5]Young B.K., Kyung D.K., Sang E. H., et al. Numerical simulation of PU foaming flow in a refrigerator carbinet [J]. Journal of Cellular Plastics, 2005, 41: 251-265.

[6]Han S., Kennedy P., Zheng R., et al. Numerical analysis of microcellular injection molding [J]. Journal of Cellular Plastics, 2003, 39: 475-485.

[7]Han S., Zheng R., Kennedy P., et al. Numerical analysis of microcellular injection molding [C]. ANTEC, 2003: 696-670.

[8]Osorio A., Turng L.S. Mathematical modeling and numerical simulation of cell growth in injection molding of microcellular plastics [J]. Polym. Eng. Sci., 2004, 44(12): 2274-2287.

[9]Osorio A., Turng L.S. Numerical simulation of cell growth in microcellular injection molding [C]. ANTEC, 2004, 1: 650-654.

數值模擬范文第5篇

關鍵詞：環縫洗滌器 流場 磨損

中圖分類號：TK124 文獻標識碼：A 文章編號：1672-3791（2014）03（c）-0102-02

轉爐煙氣凈化和煤氣回收系統流程中，使用比較廣泛的為OG系統，到今天，已經發展到第四代OG系統。新一代OG系統具有設備簡單、便于布置、易于維護；節水省電、流量調節性能好；除塵效率高等優點，應用越來越廣泛。經過現場調研，發現武鋼某煉鋼廠新一代OG系統在運行中存在環縫洗滌器磨損嚴重的問題，如圖1所示。

1 環縫洗滌器磨損原因分析

1.1 環縫洗滌器工作原理及問題

環縫洗滌器是新一代OG系統的精除塵設備，如圖2所示。轉爐煙氣經過飽和噴淋塔的降溫和粗除塵以后，以100 m/s左右的速度進入環縫可調文氏管（即環縫洗滌器）進行精除塵[1]。洗滌器內錐由液壓桿控制可上下移動從而控制環縫間隙，進而起到調節和穩定爐頂壓力的作用。內錐和液壓套管使用耐磨材料制造，以避免環縫里高速的煙氣引起的磨損和腐蝕。

實際生產期間，在一個爐役檢修期之內，內錐體常被磨薄磨穿，環縫外殼也磨損嚴重，文氏管下部直管段也經常被磨穿，不僅降低了除塵效果，還帶來極大的安全隱患。

1.2 原因分析

環縫洗滌器磨損與很多因素有關，一般是氣流夾帶的固體顆粒對材料的噴砂型沖蝕和氣流夾帶的液滴噴射型沖蝕二者綜合作用的結果。

由于環縫洗滌器喉口處的速度很大，并且喉口處設計得比較窄，因此，在噴砂型沖蝕和噴射型沖蝕作用下很容易對該處造成磨損。圖1所示的內錐體前端被磨穿可能是由于該部位長期處于喉口處，受到兩種沖蝕造成嚴重損壞。

針對新一代OG系統中環縫洗滌器磨損的問題，本文根據“料磨料”的原理，提出了一種防磨環縫洗滌器結構，并對其流場進行數值模擬，同時與傳統結構的流場比較，對其合理化改進進行驗證。

2 防磨環縫洗滌器的結構及原理

針對內錐磨損嚴重的情況，在原有結構的基礎上，給內錐體加上一層“井字形”荊條（見圖3），以求達到減小磨損的效果。顆粒在沖擊到內錐體的時候，先對荊條產生磨損，而且荊條的“井字形”結構使得部分固體粉塵被截留在內錐體外壁，經過一段時間的積累，可以對內錐體形成一層保護層，對內錐體起到進一步保護作用。粉塵在沖擊荊條時，與截留的粉塵相互摩擦，形成一種“料磨料效應”。

此外帶荊條的外層結構亦可以設計成“套筒”式可更換的形制，若檢修時發現外層，即荊條層磨損嚴重需要更換，可移除荊條層，換上新的外層備件，而不必更換整個環縫洗滌器內錐調節閥，從而減輕工作量，降低成本。

3 物理模型建立及計算方法

由于問題主要存在于環縫文氏管部分，所以只對該部分進行局部模擬。在ICEM CFD中對其進行非結構網格劃分，對進口、出口等對流動影響大的位置進行局部網格加密。得到網格數為2307202個，網格如圖4所示。

爐氣中包含有煙塵顆粒和煙氣，在精除塵時需要噴水，實際上是一個氣、液、固三相流動。由于只需要初步了解該物理模型內部的流動情況，故只考慮氣固兩相流，本模擬中用理想空氣代替煙氣并忽略液相，固體顆粒粒徑固定，為50 μm。氣相湍流模型選擇k-ε湍流模型，固體顆粒選擇離散相（Dispersed Solid）模型。磨損模型選擇Tabakoff模型，參數為默認值。

域內參考壓力設置為1atm。進口為速度進口，速度為14 m/s，固相入口速度與氣相相同，其質量流量為50 kg/s。壁面設置為無滑移邊界條件，固相碰壁反彈設為剛性反彈，系數均設置為1。采取高階格式對其進行求解，求解步數為400，求解精度要求達到10-3。

4 模擬結果與分析

模擬結果如圖5、圖6所示，磨損率如圖7、圖8所示。

由兩圖可看出，對于內錐的磨損，傳統的環縫洗滌器磨損嚴重的地方主要在內錐體中上部，此處剛好可以看做是氣固兩相速度最大的位置，從圖5中可看出，此處流場有垂直內錐體的速度分量，顆粒在此處最易沖擊內錐體，造成磨損，這也與實際情況相符。

增加荊條層之后，其內錐的磨損，主要都發生在荊條上，因此荊條尺寸間隔設計不能太大，否則內錐受保護的面積就越小，氣流在荊條與荊條之間的區域內形成的渦尺度越大，與內錐接觸時間越長，易使內錐受到磨損。

通過對比分析可知，由于磨損與速度的三次方成正比[2]，經過喉口處的煙氣，在荊條結構的阻擋下，可以有效減少粉塵對內錐的磨損，對內錐起到保護作用，錐體上半部的氣流速度變得比較均勻。上述模擬結果表明，防磨環縫洗滌器的原理及結構是合理的，不僅對內錐體，還是對下半部直管段都有較好的防磨效果。與傳統的環縫洗滌器相比，防磨洗滌器具有防磨損，制造簡單、更換方便等優點，可以在冶金除塵系統中發揮良好的效果。

參考文獻